方钢管再生混凝土长柱单偏压性能试验研究

王成刚, 袁 泉, 张泽阳

(1.合肥工业大学 土木与水利工程学院, 安徽 合肥 230009; 2.土木工程结构与材料安徽省重点实验室, 安徽 合肥 230009)

再生混凝土是建筑垃圾的再生循环利用,符合国家节约资源、保护环境和可持续发展的战略思想[1]。随着高层、超高层结构和大跨度结构不断涌现,组合结构在其中的应用越来越多,钢管混凝土柱因其受力性能好,在工程中的应用越来越多[2-3]。钢管再生混凝土柱是受到钢管混凝土柱应用的启发而衍生出来的,它是将再生混凝土代替普通混凝土浇筑于方钢管中,形成方钢管再生混凝土柱,既能发挥方钢管混凝土的优势,又能实现废弃混凝土再生利用,具有很好的推广应用价值。

近年来,对于钢管再生混凝土柱,国内的研究主要集中在钢管再生混凝土短柱的受压性能方面,钢管再生混凝土的黏结滑移性能、长柱的轴压和偏压以及柱的抗震性能也有研究[4-9];国外对钢管再生混凝土结构的研究较少[10-11]。总之,国内外对钢管再生混凝土结构的性能研究尚处于起始阶段,还需要进行大量、系统试验研究和理论分析,为其应用于实际工程提供试验依据和理论基础。

为更好地了解方钢管再生混凝土长柱在偏心荷载作用下的破坏形态和受力性能,本文通过变化再生粗骨料取代率、钢管壁厚、长细比和偏心率等参数,对15个方钢管再生混凝土长柱进行了单偏压试验研究,分析各参数对其受力性能的影响。

1 试验材料及试件制作

1.1 试验材料

本次试验混凝土的试配强度为C30,采用安徽巢湖水泥厂生产的P42.5普通硅酸盐水泥、普通天然河砂、粗骨料以及城市自来水,按照配合比2.05∶2.43∶5.17∶1.00 进行拌制。粗骨料包含天然骨料和再生骨料,再生骨料取代率(γ)均为0、40%、100%,再生粗骨料由建筑物废弃混凝土加工而得,依据文献[12],进行了再生粗骨料含水率、筛分、针片状和吸水率等试验。

再生粗骨料最大粒径为25 mm,连续级配,粒径2.5～16 mm、16～25 mm的粗骨料分别占粗骨料总质量的73.8%、25.4%,粗骨料针片状质量分数为4.17%。再生粗骨料基本性能见表1所列。粉煤灰采用安徽淮南电厂出产的Ⅰ级粉煤灰,取代水泥率为15%。各种再生混凝土经试配后确定的配合比见表2所列。

表1 再生粗骨料的基本性能

表2 再生混凝土配合比设计

按照文献[13]的规定,每种混凝土制作了3个边长为150 mm的立方体试块,自然养护28 d后,测得的抗压强度平均值fcu,m见表3所列。

表3 再生混凝土抗压强度 单位:MPa

方钢管为Q235B焊接成型钢管,根据标准拉伸试验方法测得:钢管壁厚为3 mm的钢材屈服强度、抗拉强度分别为290、361 MPa;壁厚为5 mm的钢材屈服强度、抗拉强度分别为329、394 MPa。

1.2 试件设计和制作

表4 试件设计参数、峰值荷载及破坏形式

制作试件时,混凝土由现场搅拌而成,为确保钢管内混凝土的密实性,混凝土浇筑过程中用插入式振捣棒进行振捣,浇筑完成敞口自然养护,在上端部焊接50 mm厚带刀铰端承钢板,焊接前用水泥浆找平。

1.3 试验装置、数据测量及加载制度

试验加载装置采用500 t的YES-500型压力试验机,试验装置及试件安装如图1a所示。本次试验测量的数据主要包括柱轴向位移、侧向挠度和轴压力以及钢管柱上、下端和跨中的应变变化情况,位移计和应变片具体布置如图1b所示。

图1 试验装置与试件具体测点布置

试验采用荷载控制的方法逐级加载。为了使试验各部位接触良好,进入正常工作状态,正式试验前先对试件进行预压。

正式加载时,每级加载值取为预估极限荷载的10%,加载至该级荷载最大值,持荷时间为2 min。在加载至预估极限荷载的70%后,每级加载值取为预估极限荷载的5%,持荷时间为3 min。当荷载开始下降时,进行慢速连续加载,当试件荷载下降到极限荷载的80%以下时,停止加载,试验结束。

2 试验结果及分析

2.1 试件破坏形态及分析

(1) 试件破坏形态。本次偏心受压试验试件破坏后的总体形态图片如图2所示。通过对本次试验过程的总体观察和统计分析各个试件的破坏形态可以发现,试件破坏形态可分为2个大类:① 试件端头压屈破坏,上端头钢管壁先发生局部受压屈曲,剖开钢管可见,在上端200 mm范围内管壁鼓曲处的再生混凝土芯柱完全断裂,并被严重压碎,其他部位芯柱完整无损,试件破坏形态表现为端头局部弯曲,呈“低头”状,如图3所示;② 试件整体弯曲失稳破坏,试件破坏时发生整体弯曲,柱中偏压侧钢管发生局部受压屈曲,在柱中钢管壁鼓曲处的再生混凝土芯柱断裂,偏压侧混凝土被压碎,试件破坏形态表现为整体弯曲破坏,如图4所示。

图2 偏压试件破坏形态图片

图3 试件FPXB3-1破坏形态

图4 试件FPXB5-1破坏形态

(2) 试件端头压屈破坏原因分析。本次试验中,t=3 mm的试件均是发生端头压屈破坏,而t=5 mm的试件除FPXB5-4外均是整体弯曲失稳破坏。本次试验试件多发生上端头压曲破坏的原因分析如下:① 由于再生混凝土浇筑和振捣时,大量的再生粗骨料下沉,使得上端形成水泥浆层,再加上补平的水泥砂浆,导致上端水泥砂浆层较厚,而水泥砂浆层强度相对于再生混凝土有所降低,水泥浆层易被压碎而四处膨胀,导致钢管鼓曲;② 由t的比较可发现,t=5 mm的试件只有1个发生端头压屈破坏,而另外3个均发生整体弯曲失稳破坏,t=3 mm的试件均发生端头压曲破坏,可见即使存在第1种情况,t较大的方钢管对端头的混凝土存在更强的约束,试件也可避免发生端头压曲破坏,因此方钢管壁厚也是其中一个原因;③ 试件下端方钢管四面设有加劲肋加强,而上端未设,所有试件均未出现下端钢管鼓曲现象,可见加强后的下端方钢管对混凝土的约束比上端的强。从以上分析可知:为了避免发生端头压屈破坏,方钢管再生混凝土偏压柱需要增设加劲肋等构造措施对上、下端予以加强,或者对方钢管壁厚加以适当限制,不能过薄。

2.2 试验结果分析

2.2.1 荷载-轴向位移关系曲线

(1) 受力过程。不同影响因素下试件荷载(N)-轴向位移(Δ)曲线对比如图5所示。由图5可知,试件N-Δ曲线形状较为相似,试件受力过程都经历了直线上升、曲线上升和曲线下降3个阶段。

在直线上升阶段,随着N增加,Δ也逐渐增加,但Δ增加得较慢,N增加得较快,N和Δ基本成线性关系,该阶段终点的N约为70%Nu,试件处于弹性受力阶段。在曲线上升阶段,随着N增加,Δ继续增加,但增加速率变快,而N增加变缓,N和Δ成非线性关系,试件处于弹塑性受力阶段。在曲线下降阶段,试件达到Nu时,不能再保持稳定状态,轴向压缩变形迅速增大,而N呈下降趋势,试件发生整体弯曲失稳或者端头压曲破坏,试件处于破坏的塑性受力阶段。

(2) 初始轴向刚度的影响。初始轴向刚度可以通过N、H和Δ计算得出,公式为:

(1)

其中:E为试件弹性模量;A为试件横截面积。

由(1)式可知,初始轴向刚度EA为试件N与Δ的比值,因此,试件初始刚度的大小可以通过N和Δ关系曲线的斜率来衡量。N-Δ曲线的斜率越大,试件的初始轴向刚度越大。

由图5a可知,再生骨料取代率(γ)对试件的初始轴向刚度有一定的影响,γ大的试件轴向刚度小,γ小的试件轴向刚度大。由图5b可知,长细比(λ)的变化对试件的初始轴向刚度有明显影响,λ小的试件轴向刚度大于λ大的试件。由图5c可知,钢管壁厚(t)的变化对试件的初始轴向刚度有影响,t大的试件轴向刚度始终大于t小的试件。由图5d可知,试件偏心率(e/r)对初始轴向刚度有一定的影响,e/r增大,初始轴向刚度呈减小的趋势。

图5 不同影响因素下试件荷载(N)轴向位移(Δ)曲线对比

2.2.2 侧向挠度变形曲线

试件侧向挠度变形曲线,能够直观地反映试件在加载过程中侧向变形的发展过程,是建立理论计算方法的依据。本次试验中试件出现整体弯曲破坏和端头压屈破坏2类破坏形态,其侧向挠度变形曲线的发展有着明显差异,如图6所示。

图6a、图6b所示为部分发生整体弯曲破坏试件的侧向挠度变形曲线。由图6a、图6b可知,试件侧向挠度曲线的变化规律类似。在弹性阶段,试件侧向挠度增加较慢,试件侧向挠度变化曲线上下基本对称;在弹塑性阶段,侧向挠度增幅加快,柱中处的挠度增加最快,柱上半部分侧向挠度比下半部分的大,但相差不大,侧向挠度变化曲线上下接近于对称;在塑性下降阶段,试件侧向挠度进一步增加,柱中处的挠度增加最快,其值最大,上下较对称。

由此可见,偏心受压试件发生整体弯曲失稳破坏时,在整个加载过程中,试件侧向挠度变化曲线与正弦半波曲线较吻合,在理论计算假定中,侧向挠度变形可采用正弦半波曲线。

图6c、图6d所示为部分发生端头压曲破坏试件的侧向挠度变形曲线。由图6c、图6d可知,发生端头压曲破坏试件的侧向挠度曲线的变化规律类似。在弹性阶段,试件侧向挠度增加较慢,试件侧向挠度曲线基本上下对称,并与正弦半波曲线比较吻合;在弹塑性阶段,试件侧向挠度增速加快,由于上端头钢管壁发生局部屈曲,3/4处的挠度变化最快,试件侧向挠度变化曲线不再对称,与正弦半波曲线不吻合;在塑性下降阶段,试件侧向挠度曲线仍不对称,与正弦半波曲线明显不吻合。由此可见,偏心受压试件发生端部压曲破坏时,在弹性阶段尚可采用正弦半波曲线假定,试件进入弹塑性阶段,此计算假定不宜采用。

2.2.3 影响因素分析

(1) 再生粗骨料取代率的影响。不同取代率(γ)下试件承载力对比见表5所列。由表5可知,其他条件相同情况下,随着γ提高,除γ=40%的FPXB3-8试件的承载力略有提高外,其他试件均有不同程度的降低,最大下降12.6%,但是总体上相差不大,说明方钢管再生混凝土与普通钢管混凝土偏压长柱同样具有良好的承载力。

表5 不同取代率下试件承载力对比

(2) 长细比的影响。不同长细比(λ)下试件承载力对比见表6所列。由表6可知,其他条件相同情况下,λ从34.6增加到52.0,试件的承载力都随之下降,最少的降低9.9%,最多的降低16.8%,说明λ对单偏压试件承载力影响明显。

表6 不同长细比下试件承载力对比

(3) 方钢管壁厚的影响。不同壁厚(t)下试件承载力对比见表7所列。由表7可知,其他条件相同情况下,t从3 mm增加到5 mm,试件的承载力都随之提高,最少的提高37.8%,最多的提高63.5%,说明方钢管t对单偏压试件承载力影响特别显著。

表7 不同壁厚下试件承载力对比

(4) 偏心率的影响。不同偏心率(e/r)下试件承载力对比见表8所列。

表8 不同偏心率下试件承载力对比

由表8可知,其他条件相同情况下,e/r从0.25增加到0.50,试件的承载力都随之下降,最少的降低2.2%,最多的降低27.4%,说明e/r对单偏压试件承载力影响明显。

(5) 添加物的影响。不同添加物下试件承载力对比见表9所列。由表9可知:① 在其他条件相同情况下,添加粉煤灰后,偏心率较大试件承载力有所提高,平均增幅为12.9%,而偏心率较小试件承载力有所降低,平均降幅为3.2%,降幅明显小于增幅,表明添加粉煤灰后钢管再生混凝土柱承载力总体有提高的趋势;② 在其他条件相同情况下,添加膨胀剂试件FPXB3-2的承载力有所提高,提高了14.0%,其原因是再生混凝土中添加适量的膨胀剂,可使浇筑于方钢管内的再生混凝土结硬时产生微膨胀,使得混凝土和方钢管壁紧密接触,方钢管对核心混凝土预先产生约束作用,防止钢管壁过早局部屈曲,从而提高试件承载力。由此可见,适当添加膨胀剂可以提高构件的承载力。

表9 不同添加物下试件承载力对比

3 结 论

(1) 方钢管再生混凝土长柱单偏压加载过程和破坏形态与方钢管混凝土柱没有区别,加载过程都包括直线上升、曲线上升和曲线下降3个阶段。破坏形态分为端头压曲破坏和整体弯曲失稳破坏2个大类。方钢管再生混凝土偏压长柱与普通钢管混凝土偏压长柱同样具有良好的承载力和变形能力。

(2) 为了避免发生端头压屈破坏,方钢管再生混凝土偏压柱需要采取构造措施对上下端予以加强,或者对方钢管壁厚加以适当限制,不能过薄。

(3) 若偏心受压试件发生整体弯曲失稳破坏,则在理论计算假定中,侧向挠度变形可采用正弦半波曲线。若偏心受压试件发生端部压曲破坏,则在弹性阶段尚可采用正弦半波曲线假定,试件进入弹塑性阶段,此计算假定不宜采用。

(4) 由不同影响参数下试件承载力和变形性能对比分析可知:随着再生粗骨料取代率提高,试件的承载力和初始轴向刚度都有减小趋势;随着长细比和偏心率增加,试件承载力明显下降,初始轴向刚度都有所减小;随着钢管壁厚增加,试件承载力显著提高,初始轴向刚度有增大趋势;添加粉煤灰试件的承载力总体有所提高;添加膨胀剂试件的承载力有所提高。