方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土短柱偏壓力學(xué)性能

王元熙，杜喜凱，劉京紅

(1.河北農(nóng)業(yè)大學(xué) 城鄉(xiāng)建設(shè)學(xué)院，河北 保定 071001；2.天津城建大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300384)

近年來，中國(guó)經(jīng)濟(jì)處于高速發(fā)展階段，粗獷型的經(jīng)濟(jì)發(fā)展模式導(dǎo)致大量的礦山被超負(fù)荷開采，大量的廢石和尾礦等礦山廢棄物被丟棄，其中，鐵尾礦量高達(dá)十幾億噸，占全部尾礦堆存總量的近1/3[1].將鐵尾礦石作為混凝土粗骨料，把具有一定細(xì)度的鐵尾礦粉作為礦物摻和料應(yīng)用于混凝土中，既能緩解中國(guó)大部分地區(qū)

混凝土礦物摻和料供應(yīng)緊張的局面，還能解決廢棄鐵尾礦石占用土地資源、污染環(huán)境的問題[2].將自密實(shí)鐵尾礦混凝土放在鋼管中，能夠利用自密實(shí)混凝土優(yōu)越的工作性能，有效避免混凝土灌注時(shí)出現(xiàn)的澆筑質(zhì)量問題[3-5]，保證鋼管與核心混凝土的相互作用.

中國(guó)關(guān)于鋼管混凝土的研究取得了一定的成果[6-9]，但對(duì)于鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土的研究較少.本文在固定粉煤灰質(zhì)量濃度30%的基礎(chǔ)上，以鐵尾礦粉替代粉煤灰的不同替代率、含鋼率、偏心距作為變量，進(jìn)行方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土短柱偏壓試驗(yàn).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了10根方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土短柱，高寬比為3，以鐵尾礦粉替代率(0%、50%、100%)、含鋼率(12%、17%、22%)、偏心距(20 mm、40 mm)作為3個(gè)主要影響因素，采用單一變量法進(jìn)行試件設(shè)計(jì).鋼管上下2端焊接邊長(zhǎng)160 mm、厚度10 mm方形鋼板，以保證核心混凝土與鋼管的共同作用，詳細(xì)參數(shù)如表1所示.表1中，編號(hào)E1、E2分別表示偏心距20 mm和40 mm；R1、R2和R3分別表示鐵尾礦粉替代率為0%、50%和100%；T1、T2和T3分別表示鋼管壁厚為2.78、3.80和4.73 mm.

表1 試件參數(shù)及試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.1 Specimen parameters and test data

1.2 試件材料性能

鋼材選用Q235直縫焊接方鋼管,鋼材的材料性能按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn):第1部分:室溫試驗(yàn)方法》及GB/T 22315—2008《金屬材料彈性模量試驗(yàn)方法》的規(guī)定進(jìn)行測(cè)定，結(jié)果見表2.

表2 鋼材的力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanical parameters of steel

混凝土配置選用材料為普通硅酸鹽水泥(P·O42.5)、天然河砂、普通自來水、粗骨料(河北遷安尾礦進(jìn)行篩分清洗而成的5～20 mm連續(xù)級(jí)配的鐵尾礦石)、摻合料(Ⅱ級(jí)粉煤灰和經(jīng)粉磨后比表面積為750 m2/kg的河北遷安尾礦的鐵尾礦粉)和聚羧酸高效減水劑.

為提高鐵尾礦粉利用率，系統(tǒng)地分析不同鐵尾礦粉替代率對(duì)自密實(shí)鐵尾礦混凝土力學(xué)性能的影響.根據(jù)GB/T 1596—2005《用于水泥和混凝土中的粉煤灰》與規(guī)范YB/T 4561—2016《用于水泥和混凝土中的鐵尾礦粉》的規(guī)定，并參考史星祥[10]、張肖艷[11]、曾維等[12]的研究，將不同鐵尾礦粉替代率的水泥膠砂試件養(yǎng)護(hù)28 d的強(qiáng)度活性指數(shù)與規(guī)范對(duì)比，均達(dá)到規(guī)范要求.因此，最終確定鐵尾礦粉替代率為0%、50%、100%，強(qiáng)度活性指數(shù)詳細(xì)結(jié)果見表3. 鐵尾礦石力學(xué)性能指標(biāo)按照GB/T 14685-2011《建筑用卵石和碎石》規(guī)范要求進(jìn)行測(cè)定，各個(gè)指標(biāo)符合規(guī)范要求，具體結(jié)果見表4.

表3 膠砂試件強(qiáng)度活性指數(shù)Tab.3 Strength activity index of mortar specimens

表4 鐵尾礦石性能指標(biāo)Tab.4 Performance indicators of iron tailings

自密實(shí)鐵尾礦混凝土試配強(qiáng)度為C40，配合比參照J(rèn)CJ/T 283—2012《自密實(shí)混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》，在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d的混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊按照CB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》測(cè)其立方體抗壓強(qiáng)度.自密實(shí)鐵尾礦混凝土配合比與實(shí)測(cè)強(qiáng)度如表5所示.

表5 自密實(shí)鐵尾礦混凝土的配合比及實(shí)測(cè)強(qiáng)度Tab.5 Mix ratio and measured strength of self-compacting iron tailings concrete

1.3 加載方案和數(shù)據(jù)測(cè)量

本試驗(yàn)在河北農(nóng)業(yè)大學(xué)實(shí)驗(yàn)室采用200 t壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，加載現(xiàn)場(chǎng)如圖1a所示.試驗(yàn)采用分級(jí)加載制度，每級(jí)荷載為試件預(yù)估承載力的1/10，當(dāng)荷載到達(dá)試件預(yù)估承載力的90%時(shí)，采用位移控制加載，位移加載速度為1 mm/min.當(dāng)試件無法繼續(xù)承載或荷載下降到極限承載力的85%時(shí)，認(rèn)定試件破壞，試驗(yàn)結(jié)束.

加載裝置示意圖與試件測(cè)點(diǎn)和應(yīng)變片布置如圖1b與圖1c所示.在試件底端2個(gè)對(duì)角處設(shè)置2個(gè)電子位移計(jì)，測(cè)量試件軸向變形；在試件支座2端與試件1/2高度各設(shè)置2個(gè)電子位移計(jì)，測(cè)量試件跨中側(cè)向撓度.在試件無焊縫的3個(gè)面1/2高度處均勻布置縱橫3對(duì)電阻應(yīng)變片，在試件側(cè)面1/2高度處四分點(diǎn)處再布置2個(gè)縱向應(yīng)變片.

a.加載現(xiàn)場(chǎng);b.加載裝置示意;c、d.應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置.圖1 加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置Fig.1 Loading device and measuring point layout

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期試件未產(chǎn)生可見變形，當(dāng)荷載加載到極限荷載的70%～80%時(shí)，試件基本穩(wěn)定，外形無明顯變化；荷載接近極限荷載時(shí)，試件受壓側(cè)表面發(fā)生輕微鼓曲變形，所有試件側(cè)向彎曲變形增大；超過極限荷載之后，荷載開始緩慢下降，鋼管受壓側(cè)中上部鼓曲迅速增大，最終試件受拉側(cè)產(chǎn)生一定程度的彎曲變形.荷載在下降過程中，部分試件發(fā)出核心混凝土被壓碎的聲音.試件最終破壞形態(tài)見圖2.

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Specimen damage diagram

2.2 彎矩-曲率曲線

試件的彎矩-曲率計(jì)算公式為

M=N(e+ym)，

(1)

式中，M為彎矩，N為試件承載力，e為偏心距，ym為試件跨中撓度.

(2)

式中，θ為試件曲率,l為試件長(zhǎng)度.

由試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到偏壓試件彎矩-曲率曲線如圖3所示，其變形情況大致可以分為3個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段、塑性階段.試件開始加載至試件承受的彎矩達(dá)到極限彎矩的70%～80%過程中，試件承受的彎矩與試件曲率呈線性關(guān)系，試件處于彈性階段；當(dāng)試件承受的彎矩增加至極限彎矩過程中，試件承受的彎矩增加的速度變緩，而試件曲率增大速度較快，因此偏壓試件彎矩-曲率曲線的斜率逐漸變小，試件處于彈塑性階段；試件承受的彎矩達(dá)到極限彎矩之后，試件曲率迅速增大，而試件承受的彎矩逐漸下降，試件彎矩-曲率曲線的斜率逐漸趨于平緩，試件處于塑性階段.

由圖3a可知，含鋼率由12%增大到22%，極限彎矩對(duì)應(yīng)的試件曲率增長(zhǎng)幅度為5.1%～24.16%，塑性階段時(shí)85% 的極限彎矩對(duì)應(yīng)的試件曲率增長(zhǎng)幅度為8.8%～30.46%，說明含鋼率越大，試件曲率的增加幅度越大.由圖3b可知，在相同偏心距時(shí)試件彎矩-曲率曲線走向基本一致，說明鐵尾礦粉替代率對(duì)試件彎矩-曲率曲線影響不大.

其他影響因素固定時(shí)，偏心距增大，試件所受彎矩增大，試件在受壓側(cè)鋼管屈服之前變形增大，因此試件曲率增大，試件在彈性階段的彎矩-曲率曲線的斜率變小，試件的抗彎剛度下降.偏心距越大，試件在塑性階段其曲率增長(zhǎng)越快，試件的橫向變形能力提高.

a.不同含鋼率及偏心距;b.不同替代率及偏心距.圖3 彎矩-曲率曲線Fig.3 Load-span mid-lateral displacement

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

部分試件荷載-應(yīng)變曲線如圖4所示，ε為應(yīng)變.由圖4整體分析可知，隨著荷載的增加，測(cè)點(diǎn)6數(shù)值增幅很小，應(yīng)變值基本不變，測(cè)點(diǎn)7、8應(yīng)變值一直在增大，說明鋼管跨中截面上受壓區(qū)對(duì)核心自密實(shí)鐵尾礦混凝土約束效應(yīng)明顯，由受壓區(qū)到受拉區(qū)鋼管對(duì)核心自密實(shí)鐵尾礦混凝土約束效應(yīng)逐漸減小.

由圖4d、e、f可知，當(dāng)鐵尾礦粉替代率增大時(shí)，應(yīng)變?cè)黾铀俣扰c極限荷載對(duì)應(yīng)的試件受壓側(cè)縱向應(yīng)變?cè)龃?在偏心距為20 mm時(shí)，鐵尾礦粉替代率為50%、100%的試件的極限壓應(yīng)變比鐵尾礦粉替代率為0%時(shí)的試件極限壓應(yīng)變?cè)黾恿?2.2 %～24.7 %；在偏心距為40 mm時(shí)，鐵尾礦粉替代率為50%、100%的試件的極限壓應(yīng)變比鐵尾礦粉替代率為0%時(shí)的試件極限壓應(yīng)變?cè)黾恿?2.9%～21.7%.因此可以看出隨著鐵尾礦粉替代率的增加，試件的極限壓應(yīng)變呈增大趨勢(shì).

a.E1-R3-T1;b.E1-R3-T2;c.E1-R3-T3;d.E2-R1-T2;e.E2-R2-T2;f.E2-R3-T2.圖4 荷載-應(yīng)變曲線Fig.4 Load-strain curve

2.4 延性與剛度退化

試件的延性大小由文獻(xiàn)[13]中的曲率延性系數(shù)μ來表示，

(3)

式中，Φu為極限曲率值,Φy為屈服曲率值.

偏壓試件彎矩-曲率曲線的屈服點(diǎn)沒有明顯界限，所以屈服曲率值Φy按照“通用屈服彎矩法”來計(jì)算，極限曲率值Φu取下降到極限彎矩的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲率值.

試件的抗彎剛度K由彈性階段的彎矩-曲率曲線的斜率來確定，

(4)

式中，M為試件承受彎矩值,θ為試件曲率值.

為了直觀分析各影響因素對(duì)試件延性的影響規(guī)律，將表1中延性系數(shù)繪制成圖5.由圖5a可以看出，在其他變量一定的情況下，含鋼率由12%增大到22%，試件的延性系數(shù)增大幅度為25.8%～49.9%，說明含鋼率對(duì)延性系數(shù)影響顯著.由圖5b可以看出，隨著鐵尾礦粉替代率的增大，試件的延性系數(shù)呈增大趨勢(shì)，核心自密實(shí)鐵尾礦混凝土的強(qiáng)度隨著鐵尾礦粉替代率的提高而逐漸降低是試件延性系數(shù)增大的原因.但是，鐵尾礦粉替代率由0增大到100%，試件的延性系數(shù)增大幅度僅為4.4%～8.9%，說明鐵尾礦粉替代率對(duì)試件的延性系數(shù)影響不大.偏心距由20 mm增大到40 mm，試件的延性系數(shù)增大幅度為12.0%～25.8%，偏心距對(duì)試件的延性影響較大.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖5 參數(shù)對(duì)試件延性系數(shù)的影響Fig.5 Influence of parameters on the ductility coefficient of the test piece

將表1各試件的抗彎剛度繪制成圖6.由圖6a可以看出，當(dāng)含鋼率由12%增大到22%，試件抗彎剛度提升幅度為14.1%～68.3%；由圖6b得知當(dāng)鐵尾礦粉替代率由0%增大到100%，試件抗彎剛度下降幅度為3.8%～11.0%.含鋼率增大，鋼管的截面積增大、局部穩(wěn)定的屈曲應(yīng)力提高，同時(shí)試件套箍系數(shù)增大，鋼管與混凝土的相互作用增加，因此試件的抗彎剛度增大.核心混凝土強(qiáng)度隨鐵尾礦粉替代率提高而降低，因此試件抗彎剛度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，但是鐵尾礦粉替代率對(duì)試件抗彎剛度的影響并不顯著.從整體來看，試件抗彎剛度隨偏心距的增大而降低.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖6 參數(shù)對(duì)試件抗彎剛度的影響Fig.6 Influence of parameters on the bending stiffness of the test piece

2.5 承載力

2.5.1 試驗(yàn)承載力分析

將表1各試件承載力繪制成圖7.由圖7a可以看出，試件承載力的提高與含鋼率的增大呈近似線性關(guān)系，當(dāng)含鋼率由12%增大到22%，試件承載力提升幅度為42%～68%，說明含鋼率是影響試件承載力的主要因素.由圖7b可以看出，試件承載力隨著鐵尾礦粉替代率的增加而降低，但100%鐵尾礦粉替代率的試件的承載力與50%鐵尾礦粉替代率的試件承載力基本相等，這說明鐵尾礦粉替代率超出50%后對(duì)試件承載力的影響較小.隨著偏心距的增加，試件承載力下降明顯，下降幅度為21.2%～43.7%，這是偏心距增大試件承受的彎矩增大所致.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖7 參數(shù)對(duì)試件承載力的影響Fig.7 Influence of various parameters on specimen bearing capacity

2.5.2 試件承載力對(duì)比分析

目前對(duì)鋼管混凝土承載力的計(jì)算分為疊加理論與統(tǒng)一理論，因此將鋼材與自密實(shí)鐵尾礦混凝土的基本力學(xué)性能數(shù)據(jù)代入到福建省工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)DBJ13-51—2003 《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》、GJB 4142—2000 《戰(zhàn)時(shí)軍港搶修早強(qiáng)型組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》、AISC 341—10 seismic provisions for structural steel buildings，BS 5400-4 steel,concrete and composite bridges與GB 50936—2014 《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》的鋼管混凝土承載力計(jì)算公式中，并且與試件實(shí)際承載力Nu進(jìn)行比較.

從表6可以看出，相對(duì)于其他規(guī)程、規(guī)范，試件的實(shí)際承載力與采用DBJ13-51—2003《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》計(jì)算得到的承載力比值，其標(biāo)準(zhǔn)差(0.065)與變異系數(shù)(0.066)最小，說明計(jì)算結(jié)果離散程度小.因此，采用規(guī)程DBJ13-51—2003《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》對(duì)方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土偏壓短柱的承載力進(jìn)行計(jì)算較為適合.

表6 承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比分析

3 結(jié)論

本文通過方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土短柱的偏壓試驗(yàn)，得出以下主要結(jié)論：

1)含鋼率由12%增大到17%和22%時(shí)，試件抗彎剛度提升幅度為14.1%～68.3%，影響顯著.提高鐵尾礦粉替代率，試件極限壓應(yīng)變?cè)黾拥嚰箯潉偠冉档?

2)試件承載力隨鐵尾礦粉替代率的提高、偏心距的增大而降低；含鋼率由12%增大到22%，試件承載力最大提升68%.

3)試件延性系數(shù)隨著含鋼率的提高而增大；提高鐵尾礦粉替代率，試件的延性系數(shù)無明顯變化；偏心距增加，試件延性系數(shù)增大.

4)福建省工程建設(shè)地方標(biāo)準(zhǔn)DBJ13-51—2003 《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》計(jì)算結(jié)果離散程度最小，因此推薦使用該規(guī)程對(duì)方鋼管自密實(shí)鐵尾礦混凝土偏壓短柱的承載力進(jìn)行計(jì)算.