钢抱箍结构主要由两个半圆箍身组成，一般通过高强螺栓进行连接并施加环向紧箍力，在环向紧箍力作用下，箍身与混凝土圆柱之间会产生摩阻力，钢抱箍就是通过该摩阻力来抵抗竖向荷载。钢抱箍作为临时支座时，无需搭设落地脚手架，装拆方便、可重复利用，现已广泛应用于盖梁和深水码头施工^[1-3]。近年来，钢抱箍结构也开始应用于独柱墩桥梁的抗倾覆加固^[4-5]。

钢抱箍竖向承载力计算是工程设计的首要问题。在钢抱箍广泛应用的同时，对其承载能力的研究也相继展开。洪宏兴^[6]在肇庆大桥北引桥施工中，将螺栓紧箍力等同于箍身对桥墩的环向正压力，提出1.2的安全系数，并利用现场荷载试验验证了钢抱箍竖向承载的有效性。刘功等^[7]在伊洛河特大桥施工中，认为钢抱箍的承载能力与螺栓预拉力、钢抱箍高度有关，在螺栓预拉力等于界面正压力的前提下，对螺栓数量进行计算，并提出1.3的安全系数。付继承等^[8]在某船厂码头施工中，将钢抱箍作为底模支撑系统的承力结构，认为界面正压力沿环向均匀分布，采用理论力学的方法对钢抱箍的强度进行验算。此外，董中亚等^[9]基于力学基本原理，在钢-混界面紧密接触且箍身环向受力均匀的假定下，推导出钢抱箍竖向承载力的理论计算公式(下称理论公式)，即P=kπμT(式中，P为竖向承载力；k为设计安全系数；μ为界面摩擦系数；T为一侧螺栓紧箍力)。卞军^[10]、党育等^[11]、黄修平等^[12]均利用该理论公式计算钢抱箍的承载力。该理论公式已被多次引用，但公式中并没有给出关键参数的取值范围，现将钢抱箍研究成果中关键参数的不同取值统计见表 1。目前国外学者少有对钢抱箍的竖向承载能力进行研究，而是把钢抱箍作为一种约束结构来研究被约束体的压缩响应^[13-14]。

上述部分研究成果已在工程实践中得到应用，在一定程度上保证了工程安全，但钢抱箍滑移事故仍时有发生^{[12, 15]}，这反映出现有研究还存在一定不足，具体表现在：现有理论公式的计算精度和关键参数的取值仍未明确，如设计安全系数从1.2~2.5，钢-混界面摩擦系数从0.2~0.7均有；湿润环境下钢抱箍竖向承载能力的变化情况还未明确；当前研究大多针对具体的工程项目，且多采用理论计算的方法来设计，未考虑钢抱箍高度的影响，可借鉴的有效试验数据较少^[12]。鉴于此，本研究采用1∶4缩尺模型，通过3组12次试验研究了螺栓紧箍力、箍身高度以及钢-混界面状态对钢抱箍竖向承载能力的影响，获得了钢抱箍服役时箍身局部受力特征及滑移后剩余承载能力，给出了关键参数的建议取值，验证了钢抱箍承载力理论公式的合理性，为钢抱箍的工程应用和接续研究提供一定的参考借鉴。

考虑试验条件限制，基于某实际钢抱箍尺寸，设计并制作了12个1∶4的缩尺模型，模型设计如图 1所示。钢抱箍的圆箍身采用外径325 mm、壁厚8 mm的无缝钢管制作，其夹持的混凝土圆柱高500 mm，直径为309 mm，采用C30混凝土浇注。试验中为保证钢抱箍与混凝土圆柱有良好的贴合度，将无缝钢管作为浇注混凝土圆柱的模板，实际工程中常设置橡胶垫板或压注环氧树脂结构胶来提高钢抱箍与墩柱的贴合度。

图 1 试件模型图(单位：mm) Fig. 1 Schematic diagram of specimen model(unit: mm)

图选项

为研究螺栓紧箍力、钢抱箍高度、钢-混界面状态等参数对钢抱箍竖向承载能力的影响，本试验共制作3组12个试件，试件编号及参数见表 2。表 2中试件编号“H”代表钢抱箍的高度，“T”代表单个螺栓的紧箍力，如H250T56S代表高250 mm，单个螺栓紧箍力为56 kN的试件。同时，为研究湿润环境对钢抱箍竖向承载能力的影响，将H250T56S试件的混凝土圆柱在水中浸润15 min。此外，拧紧力矩与螺栓紧箍力的关系由式(1)^[26]所示：

(1)

式中，T′为拧紧力矩；λ为拧紧力矩系数，考虑干燥洁净的界面取0.18^[27]；T₀为螺栓紧箍力；d为高强螺栓公称直径，为20 mm。钢抱箍每侧设置3个10.9级M20螺栓，则每侧施加的螺栓紧箍力为T=3T₀。

圆箍身厚8 mm，材质为20^#钢，实测屈服强度245 MPa、极限强度410 MPa、弹性模量200 GPa；其余的板件厚12 mm，材质为Q355，实测屈服强度365 MPa、极限强度479 MPa、弹性模量210 GPa。螺栓采用10.9级M20高强螺栓。测得同等养护条件下C30混凝土标准试块的抗压强度平均值为33.1 MPa，弹性模量为30.8 GPa。

为方便加载，根据钢抱箍承载原理，本试验将试件倒置于加载平台上，在试件底板加载点设置20 mm厚水平钢垫板，利用200 t千斤顶对混凝土圆柱施加向下顶力，其大小由200 t轮辐式压力传感器测量，混凝土圆柱的竖向位移由30 mm百分表监测，圆箍身环向和竖向应变值由3×2 mm的BX120-3AA应变片测量，试验装置如图 2所示。

图 2 试验装置图 Fig. 2 Schematic diagram of test device

图选项

加载前完成应变片粘贴、螺栓紧箍力施加、测量仪器安装与测试等工作。采用分级加载，加载初期每级荷载为10 kN，并持荷2~3 min。当加载至钢抱箍竖向极限承载力理论值的80%时，降低加载速率直至钢抱箍与混凝土柱出现明显的滑移。

试验发现，在施加螺栓紧箍力之前，钢抱箍与混凝土圆柱接触较为贴合；但施加螺栓紧箍力后，因螺栓紧箍的弯矩作用和加劲板的刚度效应使得钢抱箍与混凝土圆柱出现局部脱空，发生在加劲板末端。利用塞尺测量脱空间隙，发现螺栓紧箍力越大，脱空间隙越大，其中试件H400T40出现最大脱空间隙，达到1.2 mm。此外，螺栓承压板处的浅层混凝土出现了局部的压溃。对此，可分别压注环氧树脂结构胶和设置橡胶垫板进行局部处治。从这两个试验现象可以推断出，钢抱箍实际工作情况与现有理论假定存在差异，钢抱箍与其所夹持的混凝土并非完全密贴，且钢抱箍对混凝土圆柱的压力也并不均匀。

加载初期，柱顶竖向位移与外荷载呈线形增长；加载至起滑点后，位移变化速率明显增大，当发出“砰”的一声巨响时，荷载值达到峰值点，即钢抱箍的极限承载能力；此时若继续加载，荷载开始变小且位移持续增大，钢抱箍已无法继续承载。

钢抱箍在竖向荷载作用下的荷载-位移(P-Δ)曲线如图 3所示。从图 3可以看出，钢抱箍的P-Δ曲线呈现出典型的3段式特征：线性增长段、平稳段和下降段。这3段的临界点分别为起滑点和峰值点。起滑点后的位移明显增大，说明起滑点是钢抱箍滑移的临界点；峰值点的荷载值最大，但滑移并没有停止；峰值点后，荷载有一定程度的下降，降低幅度3.4%~13.6%。其中钢抱箍起滑点与峰值点的荷载值之差在11.2 kN以内，外荷载值接近起滑点时，钢抱箍滑移风险较大。

图 3 钢抱箍的荷载-位移曲线 Fig. 3 Load-displacement curves of steel hoop

图选项

具体来讲，保证钢抱箍高度不变，在不同螺栓紧箍力作用下，试件(H250T36~H250T56)的荷载-位移(P-Δ) 曲线如图 3(a)所示。从图 3(a)可以看出：加载前期各试件的荷载-位移关系均呈线性变化且变化率基本一致。螺栓紧箍力越大，钢抱箍开始滑移(起滑点)的荷载值也越大。各试件滑移时的位移在1.50~3.53 mm范围内。起滑点加载至峰值点，钢抱箍荷载值增长很小，变化幅度为1.1%~5.1%，但位移增大了1.67~8.36 mm。在峰值点继续加载，荷载出现一定程度的降低，此时钢抱箍的剩余承载力为竖向极限承载力的86.4%~96.6%。

保证螺栓紧箍力不变，在竖向荷载作用下，不同抱箍高度的试件(H250T40, H280T40~H440T40)的荷载-位移(P-Δ)曲线如图 3(b)所示。由图 3(b)可以看出：在相同的紧箍力作用下，钢抱箍的高度对承载能力的影响很小。测得的各钢抱箍开始滑移时的荷载值相差较小，差值在9.2~15.1 kN之间。

在保证钢抱箍高度及紧箍力不变的情况下，钢-混界面润湿对钢抱箍荷载-位移(P-Δ)曲线的影响如图 3(c)所示。从图 3(c)可以看出：钢-混界面干燥状态(H250T56)与润湿状态(H250T56S)对应的P-Δ曲线变化趋势基本一致，但湿润后钢抱箍的承载能力出现了显著的降低，下降约18.3%。鉴于钢抱箍在实际工程中容易遭受到雨水等的润湿，其对钢抱箍承载能力的不利影响值得重视，对此可通过提高安全系数的方式在设计中予以考虑。

通过试验现象可知，在紧箍力与外荷载共同作用下，试件出现脱空与压溃现象，说明钢抱箍竖向与环向受力并不均匀。为研究钢抱箍受力特性，提取钢抱箍上的应变数据进行分析。

钢抱箍环向受力通过箍身环向应变值来表征，实测应变曲线如图 4所示。由图 4(a)可以看出：在钢抱箍高度不变的情况下，紧箍力增大，箍身环向应变整体上呈比例增大。且钢抱箍环向受拉，应变分布呈两头大中间小的特征，各试件的应变曲线变化基本一致。在箍身环向端部(螺栓承压板附近)，由于加劲板的作用，此处的环向应力较小，约为76 MPa。箍身环向中部的应力分布较为均匀且应力值较小，应变值为150~300 με，对应的应力值为30~60 MPa。加劲板末端区域的圆箍身环向应变急剧增大，是箍身环向中部的5~8倍。其中试件H250T56在此处的应变值为1 294 με，对应的应力为259 MPa，超过箍身的屈服强度245 MPa。再结合图 3(a)中试件H250T52比试件H250T56承载能力小，但极限荷载下的位移更大，在工程应用中应避免过大的螺栓紧箍力致使钢抱箍箍身环向屈服。

图 4 钢抱箍环向应变曲线 Fig. 4 Circumferential strain curves of steel hoop

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由图 4(b)可以看出：在紧箍力不变的情况下，钢抱箍高度越大，箍身环向应变越小。当箍身高度从250 mm增大到440 mm，环向应变降低了约30%。结合图 3(b)中的分析可知，在紧箍力不变的情况下，增大抱箍高度可优化钢抱箍的环向受力，在一定程度上也提高了钢抱箍的承载能力。

钢抱箍竖向受力以沿箍身竖向均布的应变来表征，如图 5所示。由图 5(a)可以看出：钢抱箍在竖向承受较小的压应力，应力范围19.6~30.5 MPa，且从上至下(试件倒置，工程中为从下至上)竖向应力逐渐增大。由此可见，钢抱箍服役时主要承受环向应力，其在竖向的应力很小。紧箍力越大，钢抱箍的竖向承载力越大，摩擦作用引起钢抱箍竖向应力增大。由图 5(b)可以看出：相同紧箍力作用下，钢抱箍高度增大，竖向应变越大。当钢抱箍高度从250 mm增大到440 mm，钢抱箍顶部的应力增大了2.1倍，最大应力为47.8 MPa。

图 5 钢抱箍竖向应变曲线 Fig. 5 Vertical strain curves of steel hoop

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根据文献[9]中的研究成果，在钢-混界面紧密均匀接触、箍身环向受力均匀及抱箍环向未屈服的假定下，钢抱箍的竖向承载能力理论公式如式(2)所示：

(2)

式中，P为钢抱箍竖向极限承载力；μ为接触面干燥的钢-混界面摩擦系数，本研究取0.3^{[3, 28]}；T为钢抱箍单侧的螺栓紧箍力。

结合图 3(a)中的实测数据和试验条件，通过钢抱箍竖向承载力理论计算式(2)反推钢-混界面摩擦系数μ，μ的反推值分布如图 6所示。

图 6 钢-混界面摩擦系数反推值 Fig. 6 Friction coefficient inverse values of steel-concrete interface

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从图 6中可以看出，由实测数据反推出的钢-混界面摩擦系数分布在0.3两侧，当螺栓紧箍力为156 kN时，钢-混界面摩擦系数反推值较0.3出现最大偏差值0.314。反推出的钢-混界面摩擦系数平均值为0.301，方差为0.000 1。因此，在钢抱箍内表面与混凝土柱外表面界面干燥的条件下，理论公式(2)中的钢-混界面摩擦系数μ取0.3是合理的。

根据试验现象，在紧箍力作用下钢抱箍会发生一定程度的脱空与压溃，箍身环向受力并不均匀。理论假设与试验现象存在一定的偏差，因此有必要对理论公式的精度进行验证。钢抱箍竖向承载能力理论值与实测值的对比如图 7所示。

图 7 理论值与实测值对比 Fig. 7 Comparison of theoretical and measured values

图选项

从图 7可以看出：当钢-混界面摩擦系数取0.3，螺栓拧紧力矩系数取0.18时，钢抱箍竖向承载力的试验值与理论值最大偏差为5%。除试件H250T36，H250T44及H250T56S外，其他试件的试验值均大于理论值，按理论公式计算的竖向承载力理论值偏于保守。由此可见，根据力学原理建立的钢抱箍承载能力计算公式能够正确地表征钢抱箍承载能力与紧箍力间的关系，能够反映在紧箍力不变的前提下，钢抱箍承载能力与高度无关的特征。对于钢-混界面，当摩擦系数取为0.3，拧紧力矩系数取0.18时，按理论公式计算的钢抱箍承载能力有较高的精度，且偏于安全。

然而值得注意的是，理论公式无法正确地表征钢抱箍在紧箍力作用下出现的局部脱空与环向受力不均的特征，也无法反映环境温度、钢-混界面状态等对钢抱箍承载能力的影响，对此应在后续工作中开展相关的研究。

(1) 螺栓紧箍力作用下，钢抱箍会在加劲板末端出现局部的脱空，且螺栓承压板处的混凝土圆柱会出现局部的压溃，对此，可分别压注环氧树脂结构胶和设置橡胶垫板进行局部处治。

(2) 钢抱箍荷载-位移曲线呈现典型的3段式特征：线性增长段、平稳段和下降段。在线性增长段，外荷载与竖向位移以较大的变化率线性增大；在平稳段，荷载无明显的增加，但位移急剧增大；在下降段，荷载有一定程度的下降，降低幅度3.4%~13.6%。

(3) 钢-混界面润湿会降低钢抱箍的承载能力，试验中降低了18.3%，为防止钢抱箍因承载能力不足发生脱滑，可通过提高安全系数的方式在设计中予以考虑。

(4) 钢抱箍服役时竖向应力很小，主要承受环向应力，且环向应力呈现两头大中间小的特征。加劲板末端的环向应力突变，较中部均匀应力值增大了5~8倍。当抱箍高度从250 mm增大到440 mm，环向应变降低了约30%，但对钢抱箍的竖向承载能力影响很小。

(5) 当钢-混界面摩擦系数取0.3，螺栓拧紧力矩系数取0.18时，按现有理论公式计算的承载力与试验值偏差在5%以内，现有理论公式能够准确地表征钢抱箍承载能力与紧箍力的线性增长关系，精度高且偏于安全。但仍无法反映环境温度、钢-混界面状态等对钢抱箍承载能力的影响，在后续工作予以研究。