高強灌漿料加固既有RC柱的偏心受壓試驗分析

王子恒，余文成，劉均利，劉 浪

(1.桂林理工大學 土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004；2.武漢市政工程設計研究院有限責任公司，武漢 430023)

0 引 言

近年來, 隨著人們生活水平的不斷提高, 在保證結構安全的前提下, 構件的使用空間、 外形美觀也受到越來越多的關注[1], 尤其在結構加固和改建工程中, 提高施工質量、 縮短工期和提升加固效率一直人們孜孜以求的目標[2], 而高強無收縮灌漿料的出現為此提供了契機。

增大截面法因其加固方式靈活、 施工工藝簡單、 應用范圍廣泛、 防火性能好以及承載力提高顯著等優點[3-4]一直是結構加固常用的方法, 也是本試驗的主要研究對象。然而使用普通混凝土加固時往往造成加固層截面尺寸較大, 開裂現象加重, 并且新老混凝土的粘結強度不夠和振搗不均勻也會降低構件加固效果[5-7]。因此, 有必要尋求新材料或者新技術來提高增大截面加固法的施工質量[8-10]。

高強灌漿料(high strength grouting material)一般只需要按照要求添加適量的水, 拌合均勻后即可, 其具有流動性好、 早期和后期強度高、 無收縮、 無污染等多種施工優點, 能有效解決增大截面法尺寸增加大、 施工不方便、 結合面粘結差等問題。灌漿料早期主要應用于設備基礎二次灌漿和橋梁、 堤壩搶險等工程中[11], 近年來被廣泛應用于設備基礎二次灌漿、 梁板柱加固[12-13]以及路面搶修工程中, 具有巨大的實用前景和科研價值。

為此, 很多國內外學者對灌漿料的原料、 配比以及施工工藝等方面進行了充分的研發, 以滿足工程實踐和實際生產的需要。賈雪麗等[14]針對灌漿材料中各組分對其工作性能的影響進行了分析和優化, 最終制備出了高流動性、 高強度等綜合性能優良的灌漿材料。李天水[15]以普通硅酸鹽水泥為主要膠凝材料, 在滲流理論和中心質假說的基礎上建立了Alfred 顆粒堆積模型, 實現了對高性能水泥基配合比的快速設計和優化, 在一定程度上降低了施工成本。沈暉等[16]通過對7根水泥基灌漿料圍套加固偏心受壓磚柱結構的試驗分析了加固厚度、 縱筋配筋率和偏心距對構件極限承載力的影響, 并大致推導出了灌漿料加固磚柱結構的極限承載力公式, 證明了灌漿料加固磚柱結構的可靠性。

現有對高強灌漿料的研究主要集中在軸心受壓結構和鋼筋混凝土梁以及梁柱節點的抗震上, 雖然取得了良好的加固效果, 但是這僅僅利用了水泥基灌漿料自流性好、 無收縮和微膨脹等在工程施工上的優勢, 對灌漿料主要的抗壓強度利用率有限, 而在加固偏心受壓構件方面的研究所見較少, 本文對此進行了相應試驗。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

所有原柱均采用同一批次商用混凝土一次澆筑完成。 加固用灌漿料則采用現場強制式攪拌機進行攪拌, 每一鍋灌漿料都嚴格按照廠家提供的配合比精確量取, 構件澆筑的同時制作普通混凝土和高強灌漿料試塊, 直接從泵車和混凝土攪拌機取得3組標準立方體試塊, 與構件同條件養護直到對構件進行加固處理, 在構件受壓前對每組試塊按照《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)進行標準壓力試驗, 最后測得普通混凝土抗壓強度平均值為36.83 MPa,高強灌漿料抗壓強度平均值為71.17 MPa。

1.2 構件設計

共制作了8根鋼筋混凝土柱, 柱高1 200 mm, 截面尺寸為250 mm×250 mm?？v筋和箍筋均采用HRB400級鋼筋, 其中直徑為16 mm縱筋的平均屈服強度、 極限強度分別為439.7、 598.1 MPa, 直徑為6 mm箍筋的平均屈服強度和極限強度分別為456.8、 588.2 MPa。構件詳細配筋情況見圖1。

圖1 構件配筋圖Fig.1 Details of the specimens

原構件養護28 d后依據《混凝土結構加固設計規范》(GB 50367—2013)的要求進行加固。加固前, 首先根據原構件縱筋及箍筋位置對鉆孔進行定位, 鉆孔深度保持80 mm, 以確保鋼筋能夠順利植入; 為了讓加固層和原混凝土能夠穩固地結合, 對原柱舊混凝土待加固區域表面進行鑿毛和清理, 以保證在豎向荷載作用下構件能夠共同工作; 最后將植筋膠注入預先清理好的鉆孔中, 并將U型箍筋涂抹植筋膠植入鉆孔中, 等待植筋膠完成固化后進行縱筋的綁扎和加固層的澆筑。需要注意的是, 縱筋需要在灌注植筋膠前提前放置, 以便植筋膠固化后綁扎在U型箍筋內側。構件尺寸和加固方式見表1。

表1 構件尺寸參數和加固形式Table 1 Component parameters and reinforcement forms mm

1.3 加載和量測方案

通過500 t電液伺服壓力試驗機實現加載, 使用靜態應變測試分析系統記錄構件縱向鋼筋、 箍筋、 原構件混凝土和加固層表面的應變; 使用裂縫綜合測試儀觀察裂縫開展情況, 記錄各級荷載下的裂縫分布、 發展過程及寬度。

正式加載前先預壓3次, 確保裝置和量測儀表各部分接觸良好、 正常工作, 直到荷載-位移曲線趨于穩定后開始正式加載。正式加載采用分級加載制度, 按照《混凝土結構試驗方法標準》進行。加載至構件破壞時, 試驗機自動停止。

2 主要試驗現象和破壞形式

未加固構件的破壞形態表現出較明顯的偏心受壓破壞特征, 遠荷側混凝土被拉裂后退出工作, 支座墊板下的裂縫向下方牛腿與柱體相接處不斷延伸, 并快速發展成為主要裂縫, 直到受壓區牛腿處的混凝土被壓碎脫落。構件破壞時受拉側的橫向裂縫數量多且分布密集, 頂部混凝土斷裂并可見受拉鋼筋被拉斷。

在荷載小于0.2Py(Py為加固構件極限荷載)時, 鋼筋和混凝土均處于彈性階段, 7根加固構件并未出現明顯的裂縫和彎曲變形, 符合平截面的基本假定。隨著荷載的增大, 在達到構件的開裂荷載時, 近荷側的支座墊板下首先出現一條寬度小于0.06 mm的豎向裂縫, 此時不增加荷載, 裂縫也不再繼續發展, 構件的剛度有所下降。隨著荷載的繼續增加, 構件進入彈塑性階段, 墊板下的豎向裂縫向下緩慢發展, 遠荷側的橫向裂縫開始出現, 但裂縫寬度隨荷載的小幅度增加變化不大, 不影響構件的正常使用, 7根加固構件在這一階段也仍然保持著相同的試驗現象。

在荷載增大到0.7Py前, 7根加固構件位于側面的混凝土出現不同程度的破壞, 縱向裂縫逐漸增多、 延伸發展并且伴隨著混凝土開裂聲開始鼓起并剝離, 遠荷側橫向裂縫的寬度增大但未超過0.1 mm, 構件中部荷載-撓度曲線進一步變緩, 此時構件的破壞仍在可控范圍內。繼續加大荷載后, 構件進入塑性階段, 牛腿處的裂縫不斷增多變寬, 并迅速向下延伸, 其中加固層厚度為70 mm的構件由于牛腿與柱身交接處相對薄弱, 頂部裂縫向此處延伸造成牛腿的斜壓破壞; 加固層厚度為100 mm的構件由于加固層改善了原構件的受力狀態, 灌漿料或牛腿的加固層被壓碎而導致了構件破壞; 加固層厚度為150 mm的DPX3構件解決了牛腿處應力集中的弱點, 因此側面裂縫沿縱向一直發展, 并在延伸至構件中部后上部混凝土因到達極限而試驗結束。構件的破壞形態及裂縫分布狀況如圖2所示。

圖2 各試驗柱構件破壞形態Fig.2 Structural failure patterns of tested specimens

試驗表明, 增大加固厚度可以有效改善偏心受壓構件的應力狀態, 使構件的整體受力更加合理; 而加固厚度相同時, 改變加固形式對破壞形態的影響較小。

3 試驗結果分析

3.1 承載力結果

提高構件的極限承載力、 增強構件的耐久性是對構件加固的主要目的, 而極限承載力提高程度是衡量高強灌漿料增大截面法加固鋼筋混凝土偏心受壓構件加固效果的一個重要指標, 8根混凝土受壓構件的主要試驗結果見表2。

表2 8根偏心受壓RC構件承載力試驗結果Table 2 Bearing capacity of 8 eccentrically compressed RC members

經過增大截面法加固后, 偏心受壓構件的開裂荷載和極限荷載都得到了明顯的提升, 其中開裂荷載的提高幅度更為明顯, 最大可提高477%, 這表明使用灌漿料能有效地抑制裂縫的發展, 提高構件的抗裂性能。極限荷載的提高幅度則隨加固層厚度的增加而增大, 并在采用雙側加固的方式時效果最好, 說明單純增加加固層面數并不能有效地提升加固效率, 增大加固層厚度才是最直接有效的方法。這是由于近荷側的加固層承擔了大部分的荷載, 增大加固層有利于減小構件的軸壓比, 間接地減小了構件的偏心距, 改善了牛腿處的受力狀態, 從而增大構件的整體承載力, 但是四面加固使得構件的變截面增多, 受力情況更加復雜, 反而降低了加固效果。

3.2 荷載-位移分析

圖3是對比構件和加固構件的荷載-位移曲線, 橫坐標為實驗室壓力機活塞的豎向位移, 可視作構件本身的豎向位移(曲線所示數據點為部分特征數據點,僅為增強視覺對比)。加固后構件的極限承載力均有了顯著提高, 并且由圖3a發現, 隨著加固層厚度的增加, 加固構件在彈性階段的斜率增大明顯, 說明增大近荷側加固層厚度對構件的剛度提升明顯。同時, 加固構件的極限荷載由986.40 kN提升到2 140.40 kN, 達到破壞荷載時對應的豎向位移也由DPX1構件的8.79 mm減小到6.58 mm, 這也表明通過增大近荷側加固層厚度對加固效果的提高明顯。

圖3 荷載-位移曲線Fig.3 Load-displacement curve

同時, 由于未加固構件在達到極限荷載后的破壞具有突然性, 而實際工程中更希望構件破壞時具有明顯的征兆, 因而對構件有延性的要求。 經高強灌漿料增大截面法加固后, 加固構件在曲線下降段(從峰值荷載到荷載下降至85%)都有了不同程度的減緩, 且DPX1對延性的提升最明顯, 但是DPX1的極限承載力僅比DBZ2提高了76%, 僅為DPX5極限承載力的41.15%, 構件的整體剛度也降低明顯, 這對于主要用于承壓的構件來說十分不利。 因此在實際加固工程中, 若使用空間允許, 應盡量保證加固層的厚度。

3.3 荷載-撓度分析

試驗構件的荷載-撓度曲線如圖4所示, 加固后構件的破壞荷載增加較大, 跨中的最終撓度也有了不同程度的減小, 說明灌漿料加固能有效提高構件抵抗變形的能力。在達到開裂荷載之前, 所有加固構件的變形情況類似, 荷載與撓度大致呈線性關系, 而在裂縫出現后, 單側加固構件的曲線斜率隨加固層厚度的增加而增大, 并且DPX1、 DPX4和DPX6中雙側加固方案對構件抵抗變形能力的提升最明顯, 證明相同條件下雙側加固的效果要優于單側和四面加固, 且增大加固層厚度對于偏心受壓構件加固效果的提升最直接有效。另外, DPX4的極限承載力比DPX2僅增加了7.2%, 荷載-位移點線圖也近乎重合, 但其加固自重卻增加了75%, 因此在實際加固工程中建議優先考慮增加加固厚度來提高加固效率。

圖4 荷載-撓度曲線Fig.4 Load-deflection curves

4 結 論

通過對7根加固柱和1根對比柱進行偏心受壓試驗, 研究了加固厚度和加固方式對偏心受壓構件的影響, 初步得到以下結論:

(1)采用高強灌漿料增大截面法對鋼筋混凝土柱進行加固, 為原柱提供了錨固效果, 并且混凝土和加固層結合完好, 整個加載過程中都能保持較好的協同工作狀態, 加固后偏心受壓柱的開裂荷載、 破壞荷載、 剛度以及抵抗變形的能力都得到較大幅度的提升, 各加固構件的極限荷載較對比構件DBZ2提升了76%～323%。

(2)增大加固厚度能夠有效改善加固構件柱的受力狀態, 并通過增大構件截面的方式間接地減小原柱的偏心距, 使構件由部分截面受壓轉變成全截面受壓, 提高了混凝土材料的利用率, 從而大幅提高了構件的剛度和極限承載力。

(3)單側加固形式的加固效果隨加固厚度的增大而提升明顯, 雙側加固則對構件極限承載力和抵抗變形能力的提升更加明顯, 而四面加固的形式對核心混凝土的保護更加優秀, 可以有效提高構件的開裂荷載, 但其加固效果主要受結合面粘結程度影響, 加上對構件自重的增加明顯, 因而在實際加固工程中的應用價值較低。

(4)相較于改變加固方式, 增加近荷側的加固厚度對偏心受壓構件的整體加固效果更加明顯, 也更利于實際工程的應用, 但對于四面加固的變截面處理和牛腿部位的薄弱問題還不夠完善, 有待進一步的研究。