灌浆套管加固有初弯曲钢构件的研究

蒋首超 何 飞，* 文 见 金 炜

(1.同济大学建筑工程系，上海 200092;2.同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司，上海 200092)

1 引言

由于二阶效应的作用，初弯曲对构件的轴压承载力和轴向刚度有很大的影响。对有初弯曲的构件进行加固，传统方法一般需要暂停建筑的功能并进行临时支撑，有的还会给结构带来新的缺陷，而采用灌浆套管进行加固可以避免这些问题。

由于浆体和套管不直接承受荷载，灌浆套管本身受力并不大，主要起约束构件侧向变形的作用。有初弯曲的构件在浆体和套管的约束下，受同样大小的轴力产生的变形较小，降低了构件最大侧向位移处的附加弯矩，延迟了塑性区域的产生和发展，从而提高了构件的极限承载力。根据灌浆套管性能的影响因素，在加固设计时需要着重考虑浆体材料、套管厚度以及加固长度的影响。同济大学的王震[1]对膨胀水泥浆的性能进行了分析和试验研究，并进一步研究了不同水泥浆对预应力灌浆套管性能的影响，优选出了灌浆套管膨胀水泥浆的合适配比。由于建筑立面的要求，加固长度一般取构件全长。本文主要研究外套管厚度对灌浆套管加固钢构件的性能影响。

本文采用通用有限元软件ANSYS对采用灌浆套管加固的钢构件性能进行数值分析，结合试验，研究灌浆套管加固有初弯曲的直缝焊接钢管构件在不同套管厚度及弯曲程度的情况下轴压加载的破坏模式、承载力、延性、套管受力、浆体受力等。钢管和外套管采用 SHELL181、浆体采用SOLID65，面单元和体单元之间采用绑定接触。

2 外套管厚度对加固构件性能影响

未加固及被加固钢管采用φ83×6，面积A=14.51cm2，回转半径 i=2.73cm，长度 l=1.66 m，构件两端铰接;外套管长1.00 m，外径140 mm，壁厚分别为5 mm、3 mm、2 mm、1 mm;材料屈服强度 fy=235N/mm2，弹性模量 E=2.06×105N/mm2，泊松比ν0=0.3。钢管构件有初弯曲，设定构件跨中的最大弯曲值δ0=10 mm。

2.1 破坏模式

未加固的钢管在轴向压力作用下，构件中部产生侧向位移、形成塑性铰而破坏，破坏时的Mises应力分布如图1(a)所示。灌浆套管加固的钢管构件在轴向压力作用下，钢管很快进入塑性阶段，被加固区域整体产生侧向位移，破坏时两端裸露的钢管在靠近加固区域处产生集中变形，整体变形小于未加固构件，破坏模式不随外套管壁厚的变化而改变。外套管厚5 mm时构件破坏的Mises应力分布如图1(b)所示。

2.2 轴压承载力和延性性能

定义延性指标μ等于荷载下降到85%Pmax时的轴向位移 Δ0.85/极限荷载 Pmax时的轴向位移Δu。构件的轴压承载力和延性指标列于表1中。在外套管长度、外径相同的情况下，采用同种浆体材料的灌浆套管加固初弯曲δ0=10 mm的钢管，其轴压承载力基本不随外套管壁厚的变化而改变，与未加固的钢管构件相比，轴压承载力提高了30%。灌浆套管加固提高了构件的延性性能，外套管壁厚对构件的延性影响不大。

图1 初弯曲δ0=10 mm钢管构件破坏时的Mises应力云图Fig.1 Stress at failure with δ0=10 mm

表1 初弯曲δ0=10 mm构件的轴压性能Table 1 Axial compressive behavior with δ0=10 mm

2.3 钢管受力

构件跨中的侧向位移较小时，钢管的受力较均匀，变形以整体弯曲变形为主。随着侧向位移的增大，由于荷载下降，套管加固区域的钢管应力水平有所降低，构件变形集中在非加固区，特别是在靠近加固区的地方和构件端部，这种大变形的几何非线性效应使非加固区的钢管在荷载变小的情况下应力仍然很大，最后破坏。这一变化规律不随外套管壁厚的变化而改变。

2.4 套管受力

套管壁厚为5 mm时，在构件位移增大的过程中，套管应力也一直增大，应力最大值的区域从套管中部向两端扩散，套管受压侧的应力水平比受拉侧大。套管中部轴向应力水平较大。套管环向应力分布较均匀且均为受拉，但构件非加固区的大变形对套管两端产生了集中作用力及横向膨胀力，套管两端的受压侧环向应力较大，中部的环向应力较小。

壁厚为3 mm、2 mm的套管随构件位移增大的应力变化与5 mm的相同，应力最大值随套管壁厚的减小而增大;套管壁厚为1 mm时，很快出现大面积屈服，随着构件位移增大屈服的面积略有增大。套管中部轴向应力水平较大，拉、压应力最大值随套管壁厚的减小而增大且拉应力增长较快;1 mm厚的套管受拉区域较小、受压区域较大。环向应力的变化规律与5 mm的套管相同，最大值随套管壁厚的减小而增大。各厚度套管破坏时的应力值变化规律如图2所示。

图2 套管破坏时的应力最大值随壁厚的变化Fig.2 Relation between maximum stress at failure and thickness of outer sleeve

2.5 浆体受力

套管壁厚为5 mm时，在构件位移增大的过程中，浆体的Mises应力持续增大。靠近套管的外侧浆体整体受力较小，应力大小及分布变化不大;靠近钢管的内侧浆体受力较大且分布不均，中部受拉侧的应力较大、两端拉压侧的应力较大，应力最大值区域会扩散，且受压侧的应力水平比受拉侧小。浆体轴向应力分布均匀且应力水平小，在构件位移增大的过程中应力有所增大但分布变化不大。浆体径向受压且应力分布均匀，内侧压应力较外侧大，随构件位移的增大变化不大。

套管壁厚为3 mm、2 mm、1 mm，浆体的Mises应力、轴向应力、径向应力分布和随构件位移的变化与套管5 mm厚构件相同。3 mm厚的应力水平与5 mm相同，2 mm、1 mm厚的应力水平略有提高。

3 初弯曲值对加固性能的影响

未加固及被加固钢管采用φ83×6，长度l=1.66 m，构件两端铰接;外套管长 1.00 m，外径140 mm，壁厚分别为5 mm、3 mm、1 mm;材料屈服强度 fy=235N/mm2，弹性模量 E=2.06 ×105N/mm2，泊松比 νo=0.3;钢管初弯曲值 δ0=5 mm、8 mm、10 mm、13 mm、15 mm、18 mm、20 mm。

3.1 破坏模式

构件的破坏模式及钢管受力特性不随初弯曲大小变化，仍然以钢管非加固区的集中变形为破坏模式。

3.2 承载力及延性

计算不同外套管壁厚、钢管初弯曲值的加固构件，与未加固构件对比得到轴压承载力提高倍数(加固后承载力/加固前承载力)和延性提高倍数(加固后延性指标/加固前延性指标)，随初弯曲值的变化整理如图3所示。随着初弯曲的增大套管加固的构件轴压承载力提高的越多，且在满足外套管强度的前提下，提高幅度不受外套管壁厚的影响，而延性的提高幅度变化不大。

图3 承载力、延性提高倍数随初弯曲值的变化Fig.3 Relation between initial bending and increase of load-bearing capacity，ductility

3.3 套管受力

套管的应力分布与2.4节相同。随着初弯曲值的增大，壁厚为1 mm的套管应力最大值的范围会扩大。构件破坏时套管的Mises应力最大值、轴拉应力最大值、轴压应力最大值、环向应力最大值随初弯曲值的变化整理如图4所示。随着初弯曲的增大不同壁厚的套管破坏时各项应力水平均略有增长。

图4 破坏时套管应力最大值随构件初弯曲的变化Fig.4 Relation between initial bending and maximum stress of outer sleeve at failure

3.4 浆体受力

随着初弯曲的增大，Mises应力分布趋向不均匀;轴向应力水平有所提高，但由于浆体几何模型的变化，受压侧压应力增大不多、受拉侧拉应力增大明显;径向应力的分布也变得较不均匀，拉压侧的应力水平较其他部位大。浆体应力随着构件位移增大、套管壁厚减小的变化规律与2.5节相同。

4 灌浆套管加固有初弯曲钢管试件的轴压性能试验

4.1 试验简介

被加固钢管试件采用φ89×6，试件长度l=1500 mm，两端采用可拆卸的双刀口支座来模拟铰支座，试件计算长度l0=1660 mm;由预加载反算得到试件1初弯曲值δ0=24.5 mm，试件2初弯曲值δ0=18.9 mm。套管长度ls=1 000 mm，外径 d=140 mm，由 2.4节、3.3节的分析可知，随着套管壁厚的减小套管应力水平会增大，而钢管初弯曲值对套管应力影响不大，因此试件1套管壁厚采用5 mm、试件2采用6 mm。浆体材料采用膨胀水泥砂浆:水灰比0.36，膨胀剂内掺10%，细砂内掺35%，减水剂2‰。

实际工程中灌浆套管加固的施工方法为:将套管对剖后包裹住弯曲钢管，焊接套管，然后进行套管就位、灌浆、养护工作。为模拟这一施工过程，套管预先在工厂中剖开。以钢管初弯曲方向为+X向，在试件横截面内垂直方向为Y方向。根据2.4中套管受力的分析，套管在±X方向应力较大、±Y方向应力较小，因此将套管焊缝布置在±Y处。灌浆、养护91天后，将试件放置在反力架上进行轴压试验。

4.2 轴压加载试验现象

正式加载初期，随着荷载的稳步上升，试件的竖向位移、跨中水平位移均线性增加。当接近试件的极限荷载时，虽然荷载增加缓慢，但试件的水平位移值增幅越来越大，肉眼可观察到试件跨中的水平位移并判断出试件的破坏模式。达到极限荷载后进行卸载，跨中的水平位移快速增大，加固区域基本上只有整体侧移，变形主要集中在非加固区域，与2.1节中的破坏模式吻合。加载过程中没有听到浆体开裂的声音，试件破坏后加固区域两端的浆体也没有肉眼可见的损坏。破坏的试件如图5所示。

图5 试件破坏图Fig.5 Members at failure

4.3 试验数据分析

4.3.1 轴压承载力及延性

根据《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)[2]5.1.2条计算出无初弯曲的钢管轴压稳定承载力为391.26kN，加固后的试件承载力没有达到无缺陷的试件承载力。由于焊接残余应力、加载偏心及制造误差的影响，试验测得的轴压承载力基本低于ANSYS计算值。由试件的荷载-位移曲线可知试件变形能力强、荷载下降缓慢，根据2.2节中对延性指标μ的定义，通过荷载-竖向位移的曲线计算出试件的延性指标μ，列于表2中，加固试件延性良好。4.3.2 套管及钢管非加固区

表2 初弯曲δ0=10 mm试件轴压承载力对比及延性指标Table 2 Axial compressive behavior with δ0=10 mm

试件变形集中在两端非加固区的钢管，因此钢管的应变值很大。钢管-X侧受压、+X侧受拉，受压区域的变形大于受拉区域。千斤顶直接作用于上端钢管，由于灌浆套管强力的约束作用，上下两端非加固区的钢管变形并不完全一样，上端钢管变形大于下端钢管。试件达到极限承载力时钢管靠近加固区的弯矩值列于表3。

表3 试件达到极限承载力时钢管靠近加固区的弯矩值Table 3 Moment of steel pipe near reinforced area at failure

灌浆套管由于不直接承受荷载，受力并不大，浆体没有产生开裂，套管的应变值也不大。套管环向以受拉为主，试件非加固区的大变形会对套管两端产生集中作用力及横向膨胀力，上端钢管的-X侧变形最大，因此套管-X侧上部环向应变值最大。套管轴向-X侧受压为主、+X侧受拉为主，中部的轴向应变值大于两端的。套管的受力与2.4节中的分析结果基本相符。将焊缝布置在±Y处，焊接造成的缺陷使套管±Y侧的应变值较分析结果偏大。试件在极限承载力下的套管应变最大值列于表4。

表4 极限承载力下套管的应变最大值Table 4 Maximum strain of outer sleeve at failure

虽然试件2的承载力较大，但由于套管壁厚较大，其应变值水平基本小于试件1，与2.4节中的分析相符。

4 结论

本文采用ANSYS数值分析、试验研究两种方法，对灌浆套管加固有初弯曲的直缝焊接钢管构件在不同套管厚度及弯曲程度的情况下进行对比分析，得出以下结论:

(1)加固后，构件的破坏从跨中形成塑性铰变为两端非加固区的集中变形，特别是非加固区受压一侧变形较大。加固区除了相对于试件整体的侧向位移，没有明显的局部变形和破坏。

(2)随着套管厚度的减小，破坏时套管的应力水平增大。套管环向受拉，构件非加固区的大变形对套管两端产生了集中作用力，此处套管的环向应力值最大。钢管的初弯曲值对套管受力影响不大。

(3)浆体径向受压、靠近钢管的区域应力水平较大;套管壁厚对浆体的受力影响不大，而钢管初弯曲值的增大使浆体的受拉区域变薄，轴向拉应力增长显著。由于不直接承受荷载，浆体受力很小，没有开裂。

(4)灌浆套管加固后的钢管构件承载力及延性均显著提升，且不受套管壁厚的影响;随着钢管初弯曲值的增大，构件承载力的提高倍数线性增大，延性的提高倍数变化不大，说明采用灌浆套管进行加固对初弯曲大的构件效果更好。

(5)由于加固后构件的破坏均出现在套管的两端构件未加固的位置，为保证构件不出现薄弱环节，提高承载力，建议在采用灌浆套管进行钢构件加固时，沿构件全长进行加固。

[1] 王震，蒋首超，张洁.预应力灌浆套管连接的结构性能研究[J].建筑钢结构进展，2010，12(6):11-18.Wang Zhen，Jiang Shouchao，Zhang Jie.Structural performance of prestressed grouted pile-to-sleeve connection[J].Progress in Steel Building Structures.2010，12(6):11-18.(in Chinese).

[2] 中华人民共和国建设部.GB 50017—2003钢结构设计规范[S].北京:中国计划出版社，2003.Ministry of Construction of the People’s Republic of China.GB 50017—2003 Code for design of steel structures[S].Beijing:China Planning Press，2003.(in Chinese)