2. 中国矿业大学 江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室, 力学与土木工程学院，江苏 徐州 221116
2. Jiangsu Key Laboratory of Environmental Impact and Structural Safety in Engineering, School of Mechanics and Civil Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou 221116, China
采用纤维编织网增强混凝土(textile reinforced concrete, TRC)加固RC结构的方法是一种新型加固技术.TRC是由纤维编织网和细粒混凝土按一定比例配制而成的纤维增强水泥基复合材料, 具有抗裂效果好、承载能力高等优点[1-3], 且TRC加固几乎不改变原构件的截面尺寸[4].在TRC的组成中, 细粒混凝土具有良好的抗渗性和抗碳化能力; 纤维材料能有效克服普通钢筋混凝土结构中钢筋锈蚀的缺点[5].与已在结构加固中广泛使用的纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer, FRP)相比, TRC克服了FRP的一些缺点[6-8].
目前, 国内外学者对TRC加固钢筋混凝土结构的抗震性能展开了初步的研究.Al-Salloum等[6]研究表明：TRC能够有效地提高梁柱节点的剪切强度和延性, 并且这种提高幅度与TRC的加固层数密切相关, 当加固层数足够时, TRC加固试件的极限荷载与FRP加固相当.Alhaddad等[9]对TRC加固梁柱节点的抗震性能进行了数值分析并与试验结果对比, 结果表明：数值分析与试验结果能较好吻合且TRC能提高梁柱节点的抗震性能.Bournas等[10]进行的试验结果表明：对于连续纵筋柱来说, 4层TRC加固能有效的提高节点区的变形能力和耗能能力, 与FRP相比, TRC加固提高效果增大了约50%;对于纵筋搭接柱来说, 当搭接长度较短时, TRC的加固效果略低于FRP加固, 当搭接长度较长时, TRC与FRP加固效果一致.Bournas等[11]又分析了TRC加固大尺寸RC柱在地震作用下的屈服变化过程.研究表明：TRC加固能够使钢筋轴向力在达到临界荷载时, 将多余荷载分配到柱中心; 同时, 加固柱的变形能力随着TRC保护层刚度的增加而增加.Koutas等[12]根据使用纤维编织网增强砂浆(textile reinforced mortar, TRM)加固带有砌体填充墙的框架结构的试验得出：TRM能够有效提高结构的抗剪能力和延性, 与未加固结构相比, 结构的耗能能力也有较大提高.肖保辉等[13]试验结果表明：TRC加固能明显提高RC柱的开裂荷载和极限荷载, 加固柱的位移延性系数随纤维编织网层数的增多而增加.叶桃等[14]研究表明：在1~3层加固范围内, 加固柱的延性得到较大改善, 耗能能力随着加固层数的增多而增强, 但继续增加加固层数, 延性提高幅度有限.
综上, 关于TRC加固RC柱抗震性能的研究相对较少.鉴此, 本文进一步开展TRC加固RC柱在低周往复荷载作用下抗震性能的研究, 分析了TRC加固柱的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、延性、耗能能力等抗震性能参数, 并探讨加固层数、搭接长度、配箍率、轴压比对柱抗震性能的影响.
1 试验概况 1.1 试件设计试验中共设计制作9根钢筋混凝土方柱, 编号为C0~C8, 其中C0为对比柱, 其余均为TRC加固柱.柱身截面尺寸为300 mm×300 mm, 剪跨比为3.8, 柱的总高度为1 740 mm.试件截面配筋为纵筋6C14, 箍筋A8@100.为防止试验过程中柱根部与底座交界处因变形过于集中, 导致试件过早发生破坏并影响理论分析, 距柱根部100 mm范围内采取箍筋加密, 间距为50 mm, 试件具体几何尺寸及配筋如图 1所示.混凝土设计强度等级为C40.
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图 1 试件尺寸及配筋详图 Fig. 1 Specimen size and reinforcement detailings |
首先对混凝土表面进行凿糙处理, 加固区域为距柱根部600 mm高度范围, 加固前先用水润湿试件, 然后抹上厚度约为2.0~3.0 mm的细粒混凝土.将纤维编织网平铺在模板上, 刷上一层砂浆, 然后将其环裹在柱加固区域, 保持纤维编织网纬向纤维束与受力方向平行, 再在纤维编织网表面涂抹细粒混凝土, 完成一层加固, 重复上述步骤即可完成多层和不同搭接长度的加固, 具体加固过程见图 2.试件基本参数见表 1.其中, a为柱身截面边长, 即300 mm; s为箍筋间距.
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图 2 试件加固过程 Fig. 2 Reinforcing process of specimen |
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表 1 试件基本参数 Table 1 Basic parameters of specimen |
试验中所有试件均采用商品混凝土浇筑, 设计强度等级为C40, 混凝土标准试块28 d, 实测强度为42.3 MPa.
1.3.2 钢筋试验中用到
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表 2 钢筋力学性能指标 Table 2 Mechanical properties of steel bars |
纤维编织网是由碳纤维束和无碱玻璃纤维束组合而成, 网格间距为10 mm, 其中碳纤维束用在纬向(增强方向), 而玻璃纤维束用在经向(非受力方向), 具体见图 3, 其力学性能见表 3.其中, Rm为单丝纤维抗拉强度; Et为单丝纤维弹性模量; δ′为单丝纤维断裂伸长率; ρ为纤维束密度.
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图 3 纤维编织网 Fig. 3 Textiles |
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表 3 纤维编织网力学性能 Table 3 Mechanical properties of textiles |
TRC中基体使用的是细粒混凝土, 其配合比ρB见表 4, 实测细粒混凝土养护28 d, 抗压强度为52.8 MPa.
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表 4 细粒混凝土配合比 Table 4 Mix proportions of fine grained concrete |
本试验采用MTS电液伺服加载系统进行加载.水平方向采用50 t水平作动器施加, 竖向采用横梁配合液压千斤顶(100 t)施加, 横梁通过2根螺杆与地面底座相连, 连接部位为可转动的球铰, 这样就可以保证在试验过程中所施加的轴向力基本保持不变.此外, 将柱的上端与横梁通过U形箍固定, 确保横梁在试件产生较大位移时不发生移动, 加载示意图及试验装置如图 4、5所示.试验中采用DH3816静态设备采集数据, 裂缝测宽仪读取裂缝宽度, 精度为0.02 mm.
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图 4 加载示意图 Fig. 4 Schematic diagram of loading |
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图 5 试验加载装置 Fig. 5 Test setup |
在施加低周往复荷载前, 先将轴向力施加至预定值, 保持恒定不变(若出现回力则应及时调整).试验采用力-位移混合控制模式, 钢筋屈服前采用力控制, 每级荷载以4 kN递增, 循环1次.钢筋屈服后改为位移控制, 每级位移增加1倍的屈服位移, 循环3次, 当试件的荷载下降至峰值荷载的85%时, 认为试件破坏, 加载结束, 加载制度如图 6所示.试验过程中可根据已测得的钢筋屈服强度, 结合滞回曲线和粘贴在钢筋表面的应变片数据判断钢筋是否屈服, 当荷载-位移关系由明显的线性关系转为曲线关系, 同时柱根部钢筋应变片达到屈服应变时, 认为试件屈服.
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图 6 加载制度 Fig. 6 Loading system |
试验中测试了柱顶水平力、柱顶水平位移、柱中部水平位移、柱底座水平位移, 以及柱根部纵筋应变和受剪区箍筋应变, 位移计编号为1~3, 应变片测点编号为S1~S12, 具体见图 7, 以上数据均由采集系统自动采集.
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图 7 测点布置图 Fig. 7 Layout of measuring point |
试件C0在水平荷载F = 36 kN时, 距柱根部约260和420 mm处产生水平裂缝, 长度约为200 mm, 缝宽0.04 mm.当F = 92 kN时, 柱根部200 mm高度内的钢筋应变达到屈服应变, 水平裂缝沿整个截面发生贯通现象, 最大缝宽0.54 mm, 试件进入位移控制阶段.当加载至2Δy的第1次循环时, 水平荷载达到峰值点, 裂缝数量增多, 缝宽增大, 混凝土保护层剥落, 尤其是柱根部混凝土发生大面积压碎现象.最后加载至3Δy时, 柱身塑性铰区域的混凝土压碎, 箍筋外鼓, 承载力迅速下降, 试验结束.
2.1.2 试件C1、C2试件C1和C2均在F=76 kN时, 出现首条水平裂缝, 分别距根部150和200 mm.相比试件C0, 试件C1和C2的开裂荷载明显提高.在随后加载过程中, 裂缝数量增长不明显, TRC限裂作用显著.进入位移控制阶段后, 试件C1和C2在2Δy的第1次循环时, 水平荷载达到峰值点, 柱根部加固层外鼓, 纤维网明显断裂.当加载至5Δy时, 试件C1加固层内部混凝土压碎, 破坏区域的高度较试件C0有所降低, 承载力下降至峰值荷载的85%以下, 试验结束.但试件C2因加固层与柱身基体之间黏结力不足, 使柱一侧的加固层与柱身发生剥离, 斜裂缝逐渐发展为破坏主裂缝, 致使加固体被剪坏.
2.1.3 试件C3、C4试件C3、C4的开裂荷载分别为F = 76 kN和68 kN, 首条裂缝出现的位置均在柱根部200 mm左右, 试件C3在试验力控制阶段, 裂缝发展与C2基本类似, 且在开裂后不久, F=84 kN就进入位移控制, 但试件C4在开裂后经过了较长时间的试验力控制加载, F=92 kN时钢筋才出现屈服, 整体裂缝数量较试件C3略多.试件C3、C4均在±3Δy第1个循环时, 水平荷载达到峰值点, 与试件C2相比, 增加了3个循环, 说明试件C3、C4在一定程度上提高了柱的抗震性能.当加载至6Δy时, 试件C3柱根部直角处纤维网断裂, 内部混凝土压碎, 试件C4柱根部一侧加固层外鼓, 表层纤维编织网断裂, 水平承载力均下降至峰值荷载的85%以下, 加载结束.
2.1.4 试件C5、C6试件C5、C6的开裂荷载相同, 为F=76 kN, 但试件C6的裂缝数量较多, 且缝宽0.06 mm均比试件C2、C5大一些.试件C5与试件C2不同的是, 在出现裂缝时钢筋同时达到屈服应变, 柱的整体变形较小.试件C6的屈服荷载与试件C2差不多, 在F=84 kN时钢筋屈服, 柱的两侧出现明显的斜向裂缝, 缝宽0.1 mm, 随着位移加载的进行, 两侧斜向裂缝增加, 并发生交叉现象, 但未形成破坏裂缝.试件C5、C6分别在4Δy、3Δy第1个循环时, 水平荷载达到峰值点, 其位移循环数量较试件C2增加了不少, 这说明, 低配箍率的试件通过TRC的加固, 也能具有很好的抗震性能.当加载至9Δy时, 试件C5的承载力下降到峰值荷载的85%以下, 柱根部直角处的纤维编织网断裂现象并不严重, 但加固层表面纤维网断裂严重, 整个破坏区域在柱根部120 mm范围内, 加固层剥落量少.试件C6在加载至6Δy时, 试件水平力迅速下降, 加载结束.
2.1.5 试件C7、C8试件C7在F=68 kN时出现首条裂缝, 裂缝位置距离柱根部230 mm处, 缝宽0.04 mm, 在随后的加载过程中, 裂缝数量并无明显增加, 原有裂缝宽度继续增大.而试件C8在F = 44 kN时就出现了水平裂缝, 此时试件C8柱顶的水平位移达到7.54 mm, 在相同荷载作用下, 变形要大于试件C2、C7.试件C7、C8分别在F=76 kN、F=52 kN时钢筋屈服, 此时试件C8裂缝数量较少.当加载至3Δy第1个循环时, 试件C7水平荷载达到峰值点, 试件竖向裂缝增多, 并出现加固层砂浆剥落现象, 位移循环达到7Δy时, 试件水平承载力下降至峰值荷载85%以下.试件C8在4Δy第1个循环时, 水平荷载达到峰值点, 与试件C2、C7相比, 试件C8在未来相当长的一段时间里, 随着位移的不断增加, 承载力保持几乎不变, 可见试件C8的延性要远远好于试件C2、C7, 说明, 轴压比越低, 试件的延性越好.
2.1.6 破坏形态各试件的破坏形态见图 7.试验中并未出现由于搭接长度不够而发生搭接破坏的情况.由图 8可知, 除试件C2外, 其余试件的破坏均为明显的弯曲破坏, 从破坏形态我们可以看出：
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图 8 试件的破坏形态 Fig. 8 Failure modes of specimen |
1) TRC加固能够有效约束RC柱核心区混凝土, 限制裂缝的发展, 降低试件塑性铰区的破坏高度, 改善RC柱的破坏形态; 增加纤维编织网布置层数可提高构件的抗震性能.增大加固层纤维编织网的搭接长度, 可防止加固层在大位移循环时发生剪切破坏(试件C2), 能更好的发挥TRC的约束变形作用.
2) 试件C6尽管在两侧出现密集的斜裂缝, 但缝宽较细, 并未发展成破坏裂缝, 同时试件C6在柱根部的破坏面出现了阶梯状的裂缝, 加固层外鼓, 表层纤维网断裂, 可见TRC在后期位移控制时提供了一定的约束作用, 使得低配箍率的试件能继续承受大位移的循环, 增强了其抗震性能.
3) 随着轴压比的减小, 试件整体裂缝数量减小, 不同点在于试件C8并非柱根部直角处纤维网断裂, 而是加固层表面纤维网断裂, 同时在约120 mm高度处出现了水平破坏裂缝, 柱整体破坏区域较小, 在柱根部150 mm范围内.对于TRC加固柱来说, 轴压比的减小, 增大了柱的变形能力, 提高了其抗震性能.
2.2 滞回曲线各试件主要试验结果见表 5, 其中屈服点的位置按Park法[15]确定, 峰值荷载为整个加载过程的最大水平荷载, 极限荷载为水平荷载下降至0.85倍峰值荷载或试件破坏时所对应的荷载, 位移延性系数为试件的极限位移与屈服位移的比值, 累积耗能E为各试件的滞回环在荷载-位移曲线图上围成的面积之和, 刚度是结构或构件抵抗变形的能力, 刚度退化是指随着试验中水平荷载和位移的增加, 滞回曲线的滞回环越来越向水平位移轴倾斜, 试件刚度越来越小.各试件滞回曲线关系如图 9所示.
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表 5 各试件试验结果 Table 5 Test results of columns |
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图 9 试件滞回曲线 Fig. 9 Hysteresis curves of specimen |
由图 9可知, 试件在屈服前荷载-位移曲线近似呈线性关系, 且卸载后试件基本无残余变形, 处于弹性阶段.试件屈服后进入弹塑性阶段, 水平位移增加迅速而荷载增加缓慢, 出现残余变形, 同时加载曲线的斜率随荷载的增大而减小, 刚度退化明显.
试件C0在达到峰值荷载, 经历较少的滞回环后, 承载力迅速下降, 并在加载后期出现承载力突降现象, 延性相对较差.而试件C1滞回环数量明显增多, 抗震性能增强, 试件C2因加固时施工质量导致加固层发生黏结破坏, 未达到应有的变形能力(试验结束后, 凿开试件C2的加固层, 发现虽然对原混凝土表面进行了一定的凿糙处理, 但加固层与原混凝土之间并未有足够的黏结力, 致使在加载后期加固层被剪坏, TRC未能发挥出应有的作用).试件C3、C4无论是滞回环数量, 还是滞回环饱满程度与试件C2相比有很大的提高, 且未出现加固层黏结破坏现象, 这说明增大纤维编织网的搭接长度, 可防止加固层出现剪切破坏, 同时提高柱的抗震性能.
从图 9中还可以看出, 试件C5的滞回环数量和饱满度都远远好于试件C2、C6, 这说明配箍率越高, 柱的抗变形能力越强, 延性越好.试件C6的配箍率虽然比试件C2低, 但其位移循环次数高于试件C2, 这说明TRC加固改善了试件C6的变形能力, 增强了其抗震性能.试件C7、C8的滞回曲线比试件C2更加密集、对称, 尤其是试件C8在达到峰值荷载后, 出现了较长的“平台段”, 水平承载力下降缓慢, 变形能力增强, 说明轴压比越小, 试件的抗震性能越好.
2.3 骨架曲线骨架曲线是在低周往复荷载试验中, 将试件在同方向每次循环加载的荷载峰值点依次连接起来得到的包络曲线.各试件的骨架曲线如图 10所示.
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图 10 试件骨架曲线 Fig. 10 Skeleton curves of specimen |
由2.1节、表 5和图 10(a)可知, TRC加固柱与未加固柱相比, 其屈服荷载无明显变化, 开裂荷载提高显著, 试件C1、C2的开裂荷载均比试件C0增大了111.11%, 但加固层数对开裂荷载的影响并不明显.试件C1、C2的峰值荷载较试件C0分别提高了3.17%、11.45%, 说明试件峰值荷载随加固层数的增多呈上升趋势, 但根据文献[14]知, 继续增加加固层数, 峰值荷载增幅有限.
由2.1节、表 5和图 10(b)可知, 试件C3、C4的开裂荷载与试件C2相同, 屈服荷载分别提高了5.34%、3.31%, 峰值荷载分别提高了1.87%、2.87%.整体来说, 搭接长度对试件的承载力并无明显影响, 这是因为搭接长度的改变是为了保证加固层能够很好的约束其内部混凝土, 确保了加固层不会在纤维网搭接处与老混凝土发生黏结破坏.
由2.1节、表 5和图 10(c)可知, 对于相同加固层数的RC柱, 配箍率对开裂荷载、屈服荷载无明显影响, 试件C6的峰值荷载与试件C2、C5基本相等, 这说明试件C6在后期的位移控制阶段, TRC的约束作用得到充分发挥, 使其具有了与高配箍率RC柱相同的承载力.此外, 试件C5的极限位移比试件C2、C6分别增大了15.63%, 11.36%, 即随着配箍率的增加, 柱的变形能力增强.
由2.1节、表 5和图 10(d)可知, 试件C8的开裂荷载较试件C2、C7分别降低了31.58%、23.52%, 屈服荷载分别降低了52.30%、44.02%, 峰值荷载分别降低了59.12%、49.39%, 即基于试验方案一定范围内随着轴压比的减小, 试件的承载力不断减小, 这是因为轴力的存在延迟了混凝土裂缝的出现, 限制了裂缝的发展, 降低了受拉区的应力, 使得试件承载力提高, 但试件C8的极限位移比试件C1、C7分别增大了35.34%、45.63%, 变形能力增强, 说明随着轴压比的减小, 试件的抗震变形能力得到很大的提高.
2.4 延性由表 5可以看出, 试件C1、C2的位移延性系数分别比试件C0增大了50.47%、16.08%, 说明TRC加固可改善构件的延性, 试件C2的提高幅度比试件C1小, 是因为试件C2发生了加固层黏结破坏, 未达到应有的延性.根据文献[14]知, 采用3层加固与4层加固延性提高幅度基本相同, 说明TRC在一定加固层数内, 柱的延性能得到较大提高, 但继续增加加固层数, 延性提高幅度有限.试件C3和C4的位移延性系数较试件C2分别增大3.8%、23.37%, 可见, 增大纤维编织网搭接长度可一定程度上提高构件的延性.
此外, 还可以看出, 试件C5的位移延性系数比试件C2增大了32.07%, 这说明随着配箍率的增加, 柱的延性有所提高.试件C7、C8的位移延性系数分别比试件C2增大了14.67%、111.41%, 可见, 随着轴压比的增大, TRC加固柱的位移延性不断减小, 抗震性能降低.
2.5 刚度退化参照文献[16]中建议的折算割线刚度来分析各试件的刚度退化情况, 试件相对刚度退化曲线如图 11所示.其中η为各滞回环割线刚度与屈服刚度的比值, β为峰值位移与屈服位移的比值.
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图 11 试件刚度退化曲线 Fig. 11 Stiffness degradation curves of specimen |
由图 11可知, 试件C0在屈服前后刚度退化较快, 整体刚度退化曲线较短, 而TRC加固柱在屈服之后刚度退化缓慢, 且整个刚度退化曲线较长, 但加固层数对刚度退化速率影响不明显.试件C3、C4的刚度退化速率要略小于试件C2, 在位移循环后期, 试件C4的刚退退化速率与试件C3基本相同, 尽管试件C4的β值要大于C3, 但二者的曲线斜率差别不大, 这说明, 搭接长度对试件的刚度退化速率影响并不大.
此外, 还可以看出, 试件C5的刚度退化曲线要长于试件C2和C6, 在位移加载初期, 试件C2、C5的刚度退化速率要比试件C6慢的多, 即随着配箍率的增加, RC柱的刚度退化速率逐渐降低.试件C2、C7在屈服荷载前后刚度退化速率基本相同, 但在随后的位移控制阶段, 试件C7的刚度退化速率减慢.而试件C8无论是在屈服前后还是在位移控制阶段, 刚度退化速率均低于试件C2、C8.可见, 随着轴压比的减小, TRC加固柱的刚度退化速率呈下降趋势.
2.6 耗能能力试件累积耗能可通过滞回曲线所包围的面积来表示, 各试件耗能曲线见图 12.
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图 12 试件耗能曲线 Fig. 12 Energy dissipation capacity curves of specimen |
试件C2因位移循环后期加固层发生黏结破坏, 未达到应有的耗能能力, 由表 5和图 12(a)可知, 试件C1的耗能值比试件C0增大了35.17%, 可见, TRC加固可提高构件的耗能能力.在加载后期, 试件C1的曲线斜率明显增大, TRC的约束作用充分发挥, 根据文献[14]知, 继续增大加固层数, 试件耗能能力会进一步提高, 但当纤维编织网的布置层数达到4层时, 加固构件的耗能能力提高有限.
由表 5和图 12(b)可知, 试件C3、C4的耗能能力与试件C2相比, 分别提高了123.53%, 97.63%.说明, 搭接长度的增加能够有效的提高柱的耗能能力, 增强其抗震性能.从试件C2、C3的曲线斜率来看, 在位移循环后期, 他们的耗能速率差别不大, 即搭接长度对耗能速率无明显影响.
由表 5和图 12(c)可知, 试件C5的总耗值比试件C2增大了94.68%, 配箍率的提高增大了试件的耗能能力, 且在位移控制后期, 试件C5的斜率增加较快, 说明其耗能速率较高.试件C5的总耗能值比试件C6增大了36.11%, 但试件C6达到了与试件C5几乎相同的耗能速率, C6试件中TRC的约束作用充分发挥, 抗震性能得到提高.
由表 5和图 12(d)可知, 试件C8的耗能值比试件C2、C7分别增大了53.39%、20.93%, TRC加固柱的耗能能力随着轴压比的减小而呈上升趋势.在位移加载后期, 试件C2、C8的耗能速率基本相同, 而试件C7的耗能速率略大于试件C2、C8.
3 结论试件C2在峰值荷载之前是满足变化规律的, 之后将各试件与C2进行对比, 虽然在数值变化上有一定的误差, 但整体变化规律是符合的.基于试验研究分析, 得到主要结论如下：
(1) TRC加固能够有效约束RC柱核心区混凝土, 限制裂缝的发展, 降低试件塑性铰区的破坏高度, 改善RC柱的破坏形态;
(2) 纤维编织网布置层数对试件开裂荷载、屈服荷载无明显影响.随着纤维编织网布置层数的增加, 试件峰值荷载、位移延性系数、耗能能力呈上升趋势, 但继续增加加固层数, 其提高情况不尽相同(具体可参见文献[14]).
(3) 纤维编织网搭接长度对试件承载力、耗能速率无明显影响, TRC加固柱的位移延性系数、耗能能力随搭接长度的增加而有所提高.增大纤维编织网的搭接长度, 可防止加固层出现剪切破坏.基于对本文中试验数据的对比分析研究和结合实际工程中的复杂性, 建议在未来实际工程中纤维编织网的搭接长度范围宜为1.5a~2a.
(4) 配箍率对TRC加固柱的承载力无明显影响, 随着配箍率的增加, 柱的延性系数有所提高.对于低配箍率试件来说, TRC加固能够有效延缓试件刚度退化, 提高其耗能速率, 增强试件的抗震性能.
(5) 基于试验方案, 在一定范围内随着轴压比的减小, TRC加固柱的承载力、刚度退化速率不断降低, 但位移延性系数和耗能能力不断增大, 变形能力不断增强.
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