配筋圆钢管再生混凝土短柱箍筋的作用机理

2022-12-05阿里甫江夏木西史露江

科学技术与工程 2022年30期

阿里甫江·夏木西，史露江

(新疆大学建筑工程学院，乌鲁木齐 830017)

钢管混凝土(concrete-filled steel tube，CFST)因其优越的力学性能，被广泛应用于桥梁及大跨度和高层建筑中[1]。为了满足工程界对构件性能的不断追求，采用在核心混凝土中内配钢筋，形成配筋钢管混凝土(reinforced concrete-filled steel tube，R-CFST)。阿里甫江·夏木西等[2]通过有限元分析方法，探明了钢管和配筋钢管混凝土柱的受力性能，结果表明：在CFST内配筋能提高延性和承载力。R-CFST中由于钢筋与钢管的双重套箍作用，使得核心混凝土的受力性能得到了较好的提高[3]。

伴随着基础建设速度的不断加快，大量新建建筑物产生，同时又因旧建筑拆除产生了大量的建筑垃圾，且目前建筑垃圾在中国的利用效率较低，同时工程界对混凝土骨料的需求越来越高[4-5]。为解决骨料需求，同时清理既有的建筑垃圾，钢管再生混凝土(recycled aggregate concrete-filled steel tube，RACFST)应运而生，然而由于再生混凝土存在脆性、收缩、徐变大等缺点[6-7]，导致RACFST的受力性能较差。诸多学者[8-12]针对RACFST进行了大量研究，且技术相对较为成熟，也已有了相关规范[13]，但该规范限制了再生粗骨料取代率的上限为70%，再生骨料的100%利用仍受到限制。

如前述目前R-CFST相关研究已经比较成熟，钢筋对核心混凝土受力性能的提高作用得到认可[14-15]。由此得到启发，在RACFST内部配置钢筋，形成配筋钢管再生混凝土(reinforced recycled aggregate concrete-filled steel tube，R-RACFST)，以期克服再生混凝土诸多缺点，进而达到100%利用再生骨料的目的。

刘坚等[16]为解决再生混凝土脆性大、承载力差等缺点，利用钢管和钢筋的套箍作用，在理论分析的基础上，提出了配筋钢管再生混凝土构件轴压短柱承载力计算公式，并进行了对比分析，验证了该公式的适用性。发现配筋可以提高钢管再生混凝土的力学性能。

目前，中外针对R-CFST和RACFST的研究主要集中于含钢率和承载力，且相对较为成熟。然而针对R-RACFST的研究尚处于起步阶段，尤其是箍筋对核心再生混凝土的改善作用尚未明确，为此现以箍筋形式和间距为变量，采用100%取代率再生骨料混凝土，展开R-RACFST试验研究。

1 试验概况

1.1 试件设计

所用再生粗骨料取代率为100%，分别准备1组CFST试件(编号XCFt)、1组RACFST试件(编号XRCFt)、5组R-RACFST试件(编号XR-RCF)，设计两种箍筋形式分别为平行式(f)、螺旋式(s)和3种箍筋间距分别为无箍筋(N)、间距为125 mm(125)和间距为50 mm(50)，对应每组分别准备2个相同的试件，共计14根试件。

设计试件截面为圆形截面，直径D=165 mm、高度H=500 mm，钢管壁厚t=2.3 mm，纵筋采用直径dv=8 mm的普通螺纹钢筋、数量n=6，箍筋采用横截面直径dl=4 mm、外环直径ds=100 mm的304不锈钢。R-RACFST试件箍筋形式及间距如图1所示。

1.2 材料试验

普通混凝土与再生混凝土采用同一配合比，如表1所示。测得标准立方体试块的强度，得到普通混凝土的强度fcu为42.51 MPa，再生混凝土立方体抗压强度fcu,r为41.01 MPa。

依据《金属材料拉伸试验》[17]在新疆大学力学实验室试验仪器上进行钢材的拉拔试验，得到钢材的应力应变曲线如图2所示，测得钢材的相关数据如表2所示。

表1 混凝土配合比Table 1 Mix ratio of concrete

图2 钢材材料试验Fig.2 Material test of steel

表2 材料试验数据Table 2 Information of material test

1.3 加载及量测方案

试验在新疆大学结构大厅YJW10000微机控制液压伺服压力机上进行，加载方式采用位移控制的方式，速率为4 mm/min，当位移达到35 mm时即停止试验。为测得钢管的纵向应变和横向应变、纵筋的纵向应变，在XCFt、XRCFt和XR-RCF试件钢管外侧的中部对称的4个方向分别粘贴纵向应变片和横向应变片，在XR-RCF试件6根纵筋中对称的3根的中部粘贴纵向应变片。将测点的应变片接线接到DH3816静态采集仪上，以获得相应测点的应变数据。

2 R-RACFST试验分析

2.1 试验现象及破坏模式

加载初期，试件无明显的肉眼可见变化，当加载至峰值荷载的50%左右时，试件钢管表面出现了肉眼可见的细微变形，当加载至峰值荷载的80%左右时，钢管屈服，出现褶皱现象，部分应变片脱落，而后听到内部纵筋和箍筋断裂的声音，内部钢筋应变片被拉断，当加载至峰值荷载时，试件出现从端部至中部明显的45°滑移线，呈现明显的剪切破坏，不同箍筋形式和间距的试件破坏模式无显著差别。部分试件破坏模式如图3所示。

用角磨机将试件沿着破坏面切开，发现XCFt试件和XRCFt试件内部混凝土破碎为完整的两块，有较为显著的破坏，XR-RCF试件内部混凝土能够保持较好的完整性，所有试件内部混凝土均呈现明显的剪切破坏，与XRCFt试件相比，配置钢筋能提高混凝土的整体性能。内部混凝土的破坏模式与钢管的破坏模式保持一致，钢管与混凝土协同工作，展现了优越的受力性能，不同箍筋形式的间距的试件内部混凝土破坏模式无显著差别。部分试件破坏模式如图4所示。

将混凝土凿开，观察内部钢筋笼的破坏模式，发现在破坏面处，钢筋笼中纵筋发生了弯曲，箍筋在剪力下被拉断，表明箍筋与纵筋协同作用，发挥了良好的受力性能，如图5所示。

2.2 荷载位移曲线

2.2.1 箍筋形式对比

不同箍筋形式情况下的荷载位移曲线如图6所示，与XCFt试件相比，XRCFt试件的承载力和弹性模量略低，但差别不大，即再生混凝土的承载力和弹性模量均略低于普通混凝土，峰值荷载之后，XRCFt试件承载力下降幅度更大，即与普通混凝土相比，再生混凝土的脆性更大。

图3 整体破坏模式Fig.3 External failure mode

比例尺为1∶128图4 内部混凝土破坏模式Fig.4 Faliuremode of internal concrete

比例尺为1∶128图5 钢筋笼破坏模式Fig.5 Faliuremode of reinforcing cage

图6 不同箍筋形式情况下的荷载位移曲线Fig.6 Load displacement curve of different lateral hoops pattern

不论箍筋形式如何变化，XR-RCF试件的承载力、弹性变形能力以及峰值荷载之后的塑性变形能力都比XRCFt试件高；平行式箍筋和螺旋式箍筋试件峰值荷载无明显差别，峰值荷载之后，平行式箍筋和螺旋式箍筋试件都展现较好的塑性变形能力。

图7 不同箍筋间距情况下的荷载位移曲线Fig.7 Load displacement curve of different lateral hoops spacing

2.2.2 箍筋间距对比

不同箍筋间距情况下的荷载位移曲线如图7所示，XR-RCFN试件的承载力略大于XRCFt试件的承载力，且下降幅度基本保持一致，表明纵筋对承载力有贡献，但对峰值荷载之后的塑性变形能力几乎无贡献作用。

不论箍筋间距如何变化，XR-RCF试件的承载力、弹性变形能力以及峰值荷载之后的塑性变形能力都比XRCFt试件高；同时发现随着箍筋间距的减小，试件的承载力呈现增大的趋势，但增长幅度较小，且下降段逐渐趋于平缓，说明箍筋间距对承载力无显著影响，但能显著改善试件的塑性变形能力。

2.3 荷载应变曲线

2.3.1 钢管荷载应变

图8 不同箍筋形式情况下的钢管荷载应变曲线Fig.8 Load strain curve of steel tube of different lateral hoops pattern

(1)箍筋形式对比。不同箍筋形式情况下的钢管荷载应变曲线如图8所示，试件轴向受压，由于钢管的约束作用，纵向应变在荷载的作用下快于横向应变的发展；与XCFt试件相比，XRCFt试件的下降段更为明显，即再生混凝土的脆性更大；所有试件上升段基本重合，即箍筋形式对钢管弹性变形阶段无影响；当箍筋间距较大时，平行式箍筋与螺旋式箍筋试件的钢管荷载应变曲线基本重合，无显著差别；当箍筋间距较小时，平行式箍筋与螺旋式箍筋试件曲线上升段基本重合，钢管屈服之后，配置了螺旋式箍筋的试件塑性变形能力更优越。

(2)箍筋间距对比。不同箍筋间距情况下的钢管荷载应变曲线如图9所示，所有试件钢管荷载应变曲线在弹性阶段基本重合，即箍筋间距对试件弹性段无影响；钢管屈服后，随着箍筋间距的减小，曲线下降更缓慢，试件拥有更好的塑性变形能力。

图9 不同箍筋间距情况下的钢管荷载应变曲线Fig.9 Load strain curve of steel tube of different lateral hoops spacing

2.3.2 钢筋荷载应变

(1)箍筋形式对比。不同箍筋形式情况下的纵筋荷载应变曲线如图10所示，纵筋的荷载应变曲线在上升段和屈服后基本重合，不论箍筋形式如何变化，纵筋的荷载应变无明显差别，即箍筋形式对纵筋的荷载应变基本无影响。

(2)箍筋间距对比。不同箍筋间距情况下的纵筋荷载应变曲线如图11所示，曲线上升段基本重合，即纵筋屈服前，箍筋间距基本无影响；纵筋屈服后，箍筋发挥主要作用，随着箍筋间距的减小，纵筋的受力性能越来越好，即较小的箍筋间距能改善纵筋屈服后的受力性能。

2.4 延性

延性关系着试件塑性变形的能力，延性率越大，试件破坏后的塑性变形能力越好，常采用的做法为以85%的峰值承载力对应的位移与屈服点位移的比值[18-19]来表征，然而在钢管与钢筋的双重约束作用下，非配筋试件的延性与配筋试件的延性有较大差异，位移法存在不足，本文参考文献[20]的做法，采用能量法计算包络面积求得相应的延性，即首先依据钢管材料试验得到钢管的屈服应变，依据钢管的屈服应变，在钢管荷载与纵向应变曲线上找到钢管屈服时对应的荷载，再依据此荷载在荷载位移曲线上找到试件屈服时对应的位移，依据位移计算试件的延性。计算结果如表3所示，计算公式为

(1)

式(1)中：μ为延性率；E0.85为试件承载力下降至峰值荷载的85%时所对应的能量；Ey为试件屈服时所对应的能量。

2.4.1 箍筋形式对比

不同箍筋形式情况下的延性对比如图12所示，由图12可知XRCFt试件的延性低于XCFt试件的延性，表明再生骨料混凝土的塑性变形能力不如普通混凝土的塑性变形能力；不论箍筋形式如何变化，XR-RCF试件的延性都比XRCFt试件的延性大；与配置了平行式箍筋的试件相比，配置了螺旋式箍筋的试件延性更大，塑性变形能力更为优越。

图10 不同箍筋形式情况下的纵筋荷载应变曲线Fig.10 Load strain curve of longitudinal reinforcement of different lateral hoops pattern

图11 不同箍筋间距情况下的纵筋荷载应变曲线Fig.11 Load strain curve of longitudinal reinforcement of different lateral hoops spacing

表3 相关参数Table 3 Relevant parameter

图12 不同箍筋形式情况下的延性Fig.12 Ductility of different lateral hoops pattern

2.4.2 箍筋间距对比

不同箍筋间距情况下的延性对比如图13所示，由图13可知，不论箍筋间距如何变化，XR-RCF试件的延性都比XRCFt试件的延性大，XR-RCFN试件的延性与XRCFt试件的延性基本一致，表明纵筋对延性性能的贡献较小，其他配置了箍筋的试件延性得到了显著的提高，说明箍筋对延性有较大的贡献作用，且随着箍筋间距的减小，试件的延性逐渐增大，表明箍筋间距越小，试件的延性性能越好。

图13 不同箍筋间距情况下的延性Fig.13 Ductility of different lateral hoops spacing

2.5 断裂韧性

断裂韧性是指材料在完全破坏时，所吸收能量的大小，断裂韧性越大，试件变形能力越好，Husem等[21]通过在应力应变曲线上进行积分求得相应的断裂韧性，计算公式如式(2)所示。本文研究在荷载位移曲线上积分，求得相应的包络面积，积分上限uf取为材料试验极限抗拉强度对应的位移17.94 mm，从而得到断裂韧性，如表3所示。

(2)

式(2)中：χ为试件的断裂韧性；N为试件所受的荷载；u为试件的位移；uf为积分上限；D为试件的直径；H为试件的高度。

2.5.1 箍筋形式对比

不同箍筋形式情况下的断裂韧性如图14所示，由图14可知XRCFt试件的断裂韧性低于XCFt试件的断裂韧性，即再生混凝土的断裂韧性低于普通混凝土的断裂韧性；同时发现不论箍筋形式如何变化，XR-RCF试件的断裂韧性都高于XRCFt试件的断裂韧性，表明配置箍筋能提高试件的断裂韧性；当箍筋间距较大时，不同箍筋形式的试件的断裂韧性无明显差别；当箍筋间距较小时，配置了螺旋式箍筋的试件断裂韧性更大，即螺旋式箍筋能提高试件的断裂韧性。

图14 不同箍筋形式情况下的断裂韧性Fig.14 Fracture toughness of different lateral hoops pattern

2.5.2 箍筋间距对比

不同箍筋间距情况下的断裂韧性如图15所示，对比发现，不论箍筋间距如何变化，XR-RCF试件的断裂韧性都高于XRCFt试件的断裂韧性；当为平行式箍筋时，与XR-RCFN试件相比，配置了箍筋的试件断裂韧性无显著差别，表明对于平行式箍筋而言，箍筋间距对断裂韧性无显著影响；当为螺旋式箍筋时，与XR-RCFN试件相比，随着箍筋间距的减小，配置了箍筋的试件断裂韧性显著提高，表明对于螺旋式箍筋而言，箍筋间距减小对断裂韧性有显著提高作用。

图15 不同箍筋间距情况下的断裂韧性Fig.15 Fracture toughness of different lateral hoops spacing

2.6 套箍作用

依据中国现行《钢管混凝土结构技术规范：GB 50936—2014》[22]，轴心受压承载力计算公式为

(3)

式(3)中：Asc为组合构件横截面面积，N/mm2；fsc为钢管混凝土抗压强度标准值，N/mm2；B、C为截面形状对套箍效应的影响系数；θ为钢管混凝土构件的套箍系数；fc为混凝土的抗压强度标准值，N/mm2；f为钢材的抗压强度标准值，N/mm2。

经过推导，依据试验值，得到钢管混凝土试件的套箍系数θT为

(4)

依据中国现行的《钢管再生混凝土结构技术规程：T/CECS625—2019》[13]，轴心受压承载力计算公式为

Nu=fsc,rAsc

fsc,r=(1.14+1.02ξr)fck,r

(5)

式(5)中：fsc,r为钢管再生混凝土组合截面的轴心抗压强度标准值，N/mm2；Asc为钢管再生混凝土构件的组合截面面积，N/mm2；ξr为钢管再生混凝土构件的套箍系数；fck,r为再生混凝土轴心抗压强度标准值，N/mm2。

经过推导，依据试验值，得到钢管再生混凝土试件的套箍系数ξr,T为

(6)

求得所有试件的套箍系数如表3所示。

2.6.1 箍筋形式对比

不同箍筋形式情况下的套箍作用对比如图16所示，对比发现，XRCFt试件的套箍系数略高于XCFt试件的套箍系数，表明再生混凝土的强度略低于普通混凝土的强度；不论箍筋形式如何变化，XRRCF试件的套箍系数均高于XRCFt试件，即配置箍筋能提高试件的套箍系数；不同箍筋形式的套箍系数基本一致，无显著差别，即箍筋形式对套箍系数无显著影响。