高强灌浆料加固既有RC柱的偏心受压试验分析

王子恒，余文成，刘均利，刘 浪

(1.桂林理工大学 土木与建筑工程学院，广西 桂林 541004；2.武汉市政工程设计研究院有限责任公司，武汉 430023)

0 引 言

近年来, 随着人们生活水平的不断提高, 在保证结构安全的前提下, 构件的使用空间、 外形美观也受到越来越多的关注[1], 尤其在结构加固和改建工程中, 提高施工质量、 缩短工期和提升加固效率一直人们孜孜以求的目标[2], 而高强无收缩灌浆料的出现为此提供了契机。

增大截面法因其加固方式灵活、 施工工艺简单、 应用范围广泛、 防火性能好以及承载力提高显著等优点[3-4]一直是结构加固常用的方法, 也是本试验的主要研究对象。然而使用普通混凝土加固时往往造成加固层截面尺寸较大, 开裂现象加重, 并且新老混凝土的粘结强度不够和振捣不均匀也会降低构件加固效果[5-7]。因此, 有必要寻求新材料或者新技术来提高增大截面加固法的施工质量[8-10]。

高强灌浆料(high strength grouting material)一般只需要按照要求添加适量的水, 拌合均匀后即可, 其具有流动性好、 早期和后期强度高、 无收缩、 无污染等多种施工优点, 能有效解决增大截面法尺寸增加大、 施工不方便、 结合面粘结差等问题。灌浆料早期主要应用于设备基础二次灌浆和桥梁、 堤坝抢险等工程中[11], 近年来被广泛应用于设备基础二次灌浆、 梁板柱加固[12-13]以及路面抢修工程中, 具有巨大的实用前景和科研价值。

为此, 很多国内外学者对灌浆料的原料、 配比以及施工工艺等方面进行了充分的研发, 以满足工程实践和实际生产的需要。贾雪丽等[14]针对灌浆材料中各组分对其工作性能的影响进行了分析和优化, 最终制备出了高流动性、 高强度等综合性能优良的灌浆材料。李天水[15]以普通硅酸盐水泥为主要胶凝材料, 在渗流理论和中心质假说的基础上建立了Alfred 颗粒堆积模型, 实现了对高性能水泥基配合比的快速设计和优化, 在一定程度上降低了施工成本。沈晖等[16]通过对7根水泥基灌浆料围套加固偏心受压砖柱结构的试验分析了加固厚度、 纵筋配筋率和偏心距对构件极限承载力的影响, 并大致推导出了灌浆料加固砖柱结构的极限承载力公式, 证明了灌浆料加固砖柱结构的可靠性。

现有对高强灌浆料的研究主要集中在轴心受压结构和钢筋混凝土梁以及梁柱节点的抗震上, 虽然取得了良好的加固效果, 但是这仅仅利用了水泥基灌浆料自流性好、 无收缩和微膨胀等在工程施工上的优势, 对灌浆料主要的抗压强度利用率有限, 而在加固偏心受压构件方面的研究所见较少, 本文对此进行了相应试验。

1 试验概况

1.1 试验材料

所有原柱均采用同一批次商用混凝土一次浇筑完成。 加固用灌浆料则采用现场强制式搅拌机进行搅拌, 每一锅灌浆料都严格按照厂家提供的配合比精确量取, 构件浇筑的同时制作普通混凝土和高强灌浆料试块, 直接从泵车和混凝土搅拌机取得3组标准立方体试块, 与构件同条件养护直到对构件进行加固处理, 在构件受压前对每组试块按照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)进行标准压力试验, 最后测得普通混凝土抗压强度平均值为36.83 MPa,高强灌浆料抗压强度平均值为71.17 MPa。

1.2 构件设计

共制作了8根钢筋混凝土柱, 柱高1 200 mm, 截面尺寸为250 mm×250 mm。纵筋和箍筋均采用HRB400级钢筋, 其中直径为16 mm纵筋的平均屈服强度、 极限强度分别为439.7、 598.1 MPa, 直径为6 mm箍筋的平均屈服强度和极限强度分别为456.8、 588.2 MPa。构件详细配筋情况见图1。

图1 构件配筋图Fig.1 Details of the specimens

原构件养护28 d后依据《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013)的要求进行加固。加固前, 首先根据原构件纵筋及箍筋位置对钻孔进行定位, 钻孔深度保持80 mm, 以确保钢筋能够顺利植入; 为了让加固层和原混凝土能够稳固地结合, 对原柱旧混凝土待加固区域表面进行凿毛和清理, 以保证在竖向荷载作用下构件能够共同工作; 最后将植筋胶注入预先清理好的钻孔中, 并将U型箍筋涂抹植筋胶植入钻孔中, 等待植筋胶完成固化后进行纵筋的绑扎和加固层的浇筑。需要注意的是, 纵筋需要在灌注植筋胶前提前放置, 以便植筋胶固化后绑扎在U型箍筋内侧。构件尺寸和加固方式见表1。

表1 构件尺寸参数和加固形式Table 1 Component parameters and reinforcement forms mm

1.3 加载和量测方案

通过500 t电液伺服压力试验机实现加载, 使用静态应变测试分析系统记录构件纵向钢筋、 箍筋、 原构件混凝土和加固层表面的应变; 使用裂缝综合测试仪观察裂缝开展情况, 记录各级荷载下的裂缝分布、 发展过程及宽度。

正式加载前先预压3次, 确保装置和量测仪表各部分接触良好、 正常工作, 直到荷载-位移曲线趋于稳定后开始正式加载。正式加载采用分级加载制度, 按照《混凝土结构试验方法标准》进行。加载至构件破坏时, 试验机自动停止。

2 主要试验现象和破坏形式

未加固构件的破坏形态表现出较明显的偏心受压破坏特征, 远荷侧混凝土被拉裂后退出工作, 支座垫板下的裂缝向下方牛腿与柱体相接处不断延伸, 并快速发展成为主要裂缝, 直到受压区牛腿处的混凝土被压碎脱落。构件破坏时受拉侧的横向裂缝数量多且分布密集, 顶部混凝土断裂并可见受拉钢筋被拉断。

在荷载小于0.2Py(Py为加固构件极限荷载)时, 钢筋和混凝土均处于弹性阶段, 7根加固构件并未出现明显的裂缝和弯曲变形, 符合平截面的基本假定。随着荷载的增大, 在达到构件的开裂荷载时, 近荷侧的支座垫板下首先出现一条宽度小于0.06 mm的竖向裂缝, 此时不增加荷载, 裂缝也不再继续发展, 构件的刚度有所下降。随着荷载的继续增加, 构件进入弹塑性阶段, 垫板下的竖向裂缝向下缓慢发展, 远荷侧的横向裂缝开始出现, 但裂缝宽度随荷载的小幅度增加变化不大, 不影响构件的正常使用, 7根加固构件在这一阶段也仍然保持着相同的试验现象。

在荷载增大到0.7Py前, 7根加固构件位于侧面的混凝土出现不同程度的破坏, 纵向裂缝逐渐增多、 延伸发展并且伴随着混凝土开裂声开始鼓起并剥离, 远荷侧横向裂缝的宽度增大但未超过0.1 mm, 构件中部荷载-挠度曲线进一步变缓, 此时构件的破坏仍在可控范围内。继续加大荷载后, 构件进入塑性阶段, 牛腿处的裂缝不断增多变宽, 并迅速向下延伸, 其中加固层厚度为70 mm的构件由于牛腿与柱身交接处相对薄弱, 顶部裂缝向此处延伸造成牛腿的斜压破坏; 加固层厚度为100 mm的构件由于加固层改善了原构件的受力状态, 灌浆料或牛腿的加固层被压碎而导致了构件破坏; 加固层厚度为150 mm的DPX3构件解决了牛腿处应力集中的弱点, 因此侧面裂缝沿纵向一直发展, 并在延伸至构件中部后上部混凝土因到达极限而试验结束。构件的破坏形态及裂缝分布状况如图2所示。

图2 各试验柱构件破坏形态Fig.2 Structural failure patterns of tested specimens

试验表明, 增大加固厚度可以有效改善偏心受压构件的应力状态, 使构件的整体受力更加合理; 而加固厚度相同时, 改变加固形式对破坏形态的影响较小。

3 试验结果分析

3.1 承载力结果

提高构件的极限承载力、 增强构件的耐久性是对构件加固的主要目的, 而极限承载力提高程度是衡量高强灌浆料增大截面法加固钢筋混凝土偏心受压构件加固效果的一个重要指标, 8根混凝土受压构件的主要试验结果见表2。

表2 8根偏心受压RC构件承载力试验结果Table 2 Bearing capacity of 8 eccentrically compressed RC members

经过增大截面法加固后, 偏心受压构件的开裂荷载和极限荷载都得到了明显的提升, 其中开裂荷载的提高幅度更为明显, 最大可提高477%, 这表明使用灌浆料能有效地抑制裂缝的发展, 提高构件的抗裂性能。极限荷载的提高幅度则随加固层厚度的增加而增大, 并在采用双侧加固的方式时效果最好, 说明单纯增加加固层面数并不能有效地提升加固效率, 增大加固层厚度才是最直接有效的方法。这是由于近荷侧的加固层承担了大部分的荷载, 增大加固层有利于减小构件的轴压比, 间接地减小了构件的偏心距, 改善了牛腿处的受力状态, 从而增大构件的整体承载力, 但是四面加固使得构件的变截面增多, 受力情况更加复杂, 反而降低了加固效果。

3.2 荷载-位移分析

图3是对比构件和加固构件的荷载-位移曲线, 横坐标为实验室压力机活塞的竖向位移, 可视作构件本身的竖向位移(曲线所示数据点为部分特征数据点,仅为增强视觉对比)。加固后构件的极限承载力均有了显著提高, 并且由图3a发现, 随着加固层厚度的增加, 加固构件在弹性阶段的斜率增大明显, 说明增大近荷侧加固层厚度对构件的刚度提升明显。同时, 加固构件的极限荷载由986.40 kN提升到2 140.40 kN, 达到破坏荷载时对应的竖向位移也由DPX1构件的8.79 mm减小到6.58 mm, 这也表明通过增大近荷侧加固层厚度对加固效果的提高明显。

图3 荷载-位移曲线Fig.3 Load-displacement curve

同时, 由于未加固构件在达到极限荷载后的破坏具有突然性, 而实际工程中更希望构件破坏时具有明显的征兆, 因而对构件有延性的要求。 经高强灌浆料增大截面法加固后, 加固构件在曲线下降段(从峰值荷载到荷载下降至85%)都有了不同程度的减缓, 且DPX1对延性的提升最明显, 但是DPX1的极限承载力仅比DBZ2提高了76%, 仅为DPX5极限承载力的41.15%, 构件的整体刚度也降低明显, 这对于主要用于承压的构件来说十分不利。 因此在实际加固工程中, 若使用空间允许, 应尽量保证加固层的厚度。

3.3 荷载-挠度分析

试验构件的荷载-挠度曲线如图4所示, 加固后构件的破坏荷载增加较大, 跨中的最终挠度也有了不同程度的减小, 说明灌浆料加固能有效提高构件抵抗变形的能力。在达到开裂荷载之前, 所有加固构件的变形情况类似, 荷载与挠度大致呈线性关系, 而在裂缝出现后, 单侧加固构件的曲线斜率随加固层厚度的增加而增大, 并且DPX1、 DPX4和DPX6中双侧加固方案对构件抵抗变形能力的提升最明显, 证明相同条件下双侧加固的效果要优于单侧和四面加固, 且增大加固层厚度对于偏心受压构件加固效果的提升最直接有效。另外, DPX4的极限承载力比DPX2仅增加了7.2%, 荷载-位移点线图也近乎重合, 但其加固自重却增加了75%, 因此在实际加固工程中建议优先考虑增加加固厚度来提高加固效率。

图4 荷载-挠度曲线Fig.4 Load-deflection curves

4 结 论

通过对7根加固柱和1根对比柱进行偏心受压试验, 研究了加固厚度和加固方式对偏心受压构件的影响, 初步得到以下结论:

(1)采用高强灌浆料增大截面法对钢筋混凝土柱进行加固, 为原柱提供了锚固效果, 并且混凝土和加固层结合完好, 整个加载过程中都能保持较好的协同工作状态, 加固后偏心受压柱的开裂荷载、 破坏荷载、 刚度以及抵抗变形的能力都得到较大幅度的提升, 各加固构件的极限荷载较对比构件DBZ2提升了76%～323%。

(2)增大加固厚度能够有效改善加固构件柱的受力状态, 并通过增大构件截面的方式间接地减小原柱的偏心距, 使构件由部分截面受压转变成全截面受压, 提高了混凝土材料的利用率, 从而大幅提高了构件的刚度和极限承载力。

(3)单侧加固形式的加固效果随加固厚度的增大而提升明显, 双侧加固则对构件极限承载力和抵抗变形能力的提升更加明显, 而四面加固的形式对核心混凝土的保护更加优秀, 可以有效提高构件的开裂荷载, 但其加固效果主要受结合面粘结程度影响, 加上对构件自重的增加明显, 因而在实际加固工程中的应用价值较低。

(4)相较于改变加固方式, 增加近荷侧的加固厚度对偏心受压构件的整体加固效果更加明显, 也更利于实际工程的应用, 但对于四面加固的变截面处理和牛腿部位的薄弱问题还不够完善, 有待进一步的研究。