0 引言

　　 钢筋混凝土(RC)柱是各类RC桥梁结构的基本组成构件，也是主要承重构件，如简支梁桥的桥墩、上承式拱桥的拱上立柱，其安全性能关系到桥梁结构的正常使用。大量在役RC柱由于长期使用后功能退化，或受地震等自然灾害、改变结构的使用功能、设计不周、施工质量差等影响，导致其承载力不足、安全可靠性降低时，需要对其进行加固，目前常用的加固方法有：增大截面加固法、置换混凝土加固法、体外加预应力加固法、外粘型钢加固法、粘贴纤维复合材料加固法、粘贴钢板加固法等 ^[1,2]。套箍加固是指通过沿原RC构件的环向增设新的RC套箍层，使新旧两部分形成整体共同受力，从而恢复和提高结构的承载能力。这种加固方法属于增大截面加固法范畴，但与普通的单侧或双侧增大截面加固法相比又有其独特的特点 ^[3],在国内外的RC墩、柱加固工程中时有应用 ^[3,4,5,6]。

　　 RC柱可按长细比λ划分为短柱、中长柱和细长柱三种类型，每种类型柱的破坏各有特点 ^[7]。实际应用时中长柱用得多，短柱、细长柱用得少。既有国内外试验研究成果表明，套箍加固效果十分显著，能有效提高RC柱的承载力、刚度和变形能力 ^[8,9,10,11]。但既有试验研究的试件长细比λ较小、以短柱为主，对套箍加固RC中长柱的试验研究鲜见开展。

　　 基于以上背景，本文进行了2根普通钢筋混凝土中长柱(轴压、偏压各1根)和6根采用套箍加固的钢筋混凝土中长柱(轴压、偏压各3根)的静力破坏试验，通过试验结果分析，研究了套箍加固RC中长柱的破坏特征、加固效果和受力性能，可以作为这方面试验资料的补充和积累，为相关人员更加深入地认识套箍加固RC柱的加固效果和受力性能提供参考。利用承载力试验结果，对《公路桥梁加固设计规范》(JTG/T J22—2008) ^[12](简称公路桥梁加固规范)和《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013) ^[13](简称混凝土加固规范)承载力计算方法的结果表现进行了对比分析，可为相关人员理解和运用规范计算方法提供指导。

1 试验概况

1.1 试件参数及截面设计

　　 本次试验共制作了8根RC柱，轴压、偏压各4根。试件加固前的截面尺寸为20cm×20cm(轴压)和15cm×20cm(偏压),套箍层厚度为5cm, 试件参数及承载力实测值见表1,表1中对比柱为未加固柱；l为试件长度；λ为长细比，括号外(内)分别为试件加固前(后)的λ值；e₀为偏心距；N_u为承载力实测值。从表1可以看出，试件加固后的λ相对于加固前有明显降低，加固前λ越大，加固后λ的相对降低幅度也越大。

　　 试件参数及承载力 表1

受力形式	编号	试件类型	l/cm	λ	e0/cm	Nu/kN
轴压柱	ZY-1	加固柱	180	9(6)	0	1 900
	ZY-2	加固柱	240	12(8)	0	1 936
	ZY-3	加固柱	300	15(10)	0	1 810
	ZYDB	对比柱	240	12	0	719
偏压柱	PY-1	加固柱	240	12(8)	9	1 059
	PY-2	加固柱	240	12(8)	12	883
	PY-3	加固柱	300	15(10)	12	810
	PYDB	对比柱	240	12	9	269

 

　　  

　　 套箍层受力主筋采用812,核心柱受力主筋采用412。箍筋采用双肢箍ϕ6@100。保护层厚度均为2.5cm。轴压柱加固前、后的配筋率分别为1.13%和1.51%。偏压柱加固前、后的配筋率分别为1.51%和1.81%。试件截面与配筋情况如图1所示。

　　 图1 试件截面与配筋情况/cm 

　　  

1.2 材料属性

　　 核心柱采用C20普通混凝土，配合比见表2。套箍层采用C30自密实微膨胀混凝土，配合比见表3。根据立方体抗压强度实测值f_cu,通过《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[14]中给出的轴心抗压强度f_c、轴心抗拉强度f_t和弹性模量E_c计算公式，得到混凝土的力学性能见表4。

　　 受力主筋和箍筋分别采用HRB335和HPB300钢筋。主筋力学性能见表5。

　　 C20混凝土各材料用量及配合比 表2

设计强度	材料用量/(kg/m3)
	水泥	水	粗骨料	细骨料
C20	420	210	1 120	655

 

　　 注：C20的配合比水泥∶水∶粗骨料∶细骨料=1∶0.5∶2.67∶1.56。

　　  

　　 C30混凝土各材料用量及配合比 表3

设计 强度	材料用量/(kg/m3)
	水泥	水	粗骨料	细骨料	粉煤灰	减水剂	膨胀剂
C30	450	210	980	613	129	8	40

 

　　 注：C30的配合比水泥∶水∶粗骨料∶细骨料∶粉煤灰∶减水剂∶膨胀剂=1∶0.47∶2.18∶1.36∶0.29∶0.018∶0.089。

　　  

　　 混凝土的力学性能 表4

混凝土强度等级	fcu/MPa	fc/MPa	ft/MPa	Ec/MPa
C20	22.9	15.3	2.21	26 916
C30	35.6	23.8	2.82	31 499

 

　　  

　　 主筋力学性能 表5

类型	屈服强度fy/MPa	极限强度fst/MPa	弹性模量Es/MPa
HRB335	393	542	2.08×105

 

　　  

　　 采用竖向浇筑方式制作试件。先浇筑核心柱，待其养护28d后进行套箍层与核心柱的粘结界面处理。界面处理按混凝土加固规范的有关规定进行，主要为界面打毛和植筋。人工打毛核心柱混凝土表面、露出粗骨料，完成后用清水冲洗干净，待其自然干燥后植筋。植筋采用的是10钢筋，加固试件的界面植筋率见表6,表6中大面、小面分别指偏压加固试件横截面高度、宽度方向的套箍层与核心柱粘结界面。

　　 图2 加载装置 

　　  

　　 图3 轴压加固试件的破坏形态 

　　  

　　 图4 偏压加固试件的破坏形态 

　　  

　　 加固试件的界面植筋率 表6

试件编号	界面植筋率/%	试件编号	界面植筋率/%
			大面	小面
ZY-1	0.37	PY-1	0.37	0.49
ZY-2	0.38	PY-2	0.37	0.49
ZY-3	0.38	PY-3	0.37	0.50

 

　　  

　　 界面处理完成后，绑扎套箍层钢筋，安置模板，浇筑套箍层混凝土前，用清水喷洒核心柱混凝土表面，使其在套箍层混凝土浇筑过程中保持湿润。套箍层混凝土养护28d后进行加载试验。

1.3 测试内容及加载方案

　　 人工观测记录试件在各级荷载下的开裂、裂缝发展及破坏等现象。在试件L/2(其中L为柱高度)截面的新旧受力主筋和新旧混凝土表面粘贴应变片，测量各级荷载下的纵向应变。在试件L/4,L/2,3L/4截面布置位移计，测量各级荷载下的横向挠曲变形。参照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012) ^[15],取试验过程中达到的最大荷载作为试件极限承载力实测值。

　　 加载装置如图2所示，为一台1 000t级试验机，该试验机可以在加载过程中对荷载进行实时监控。试验边界条件为铰支。为防止试件发生局部承压破坏，在其上下底面粘贴16mm厚钢板。试件安装就位后，先进行预加载，以检验加载、量测系统是否正常工作，同时消除误差。正式加载分级匀速进行，应变、位移值采用智能应变测试仪全程自动采集。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

　　 主要对加固试件的试验现象进行描述分析。轴压加固试件主要表现为材料破坏、失稳破坏不明显，典型破坏形态如图3所示，在荷载达到其N_u的80%～85%时，柱四周发生竖向开裂破坏，开裂前无明显异常。开裂后随着荷载增大，破坏区域的裂缝数量增多，主要裂缝宽度增大、长度变长。荷载接近N_u时伴随有破坏区混凝土压碎、保护层局部剥落、露出钢筋的现象。试验完成后查看破坏区，发现露出的钢筋向外弯曲，钢筋内侧混凝土压碎。刨开破碎的混凝土，未发现套箍层和核心柱粘结脱开。

　　 偏压加固试件也主要表现为材料破坏、失稳破坏不明显，典型破坏形态如图4所示，在荷载达到一定值时，离荷载较远侧混凝土出现受拉开裂，开裂前无明显异常。开裂后随着荷载增大，受拉侧裂缝数量增多，主裂缝宽度增大、长度沿柱截面高度方向扩展；荷载继续增大，受压区混凝土出现开裂、起皮掉渣。荷载接近N_u时，受压区混凝土压碎。试验完成后未发现破坏区域的套箍层与核心柱粘结脱开。

　　 未加固试件PYDB是加固试件PY-1的直接对比柱，加固前二者e₀和λ相同，加固后试件PY-1的偏心率e₀/h减小为0.30,λ也由12减小为8。试件PYDB的开裂荷载约为其N_u的30%,而试件PY-1的开裂荷载约为其N_u的50%,试件PY-1受拉开裂明显延迟，且加载过程中的主裂缝宽度比试件PYDB小，但混凝土压碎区比试件PYDB大，说明偏压构件加固后的破坏形态有一定改变，原因是套箍加固使试件的偏心率和长细比有所减小。

　　 所有加固试件的破坏位置均不在跨中，而是偏向于加载端。有研究表明，RC柱破坏可能发生在柱中段或接近柱端，不同的破坏位置分布体现了不同的能量释放形式 ^[16]。就本次试验讲，不排除破坏较早发生的可能性。今后开展此类试验，为取得比较理想的破坏形态和防止破坏过早发生，应对柱端部区段进行局部加强。试验完成后，凿掉加固试件的加载端钢板，典型试件加载端套箍层与核心柱粘结状况如图5所示，从图5可以看出，加载端的套箍层和核心柱粘结状况保持良好，虽然此处在试验过程中应力集中明显。

　　 图5 加载端粘结状况 

　　  

2.2 承载力

　　 承载力试验结果见表1。从表1可知，试件ZY-2加固前的理论承载力和试件ZYDB相同，而加固后其承载力是试件ZYDB的2.7倍；试件ZY-3加固前的理论承载力小于试件ZYDB,加固后其承载力为试件ZYDB的2.5倍。试件PY-1加固前的理论承载力和试件PYDB相同，加固后的承载力是试件PYDB的3.9倍。对于试件PY-2和PY-3,前者仅偏心距比试件PYDB大，后者长细比和偏心距都比试件PYDB大，二者加固前的承载力无疑都低于试件PYDB,而加固后的承载力分别是试件PYDB的3.3倍和3.0倍。承载力试验结果表明：套箍对RC中长柱的加固效果较为显著，加固后柱的承载力可以实现成倍增长。

2.3 荷载-应变关系

　　 同类加固试件的荷载-应变曲线变化规律一致，以试件ZY-3和PY-2为代表进行说明，二者的荷载-应变曲线如图6所示。图6中的HC,TC分别表示核心柱、套箍层混凝土受压区边缘的纵向应变，HS,TS分别表示核心柱、套箍层的钢筋纵向应变。

　　 由图6(a)可知，在加载过程中，轴压加固试件各部分的荷载-应变曲线基本重合，即套箍层和核心柱的应变变化同步，这符合轴压构件的受力特点，曲线在局部位置存在偏差，原因是初始缺陷及加载偏差影响，使试件并非处于理想轴压状态。试件破坏时各测点的应变值偏低，原因是柱破坏区域偏向于加载端，不在应变测点附近。本次试验核心柱的初始荷载N₁为0,根据理论分析和轴压加固试件在加固后的应变表现不难发现，若N₁≠0,则轴压试件在加固后的受力过程中核心柱的总应变将大于套箍层总应变。

　　 由图6(b)可知，在加载过程中，偏压加固试件的核心柱应变始终小于套箍层，这是偏压构件的受力特点决定的。故对于偏压构件，核心柱承受适度的N₁具有积极作用，可以增大其总应变，进而提高核心柱的材料强度发挥程度。实际工程中，构件必定是在持荷状态下加固，如在N₁作用下恰能使核心柱在加固后受力过程中的应变与套箍层保持基本一致，则加固构件的受压区新旧部分都能比较充分地发挥承载作用。

2.4 荷载-横向挠曲变形

　　 加固试件的最终横向挠曲变形基本符合半波正弦规律。图7为加固试件的典型荷载-横向挠曲变形图。由图7可见，偏压加固试件的挠度最大点位置在加载过程中基本保持不变，而轴压加固试件的挠度最大点位置在加载过程中可能保持不变，也可能动态变化。轴压与偏压加固试件最大挠度位置均不在跨中，而是偏向于加载端，这与破坏位置偏向加载端相吻合。加载初期，挠度分布与正弦分布偏离较远，而挠度分布在加载过程中是一个动态调整的过程，随着荷载增大，试件内力自行调整，挠度分布也随之调整，越来越接近于半波正弦曲线。

2.5 截面应变分析

　　 加固试件在加载过程中的截面应变分布符合平截面假定。以试件ZY-1和PY-1为例进行说明。图8(a),(b)分别为试件ZY-1和PY-1的截面应变分布。由图8(a)可见，在加载过程中，轴压加固试件的套箍层和核心柱应变变化幅度基本同步，即截面应变在加载过程中呈线性分布。由图8(b)可知，在加载过程中，偏压加固试件的应变沿截面高度也呈线性分布。因此，若采取了有效措施确保套箍层和核心柱形成整体、共同受力，则平截面假定可用于套箍加固钢筋混凝土中长柱的受力分析。本次试验采取的界面处理措施得当，可为工程加固提供参考。本文试验试件的核心柱初始荷载N₁=0,不难理解，当N₁≠0时，平截面假定同样成立，因为构件在加固后受力过程中产生的截面应变分布状态与N₁无关。

　　 图6 加固试件的荷载-应变曲线  

　　  

　　 图7 加固试件的荷载-横向挠曲变形 

　　  

　　 图8 加固试件的截面应变分布  

　　  

3 承载力计算

　　 公路桥梁加固规范和混凝土加固规范都有可用于计算套箍加固RC中长柱承载力的方法，且两种方法之间有所差别。将加固试件的N_u与由这两部规范得出的承载力计算值进行对比。加固试件的承载力结果对比见表7,表7中的N_J和N_G分别为公路桥梁加固规范和混凝土加固规范得出的加固试件的承载力计算值。承载力计算值与实测值有关的统计分析结果见表8,表8中的m,D和CV分别表示计算值与实测值比值的平均值、标准差和变异系数。

　　 加固试件的承载力结果对比 表7

试件 编号	受力 形式	Nu/kN	公路桥梁加固规范		混凝土加固规范
			NJ/kN	NJ/Nu	NG/kN	NG/Nu
ZY-1	轴压	1 900	2 101	1.106	1 823	0.959
ZY-2		1 936	2 101	1.085	1 823	0.942
ZY-3		1 810	2 059	1.138	1 787	0.987
PY-1	偏压	1 059	1 194	1.127	1 123	1.061
PY-2		883	967	1.095	898	1.016
PY-3		810	926	1.144	862	1.064

 

　　  

　　 统计分析结果 表8

统计指标	轴压加固试件		偏压加固试件
	公路桥梁 加固规范	混凝土 加固规范	公路桥梁 加固规范	混凝土 加固规范
m	1.110	0.963	1.122	1.047
D	0.026 7	0.022 7	0.025 5	0.022 0
CV	0.024 1	0.023 6	0.036 3	0.025 2

 

　　  

　　 由表7和8可以看出，对于轴压加固试件的承载力计算，公路桥梁加固规范和混凝土加固规范的结果表现存在差异，具体为后者结果总体表现优于前者，前者相对于后者结果偏大，具体原因在文献[17]中作了详细分析，故不作赘述。对于偏压加固试件的承载力计算，公路桥梁加固规范和混凝土加固规范的结果表现与轴压加固试件结果表现相同，原因是混凝土加固规范受压区的套箍层纵钢筋乘了系数0.9对其强度进行折减，而公路桥梁加固规范无此处理；对于受压区混凝土的强度，混凝土加固规范采用的是核心柱和套箍层两种混凝土的组合强度，而公路桥梁加固规范采用的是核心柱混凝土强度；对于新旧受拉钢筋的应力计算，公路桥梁加固规范和混凝土加固规范差异较大，且混凝土加固规范偏心距计入了附加偏心距，公路桥梁加固规范则未计入，二者公式之间的种种差别综合导致计算结果有上述表现。

4 结论

　　 (1)在本次试验参数设置条件下，加固试件主要表现为材料破坏、失稳破坏不明显，破坏发生位置偏向加载端，今后开展此类试验，应对柱端部区段进行局部加强，以取得比较理想的破坏形态和防止破坏过早发生。套箍加固后偏压柱的破坏形态会发生改变，原因是套箍加固使试件的偏心率和长细比有所减小。

　　 (2)套箍对RC中长柱的加固效果较为显著，加固后柱的承载力可以实现成倍增长。

　　 (3)在加固后的受力过程中，轴压构件的核心柱和套箍层应变变化同步，偏压构件的核心柱应变始终小于套箍层。故对核心柱施加初始荷载N₁会使轴压构件的核心柱总应变大于套箍层；而适度的N₁有利于提高偏压构件核心柱的材料强度发挥程度。

　　 (4)套箍加固RC中长柱的最终横向挠曲变形基本符合半波正弦曲线分布规律。

　　 (5)加固后轴压、偏压柱的纵向应变均符合平截面假定。本次试验采取的界面处理措施得当，保证了套箍层与核心柱形成整体共同工作，可为工程加固提供参考。

　　 (6)对试验试件的承载力计算，《公路桥梁加固设计规范》(JTG/T J22—2008)和《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013)结果表现存在差异，具体为后者结果总体表现优于前者，前者相对于后者结果偏大。