低周反复荷载作用下外包钢套加固方钢管混凝土柱试验研究

查昕峰，卢梦潇，杨炳，赵斌　(长江大学城市建设学院，湖北 荆州 434023)



低周反复荷载作用下外包钢套加固方钢管混凝土柱试验研究

查昕峰，卢梦潇，杨炳，赵斌(长江大学城市建设学院，湖北 荆州 434023)

[摘要]通过3根方钢管混凝土框架柱试验，研究了外包钢套加固后柱的抗震性能，进行了柱加固和加固后的低周反复试验，探讨了不同钢套厚度对外包钢套加固柱抗震性能的影响。通过分析柱的滞回曲线、骨架曲线、延性系数、极限承载力、耗能能力及刚度退化等参数可知，外包钢套固柱的破坏形态仍为压弯破坏，该方法显著提高了柱的承载力和刚度，抗震性能得到了很大提高，说明外包钢套加固是一种合理且有效的抗震加固方法。提出了外包钢套加固方钢管混凝土柱的受弯承载力计算公式，计算与实测结果吻合较好。

[关键词]方钢管混凝土柱；外包钢套；拟静力试验；抗震性能；受弯承载力

钢管混凝土结构是钢-混凝土组合结构的一种最重要的形式，其具有承载能力高与抗震性能好等优点，目前已被广泛应用于桥梁、大跨度建筑及抗震设防区。国内外历次地震灾害表明，框架柱作为结构最主要的抗侧力构件，其震后的灾害情况往往较之其他构件要严重，柱的坍塌直接导致结构的破坏。因此，研究方钢管混凝土柱的抗震加固对提高该类结构的抗震性能显得十分重要[1，2]。

目前，国内学者针对钢筋混凝土结构的加固进行了较为广泛的试验研究和理论分析。相关规范也介绍了相应的加固方法，《混凝土结构加固技术规范》(CECS25:90)提出了加大截面法、外包钢加固法、预应力加固法及粘钢加固法等。而钢管混凝土结构的抗震加固研究较少，王佩琼等[3]针对某电站钢管混凝土的纵向开裂及加固情况进行了深入研究和分析。赵士永等[4]针对不按规范设计的钢管混凝土结构提出了相应的加固方法和施工要点。王铁成课题组[5～8]研究了一榀钢管混凝土框架的抗震性能试验，针对已破坏的框架结构采用补焊、焊钢板等方法予以加固，并用有限元软件模拟了加固效果。许成祥等[1,9]针对震损方钢管混凝土框架节点、框架柱加固后的抗震性能进行了试验研究，探讨了不同损伤程度对加固效果的影响。

基于已进行的外包钢加固震损钢管混凝土抗震性能试验的研究结果[1]，笔者拟进行不同钢套厚度加固钢管混凝土柱低周反复荷载试验，探讨不同钢套厚度对加固效果的影响，并推导出适合外包钢套加固方钢管混凝土柱的受弯承载力公式，以期为工程加固提供试验和理论支持。

1试验概况

1.1试件设计

试件的设计方法及制作见文献[1]，方钢管混凝土柱选用截面尺寸200×4mm的冷弯薄壁空心方钢管，钢管材质为Q235B。管内核心混凝土等级为C40，养护28d后测得立方体平均抗压强度为39.2MPa。共设计3个试件，编号分别为KJZ-0、KJZ-1、KJZ-2。试验轴压比n为0.4，相应施加在柱顶轴力为500kN。试件构造示意图见图1，钢材力学性能实测值见表1。

表1　钢材力学性能实测值

图1　试件构造示意(单位：mm)

1.2试件加载装置及加载制度

试验在长江大学结构实验室进行，采用悬臂梁式加载。首先，采用油压千斤顶在柱顶部施加恒定的竖向荷载并保持不变，再由固定在反力墙上的电液伺服作动器在柱顶施加低周水平荷载。框架柱加载装置布置见图2。规定加载端侧为试件的后侧，其相对一侧即为前侧，加载端的左右两侧分别为试件的左右侧。

试验测试主要内容为通过应变片测量钢管应变，位移计测量柱顶水平位移。位移计布置与加载点齐平，应变片布置同文献[1]。

1.3外包钢套加固设计

试验一共有3根试件，试件KJZ-0不加固直接加载至破坏，试件KJZ-1、KJZ-2首先分别经外包钢套加固，钢套厚度分别为4mm、6mm，钢套加固高度均为560mm，再进行加载破坏试验，外包钢套加固示意如图3所示。加固流程同文献[1]，各加固柱试件参数见表2。

图2　试验加载装置　　　　　　　　　　　　　　　图3　外包钢套加固示意图(单位：mm)

2试验过程及破坏形态

表2　柱加固试件参数

所有试件的加载程序及仪器布置都相同，为方便描述，规定作动器向前推为负，向后拉为正。

试件KJZ-0不经加固直接加载至破坏。试验过程描述见文献[1]，试件破坏形态见图4(a)。

试件KJZ-1先用钢套加固，钢套厚度与钢管壁厚相同为4mm，加固高度为560mm，最后直接加载至破坏。试验过程描述见文献[1]，试件破坏形态见图4(b)。

试件KJZ-2先用钢套加固，钢套厚度为6mm，加固高度为560mm，最后直接加载至破坏。加载位移±22.4mm的第3个循环加载过程中，位移-20mm时，测点#22、#23应变均超过屈服应变。加载位移±33.6mm的第1个循环加载过程中，试件根部前侧钢套距加劲肋板大约50mm处出现微小鼓曲。随着作动器正向加载，鼓曲逐渐恢复并在后侧相同高度区域出现微小鼓曲。加载位移±33.6mm的后2个循环加载过程中，前后侧鼓曲部位进一步加大。加载位移±44.8mm第1个循环加载过程中，位移达到-32mm时，试件根部后侧钢套的下边缘与加劲肋顶部钢管焊接处的焊缝开裂，本级加载循环完成，鼓曲部位未见加大。加载位移±44.8mm的后2个循环加载过程中，焊缝开裂处进一步向两侧延伸，承载力下降明显。加载位移±56mm的第1个循环加载过程中，承载力下降至极限荷载85%以下，宣告试件破坏。试件破坏形态见图4(c)。

图4　试件破坏形态

试件KJZ-0的破坏形态为压弯破坏，外包钢套加固后试件KJZ-1、KJZ-2的破坏形态与试件KJZ-0相同，均为理想中的破坏形态。试件KJZ-1、KJZ-2的左右侧鼓曲没有试件KJZ-0明显，这是因为外包钢套加固柱后，柱的抗弯承载力提高的同时，抗剪承载力也得到提高。而试件KJZ-2左右侧钢套未见明显鼓曲，这是由于钢套太厚，造成钢套和钢管焊接处的焊缝成为了相对薄弱区，在柱根部塑性铰鼓曲不严重情况下，焊缝出现开裂现象，引起柱提前破坏。

3试验结果分析

3.1滞回曲线与骨架曲线

试件KJZ-0、KJZ-1和KJZ-2在水平低周反复荷载作用下实测得到的滞回曲线见图5。从图5可以看出：①加固试件KJZ-1、KJZ-2的滞回曲线呈饱满的梭形，尤其试件KJZ-1滞回曲线更为饱满，说明外包钢套加固可以使柱具有良好的塑形变形能力及滞回耗能能力。②试件KJZ-0、KJZ-2在极限荷载过后，同级加载位移下，承载力退化明显。但试件KJZ-1在达到极限荷载后承载力退化不明显，说明合理的加固厚度可以保证更好的加固效果。

将各试件的水平荷载-位移(P-Δ)绘制在同一张图中，如图6所示。从图6中可知：①外包钢套加固试件KJZ-1、KJZ-2的承载力较之试件KJZ-0有显著提高，外包钢套厚度越大，承载力提高幅度越大。②外包钢套加固提高了试件的初始刚度，说明外包钢套加固能在加载初期就能与原结构协同工作，工作性能良好。③试件KJZ-1的骨架曲线具有平缓且水平的下降段，说明外包钢套合理加固能保证柱具有良好的弹塑性变形能力及耗能能力，利于抗震。主要得益于外包钢套加固后增加了柱根部含钢率，并具有延缓柱根部翼缘钢管的鼓曲。

图5　各试件滞回曲线

图6　各试件骨架曲线

3.2抗震性能评价

依据骨架曲线，采用几何作图法确定试件的屈服位移Δy。各试件延性及耗能指标见表3。由表3可知，外包钢套加固增加了柱的屈服位移，破坏位移也有一定程度提高。试件KJZ-1、KJZ-2的位移延性系数较试件KJZ-0分别提高16.88%、-10.02%，说明合理的加固厚度能提高试件的延性，而厚度超过一定值后，加固后的延性反而下降。因此，工程中选用该加固方法时要选取合适的加固厚度，一般与钢管壁厚相同为宜。

结构在经受地震作用时，通过塑性铰的变形来吸收和释放能量。拟静力试验时，试件吸收并释放能量形成的滞回环即反映了其耗能能力，滞回环越饱满，说明耗能能力越好，笔者选用总耗能Ep来表示试件的耗能能力。从表3可知，试件KJZ-1、KJZ-2的总耗能Ep较试件KJZ-0分别提升125.70%、39.76%，表明外包钢套加固能提升试件的耗能能力，且钢套厚度为4mm时总耗能提高率要大于6mm钢套。

表3　试件延性及耗能指标

注：Δu为破坏位移；μ=Δu/Δy；Ep为总耗能。

表4　试件试验结果对比

注：Pmax为极限荷载；Δmax为极限位移；极限位移角

θu=Δmax/H；H为柱的有效高度。

各试件的主要试验结果见表4。从表4可知，外包钢套加固后极限承载力得到了显著提高，用4mm和6mm钢套加固后极限承载力最大提高率分别达56.31%、108.24%，说明钢套厚度越大，提高率越大。而极限位移角基本都在1/33，说明外包钢套加固不能提高柱的抗倒塌能力；各试件的位移角均超过规范对柱子位移角的限值，说明承载力还未进入下降段时其弹塑性变形已得到了充分发挥。

3.3刚度退化分析

图7　刚度退化曲线

采用割线刚度K来研究试件的整体刚度退化情况，K按照同一级加载第1次循环的峰值荷载进行计算。由于试件在弹性阶段刚度基本保持不变，因此取试件弹性阶段后的刚度作为研究对象[1]，各试件刚度退化曲线见图7。

由图7可知，所有试件的刚度随着加载位移的增加而逐渐下降，反映了试件在塑形阶段退化性能较好。外包钢套加固显著增加了试件的初始刚度，钢套越厚，加固柱后的初始刚度越大。试件KJZ-2的刚度退化较为明显，而试件KJZ-1刚度退化较为平缓，说明钢套厚度为4mm时，加固后能保证柱弹塑性变形发展更为平稳，利于塑性铰吸收和释放能量，提高了试件的抗震性能。

4受弯承载力计算

方钢管混凝土压弯构件的强度，用极限理论进行分析。假定方钢管混凝土压弯构件破坏时，钢管全截面屈服但没发生局部屈服：受压区混凝土达到极限强度，受拉区混凝土退出工作，且不考虑混凝土的抗拉强度[10]。方钢管混凝土柱正截面计算简图如图8所示。

根据平衡条件：

N=α1fc(N-2t1)x+2fyt1x-2fyt1(B-2t1-x)

(1)

(2)

整理得到：

(3)

(4)

外包钢套合理加固后，塑性铰仍出现在柱根部。加固时将钢套上下边缘与柱焊接，两者并不能完全协同工作，为此引入钢套受力折减系数ζ，选用折减钢套厚度的方法予以计算，取ζ=0.8[11]。外包钢套加固后方钢管混凝土柱正截面计算简图如图9所示。

注：　N是柱顶轴力；M是弯矩；fy为方钢管材料的屈服强度设计值；B为方钢管的边长；t1、t2分别为钢管壁厚和钢套壁厚；　α1为曲线应力图形最大应力与混凝土抗压强度的比值取1.0；fc为混凝土轴心抗压强度设计值。　　图8　方钢管混凝土柱正截面计算简图　　　　　　　　　　　图9　外包钢套加固后柱正截面计算简图

根据平衡条件：

N=α1fc(B-2t1)x+2fy(t1+ξt2)x-2fy(t1++ξt2)(B-2t1-x)

(5)

+2fy(t1+ξt2)(B-2t1-x)x

(6)

整理得到：

(7)

(8)

式(8)即为方钢管混凝土柱的N-M相关方程，该方程为二次函数，曲线呈抛物线。

表5　水平承载力实测值和计算值比较

试件水平承载力计算公式如下：

F=M/H

(9)

水平承载力实测值和计算值如表5所示。由表5可知，试件KJZ-0、KJZ-1和KJZ-3计算承载力和实测承载力误差较小，说明笔者提出的正截面计算公式适用于外包钢套加固方钢管混凝土柱的计算。

5结论

通过对3根柱的低周反复荷载试验，探讨了不同钢套厚度对柱加固后抗震性能的影响，并基于实测数据，推导了外包钢套加固柱的受弯承载力计算公式，分析试验数据，可得到以下主要结论：

1)外包钢套加固显著提升了试件的初始刚度和极限承载力，改善了柱的受力性能，加载过程中钢套起到了主要的受力作用，说明该加固方法是合理且有效的。对于承载力提升幅度要求较大的结构或构件，采用外包钢套法加固效果最为明显。

2)无论从延性、耗能能力及承载力来看，钢套为4mm时的加固效果要优于6mm钢套。因此工程中运用该方法加固时，建议钢套厚度宜选择与钢管壁厚相同。

3)提出的外包钢套法加固方钢管混凝土柱的受弯承载力计算公式较符合该种加固方法的受力特点,计算与实测结果相近。

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[编辑]计飞翔

[引著格式]查昕峰，卢梦潇，杨炳，等.低周反复荷载作用下外包钢套加固方钢管混凝土柱试验研究[J].长江大学学报(自科版)，2015,12(34)：42~47.

[中图分类号]TU398

[文献标志码]A

[文章编号]1673-1409(2015)34-0042-06

通信作者

[作者简介]查昕峰(1989-)，男，硕士生，现主要从事钢与混凝土组合结构方面的研究工作;：卢梦潇，mengxiaolu@126.com。

[基金项目]国家自然科学基金资助项目(51178057)；湖北省高等学校优秀中青年科技创新团队计划项目(T201303)。

[收稿日期]2015-09-26