再生粗骨料取代率对圆不锈钢管再生混凝土黏结性能的影响

2020-09-04刘文渊

科学技术与工程 2020年22期

刘文渊, 冷捷

(1.南京理工大学泰州科技学院, 泰州 225300; 2.陆军工程大学爆炸冲击与防灾减灾国家重点实验室, 南京 210007)

不锈钢造型美观、耐腐蚀性好,利用不锈钢管替代碳钢来提高钢管混凝土结构的耐候性[1],使得不锈钢管混凝土的应用变得更为广阔。再生混凝土的利用,能解决废旧混凝土的处置问题,减少对原材料的过度依赖,实现混凝土可持续发展。再生混凝土耐久性较普通混凝土差,且其抗压强度受再生骨料性能及含量的影响较大[2]。在不锈钢管中浇筑再生混凝土形成不锈钢管再生混凝土,再生混凝土受不锈钢管的约束和保护可改善再生混凝土的一些缺陷[3],不锈钢管再生混凝土轴压、压弯性能的研究成果[4-5]也充分说明了这一点。钢管混凝土结构中节点性能对结构整体性能的发挥至关重要,节点性能除与连接构造有关[6],还受钢管与混凝土之间的黏结性能的影响。

国内外学者对钢管混凝土的黏结滑移性能进行了大量研究。薛立红等[7-8]通过推出试验,研究界面形式、受力状态、界面长度、混凝土强度和混凝土养护条件等因素对黏结强度的影响。康希良等[9]对不同的长细比、径厚比和含钢率的钢管混凝土短柱进行推出试验,并从理论上分析钢管混凝土黏结-滑移关系。陈宗平等[10]、徐金俊等[11]通过推出试验发现再生粗骨料取代率对圆钢管再生混凝土的黏结强度的影响规律不明确,方管则随再生粗骨料含量增加黏结强度增大。Tao等[12]通过推出试验,全面地分析了截面尺寸、管材类型、混凝土类型、混凝土龄期及界面形式对黏结性能的影响。Chen等[13]对不锈钢管混凝土进行了推出试验,考虑长径比、径厚比、混凝土强度对黏结性能的影响。周鹏华等[14]指出采用内填自应力自密实混凝土,可有效减小混凝土收缩,提高黏结性能。

已有研究表明钢管混凝土黏结性能受界面形式、受力状态、长径比、径厚比、混凝土强度、混凝土中外加剂、混凝土龄期及养护条件等的影响。但却未明确再生粗骨料取代率对圆钢管混凝土黏结性能的影响规律,且关于圆不锈钢再生混凝土黏结性能的研究成果也较为罕见。因此,有必要开展这方面的研究工作。

为明晰再生粗骨料取代率对圆不锈钢再生混凝土试件黏结性能的影响,考虑不同再生粗骨料取代率设计5根短柱黏结试件进行往复推出试验,得出各试件的荷载-黏结滑移量曲线,分析再生粗骨料取代率变化对黏结性能的影响趋势,并通过回归分析提出考虑再生粗骨料取代率的圆不锈钢再生混凝土试件黏结强度计算公式。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

设计5根圆不锈钢再生混凝土黏结试件,再生粗骨料质量取代率分别为0%、25%、50%、75%及100%,再生混凝土强度等级C30,试件长细比14.4,各试件特征参数及试验结果等如表1所示。

表1 各试件特征参数

为测定钢管与核心混凝土接触面沿轴向的相对滑移量,沿不锈钢管轴向开槽,槽口长40 mm,槽口宽4 mm,开孔位置及应变片S1～S6布置如图1所示。粗骨料取代率不同的混凝土分批拌制,并预留立方体标准试块。混凝土试块与黏结试件均在标准养护室中养护28 d。

图1 试件开孔位置及应变片布置Fig.1 Hole position and strain gauges arrangement of the specimen

1.2 材性试验

根据《金属材料拉伸试验方法》(GB/T 228.1—2010)测得圆不锈钢管材料力学性能指标如表2所示。

表2 不锈钢管力学性能指标

C30再生混凝土制备时,采用P.O.32.5R水泥,细骨料采用天然河砂(中砂),拌和水为自来水。制备再生混凝土时,确保粗骨料总质量不变,仅改变再生粗骨料和天然粗骨料的比例,并按25%的级差,设计不同再生粗骨料质量取代率。混凝土的设计配合比如表3所示。

表3 再生混凝土配合比

试验用再生粗骨料源于服役30年后的废弃混凝土,再生粗骨料表观密度、含泥量、吸水率和压碎指标如表4所示。为消除粒径级配的影响,将再生粗骨料及原生粗骨料用标准筛进行筛分,并按照规范连续级配要求混合,粒径19、9.5及 4.75 mm 的混合比例为1∶6.5∶2.5。

表4 再生粗骨料基本性质

1.3 试验加载方案

加载设备采用CSS-44300/300 kN的电子万能试验机。在与钢管顶端平齐的混凝土面上放置一直径小于内径的圆柱体压型垫块,通过垫块将混凝土推出。推出加载时,加载端滑移量小于4 mm前采用0.3 mm/min的加载速率加载；滑移量大于4 mm 后加载速率增加至1.5 mm/min,滑移量达到21 mm时停止加载。并将试件倒置按上述加载方法进行反向加载。

推出试件按图1(b)所示位置粘帖纵、横向应变片,监测粘结破坏过程中钢管纵、横向应变。在图1(a)所示的孔洞位置预埋螺栓棒,位移计监测螺栓棒处的滑移量。图2给出了试件位移计布置。

图2 推出试验位移计布置Fig.2 Displacement gauges arrangement of the push-out test

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及传力机制

各试件试验现象较为相类似,这里仅对CR-0试件加以分析。图3给出了CR-0试件在不同监测点处的荷载-滑移量(N-S)曲线(各监测点处的滑移量通过位移计测得)。由图3可知,加载初期CR-0试件各位移计读数未见变化,加载至5、14.6、32.2、42.1 kN时,自上而下1号、2号、3号、4号位移计依次出现读数,可见随荷载的增加,传力黏结面长度不断增加,最终试件黏结界面全长都参与荷载传递。当荷载达到112.1 kN(极限荷载的85%)时,试件荷载-滑移量(N-S)曲线呈线非线性增长,此时试件已接近黏结破坏,并观测到各位移计及应变读数增长较快,加载端钢管和混凝土接触边界处,发现混凝土周边有所脱落,核心混凝土滑动明显且伴随轻微的摩擦声。达到极限荷载132 kN后,各监测点的滑移量趋于一致。极限荷载后试件呈指数下降。通过分析可以看出加载端施加在混凝土上的荷载通过钢管与混凝土之间的黏结力将荷载传递给钢管,荷载较小时较短的黏结长度就可将荷载全部传递给钢管,荷载较大时需要较长的黏结长度来传力。

图3 各监测点处轴向荷载滑移量(N-S)曲线Fig.3 Axial load-slip (N-S) curves of vary monitoring points

图4给出了CR-0试件在不同监测点处荷载N-钢管纵向应变曲线。由图4可知,加载端附近试件应变较小,自由端处的应变最大,随着荷载增大应变近似呈线性增大。作用在混凝土上的外荷载通过混凝土与钢管之间的黏结力将逐渐传递给钢管。在接近黏结极限承载力时,顶部应变略有减小,中、下段应变增大趋势加剧,可见此时上部胶结力已经消失。极限状态时,若钢管截面均匀受压其压应力为162.9 MPa,根据金属拉伸试验述测定的应力-变应关系可确定钢管中应变为804 με,实际测得的自由端钢管的最大纵向应变达到1 104 με,这主要可能因为加载可能存在一定的偏心及钢管径向膨胀引起的纵向应变。

图4 各监测点处轴向荷载-钢管纵向应变曲线Fig.4 Axial load-steel tube longitudinal strain curves of vary monitoring points

图5给出了不同监测点处钢管应变-滑移量S曲线,由于采用的5 A的应变片,加载端应变片中心距加载端10 mm,当滑移量超过7.5 mm后应变片已不在试件的黏结区内,因此这里仅认为滑移量在7.5 mm以内有效。由图5可知,钢管纵向为压应变,加载端最小,向自由端逐渐加大；由自由端钢管横向应变为压应变,中间段及加载端为拉应变。在加载端荷载作用于混凝土上,混凝土受压后会发生环向膨胀,但钢管约束混凝土的膨胀,导致钢管中产生较大横向拉应变；加载端混凝土中的荷载仅部分通过界面黏结力传递给钢管,所以钢管中的纵向应变较小。随着混凝土上的荷载通过钢管与混凝土之间的黏结力将荷载逐渐传递给钢管,钢管中的压力加大,纵向压应变也随之加大；而混凝土中的压力逐渐减小,混凝土的膨胀量减弱,钢管中横向拉应变也随之减小,自由端钢管中甚至出现横向压应变。

图5 各监测点处钢管应变-滑移量曲线Fig.5 Steel tube strain-slip curves of vary monitoring points

2.2 荷载-滑移曲线分析

图6给出了各试件往复推出荷载作用下的轴向荷载-滑移量(加载端)曲线。

从图6正反向加载荷载N-滑移量S(加载端)曲线中,分析得出以下特征。

(1)CR-1试件在达到极限黏结荷载前,存在一段锯齿状曲线,这主要由于对CR-1试件加载时采用了分段加载,每段之间持续一段时间,在加载持时这段时间内荷载出现上下波动。其他试件加载时进行了调整,分段加载持荷时间设为0,所以其他各曲线在达到极限荷载前未出现数值波动的情况。

“+”表示正向推出,“-”为反向推出,数字表示该方向第几次加载图6 往复荷载下加载端轴向荷载-滑移量(N-S)曲线Fig.6 Axial load-slip (N-S) curves at the loaded end of vary monitoring points under cyclic loading

(2)在进行第一次正向推出试验时,各试件均包含胶结段、滑移段及摩阻段,且胶结段呈线弹性,滑移段呈非线性,摩阻段呈先指数下降然后略有上升。各黏结试件在加载端滑移量接近2 mm时(分别1.82、2.05、2.01、1.99 mm,未计CR-1)出现峰值点,即达到极限荷载Nu。在达到极限荷载Nu之前荷载-滑移量(N-S)曲线呈线性增长,随再生粗骨料含量的增加荷载分别增长至109.0、95.0、94.1、56.5、63.0 kN后增长趋势变缓。在达到峰值点之后,各试件曲线进入缓慢下降阶段,且端部相对滑移量逐渐增长,并在12～18 mm的滑移区段内,出现光滑的拐点,之后曲线呈缓慢非线性增长的趋势,直至加载完成。

(3)第二次正向加载时,N-S曲线先线性增长至峰值,随再生粗骨料含量的增加各试件的峰值相对第一次加载时的峰值分别下降至35.8%、23.7%、12.9%、11.1%、11.6%,可见峰值点荷载的大小随粗再生粗骨料含量的增加降幅趋缓,再生粗骨料含量大于50%后趋于恒定,仅为初始峰值的1/10。峰值点出现后,荷载略有下降。经过较短的滑移后出现拐点,之后荷载持续增长且达到加载位移限值仍在增长,持续增长阶段主要依靠摩阻力来传递荷载,这是因为随荷载加大钢管对混凝土的约束作用加大,提供的摩阻力也越大。

(4)各试件反向加载时,N-S曲线变化趋势一致,达到峰值荷载点之前呈非线性增长,之后各曲线呈现下降趋势。两次加载峰值荷载的幅度明显小于正向加载。

(5)结合图5中不同监测点处钢管应变-滑移量S曲线进行对比分析。可以看出试件CR-0中钢管应变达到峰值时滑移量接近3 mm,较极限荷载时的滑移量要大,说明黏结滑移破坏过程中,钢管的应变存在一定的滞后性。

2.3 再生粗骨料取代率的影响

为了研究再生粗骨料取代率对圆不锈钢管再生混凝土界面黏结性能的影响,以CR-0试件为基准,并通过改变再生粗骨料取代率设计制作了CR-1、CR-2、CR-3及CR-4四个试件。由试验数据可得到各试件黏结强度滑移量(τ-S)曲线如图7,其中图7(a)为实际(τ-S)曲线,图7(b)为各试件的黏结强度τ与CR-0试件的极限黏结强度τu1的比值所得的标准曲线。

图7 各试件黏结强度滑移量(τ-S)曲线Fig.7 Bond strength-slip (τ-S) curves of vary specimens

由图7(a)可知,CR-0试件的黏结强度τ-滑移量S曲线最高,而CR-4的曲线最低,即随着再生粗骨料取代率的提高,其极限黏结强度逐渐降低。产生这一现象的主要原因为:一是随着再生粗骨料取代率的提高,再生粗骨料本身的承载力降低,从而导致再生混凝土强度随之降低,通过表1可以发现,取代率每提高25%,C30混凝土抗压强度约降低3.34%～6.48%,从而导致界面黏结强度降低；二是随着再生粗骨料取代率的提高,再生混凝土的收缩和蠕变加剧导致黏结强度降低。由此可见,再生粗骨料取代率对黏结强度的影响,实质上是由于骨料自身承载力改变和混凝土收缩、蠕变导致。

由图7(b)可知,当再生粗骨料取代率为25%和50%时,黏结强度分别降低约为原生混凝土的20.1%、24.6%,而当取代率为75%和100%时,黏结强度分别降低44.6%和47.9%。由上述对比分析可知,当再生混凝土取代率超过50%时,黏结强度降低幅度约为前者的2倍。因此,建议将再生粗骨料取代率控制在50%的范围内,这样既可保证两者的力学性能得以充分发挥,又可实现对在生骨料的回收利用。

3 试验公式回归

根据5根圆不锈钢再生混凝土试件推出试验实测的黏结强度,考虑再生粗骨料取代率、混凝土立方体抗压强度两个变量进行回归分析,得到界面极限黏结强度τu实用计算公式为

(1)

表5给出了各试件的试验结果,Nu为试件极限荷载,τu为极限黏结强度,Su为极限黏结强度对应的加载端位移,τu,1为由式(1)计算确定的黏结强度,τu/τu,1为试验值与式(1)计算值的比值。τu/τu,1在0.993～1.147,存在一定的离散性,但整体吻合较好。因此,根据拟合得到的回归计算公式用于圆不锈钢再生混凝土黏结强度的确定具有较好的准确度。