圆铝合金管-海水海砂混凝土柱的轴压力学性能

2022-10-21李志超王庆凡

烟台大学学报（自然科学与工程版） 2022年4期

陈鼎,曲慧,李伟,李志超,王庆凡

(1.烟台大学土木工程学院,山东烟台 264005;2.山东省冶金设计院股份有限公司,山东济南 250098)

钢管混凝土组合结构因能充分发挥材料性能获得更高的承载力与更好的变形能力,被广泛应用于建筑结构与桥梁结构上。但随着我国大力发展海岛建设,区域因素带来的环境腐蚀和混凝土原材料的短缺限制了钢管混凝土在海岛及沿海地区的应用,故对耐腐蚀性金属与海砂混凝土组合结构力学性能的研究成为当今研究热点。

虽因海岛地区材料运输的不便性,使得海岛混凝土建设发展缓慢,但海岛坐拥丰富的海水和海砂资源[1],若使用海水与海砂作为制作混凝土的原材料可以很好地解决海岛地区资源短缺的问题。目前,国内外学者通过外掺粉煤灰及改变混凝土配合比等手段对海水海砂混凝土力学性能开展了各项研究。如,JIANG等[2]研究发现外掺粉煤灰和氯离子对混凝土的早期强度有着积极影响;竹田宣典等[3]利用海水与原状海砂制备的高密度海水海砂混凝土其流动性、早期强度与后期强度较普通混凝土有明显提高;宁博等[4]通过试验对海砂、天然河砂与高岭土尾砂制备的高性能混凝土拌合物性能与力学性能等进行对比得出,海砂取代普通河砂作为建筑用砂安全可行;卢佳[5]通过海水海砂混凝土试件的轴压试验结果,提出改进后的海水海砂混凝土峰值应力、峰值应变、初始切线模量与应力-应变关系预测模型;文献[6-8]研究了不同配比下海砂取代率、氯化物含量、掺和量等参数对海水海砂混凝土力学性能的影响。

由于海砂混凝土对于普通钢管具有腐蚀性。一些学者对铝合金材料的力学性能和铝合金构件的承载力及破坏模式展开了相关研究。RAMBERG和OSGOOD[9]通过研究航空用铝合金材料,提出了铝合金应力-应变曲线关系的Ramberg-Osgood模型;赵远征[10]通过对不同截面的铝合金构件进行试验研究,总结出铝合金构件的失稳破坏规律; ZHOU和YOUNG[11]通过试验给出了铝合金柱的承载力、荷载-轴向位移关系、荷载-轴向应变关系以及柱的破坏模式。

目前国际上已经有学者对铝合金管混凝土进行了承载力的研究。宫永丽[12]通过试验与有限元建模分析推导出铝合金管混凝土的强度承载力计算公式;龚文志[13]将铝合金管的几何参数和核心混凝土的强度作为参数,推导出了铝合金管混凝土构件受弯承载力计算公式。对铝合金管海水海砂混凝土构件研究较少,各国的相关规范制定也不完善,因此有必要对铝合金管海水海砂混凝土构件进行力学性能研究。

本文以长径比和主管径厚比为试验参数,对16个圆铝合金管-海水海砂混凝土柱进行轴压试验研究,并将实测承载力与规范计算值进行比较。通过试验研究,旨在确定不同主管径厚比、构件长径比下柱的力学性能和破坏模式;通过分析荷载-位移曲线、荷载-应变曲线、截面横向变形系数、延性系数等性能指标,揭示圆铝合金管-海水海砂混凝土柱受压工作机理。

1 试验概况

1.1 试件设计

以铝合金管长径比、径厚比等为参数,设计并制作了16个圆铝合金管海水海砂混凝土柱试件(试件编号为lb03-1—lc55-2)详细设计参数见表1。

表1 试件参数

分别为钢管面积和核心混凝土面积;ξ为构件约束效应系数,ξ=α×fy/fck,式中fy为铝合金材料屈服强度,fck为海水海砂混凝土轴心

抗压强度标准值,取值参考文献[5]中建议的fck=0.78fcu,fcu为核心海水海砂混凝土立方体抗压强度;Ne为实测极限承载力,Na为

相同参数试件极限承载力的平均值,u为延性系数,SI为试件承载力提高系数。

1.2 材料力学性能

本次试验混凝土采用C40细石混凝土,根据《海砂混凝土应用技术规范》(JGJ 206—2010)[14]相关要求,以每100 kg混凝土中加入0.25 kg海水晶与0.3 kg贝壳(过5 mm筛)的方法配制试验所需海水海砂混凝土,混凝土配合比见表2。实测28 d立方体抗压强度为38.9 MPa,弹性模量为2.93×104MPa。

表2 海水海砂混凝土配合比

分别对不同铝合金管直径与厚度的铝合金管取样,并对4种铝合金材料进行轴拉试验,得到铝合金材料力学性能见表3。

表3 铝合金材料力学性能

1.3 初始缺陷

试件制作过程中由于施工的误差引起了上下表面中心出现了偏移,故在试验开始前测量了试件的初偏心,如表4所示。

表4 试件初始几何缺陷

1.4 测量内容及测点布置

图1给出了位移计和应变测点的布置。为测量试件竖向位移和铰支座转动,在铰支座上布置位移计DP1-4,为测量试件弯曲后在侧向上的位移,在柱侧面布置位移计DP5-9,布置如图1(a)。为测量柱的环向应变,在试件中部按间隔90°均匀布置四组应变片,为测量柱的环向应变,在中部应变片沿柱长方向均匀布置3或5组应变片,布置如图1(b)。根据测量到的变形情况分析轴向力在铝合金管与海水海砂混凝土之间的分配情况,并分析核心混凝土的受力状态。

图1 应变测点布置

1.5 加载装置及加载制度

本次试验加载在YES-50000四柱压力试验机上进行,为了减小支座对试件端部转动摩擦以及在加载过程中出现荷载位置的错动,加载支座采用刀口铰。试验装置如图2所示。

图2 试验装置

试验的加载分为预压与正式加载两部分,在试验正式开始前先对试件进行预压,预压荷载约为试件预估极限承载力的十分之一,预压过程中对称布置的位移计读数绝对误差不超过十分之一。正式加载时采用分级加载的制度,直至荷载下降至极限荷载的70%,或试件变形非常严重时,试验结束。

2 试验结果

2.1 破坏模态

圆铝合金管海水海砂混凝土柱试件在轴压试验中的破坏类型分为剪切破坏(图3(a))和压弯破坏(图3(b))两种。通过对表1不同试件破坏类型的分析得出,当试件长径比较小且壁厚较小时,试件易发生剪切破坏,壁厚较大时易发生压弯破坏。当试件长径比较大时,两种壁厚条件下的试件都易发生压弯破坏。具体试件的破坏类型见表1。其中,长柱lc05-2 、lc53-2、lc55-1和中柱lb55-1的破坏模式较同组压弯破坏试件不同,分析是在试件制作过程中混凝土振捣不密实导致试件传力不均匀和较大初始缺陷带来的附加弯矩所引起应力集中的共同作用下发生了剪切或弯剪破坏。

图3 试验典型破坏形态

发生剪切破坏的试件达到极限承载力之后，约束作用较弱的混凝土沿其剪切破坏面发生剪切破坏,部分试件的铝合金管被发生滑移的核心混凝土撑开,试件承载力迅速下降。

发生压弯破坏的试件达到极限承载力后,上下铰支座出现较大幅度的转动,同时柱身发生明显弯曲变形,随后受压一侧铝合金管出现褶皱,受拉一侧混凝土屈服开裂,外部铝合金管被拉开,试件承载力迅速下降。

不同破坏模式的试件在受压过程中均未出现明显异响,铝合金管上未清理掉的混凝土逐渐脱落,达到极限承载力之前均未能观察到柱身有剪切、鼓曲等明显变化。

2.2 荷载-应变曲线

依据测点应变及相应荷载值,绘制试件lb53-1和lc53-1两种不同的破坏模式的荷载-应变关系曲线如图 4 所示。

从图4可以看出,试件在试验加载的前期为弹性阶段,荷载与横、纵向应变关系曲线呈线性变化。此阶段相同荷载下纵向应变大于横向应变,说明铝合金管此时对核心混凝土约束有限。当荷载达到极限荷载70%左右时,曲线发展趋势变为非线性。如图4(c、d)所示,长柱试件lc53-1达到极限荷载后中部环向的G1测点应变值急剧增加,与G1测点对应的G3测点应变值逐渐减小后数值变为正值,说明G1测点受压程度加大及G3测点受压程度减小直到受拉,由此可以判断出试件出现压弯现象,分析试件沿长度方向的应变值,G1测点持续增大,其余测点均小幅度增加,说明破坏发生在试件中部位置。如图4(a、b)所示,长柱试件lb53-1达到极限荷载后中部环向的G1-G8测点应变缓慢减少,底部沿长度方向的G11、G12测点应变快速增长,G9逐渐减少但数值仍为负值,其余测点均小幅度增加,说明底部出现最不利截面,与实际剪切破坏形式对照后基本一致。

图4 荷载-应变曲线

2.3 荷载-位移曲线

图5给出相同径厚比试件的荷载-位移曲线。从图5可以看出,所有的荷载-位移关系曲线均呈现出弹性段、弹塑性段与下降段三个阶段。试验加载初期试件处于弹性阶段,试件轴向位移发展缓慢,荷载较位移增长迅速,曲线基本为线性;随着荷载增大至极限承载力的70%左右试件进入弹塑性阶段,轴向位移加速增长的同时荷载缓慢增长直至达到极限承载力;之后轴向承载力开始进入下降段,试件的轴向位移迅速发展,待试件达到极限承载力后,轴向位移迅速发展且承载力陡降,说明试件已经破坏。这主要是因为试件达到极限承载力之后,铝合金管失效无法进一步约束核心混凝土的横向变形,又由于混凝土材料脆性较大,导致了试件整体承载力出现下降。

图5 荷载-位移曲线

对于相同径厚比的铝合金海水海砂混凝土柱,其承载能力随长径比增大而减小,下降趋势为5%～15%,长径比大的试件峰值荷载出现较晚,且下降趋势较陡。对于相同长径比的试件,径厚比由50降至20,其承载能力提高20%～50%。

3 受力性能指标及影响因素分析

3.1 横向变形系数

横向变形系数μp定义为单轴变形时铝合金管中部横向应变数据平均值εh与纵向应变数据平均值εv之比,体现了结构构件的变形能力。金属材料拉伸、压缩时,μp随着纵向变形的增大而增大,经过一定变形后μp趋于一个小于或接近0.5的稳定值[15-17]。通过分析横向变形系数可以了解到试件的受力性能。图6为试验测得N/Nmax-μp曲线。

从图6中可以看出,在试验加载初期阶段,所有试件μp从某一较小值开始沿直线上升,原因是这一阶段铝合金管的横向变形大于核心混凝土的横向变形,两者相互作用几乎为零,此阶段试件的横向变形与纵向变形呈线性,核心混凝土与外部铝合金管基本处于单轴受压状态。随着轴向荷载的增大,曲线快速上升,这是由于混凝土受压初期裂缝发展缓慢,但当压应力达到0.5fc～0.7fc后裂缝迅速发展,使其横向变形迅速增大,当混凝土横向变形大于铝合金横向变形时,约束效应开始显现,随后荷载继续增加而μp稳定在某一数值附近。在N/Nmax达到0.7左右时,μp继续以较小的幅度增加。当N/Nmax大于0.9时,μp迅速增长,分析是混凝土出现不稳定裂缝后横向变形更快地增长,铝合金管的约束作用得到充分发挥。当核心混凝土贯通裂纹增多改变内部结构或试件失稳后,表现出试件的最终破坏形式为剪切滑移破坏或弯曲失稳破坏。

如图6(a),在长径比为6的试件中,试件的N/Nmax-μp在试验加载初期上升趋势基本相同,而在试验加载中期,发生剪切破坏的试件曲线增长趋势高于发生压弯破坏的试件,发生剪切破坏的试件在试验中期的μp的平均值也高于压弯破坏的试件。

如图6(b),在长径比为10的试件中,发生剪切破坏的试件曲线在加载初期上升趋势高于发生压弯破坏的试件,且线性段结束较早,而在加载中期增长趋势小于发生压弯破坏的试件。

图6 试件的N/Nmax-μp曲线

3.2 延性系数

通过试件的延性系数可以反应该组合结构的延性性能与变形能力。延性系数u的计算公式为[18]

u=0.75ε85%/ε75%,

(1)

式中,ε85%为荷载下降到峰值荷载85%时对应的铝合金管中部纵向应变平均值，ε75%为荷载上升到峰值荷载75%时对应的中部纵向应变平均值。

根据表1延性系数u的计算结果可知,铝合金管海水海砂混凝土试件的延性性能与变形能力较好,对与同组发生不同破坏模式的试件,发生压弯破坏的试件延性系数明显高于发生剪切破坏的试件。

3.3 承载能力分析

为验证铝合金管海水海砂混凝土柱的承载能力是否高于铝合金管与海水海砂混凝土的和强度,通过峰值荷载提高系数SI[18],可以表征铝合金管与海水海砂混凝土组合构件承载能力的提高程度。

(2)

式中：Ne为试件峰值荷载;As为铝合金管截面面积;Ac为核心混凝土截面面积;fy为铝合金管屈服强度;fc′为混凝土圆柱体抗压强度,其中fc′=0.847fcu。

通过表1可以看出峰值荷载提高系数SI的计算结果均在1.16 以上,说明圆铝合金管海水海砂混凝土柱的承载能力高于两者的简单叠加,组合构件承载力提高,铝合金管与海水海砂混凝土具有较好的组合效果。

极限承载力的变化趋势如图7所示,相同核心混凝土强度fc与径厚比D/t的条件下,随着长径比L/D增加,试件极限承载力减小,且长径比为10的柱主要为压弯失稳破坏,说明长柱的承载能力主要决定于稳定。相同长径比的情况下,随着壁厚t的增加即含钢率α的提高与约束效应系数ξ的增加,铝合金管对核心海水海砂混凝土的约束效果提升,核心混凝土轴心抗压强度提高,试件承载力有较大程度的提升。

图7 试件极限承载力对比

4 承载力计算方法对比

介于目前鲜有规范给出铝合金管海水海砂混凝土柱承载力的计算方法,且只有少数学者对铝合金管混凝土柱进行了承载力公式的研究,现采用《钢管混凝土结构技术规范》[19](GB 50936—2014)、《钢管混凝土结构技术规程》[20](CECS 28—2012)中钢管混凝土承载力的计算方法以及宫永丽[12]提出的铝合金管混凝土柱承载力的计算方法,通过改变公式中的几何参数和材料属性进行铝合金管海水海砂混凝土柱的承载力计算,并将计算值与试验实测承载力进行比较,结果见图8。

图8 计算承载力与试验承载力比较

图中N为试验实测承载力,NG和NCE分别为《钢管混凝土结构技术规范》[19]和《钢管混凝土结构技术规程》[20]中钢管混凝土柱轴压承载力计算值,N宫为宫永丽[12]提出的铝合金管混凝土柱轴压承载力计算值。根据分析结果可知,《钢管混凝土结构技术规范》(GB 50936-2014)[19]和宫永丽[12]所提出的轴压承载力计算公式结果离散程度小,计算承载力较试验实测值大,偏差最大在30%左右;《钢管混凝土结构技术规程》(CECS 28-2012)[20]总体上计算结果与试验结果吻合较好,但个别构件,如初始缺陷较大的试件(lb53-1、lb53-2),离散性较大,其计算结果小于试验实测值的50%左右。对于工程中的柱,其初偏心为10%L的可能性较小,因此这种较大的偏差可忽略。

总体上,可采用《钢管混凝土结构技术规程》[20]中圆钢管混凝土柱承载力的公式对铝合金管混凝土柱的承载力进行初步预估,但为了准确预测圆铝合金管海水海砂混凝土柱的承载力,需要对试件进行进一步的参数分析,进而提出一种可靠的铝合金管海水海砂混凝土轴压承载能力计算方法。