高强钢绞线网<bold>/ECC</bold>加固<bold>RC</bold>柱小偏心受压性能研究

王新玲，赵要康，王利超，罗鹏程，范家俊; WANG Xinling; ZHAO Yaokang; WANG Lichao; LUO Pengcheng; FAN Jiajun

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高强钢绞线网/ECC加固RC柱小偏心受压性能研究 PDF

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王新玲
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赵要康
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王利超
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罗鹏程
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范家俊
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郑州大学土木工程学院，河南郑州 450001

中图分类号： TU528.571

最近更新：2023-01-29

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2023.01.005

摘要

为研究高强钢绞线网/ECC（HSME）加固钢筋混凝土（RC）小偏心受压柱的正截面受力性能，对HSME加固RC柱、ECC加固RC柱和未加固RC柱进行了小偏心受压性能试验.结果表明：采用HSME加固后RC柱的整体性能得到显著提升，当采用相同的相对初始偏心距时，与未加固RC柱相比，HSME加固RC柱的开裂荷载、峰值荷载和延性分别提高了100.0%~113.3%、99.8%~108.0%、75.9%~77.8%；相同荷载下，HSME加固RC柱的ECC应变和纵筋压应变均小于ECC加固RC柱，HSME的加固效果更优；HSME加固层为核心混凝土提供了有效约束，改善了RC柱的损伤分布和破坏模式，显著提高了RC柱的承载力和延性；整个受压过程中，HSME加固层与RC柱混凝土协调变形，共同工作性能良好.

关键词

高强钢绞线网/ECC; 加固; 钢筋混凝土柱; 小偏心受压; 试验研究

钢筋混凝土（RC）柱是竖向受压结构的重要组成部分，然而，由于受长期服役产生损伤、结构功能变化、设计标准和安全储备性能提高等因素的影响，需对既有RC柱进行增强加固.近年来，纤维水泥基复合材料（ECC）因其优良的变形性能、抗裂性能及耐久性等^［

1‑2］已被逐渐应用于RC柱的增强加固^{［参考文献 3

百度学术}3］.但单一ECC材料仍存在抗拉强度偏低的不足，国内外学者通过增强材料（纤维增强复合材料FRP、钢筋网等）来提高其工作性能，并应用于RC柱的增强加固以提升其整体性能.Al‑Gemeel等^{［参考文献 4

百度学术}4］将玄武岩纤维增强复合材料（BFRP）增强ECC用于约束混凝土柱，有效提高了其承载能力及延性.袁超^{［参考文献 5

百度学术}5］对钢筋网增强ECC加固RC柱进行了偏心受压试验，提出了钢筋网增强ECC加固RC偏压柱承载力的计算方法.此外，高强钢绞线与FRP相比具有更优的经济性，与普通钢筋相比具有更高的强度，因此，部分学者将钢绞线与聚合物砂浆组合应用于增强加固RC构件.Zhao^{［参考文献 6

百度学术}6］将钢丝网增强改性高强砂浆用于混凝土柱的加固，有效提高了其承载能力、变形能力和耗能能力.孙延华等^{［参考文献 7

百度学术}7］对钢筋/钢丝网砂浆加固RC梁进行了抗剪试验研究，给出了加固梁抗剪承载力和斜裂缝宽度的计算公式.

综上所述，研究团队结合ECC和高强钢绞线的优点，提出了一种能充分发挥两者优势的新型复合材料：高强钢绞线网/ECC（HSME）.材料研究表明其具有优异的力学性能^［

8‑11］，高强钢绞线与ECC可很好地协同工作，具有更高的抗拉强度、变形能力及裂缝分散控制能力.为将该材料应用于既有混凝土结构工程加固中，有效提升加固结构的整体性能，并解决RC小偏心受压柱脆性破坏及耐久性不足等问题，本文提出将高强钢绞线网/ECC用于加固RC小偏心受压柱，并通过试验研究其受压性能.

1 试验

1.1 试件设计

本试验共制作了5根RC柱，其尺寸和截面配筋如图1所示，其中混凝土强度等级为C40，纵筋和箍筋强度等级均为HRB400.试件参数见表1.因加固后柱截面尺寸大于未加固柱，初始偏心距采用相对初始偏心距e₀/h（e₀为轴向力作用点对截面重心的偏心距；h为加固后柱截面高度）.表1中：d为钢绞线公称直径；s为横向钢绞线间距；n为受拉（压）侧纵向钢绞线根数；ρ_w为纵向钢绞线配筋率.

图1 RC柱尺寸和截面配筋示意图

Fig.1 Geometries and reinforcement details of RC columns（size： mm）

表1 试件参数

Table 1 Parameters of specimens

Group	e₀/mm	High‑strength steel stranded wire mesh				Reinforcement layer
Group	e₀/mm	d/mm	s/mm	n	ρ_w/%	Reinforcement layer
RC‑C	0.22h
ECC‑RC	0.22h					ECC
HSME‑RC1	0.22h	2.4	60	3	0.17	HSME
HEME‑RC2	0.22h	2.4	60	5	0.28	HSME
HSME‑RC3	0.27h	2.4	60	3	0.17	HSME

1.2 加固方案设计

参考GB 50367—2013《混凝土结构加固设计规范》，RC柱采用四面围套的外加层构造方式（见图2），外侧布置高强钢绞线网，横向钢绞线在纵向钢绞线内侧.其中，横向钢绞线缠绕RC柱一周并在两端采用铝环连接，即将钢绞线两端伸入到铝环的2个孔内进行搭接，形成对混凝土的横向有效约束作用.受拉（压）侧纵向钢绞线在柱两端弯折90°至柱顶和柱底进行锚固，对于实际既有结构中的框架柱可以采用植筋法^［

12］进行锚固.

图2 加固RC柱示意图

Fig.2 Reinforcement diagram of RC column（size： mm）

加固施工工艺参考JGJ 337—2015《钢绞线网片聚合物砂浆加固技术规程》，首先对RC柱表面进行凿毛处理，将4条侧棱打磨成半径15 mm的圆弧，对受拉（压）侧进行刻槽处理；然后进行高强钢绞线网绑扎，张拉预紧后进行锚固；接着清洗表面并喷洒界面剂；最后采用分层的方式进行ECC浇筑并养护.ECC加固柱除未在RC柱外侧布置高强钢绞线网外，其加固方式与HSME加固RC柱一致.

1.3 材料性能试验

浇筑RC柱的同时制备边长150 mm的混凝土立方体试块，实测其抗压强度均值为45.9 MPa.试验所用纵筋和箍筋屈服强度分别为448、467 MPa，极限抗拉强度分别为654、678 MPa.钢绞线实测截面面积为2.83 mm²，抗拉强度为1 546.5 MPa，弹性模量为128 GPa，极限拉应变为2.9%.ECC中聚乙烯醇（PVA）纤维体积分数为2%，其余配合比（以水泥质量计）见表2，所用细砂粒径不大于74 μm，PVA纤维性能见表3.ECC力学性能见表4.

表 2 ECC配合比

Table 2 Mix proportion of ECC

Cement	Sand	Fly ash	Micro‑silicapowder	Water	Water reducer
1.000 0	0.300 0	4.000 0	0.080 0	1.150 0	0.067 5

表 3 PVA纤维性能

Table 3 Properties of PVA fibers

Diameter/μm

Length/mm

Tensile strength/MPa

Elastic modulus/GPa

Rupture

elongation/%

Density/(g·cm^-3)

1 560

6.5

1.3

表 4 ECC力学性能

Table 4 Mechanical properties of ECC

Group	Compressive strength/MPa	Tensile strength/MPa	Ultimate tensile strain/%
ECC‑RC	38.9	2.79	2.61
HSME‑RC1	40.2	2.81	2.75
HEME‑RC2	39.5	2.93	2.80
HSME‑RC3	40.8	2.88	2.74

1.4 试验加载和量测方案

本试验采用荷载分级控制在5 000 kN压力试验机上进行加载，如图3所示.正式加载前，先对试件进行预加载，以确保试验装置处于正常工作状态，然后进行正式加载.达到极限荷载后，持续加载直至破坏或承载力降至峰值荷载的70%.

图3 试验加载装置示意图

Fig.3 Schematic of test setup

试验中通过力传感器对荷载进行监控，采样频率为2次/s.在试件弯曲平面内沿高度方向在顶部、中部、底部布置位移计（LVDT）来测量其侧向挠度，在试件受拉（压）侧中部沿纵向粘贴应变片来测量ECC（混凝土）拉压应变，在试件跨中侧面等间距粘贴5个应变片来测量其跨中截面应变，在纵筋中部延纵向粘贴应变片来测量其拉压应变.

2 试验现象

2.1 未加固RC柱

加载前期，未加固RC柱试件RC‑C表面基本无变化.加载至峰值荷载的90%左右时，在受压侧出现竖向裂缝，并伴随明显混凝土碎裂声，距RC柱底部约30 cm处出现裂缝，并随即向支座方向斜向开展.当荷载达到峰值荷载时，RC柱根部受压侧混凝土压碎，部分纵筋受压屈曲，承载力急剧下降，破坏无明显征兆，为典型的小偏心受压脆性破坏（见图4）.

图4 未加固RC柱的破坏形态

Fig.4 Failure pattern of RC‑C

2.2 ECC加固RC柱

当加载至峰值荷载的25%左右时，ECC加固RC柱试件ECC‑RC受拉侧出现细微水平裂缝，宽度为0.01 mm.继续加载，受拉侧出现新裂缝且原有裂缝不断发展.当加载至峰值荷载的80%左右时，受压侧顶部出现竖向裂缝，伴随ECC中纤维拉拔断裂的“咝咝”声.达到峰值荷载时，受压侧最大裂缝宽度为0.25 mm.随后荷载缓慢下降，裂缝明显变宽，当降至峰值荷载的80%左右时，受压侧顶部ECC被压碎，此时试件ECC‑RC的跨中侧向挠度为5.09 mm.而未加固RC柱在混凝土压碎时的跨中侧向挠度为3.16 mm.这说明ECC加固RC柱呈现出较为明显的挠曲变形，表现出一定的延性破坏特点，且受压区ECC损伤破坏面积明显大于受拉区（见图5）.

图5 ECC加固RC柱的破坏形态

Fig.5 Failure pattern of ECC‑RC

2.3 HSME加固RC柱

在小偏心荷载作用下，3组HSME加固RC柱的破坏形态类似，因此仅列举试件HSME‑RC1的破坏形态，如图6所示.当荷载达到峰值荷载的25%左右时，试件HSME‑RC1受拉侧中部出现数条水平细微裂缝，宽度为0.01 mm.继续加载，裂缝数量增多，宽度基本无变化.当加载至峰值荷载的80%左右时，受压侧开始出现竖向裂缝，此时受拉侧最大裂缝宽度增大至0.07 mm.继续加载，受压侧裂缝不断出现，裂缝宽度增加缓慢，表面裂缝分布具有明显密而细的特点.当荷载达到峰值荷载时，受压侧最大裂缝宽度为0.20 mm，满足GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》中对混凝土结构正常使用极限状态下裂缝宽度的要求.此时，伴随有ECC内纤维拉拔断裂的“咝咝”声.之后，随着荷载的缓慢下降，试件变形明显增大，裂缝明显变宽.当荷载降至峰值荷载的75%左右时，受压侧底部ECC被压碎，且可听到钢绞线的拉断声，破坏过程发展缓慢.HSME加固RC柱在ECC压碎时的跨中侧向挠度为6.93~7.69 mm，而ECC加固RC柱在ECC压碎时的跨中侧向挠度为5.09 mm，较ECC加固RC柱有更大的挠曲变形，表现出更为明显的延性破坏特点，且受压区压碎面积明显大于受拉区.

图6 试件HSME‑RC1的破坏形态

Fig.6 Failure pattern of specimen HSME‑RC1

2.4 HSME加固RC柱受力机理和破坏模式分析

各加固RC柱的裂缝分布如图7所示.由图7可见：在小偏心荷载作用下，HSME加固RC柱受拉区面积较小，受拉侧HSME加固层承担了较多的拉力，出现细微裂缝，但ECC中短纤维尚未被拉断，依然可以承担拉力，达到峰值荷载时最大裂缝宽度仅为0.07 mm；HSME加固层内的高强钢绞线网与ECC协同工作，可更好地限制裂缝的开展，因此HSME加固RC柱受拉侧的裂缝数量和长度明显小于ECC加固RC柱；HSME加固RC柱受压侧压应变和压应力较大，由HSME加固层与RC柱共同承担，达到峰值荷载时，受压侧加固层出现竖向裂缝、并被压碎.从HSME加固RC柱整体受力角度分析，随着核心混凝土横向膨胀变形的增大，HSME加固层对核心混凝土产生套箍效应，为受压区混凝土提供了有效的侧向约束，既延缓了受压侧加固层和核心混凝土接触面剥离的产生，又起到了明显提高其承载力的作用.

图7 各加固RC柱的裂缝分布

Fig.7 Crack distribution of strengthened RC columns

对比图7（a）、（b）、（c）可知，当相对初始偏心距相同时，HSME加固RC柱的表面裂缝分布较ECC加固RC柱更加均匀、细密，说明高强钢绞线网能有效改善裂缝分布形态，HSME加固RC柱整体性能更好.对比图7（b）、（c）可知，纵向钢绞线配筋率的改变对试件受拉侧表面裂缝分布影响较大，纵向钢绞线配筋率越大，试件受拉侧表面裂缝分布越均匀、间距越小，对受压侧影响越小.对比图7（b）、（d）可知，相对初始偏心距越大，试件受拉侧表面裂缝越多、宽度越大.ECC加固RC柱的破坏模式为受压侧混凝土和ECC被压碎，损伤较重，而3根HSME加固RC柱的破坏模式均为受压侧出现竖向主裂缝、ECC和混凝土被压碎，损伤较轻，说明HSME加固RC柱的整体性能更好.

3 结果与分析

将所有试件均加载至极限破坏状态，得到的主要试验结果见表5.表5中：N_cr为开裂荷载；N_p为峰值荷载；n_cr、n_p分别为加固RC柱开裂荷载、峰值荷载相对于未加固RC柱开裂荷载、峰值荷载的增加率；Δ_y为屈服挠度，取荷载-跨中侧向挠度曲线上屈服点所对应的挠度，屈服点采用文献［

13］中最远点法确定；Δ_u为极限挠度，取荷载降至峰值荷载的75%时所对应的跨中侧向挠度；μ为延性系数；β为加固RC柱延性系数相对于未加固RC柱延性系数的增加率.

表5 主要试验结果

Table 5 Main test results

Group	N_cr/kN	n_cr/%	N_p/kN	n_p/%	Δ_y/mm	Δ_u/mm	μ	β/%
RC‑C	150		597		2.44	3.55	1.58
ECC‑RC	280	86.7	867	45.2	2.18	5.16	2.37	50.0
HSME‑RC1	300	100.0	1 193	99.8	2.49	6.93	2.78	75.9
HEME‑RC2	320	113.3	1 242	108.0	2.56	7.20	2.81	77.8
HSME‑RC3	250		1 096		2.57	7.69	2.99

3.1 开裂荷载

由表5可知：ECC加固RC柱的开裂荷载较未加固RC柱提高了86.7%，证明了ECC优异的抗拉性能；HSME加固RC柱试件HSME‑RC1和HSME‑RC2的开裂荷载较未加固RC柱分别提高了100.0%、113.3%，较ECC加固RC柱分别提高了7.1%、14.3%.这主要是因为HSME内布置有高强钢绞线网，其开裂应变和开裂应力明显优于ECC^［

10］，进一步说明HSME加固层能更有效地抑制裂缝的产生.但由于试件发生开裂时竖向和横向变形均较小，钢绞线应变较小，因此HSME加固RC柱开裂荷载较ECC加固RC柱开裂荷载的提升幅度有限.

3.2 峰值荷载

由表5还可知，HSME加固RC柱试件HSME‑RC1和HSME‑RC2的峰值荷载较未加固RC柱分别提高了99.8%、108.0%，较ECC加固RC柱分别提高了37.6%、43.3%.基于试验分析可知，当加固RC柱达到峰值荷载时，核心混凝土发生了较大横向膨胀变形，HSME加固层内布置的横向钢绞线可为核心混凝土提供更有效的约束，起到明显提高试件承载力的作用.而仅ECC加固时约束作用较小，因此ECC加固RC柱的峰值荷载低于HSME加固RC柱.对比试件HSME‑RC1和HSME‑RC2可知，纵向钢绞线配筋率的变化对试件峰值荷载影响较小，分析其原因：本试验中试件偏心距较小，受拉侧钢绞线所受拉应力较小，此外纵向钢绞线面积变化较小（每根仅为2.83 mm²，2根仅5.66 mm²），因此其对峰值荷载的影响不大.对比试件HSME‑RC1和HSME‑RC3可知，相对初始偏心距越大，试件峰值荷载越小.

3.3 荷载-应变曲线

各试件荷载‑ECC（混凝土）应变曲线如图8（a）所示.由图8（a）可见：在加载初期，各试件ECC（混凝土）应变较小，随荷载增大而大致呈线性增长；当荷载接近峰值荷载时，曲线逐渐趋于平缓，应变开始快速增加；相同荷载下，HSME加固RC柱的ECC应变明显低于ECC加固RC柱，说明HSME加固层能有效延缓试件开裂和ECC（混凝土）的损伤.

图8 荷载-应变曲线

Fig.8 Load‑strain curves

图8（b）绘出了各试件荷载-钢筋应变曲线.由图8（b）可见：对于离轴压力较近的受压侧纵筋，在达到屈服之前，其应变基本保持线性增长，在屈服之后，荷载增长缓慢，其应变进入屈服台阶、迅速增长；而另一侧纵筋均未达到受拉（受压）屈服；相对初始偏心距较小的试件HSME‑RC1和HSME‑RC2，离轴压力较远一侧的纵筋亦处于受压状态（未加固RC柱处于受拉状态），这说明HSME加固后试件截面面积增大，该侧纵筋到受拉边缘的距离增大而处于受压状态；在相同荷载下，相比未加固RC柱和ECC加固RC柱，HSME加固RC柱的纵筋压应变较小，进一步说明HSME加固层对小偏心受压柱承载力有提高作用.

3.4 荷载-跨中侧向挠度曲线

各试件的荷载-跨中侧向挠度曲线如图9所示.由图9可见：加固RC柱在加载初期，挠度很小；而开裂后，其挠度增长速率变快；当达到峰值荷载时，荷载开始缓慢下降，挠度则快速增长直到破坏，整个下降段较平缓；在相同荷载下，加固RC柱的跨中侧向挠度明显小于未加固RC柱，这是因为加固层增大了试件的刚度，所以加固RC柱的挠曲变形减小；HSME加固RC柱的下降段较未加固RC柱和ECC加固RC柱更为平缓，说明前者变形及耗能能力明显提高，表现出良好的延性破坏特征，而且其残余强度更高，约为峰值荷载的70%~80%.分析原因：该阶段受压侧ECC加固层竖向裂缝明显变宽、并逐渐被压碎，导致其对受压区核心混凝土的约束作用明显降低；而HSME加固层内布置的横向钢绞线网的约束作用愈加明显，直至拉断，因此，HSME加固层能更有效地提升RC柱的变形能力.

图9 荷载-跨中侧向挠度曲线

Fig.9 Load vs. mid‑span lateral deflection curves

3.5 延性分析

试件延性通过延性系数μ来衡量，其计算式^［

14］如下：

μ = \frac{Δ_{u}}{Δ_{y}}

（1）

延性系数计算结果见表5.由表5可见，当采用相同的相对初始偏心距时，HSME加固RC柱的延性系数较未加固RC柱提高了75.9%~77.8%，较ECC加固RC柱提高了17.3%~18.6%，说明HSME加固层能更加显著地改善RC小偏心受压柱的延性.分析原因，在小偏心荷载作用下，HSME加固RC柱中核心混凝土发生了较大的横向膨胀变形，HSME加固层内的横向钢绞线对核心混凝土提供了有效约束，且HSME加固层未与混凝土界面发生剥离，因此试件延性得到提高.对比试件HSME‑RC1和HSME‑RC2可知，纵向钢绞线配筋率的变化对试件延性影响较小.对比试件HSME‑RC1和HSME‑RC3可知，相对初始偏心距越大，试件延性越好.

3.6 HSME加固层作用机理分析

基于试验数据绘出HSME加固RC柱试件HSME‑RC1的跨中截面应变分布，如图10所示.由图10可知：试件HSME‑RC1在小偏心荷载作用下，受拉侧应变较小，且随着荷载的增加，应变增幅较小，ECC最大拉应变为645 μm/m；受压侧应变随着荷载的增加而迅速发展，当加载达到峰值荷载的50%时，ECC压应变为780 μm/m，达到峰值荷载时，ECC压应变为2 202 μm/m.整个受力过程中，随着荷载的增大，中和轴（截面应变为0）逐渐向受压较大侧移动，截面平均应变大致呈线性分布，跨中截面应变分布基本符合平截面假定.

图10 试件HSME‑RC1的跨中截面应变分布

Fig.10 Strain distribution at mid‑span section of specimen HSME‑RC1

基于试验结果及受力分析，得到HSME对RC柱的加固机理为：（1）随着核心混凝土的横向膨胀变形增大，HSME加固层可有效约束核心混凝土，使受压区核心混凝土处于三向受压状态，使其抗压强度和延性明显增加，同时使受拉区核心混凝土处于双向受压、一向受拉状态.小偏心受压柱承载力主要依靠受压区，因此HSME加固RC柱的承载力较未加固RC柱大幅度提高.（2）受拉侧HSME加固层参与受拉，受压侧HSME加固层参与受压，由于HSME加固层与混凝土界面黏结牢固，未发生滑移、剥离等情况，二者协同工作性能良好，因此加固RC柱受力性能得到明显提高.

4 结论

（1）HSME加固RC柱在小偏心受压过程中，裂缝细而密.HSME加固层与核心RC柱混凝土协同工作性能良好，未出现滑移、剥落等情况.破坏前，受压区ECC出现竖向裂缝，随荷载缓慢下降，ECC和部分混凝土被压碎，具有明显的预兆，表现出了良好的延性破坏特征.

（2）当采用相同的相对初始偏心距时，与未加固RC柱相比，HSME加固RC柱的开裂荷载提高了100.0%~113.3%、峰值荷载提高了99.8%~108.0%、延性提高了75.9%~77.8%；与ECC加固RC柱相比，HSME加固RC柱的开裂荷载提高了7.1%~14.3%、峰值荷载提高了37.6%~43.3%、延性提高了17.3%~18.6%.

（3）相同荷载下，HSME加固RC柱中ECC应变和纵筋压应变均小于ECC加固RC柱.HSME加固RC柱相对初始偏心距越大，其峰值荷载越小，延性越好.

（4）HSME加固层可为核心混凝土提供有效的约束，使受压区核心混凝土处于三向受压状态，其抗压强度和延性系数明显增加，同时HSME加固层可以和核心RC柱一起承担偏心力，显著提高HSME加固RC柱的整体受力性能.

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