高强不锈钢绞线具有抗拉强度高和耐腐蚀等优点[1]，众多研究者致力于高强不锈钢绞线-聚合物砂浆加固钢筋混凝土(reinforced concrete，RC)结构的研究[1-3]．文献[2]分析了预应力高强钢绞线网-聚合物砂浆加固剪力墙的抗震性能，发现该加固方法可有效提高其延性、耗能能力、刚度及承载力．文献[3]对钢绞线网-聚合物砂浆加固RC梁进行了四点弯曲试验，分析了加固率、砂浆类型及预应力水平对加固效果的影响，提出了加固梁受弯承载力计算公式．文献[4]将高强钢绞线网-聚合物砂浆用于梁柱节点的抗震加固，提出了加固后节点受剪承载力计算方法．相较普通砂浆，聚合物砂浆性能更好，但仍存在抗裂性能差、开裂宽度大等问题．超高韧性水泥基复合材料(engineered cementitious composites，ECC)具有单轴受拉应变硬化特征(极限拉应变超3%)、优良的耐久性和裂缝分散能力等特征[5-8]，因而将ECC和增强筋材相结合用于结构加固已成为热点研究方向．文献[9]对ECC/钢筋网加固RC柱进行了受压试验研究，发现RC柱加固后破坏模式由脆性破坏转为延性破坏，刚度、承载力及抗裂性等均有所提升，但增幅较小．文献[10]研究了纤维复合材料(fiber reinforced polymer，FRP)FRP/ECC加固RC柱轴压性能，发现加固层可提供侧向约束，提高了加固柱的承载能力和变形能力．文献[11]对ECC加固混凝土短柱进行了轴压试验，发现加固后短柱峰值强度没有显著提高，但改善了破坏模式和延性等．综上所述，相较聚合物砂浆，ECC具有更好的延性、控裂性及耐久性，且和钢绞线极限拉应变接近．故将二者结合，形成性能更优越的新型复合材料“高强不锈钢绞线网/ECC”(简称HSME)．相比传统钢管约束高强混凝土，HSME具有更好的耐腐蚀、耐高温性能，而相对于FRP/ECC约束混凝土，钢绞线又具有更好的经济性．因此，本研究将高强不锈钢绞线网/ECC用于约束高强混凝土，并研究其轴压性能和抗压强度，为其工程应用奠定基础．1 试验概况1.1　试验试件设计本试验设计了4组共11个试件，CA，CB和CC组试验参数分别为ECC强度、横向钢绞线配网率和混凝土强度等级，CD组为对照组，见表1．混凝土采用高强混凝土(C55～C70)，且均为边长200 mm、高度600 mm的方形短柱．图1为高强不锈钢绞线网/ECC约束高强混凝土及加载装置示意图，钢绞线公称直径为2.4 mm，ECC厚度取30 mm，以保证ECC和钢绞线网满足锚固要求[12]，ECC配合比见文献[6]．10.13245/j.hust.211222.T001表1试件参数设置分组试件编号混凝土强度等级ECC水胶比s/mmρs/%CACA1C550.25500.18CA2C550.28500.18CA3C550.25(加增稠剂)500.18CBCB1C600.25700.13CB2C600.25500.18CB3C600.25300.30CCCC2C650.25500.18CC3C700.25500.18CDCD1C60———CD2C65———CD3C70———注：s为横向钢绞线间距；ρs为横向钢绞线配网率．10.13245/j.hust.211222.F001图1约束高强混凝土试件配筋图及加载装置(mm)1.2　试验加载及测试图1(b)为HSME约束高强混凝土试验加载装置示意图，施加荷载采用500 t压力传感器量测．为测量试件应变和位移，在试件四周表面中部贴置横向、纵向应变片，试件两端钢垫板上均放置位移计．试验中采用裂缝测宽仪进行观测、记录试件裂缝发展．加载为分级单调加载：试件开裂前后，分别按预估开裂荷载、破坏荷载的10%分级加载，接近破坏时减少级差，每级持载2 min，直至破坏．1.3　材料性能正式试验前，采用电液压伺服材料试验机测定试验所用混凝土、ECC、高强不锈钢绞线力学性能．混凝土、ECC具体测定结果见表2和表3，其中ECC抗拉强度fte取ECC受拉应力-应变曲线上的第一个峰值点，对应的拉应变(εte)约为0.4%，如图2所示．钢绞线弹性模量(Es)为120.38 GPa，平均拉抗强度(fw)为1.498 70 GPa，极限拉应变(εu)为0.028．10.13245/j.hust.211222.T002表2混凝土立方体抗压试验结果强度等级Ec/GPafcu/MPafco/MPaC5535.756.236.2C6036.560.738.4C6536.968.942.6C7037.575.447.9注：Ec为弹性模量；fcu和fco分别为立方体和轴心抗压强度．10.13245/j.hust.211222.T003表3ECC抗压、抗拉试验结果试件编号fce/MPaεce，max/%Ee/GPafte/MPaεte，max/%CA136.80.7616.13.982.38CA224.50.8712.73.042.33CA333.50.7717.54.343.04CB135.50.8014.03.592.54CB235.10.8213.83.632.42CB335.60.8114.13.652.33CC236.10.7815.33.722.86CC336.90.7915.23.702.76注：fce和εce，max为抗压强度和对应压应变；Ee为受压弹性模量；fte为抗拉强度；εte，max为极限拉应变．10.13245/j.hust.211222.F002图2ECC典型受拉应力(σ)-应变(ε)曲线1.4　试验现象及破坏性能分析素混凝土试件(CD组)受压典型破坏形态如图3所示，表现为明显的脆性破坏．当荷载增长到峰值荷载的70%时，混凝土表面裂缝贯通；当达到峰值荷载时，试件劈裂，随即停止试验．10.13245/j.hust.211222.F003图3CD组试件裂缝及破坏形态约束高强混凝土试件(CA，CB和CC组)在轴向压力作用下，破坏过程基本相同，试件典型裂缝发展和破坏形态如图4所示．当荷载增至峰值荷载的30%时，试件首先出现1～2条宽约为0.02 mm的竖向微裂缝(见图4(a))；当增长到峰值荷载的85%~90%时，在试件表面观察到多条细微竖向裂缝，最大裂缝宽度为0.08 mm，远小于正常使用极限状态对最大裂缝宽度的要求，表明控裂能力良好．峰值荷载下，裂缝宽度最大约为0.2 mm(见图4(b))；随后荷载开始下降，裂缝继续变宽．当荷载降至峰值荷载的75%~80%时，在最宽裂缝处，首根横向钢绞线拉断(见图4(c))，此时裂缝最大宽度达0.80 mm，之后横向钢绞线开始逐根断裂；当荷载降至峰值荷载20%时，结束试验．此时，试件表面依然裂而不碎(见图4(d))，保持良好的完整性，ECC约束层和核心混凝土始终同时受力，未出现黏结破坏．文献[13]中当高强钢绞线网-高性能砂浆约束混凝土柱受压时，钢绞线在混凝土完全压碎时未拉断，抗拉强度未充分利用；而本研究中极限状态下钢绞线拉断，混凝土未压碎，说明本研究采用的复合材料具有更好的约束作用．10.13245/j.hust.211222.F004图4约束高强混凝土试件裂缝及破坏形态综上所述，约束层对核心混凝土起到了明显的约束作用，受压延性显著增大，裂缝发展缓慢且具有明显的塑性破坏特征，改变了素混凝土轴压时的脆性破坏特征．与ECC单向受拉相比，约束层ECC虽有明显多缝开裂现象，但裂缝间距稍大于ECC轴拉试件，这是由于约束层ECC处于更不利的轴向受压、横向受拉的受力状态，故裂缝发展相对更快．2 受压试验结果分析2.1　试验结果表4为轴压试验所得到的各试件开裂荷载Pcr、峰值荷载P0及对应压应变εecc，其中开裂荷载为观测到试件出现第一条竖向裂缝时对应的荷载．10.13245/j.hust.211222.T004表4主要试验结果试件编号fco/MPaρs/%fte/MPaPcr/kNP0/kNεecc/10-3CA136.20.183.987202 1963.2CA236.20.183.047002 0133.0CA336.20.184.348002 2993.1CB138.40.133.597002 1253.0CB238.40.183.636002 1303.1CB338.40.303.657002 1353.2CC242.60.183.728002 5773.2CC347.90.183.701 0002 7493.0CD138.4——4001 5022.4CD242.6——4201 8072.5CD347.9——6002 0132.52.1.1　开裂荷载分析表4可知：相较对照组，HSME约束高强混凝土的开裂荷载均大幅提高，约为峰值荷载的30%；当ECC和混凝土强度提高时，开裂荷载均增大，且混凝土强度影响最大；而横向钢绞线配网率变化对其基本无影响．由于约束层开裂时横向变形很小，荷载主要由混凝土承担，约束层约束主要由ECC提供，因此混凝土强度和ECC抗拉强度影响较大．2.1.2　峰值荷载由表4可知：HSME约束高强混凝土峰值荷载与对照组相比均大幅提高，其中增大ECC和混凝土强度对峰值荷载提高最有效，增加横向钢绞线配网率仅使峰值荷载略有增幅．主要原因是峰值荷载下试件横向拉应变仅0.4%，而钢绞线是人工缠绕，未采用设备拉紧，此时刚开始发挥横向约束作用．2.1.3　峰值压应变分析表4发现：高强混凝土经HSME约束后，峰值压应变由0.002 5增至0.003 0~0.003 2，ECC和混凝土强度及横向钢绞线配网率对该应变值影响很小，故建议HSME约束高强混凝土峰值压应变取0.003 0．2.2　参数对约束高强混凝土受压性能的影响忽略纵向钢绞线受力，约束混凝土所受荷载由ECC及核心混凝土承担，则按刚度分配原则可得σecc=P/(EeAe/Ec+Ac), (1)式中：σecc为HSME约束高强混凝土等效压应力；P为竖向荷载；Ac和Ae分别为混凝土和ECC截面面积．图5和图6分别绘制了参数变化时各试件的等效压应力-压应变(εc)曲线和等效压应力-约束层ECC横向约束拉应变(εec)曲线，其中4εec为实测ECC横向拉应变减去试件受压引起的ECC膨胀应变．2.2.1　ECC强度的影响由图5(a)可知：上升段和下降段，CA2(3.04 MPa)、CA1(3.04 MPa)、CA3(3.04 MPa)试件曲线发展一致；峰值点，ECC强度越大，峰值压应力(抗压强度)越大，峰值应变基本相同．分析图6(a)可知ECC强度不同曲线规律大致相同：上升段，约束高强混凝土的横向拉应变均较小，曲线发展趋势基本一致，当达到峰值点时，约束层ECC拉应变约为0.4%，和图2曲线中抗拉强度取值点应变一致，说明峰值点时ECC已达到其抗拉强度；下降段，应力下降缓慢但ECC横向拉应变急剧增大，曲线较为一致，即ECC强度对下降段横向约束应变增长速率影响不大，这也是图5(a)中试件下降段承载能力衰减速率接近的原因．由于量程有限，应变片在横向钢绞线出现断裂后失效，未能测到ECC极限约束拉应变，但钢绞线临近断裂时ECC横向应变已接近2%，说明ECC已进入应变硬化阶段．10.13245/j.hust.211222.F005图5等效压应力-应变曲线10.13245/j.hust.211222.F006图6等效压应力-约束层横向应变曲线2.2.2　横向钢绞线配网率的影响由图5(b)可知：和CD1相比，HSME约束高强混凝土抗压强度和延性增大．上升段，CB1(0.13%)，CB2(0.18%)和CB3(0.30%)试件曲线基本重合；下降段，配网率提高至0.30%，其承载能力衰减速率明显降低，相应压应变增大，延性明显增加．主要原因仍是横向钢绞线未施加预应力，约束作用主要在横向变形较大的下降段．分析图6(b)可知：上升段，约束层ECC横向拉应变较小，各试件曲线较为接近；下降段，当钢绞线配网率达到0.3%时，试件的应力下降趋势更加缓慢．故增大配网率可明显延缓承载力下降速率，提高延性．2.2.3　混凝土强度等级的影响分析图5(c)可知：对比CB2(C50)，CC2(C65)和CC3(C70)，随着混凝土强度提高，试件抗压强度也提高，但峰值压应变基本一致，下降段曲线基本重合；CB2，CC2和CC3的抗压强度相比于对照试件分别提升12.0%，10.8%和7.1%，故混凝土强度提高时约束效果降低．分析图6(c)可知：线弹性阶段，约束层ECC横向拉应变较小，各曲线较为接近；非线性上升阶段，当等效压应力相同时，ECC横向拉应变随混凝土强度降低而增大，这是由于相同压应力下混凝土强度越低侧向变形越大，导致ECC横向拉应变越大．但在峰值压应力下，ECC横向拉应变基本相同(约0.4%)；约束层提供的侧向约束力与试件压应力比值随混凝土强度增大而降低，这也是约束混凝土抗压强度增幅随核心混凝土强度增加而降低的原因．3 约束高强混凝土抗压强度分析3.1　HSME约束高强混凝土受压机理HSME约束高强混凝土轴心受压机理与箍筋约束混凝土相似，核心混凝土承载力及延性的提高是由于高强不锈钢绞线网/ECC约束层提供的侧向约束能限制核心混凝土的横向变形，使其处于三向受压状态．但约束层提供的约束不均匀，相较其他部位来说角部(约束前已倒角)位置约束力较强．3.2　抗压强度(峰值应力)计算模型3.2.1　高强不锈钢绞线网/ECC侧向约束力如图7所示，为简化计算，将高强不锈钢绞线网/ECC提供的约束等效为均布荷载．根据试验结果，峰值荷载时约束层横向拉应变约为0.4%，故约束层ECC拉应力取fte；此时钢绞线未达到抗拉强度，须考虑钢绞线强度折减系数β．根据图7和力平衡条件，可推导得约束层提供的侧向约束强度fl表达式fl=2(βfwAssl+ftetes)/[(a+te)s], (2)式中：Assl为横向高强不锈钢绞线横截面积；te为约束层ECC厚度；a为核心混凝土的截面边长．10.13245/j.hust.211222.F007图7约束高强混凝土截面受力分析同时，为了反映约束作用的大小，分别引入ECC特征值λe及钢绞线特征值λw：λe=ftete/[fco(a+te)]; (3)λw=βfwAssl/[fco(a+te)s]. (4)故式(2)简化为fl=2fco(λe+λw). (5)3.2.2　高强不锈钢绞线抗拉强度折减系数β根据图5，本研究定义首根钢绞线拉断时的状态作为试件受压破坏极限状态，此时荷载下降至峰值荷载的75%~80%．表5列出了各试件的最大裂缝宽度及ECC横向拉应变，由表5可知各试件在峰值点与极限点处的最大裂缝宽度、ECC横向拉应变比值均为0.2~0.3，故峰值荷载时横向钢绞线拉应变仅为极限拉应变的20%~30%，则β取平均值25%．10.13245/j.hust.211222.T005表5各试件的最大裂缝宽度及ECC横向拉应变试件编号最大裂缝宽度/mm比值ECC横向约束拉应变比值峰值点极限点峰值点极限点CA10.200.800.2500.004 00.016 20.247CA20.180.780.2310.004 20.017 20.244CA30.180.840.2140.004 30.017 80.242CB10.180.820.2200.003 90.016 20.241CB20.200.800.2500.004 00.016 20.247CB30.240.800.3000.003 80.018 90.201CC20.180.840.2140.004 00.016 30.245CC30.180.760.2370.003 80.015 80.241注：表中比值为峰值点与极限点的试验值之比．3.2.3　抗压强度(峰值应力)计算模型根据文献[14]建立的三向受压混凝土纵向应力计算公式，约束混凝土抗压强度的提高程度与侧向约束应力正相关，故基于式(5)，提出HSME约束高强混凝土的抗压强度fecc计算模型fecc=fco[1+B(λe+λw)]. (6)3.2.4　模型参数B分析根据式(1)可得各约束试件抗压强度fecc试验值，再将其代入式(6)求出对应的混凝土强度影响系数B(见表6)．分析表6，参数B与混凝土强度关系符合一般规律：混凝土强度提高，B值减小，即侧向约束作用降低．取CB2，CC2和CC3试件的B值和相应混凝土轴心抗压强度值，拟合得到B=-0.22fco+15.9. (7)故HSME约束高强混凝土抗压强度计算公式为fecc=fco[1+(-0.22fco+15.9)(λe+λw)]. (8)10.13245/j.hust.211222.T006表6混凝土强度等级影响系数B参数CA1CA2CA3CB1CB2CB3CC2CC3fco/MPa36.236.236.238.438.438.442.647.9B8.18.28.07.77.67.76.25.13.2.5　HSME约束高强混凝土峰值压应变由试验结果可知，HSME约束高强混凝土峰值压应变在0.003 0~0.003 2之间，本研究取HSME约束高强混凝土的峰值压应变εecc=0.003 0．3.3　模型验证将本研究各试件试验参数值代入式(8)得到其抗压强度计算值，并与试验结果对比，见表7．表7中HSME约束高强混凝土峰值压应变试验值仅略大于计算值，而抗压强度计算值/试验值的平均值为0.99，变异系数为0.01，说明HSME约束高强混凝土的抗压强度计算公式适用性良好．10.13245/j.hust.211222.T007表7抗压强度及峰值压应变试验值与计算值对比试件编号fecc/MPa计算值/试验值εecc计算值/试验值试验值计算值试验值计算值CA141.7040.250.9690.003 20.003 00.938CA240.2441.281.0250.003 00.003 01.000CA342.7841.920.9800.003 10.003 00.968CB141.9441.640.9930.003 00.003 01.000CB242.1241.930.9950.003 10.003 00.968CB342.0243.551.0430.003 20.003 00.938CC250.1148.000.9680.003 20.003 00.938CC353.8851.720.9600.003 00.003 01.000将文献[15]试验结果用于校验式(8)，文献[15]中采用普通混凝土(C30~C40)，约束层ECC厚度为25 mm，略小于本研究采用的30 mm，其他参数与本试验一致．表8比较了文献[15]试验结果与式(8)计算值，计算值/试验值的平均值为0.953，变异系数为0.039，说明符合良好，亦说明式(8)适用于HSME约束各种强度等级素混凝土的抗压强度计算．10.13245/j.hust.211222.T008表8文献[15]计算结果与试验结果的比较试件编号fco/MPafte/MPa计算值/MPa试验值/MPa计算值/试验值C30-E1-S5022.44.5229.8830.470.981C30-E2-S5022.44.0129.1531.150.936C30-E3-S5022.43.3428.1928.210.999C30-E1-S7022.44.5929.6929.910.993C30-E1-S5022.44.6330.0331.610.950C30-E1-S3022.44.6530.7434.660.887C35-E1-S5025.54.7232.7834.420.952C40-E1-S5028.64.7035.3738.140.9274 结语a. 采用高强不锈钢绞线网/ECC约束混凝土具有良好效果，且破坏时试件裂而不碎，约束层和核心混凝土未发生黏结破坏，可保证二者共同工作．b. 轴压下，当HSME约束高强混凝土达到峰值荷载的85%时，裂缝最大宽度仅0.08 mm，满足正常使用极限状态的裂缝宽度要求，具有良好耐久性．c. 提高ECC强度和混凝土强度等级，HSME约束高强混凝土的开裂、峰值荷载增加，峰值压应变变化不大；只提高混凝土强度等级，高强不锈钢绞线网/ECC对核心混凝土的约束效果减弱；增大横向钢绞线配网率，可明显提升峰后变形能力和延性．d. 引入ECC和钢绞线特征值等参数，建立了HSME约束高强混凝土抗压强度计算模型，计算结果与试验结果符合良好．