呂辰旭，閆秋實，李 亮

（北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室，北京 100124）

裝配式混凝土（precast concrete，PC）構(gòu)件在建筑工程中應(yīng)用廣泛，作為建筑結(jié)構(gòu)重要的豎向承載構(gòu)件，PC 柱一旦損壞，可能引發(fā)整體結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌，造成無法挽回的損失。不同于傳統(tǒng)現(xiàn)澆鋼筋混凝土（reinforced concrete, RC）柱，PC 柱中的連接套筒、錨漿等構(gòu)造以及裝配交界面造成的不連續(xù)性均會對PC 柱的剛度、破壞形態(tài)造成影響[1-2]。探究PC 柱在爆炸荷載作用下的損傷破壞、動力響應(yīng)特性以及受損加固性能對于建筑結(jié)構(gòu)的抗爆設(shè)計和爆炸防護(hù)具有重要意義。

對傳統(tǒng)RC 構(gòu)件的爆炸動力響應(yīng)與損傷的研究成果已比較豐富[3-12]，但對PC 構(gòu)件的研究目前主要集中在地震作用[1-2,13]、沖擊荷載[14-17]下的響應(yīng)與損傷破壞等方面，與爆炸相關(guān)的研究相對有限。李文培等[18]通過在核爆炸壓力模擬坑中進(jìn)行縮尺裝配式復(fù)合墻爆炸試驗，探究了2 種接頭在強(qiáng)爆炸下的動力響應(yīng)與破壞模式，發(fā)現(xiàn)鋼板接頭相比扶壁柱接頭表現(xiàn)出更好的延性，具有更好的動力性能。并基于試驗結(jié)果和模型理論，驗證了鋼板接頭和扶壁柱接頭在設(shè)計爆炸荷載下的使用安全性。Tran 等[19]采用數(shù)值模擬方法對比例距離為0.186～0.233 m/kg1/3范圍內(nèi)的、具有無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力的節(jié)段PC 梁的抗爆性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)了節(jié)段PC 梁的3 種響應(yīng)破壞機(jī)制，并闡釋了預(yù)制節(jié)段數(shù)和預(yù)應(yīng)力水平對梁的殘余位移和損傷影響規(guī)律。Li 等[20]基于數(shù)值模擬方法研究了節(jié)段PC 柱的抗爆性能，發(fā)現(xiàn)相較于整體式鋼筋混凝土柱，節(jié)段PC 柱出現(xiàn)的沿裝配位置的滑移、開口和節(jié)段間相對旋轉(zhuǎn)等破壞形態(tài)可以有效地吸收爆炸能量，從而降低柱混凝土的剝落損傷，并認(rèn)為剪力鍵的形狀與尺寸是影響節(jié)段PC 柱抗爆性能的關(guān)鍵參數(shù)。Yu 等[21]和于旭峰等[22]通過開展1/2.5 比例灌漿套筒連接PC 柱接觸爆炸試驗，發(fā)現(xiàn)PC 柱呈現(xiàn)局部損傷的破壞模式，套筒構(gòu)造有助于抵抗應(yīng)力波，進(jìn)而減輕接觸爆炸下局部混凝土的損壞，全灌漿套筒相較于半灌漿套管尺寸更大，呈現(xiàn)出更明顯的保護(hù)作用。從上述研究可以發(fā)現(xiàn)，PC 構(gòu)件形式構(gòu)造種類繁多，在不同類型的爆炸荷載下響應(yīng)破壞特性各異，目前開展的研究在廣度和深度上都不夠。因此，要想全面深入地掌握爆炸荷載作用下PC 構(gòu)件的破壞機(jī)理和損傷特性，還需開展更全面和深入的研究。目前近爆荷載作用下全尺寸PC 柱的試驗研究尚未見公開報道，且此前對爆炸荷載作用下PC 柱的研究主要集中在動力響應(yīng)與破壞方面，尚未涉及到爆炸后受損構(gòu)件的修復(fù)加固層面。因此，有必要深入研究PC 柱在近爆作用下的動力響應(yīng)和損傷特性，以及其受損后的修復(fù)加固性能。

本文中分別針對灌漿套筒與錨漿搭接連接方式的PC 柱開展近場爆炸試驗。測量橫向位移等時程數(shù)據(jù)，分析2 種裝配連接方式的PC 柱在近爆荷載作用下的損傷破壞機(jī)理與動力響應(yīng)特性，歸納PC 柱的爆炸失效模式和破壞特征，并與RC 柱進(jìn)行對比。此外，分別采用置換混凝土和置換混凝土后外包碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（carbon fiber reinforcement polymer, CFRP）布的方式對爆炸受損的PC 柱進(jìn)行加固修復(fù)，開展軸壓試驗對加固修復(fù)柱的軸向承載性能進(jìn)行分析，驗證采用這2 種方式進(jìn)行爆炸受損構(gòu)件修復(fù)加固的可行性。

1 PC 柱抗爆性能試驗

1.1 試件設(shè)計與制作

試驗中按照1∶1 比例設(shè)計制作4 個鋼筋混凝土試件，其中PC 柱試件2 個：P-1、P-2，RC 柱試件2 個：R-1、R-2。其中R-2 試件不進(jìn)行爆炸試驗，僅在后續(xù)進(jìn)行軸壓試驗作為初始承載力參考。4 個試件截面尺寸均為300 mm×300 mm，柱高H=3 m，均采用C40 強(qiáng)度等級混凝土制作?？v向受力鋼筋為對稱布置的4 根直徑為20 mm 的HRB400 鋼筋，縱筋配筋率為1.4%，箍筋采用直徑8 mm 的HPB300 鋼筋，加密區(qū)間距與非加密區(qū)間距分別為100、200 mm，如圖1 所示?；炷僚c鋼筋材性試驗用材料均按照規(guī)范要求取樣、養(yǎng)護(hù)并進(jìn)行材料性能試驗。試驗結(jié)果顯示，混凝土抗壓強(qiáng)度為47.3 MPa，縱向鋼筋屈服強(qiáng)度為440 MPa，符合規(guī)范中對強(qiáng)度的要求。

圖1 試件配筋設(shè)計Fig.1 Reinforcement for specimen

PC 構(gòu)件裝配連接過程中，由于構(gòu)件預(yù)制部分鋼筋已經(jīng)與預(yù)制混凝土粘結(jié)在一起，無法再進(jìn)行獨立運動，采用機(jī)械連接需要精準(zhǔn)對位，大大增加了施工的難度；采用后澆帶連接無法保證一體性與連接質(zhì)量，灌漿套筒連接和錨漿搭接鋼筋連接技術(shù)較好地解決了上述問題，也是目前裝配結(jié)構(gòu)中應(yīng)用比較廣泛的連接形式[23]。本試驗中，PC 柱試件P-1、P-2 分別采用灌漿套筒連接和錨漿搭接技術(shù)進(jìn)行裝配連接，如圖2 所示。試件P-1 采用如圖3(a)所示的半套筒灌漿連接形式，即在套筒所在的預(yù)制混凝土中，鋼筋通過螺紋與套筒連接后進(jìn)行澆筑形成預(yù)制混凝土，將連接鋼筋插入套筒中，通過灌注水泥基灌漿料來實現(xiàn)鋼筋裝配連接。試件P-2 則采用如圖3(b)所示的錨漿搭接工藝連接，首先在預(yù)制混凝土構(gòu)件中預(yù)留孔道，孔徑70 mm。將孔道使用直徑4 mm 的HPB300 螺旋箍筋進(jìn)行加固后，將連接鋼筋伸入孔道一定深度后通過預(yù)留的孔洞（灌漿孔與出氣孔）向預(yù)留孔道內(nèi)灌注灌漿料從而實現(xiàn)鋼筋之間的連接，具體加工過程如圖4 所示。試驗根據(jù)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ 1—2014）中的相關(guān)要求[24]，不同裝配形式采取不同的鋼筋伸出長度，具體取值如表1 所示。

表1 試驗構(gòu)件主要參數(shù)Table 1 Parameters of specimen

圖2 試件構(gòu)造（單位：mm）Fig.2 Constructions for specimens (unit: mm)

圖3 裝配連接構(gòu)造Fig.3 Precast connection constructions

圖4 試件加工Fig.4 Specimen processing

試驗采用的灌漿料為裝配式結(jié)構(gòu)專用材料，具有高強(qiáng)、早強(qiáng)、無收縮和微膨脹等基本特性，能與套筒、被連接鋼筋更有效地結(jié)合在一起協(xié)同工作，同時滿足裝配式結(jié)構(gòu)快速施工的要求。其初始流動度和30 min 流動度分別不小于300、260 mm，第1、3 和28 d 的抗壓強(qiáng)度分別不低于35、65 、85 MPa。3 h 豎向膨脹率不小于0.02%，24、3 h 豎向膨脹率差值處于0.02%～0.5%之間，各項性能參數(shù)均滿足規(guī)范要求。加工過程中裝配連接位置上下表面設(shè)置粗糙面以增強(qiáng)后構(gòu)件的一體性。

1.2 試驗布置

化爆試驗在某野外試驗場進(jìn)行，如圖5 所示。試驗臺由預(yù)埋型鋼板的鋼筋混凝土承臺與鋼管組成，鋼管兩端通過預(yù)埋件與反力承臺混凝土澆筑連接在一起，通過鋼管平衡千斤頂對試驗承臺的作用力。試驗承臺與鋼筋混凝土基礎(chǔ)一體澆筑而成，以提高剛性，為爆炸試驗提供穩(wěn)定的邊界條件。PC 柱作為豎向構(gòu)件，其底部位置由于靠近地面，易于接近，遭受爆炸荷載的風(fēng)險較高。據(jù)此，試驗設(shè)計為3.6 kg TNT 炸藥在距底部支座截面650 mm 處爆炸，爆心距離試件表面300 mm，所采用的TNT 集團(tuán)裝藥如圖6所示。考慮實際工程中墩柱構(gòu)件所承受的軸向荷載作用，試驗墩柱軸壓比取0.2，通過千斤頂進(jìn)行加載，如圖7 所示。

圖5 試驗布置Fig.5 Test arrangement

圖6 試驗用TNT 炸藥（單位：mm）Fig.6 TNT charges used in test (unit: mm)

圖7 千斤頂施加初始軸壓Fig.7 Lifting axial load with a hydraulic jack

試驗過程中，為測量柱在爆炸過程中的橫向動力響應(yīng)，布置位移傳感器（S1、S2、S3）于柱中點處及上下1/4 處以測量柱在爆炸荷載作用下的動力響應(yīng)，如圖8 所示。

圖8 測點布置（單位：mm）Fig.8 Layout of measuring points (unit: mm)

2 PC 柱破壞形態(tài)及動力響應(yīng)

2.1 PC 柱破壞及動力響應(yīng)分析

圖9～14 給出了2 種不同連接方式PC 柱的爆炸損傷。由圖9～10 可知，灌漿套筒連接柱（P-1）在近爆作用下發(fā)生斜剪破壞，側(cè)面出現(xiàn)了大量的斜裂縫并貫穿整個截面高度。在1100 mm 區(qū)域內(nèi)側(cè)面、背爆面外層混凝土出現(xiàn)剝落，鋼筋外露，柱上側(cè)縱筋出現(xiàn)明顯的向下彎曲變形。爆炸沖擊作用下剪力及靠近支座位置的負(fù)彎矩導(dǎo)致裝配交界面出現(xiàn)如圖11 所示的貫穿裂縫。試件迎爆面在爆炸波直接沖擊下呈現(xiàn)出以爆心在構(gòu)件表面投影為中心的X 形破壞形態(tài)，并出現(xiàn)沿柱身縱向發(fā)展的裂縫。試件側(cè)面出現(xiàn)局部的外層混凝土剝離，損傷區(qū)域近似呈梯形，核心區(qū)混凝土出現(xiàn)明顯斜裂縫。背爆面則出現(xiàn)一定長度內(nèi)的混凝土嚴(yán)重剝落。相比迎爆面，側(cè)面與背爆面混凝土剝落厚度相對較深，且出現(xiàn)錐狀內(nèi)凹這種典型的受拉破壞特征。這是由于爆炸波作用在迎爆面時為壓縮波，迎爆面混凝土受壓產(chǎn)生破壞。而當(dāng)爆炸作用產(chǎn)生的應(yīng)力波傳播至柱側(cè)面、背爆面自由界面時反射產(chǎn)生拉伸波，而混凝土材料抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)低于抗壓強(qiáng)度，造成側(cè)面、背爆面混凝土震塌剝落（也稱層裂）。

圖9 試件P-1 的損傷破壞情況Fig.9 Blast-induced damage of specimen P-1

圖10 試件P-1 的損傷細(xì)節(jié)（單位：mm）Fig.10 Damage characteristics of specimen P-1 (unit: mm)

圖11 試件P-1 的裝配交界面的裂縫Fig.11 Crack development at the bottom of specimen P-1

圖12～13 給出了錨漿搭接柱（P-2）的破壞形態(tài)。相比于試件P-1，試件P-2 同樣出現(xiàn)了局部范圍內(nèi)外側(cè)混凝土的剝落、內(nèi)部鋼筋的暴露以及沿裝配交界面的裂縫。不同的是，錨漿搭接試件兩部分預(yù)制混凝土體的搭接段長度較大，搭接段在爆炸荷載作用下直接裸露在損傷區(qū)域內(nèi)。由于灌漿料的強(qiáng)度較高以及螺旋箍筋的約束作用，灌漿料、搭接段縱筋和螺旋箍筋形成的柱體（下稱灌漿料柱體）增強(qiáng)了柱局部的剛度，導(dǎo)致暴露出的縱向鋼筋并未出現(xiàn)P-1 灌漿套筒柱中的明顯橫向變形。但同時由于兩者的剛度差異導(dǎo)致兩部分在荷載作用下變形不協(xié)調(diào)，核心區(qū)內(nèi)出現(xiàn)沿灌漿料柱體與混凝土界面的裂縫（見圖14）。此外，P-2 側(cè)面出現(xiàn)大量斜裂縫從核心區(qū)向柱身開展（見圖13(b)～(c)），裂縫寬度與長度明顯大于P-1 灌漿套筒柱。為定量分析不同裝配形式柱的損傷程度，將迎爆面、側(cè)面1、側(cè)面2 以及背爆面編號為F1～F4。如圖15 所示，取每個損傷面?zhèn)冗吋爸芯€位置的3 個損傷長度（h1、h2、h3）中的最大值（hm）作為每個面的損傷尺寸，以對比分析不同試件的損傷程度。從圖16 的損傷尺寸發(fā)現(xiàn)，P-2 每個損傷的損傷尺寸均大于P-1 灌漿套筒柱，其中側(cè)面1（F2）的差值最大，達(dá)到了120 mm。試件P-1、P-2 的最大損傷均出現(xiàn)在背爆面，尺寸分別達(dá)到1 100、1 180 mm。整體上看，錨漿搭接柱損傷相對嚴(yán)重。

圖12 試件P-2 的損傷破壞情況Fig.12 Blast-induced damage of specimen P-2

圖13 試件P-2 的損傷細(xì)節(jié)（單位：mm）Fig.13 Damage characteristics of specimen P-2 (unit: mm)

圖14 試件P-2 的核心區(qū)裂縫Fig.14 Core area cracks of specimen P-2

圖16 PC 柱的損傷尺寸Fig.16 Damage size of PC columns

試驗過程中對柱的橫向位移響應(yīng)進(jìn)行了測量。由于靠近爆心位置的沖擊作用強(qiáng)烈，爆心位置對應(yīng)的位移傳感器(測點S1)被損壞，未能測量到有效數(shù)據(jù)。如圖17～18 中試件P-1、P-2 的測點S2、S3 的位移與時間的關(guān)系曲線顯示，試件P-2 跨中與1/4 位置的峰值與殘余位移均大于試件P-1 的。這表明錨漿搭接柱內(nèi)的灌漿料柱體雖然提高了構(gòu)件的局部剛度，但錨漿搭接方式較長的搭接段對構(gòu)件的變形協(xié)調(diào)性產(chǎn)生了破壞，導(dǎo)致構(gòu)件整體剛度降低，變形較大。綜合動力響應(yīng)與爆炸損傷發(fā)現(xiàn)，兩個PC 試件的位移響應(yīng)表現(xiàn)出的規(guī)律與試件損傷程度相符。盡管試件P-2的殘余變形比P-1 的略大，但兩試件的整體變形較小，柱中位置殘余變形未超過柱長的1/200，局部損傷是兩試件的主要破壞模式。

圖17 試件P-1 柱的位移響應(yīng)曲線Fig.17 Displacement response curve of specimen P-1

圖18 試件P-2 柱的位移響應(yīng)曲線Fig.18 Displacement response curve of specimen P-2

2.2 PC 柱與RC 柱對比

現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱（R-1）的試驗損傷如圖19～21 所示。對比PC 柱的損傷（見圖22）可以發(fā)現(xiàn)，3 個試件在近場爆炸荷載作用下均發(fā)生剪切破壞，損傷區(qū)域側(cè)面出現(xiàn)大量斜裂縫并伴隨外側(cè)混凝土剝落，最大損傷尺寸達(dá)到1060 mm。與試件P-1 相比，現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱（R-1）的損傷形態(tài)基本一致，僅在損傷尺寸上存在差別。其中試件R-1 的迎爆面和側(cè)面1 損傷尺寸大于試件P-1 的，分別達(dá)到700、960 mm，側(cè)面2與背爆面的損傷尺寸小于試件P-1 的。此外，受損區(qū)域暴露出的上側(cè)縱向鋼筋出現(xiàn)與試件P-1 相近的彎曲變形。由于錨漿搭接構(gòu)造不同，現(xiàn)澆試件R-1 的破壞形態(tài)與P-2 存在差異，但4 個破壞面的形狀相似，除迎爆面的損傷尺寸是現(xiàn)澆柱的較大外，其余3 個面的損傷尺寸均小于P-1 套筒連接柱的。由表2 所示的試件損傷尺寸差值比例可知，2 個PC 試件與RC 試件損傷的最大尺寸相差均在20%以內(nèi)，差距較小。此外根據(jù)圖23～24 及表3 可知，PC 柱與RC 柱的橫向位移響應(yīng)雖存在一定的差別，但峰值位移相差在10% 以內(nèi)，殘余位移相差在20% 以內(nèi)。PC 柱與RC 柱最大的差異在于，RC 柱頂面在靠近支座位置出現(xiàn)不規(guī)則發(fā)展的橫向裂縫，且向截面內(nèi)部開展的深度較淺（見圖21），而PC 柱出現(xiàn)了沿裝配交界面的貫穿裂縫。

表3 響應(yīng)峰值與殘余位移Table 3 Peak and residual displacement

圖19 試件R-1 的損傷破壞Fig.19 Blast-induced damage of specimen R-1

圖20 試件R-1 的損傷細(xì)節(jié)（單位：mm）Fig.20 Damage characteristics of specimen R-1 (unit: mm)

圖21 試件R-1 的底端裂縫Fig.21 Cracks at the bottom of specimen R-1

圖22 PC 柱與RC 柱的損傷破壞對比Fig.22 Damage comparison between PC column and RC column

圖23 測點S2 的位移響應(yīng)對比Fig.23 Displacement response comparison of measure point S2

圖24 測點S3 的位移響應(yīng)對比Fig.24 Displacement response comparison of measure point S3

綜上，PC 柱在近爆荷載作用下表現(xiàn)出與RC 柱相近的抗爆性能，但裝配界面貫穿裂縫是PC 柱典型的破壞形態(tài)，該位置是PC 柱的薄弱位置。在爆炸沖擊下，柱支座位置截面依靠鋼筋與混凝土共同抵抗剪切作用，裝配界面的存在使得PC 柱在柱底位置的抗剪能力由鋼筋和交界面的抗剪強(qiáng)度決定，而交界面的抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)低于現(xiàn)澆柱截面。伴隨著爆炸荷載強(qiáng)度的提高或爆

心位置靠近裝配交界面，PC 柱存在較高的沿交界面位置發(fā)生直剪破壞，導(dǎo)致構(gòu)件完全失效的風(fēng)險。因而在PC 柱抗爆設(shè)計中應(yīng)重點關(guān)注。

3 受損柱修復(fù)加固研究

爆炸沖擊波在空氣中衰減迅速，對建筑結(jié)構(gòu)的破壞往往是局部的，損傷一般集中在單個或小范圍區(qū)域內(nèi)的構(gòu)件。因個別或局部范圍內(nèi)構(gòu)件損壞而放棄整個建筑的使用是不合理、不經(jīng)濟(jì)的。但是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)具有較高的整體性，拆除更換受損構(gòu)件施工難度大，且難以保證與原結(jié)構(gòu)的一體性，因此，在原位對爆炸損傷構(gòu)件進(jìn)行加固修復(fù)的方法值得深入研究。下面討論對受損PC 柱進(jìn)行修復(fù)加固軸向承載力靜壓試驗，并對受損PC 柱修復(fù)加固后的承載性能進(jìn)行了研究。

3.1 受損柱加固修復(fù)

置換混凝土與外包碳纖維增強(qiáng)聚合物（CFRP）是兩種常用的混凝土結(jié)構(gòu)加固方法[25]。本文中將爆炸試驗后試件P-1、P-2 受損區(qū)域的混凝土進(jìn)行了剔除，分別采用置換混凝土、置換混凝土加外包CFRP 的方式對兩個受損試件進(jìn)行加固。

置換混凝土方法通常適用于承重構(gòu)件受壓區(qū)混凝土強(qiáng)度偏低或有嚴(yán)重缺陷的局部加固，根據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范（GB 50367-2013）中的要求，混凝土柱的置換深度不應(yīng)小于60 mm，置換用混凝土的強(qiáng)度等級應(yīng)比原混凝土高一級，且不應(yīng)低于C25[26]。本研究中試件截面厚度僅300 mm，且爆炸導(dǎo)致受損區(qū)域內(nèi)殘余混凝土產(chǎn)生的裂縫已貫穿整個截面。因此，采用C50 強(qiáng)度等級混凝土，對試件受損區(qū)域（圖25(a)）混凝土進(jìn)行全截面置換。該批次混凝土材料性能試驗結(jié)果顯示抗壓強(qiáng)度為56.5 MPa，達(dá)到合格標(biāo)準(zhǔn)。試件P-2 在置換混凝土的基礎(chǔ)上，又進(jìn)行了外包CFRP 布處理。其工藝為待試件P-2 置換混凝土養(yǎng)護(hù)完成后，再對受損區(qū)域進(jìn)行打磨、截面角部倒角，配制底膠并涂刷于處理好的混凝土表面。沿環(huán)向纏繞粘貼CFRP 纖維布，并拉緊使其與混凝土緊密貼合以防產(chǎn)生氣泡。加固采用的CFRP 布極限強(qiáng)度為4132 MPa，彈性模量為240 GPa。兩試件加固完成后，對端部破損采用砂漿進(jìn)行修補(bǔ)并外包200 mm長的CFRP 纖維布進(jìn)行局部加固，以防止在靜力軸壓試驗中發(fā)生端部壓潰，加固過程如圖25 所示。

3.2 加固柱破壞形態(tài)與軸向承載力

軸壓試驗在7 200 t 的壓力試驗機(jī)上進(jìn)行，如圖26 所示。試件兩端設(shè)置球鉸，并在試件頂面以下約10 cm 處對稱粘貼布置帶有彎折的鋼片，采用導(dǎo)線與豎向位移計（見圖27）連接，進(jìn)行試件軸向變形測量，以防止壓力試驗機(jī)頂板以及球鉸彈性變形產(chǎn)生的位移誤差導(dǎo)致測量數(shù)據(jù)失真。由于試件比較高，為避免在加載過程中能量突然釋放產(chǎn)生崩塌，采用腳手架在試件周圍設(shè)置安全護(hù)圈，護(hù)圈與構(gòu)件之間保留一定距離以免對試驗結(jié)果造成影響。加載過程初段采用壓力指標(biāo)進(jìn)行加載控制，每100 kN 為一級，每級荷載加載完成后穩(wěn)定持荷1 min，觀察記錄。當(dāng)加載至峰值附近，開始采用位移控制緩慢進(jìn)行加載，直至試件被破壞。

圖26 7 200 t 壓力試驗機(jī)Fig.26 7 200 t pressure testing machine

圖27 豎向位移傳感計Fig.27 Vertical displacement transducer

圖28～29 分別給出了3 個試件在軸壓作用下的破壞過程和軸壓荷載-位移曲線。從圖28(a)可見，未受損的RC 柱（R-2）在峰值前試件外觀均無任何明顯變化。當(dāng)軸向壓力達(dá)到峰值后，試件底部逐漸出現(xiàn)縱向裂縫，并伴隨著作動器繼續(xù)向下移動和裂縫繼續(xù)開展，寬度、長度繼續(xù)增加，直至底端壓潰，試件破壞失效。相比之下，置換混凝土加固試件（P-1）在峰值過后的加載過程中，突然發(fā)生脆性破壞并伴隨巨大的響聲，試件原始混凝土與置換混凝土交界面附近的混凝土崩落，瞬間失去承載力，如圖28(b)。這種破壞現(xiàn)象是軸向壓力作用下，新舊兩部分截面位置的橫向變形不協(xié)調(diào)導(dǎo)致的。由圖29 所示的荷載-位移曲線所示，試件P-1 的極限承載力達(dá)到4096 kN，比試件R-2 高出20.8%。但試件P-1 的軸壓曲線斜率明顯高于試件R-2，且承載力在經(jīng)過峰值點后迅速下降，承載力迅速下降的現(xiàn)象與試驗中觀察到的破壞現(xiàn)象相符。這表明，經(jīng)過加固之后軸壓剛度提高，延性和變形能力下降。此外，為分析加固后構(gòu)件的承載力能否滿足初始設(shè)計要求，根據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[27]，對本研究的框架柱的初始極限軸壓承載力進(jìn)行計算，公式如下：

圖28 試件柱的軸壓破壞形態(tài)Fig.28 Axial compressive failure patterns of columns

圖29 試件荷載-位移曲線Fig.29 Load-displacement curves of columns

式中：fc、fy分別為混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度和鋼筋的屈服強(qiáng)度，Ac、As分別為混凝土的截面面積和鋼筋的截面面積。φ為穩(wěn)定系數(shù)，根據(jù)規(guī)范取0.98。根據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[27]中給出的換算方法，計算得到C40 混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度為30.4 MPa，本研究中柱構(gòu)件的初始軸壓極限承載力計算值為3136 kN。加固后試件P-1 的承載力比計算值提高了30.6%，可見采用置換混凝土的方法修復(fù)爆炸受損柱構(gòu)件，能夠滿足構(gòu)件的軸向承載能力要求。

置換混凝土加外包CFRP 加固試件（P-2）在峰值后的加載過程中，在現(xiàn)場可以監(jiān)聽到明顯的裂縫開展聲音，并觀察到在靠近柱頂位置處出現(xiàn)明顯的貫穿橫向裂縫（見圖28(c)），并伴隨作動器向下移動逐漸開展，最終構(gòu)件被破壞，失去繼續(xù)承載的能力。與R-2 未受損構(gòu)件的軸壓破壞過程相比，P-2 同樣具有明顯的破壞特征與破壞前預(yù)兆。且P-2 的承載力峰值達(dá)到4690 kN，比R-2 以及根據(jù)規(guī)范計算得到的極限承載力大幅提高38.3%、49.6%。需要說明的是，P-2 試驗現(xiàn)場設(shè)置的護(hù)圈與試件之間的距離相對較小，試件在壓力作用下發(fā)生橫向變形，可能與護(hù)圈發(fā)生接觸，因此存在護(hù)圈對試驗結(jié)果造成干擾的可能性。

綜上，采用置換爆炸受損PC 柱受損區(qū)域的混凝土，或置換后外包CFRP 兩種加固方法均能夠有效恢復(fù)爆炸受損PC 柱的軸向承載能力。且與相同配筋的未受損構(gòu)件及規(guī)范計算值相比，極限承載力大幅提高。

4 結(jié) 論

進(jìn)行了近爆荷載作用下的PC 柱試驗，對PC 柱的損傷破壞模式與動力響應(yīng)進(jìn)行了分析，并與RC 柱進(jìn)行了對比；開展了PC 構(gòu)件的爆損加固試驗，探究了修復(fù)構(gòu)件的軸向承載性能，得到的主要結(jié)論如下。

(1) 近爆荷載作用下PC 柱發(fā)生斜剪破壞，側(cè)面產(chǎn)生大量斜裂縫，部分混凝土出現(xiàn)震塌剝落，并伴隨著裝配交界面的貫穿裂縫破壞。PC 柱整體變形較小，屬于局部破壞模式。錨漿搭接柱搭接段灌漿料柱體對縱向鋼筋具有約束作用，減小了鋼筋的橫向變形，但灌漿柱體與混凝土之間的界面對抗爆具有不利影響，導(dǎo)致錨漿搭接柱的損傷破壞程度及殘余變形較灌漿套筒柱嚴(yán)重，抗爆性能比灌漿套筒柱差。

(2) 由于構(gòu)造不同，PC 柱的損傷和動力響應(yīng)與RC 柱相比存在差異，但總體上這兩種PC 柱表現(xiàn)出與RC 柱相近的抗爆性能。裝配交界面導(dǎo)致PC 柱的截面不連續(xù)，整體性在一定程度上被削弱，不利于抗爆。此外，裝配位置依靠交界面和鋼筋抵抗剪切作用，而交界面的抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)低于現(xiàn)澆截面。在本試驗設(shè)定工況下，PC 柱裝配交界面產(chǎn)生的貫穿裂縫未發(fā)生嚴(yán)重破壞，但伴隨著爆炸威力的提升和爆心位置的改變，PC 柱存在較高的沿該薄弱位置發(fā)生的直剪破壞、導(dǎo)致構(gòu)件失效的風(fēng)險。

(3)加固試件軸壓試驗結(jié)果表明，采用置換混凝土的受損試件P-1 和置換混凝土后外包CFRP 纖維布的受損試件P-2，其軸向承載力均得到有效提升，并超過未受損構(gòu)件的承載力和設(shè)計初始極限承載力。試件P-1 的承載力比未受損標(biāo)準(zhǔn)柱的承載力和計算承載力分別提升了20.8%、30.6%，試件P-2 的分別提升了38.3%、49.6%。采用置換混凝土修復(fù)的試件，在接近極限承載力的軸壓作用下發(fā)生了脆性破壞，且無明顯的破壞征兆，存在一定的危險性，在實際工程應(yīng)用中應(yīng)設(shè)置合理的防護(hù)。