王成剛, 袁 泉, 張澤陽

(1.合肥工業(yè)大學 土木與水利工程學院, 安徽 合肥 230009; 2.土木工程結構與材料安徽省重點實驗室, 安徽 合肥 230009)

再生混凝土是建筑垃圾的再生循環(huán)利用,符合國家節(jié)約資源、保護環(huán)境和可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略思想[1]。隨著高層、超高層結構和大跨度結構不斷涌現(xiàn),組合結構在其中的應用越來越多,鋼管混凝土柱因其受力性能好,在工程中的應用越來越多[2-3]。鋼管再生混凝土柱是受到鋼管混凝土柱應用的啟發(fā)而衍生出來的,它是將再生混凝土代替普通混凝土澆筑于方鋼管中,形成方鋼管再生混凝土柱,既能發(fā)揮方鋼管混凝土的優(yōu)勢,又能實現(xiàn)廢棄混凝土再生利用,具有很好的推廣應用價值。

近年來,對于鋼管再生混凝土柱,國內的研究主要集中在鋼管再生混凝土短柱的受壓性能方面,鋼管再生混凝土的黏結滑移性能、長柱的軸壓和偏壓以及柱的抗震性能也有研究[4-9];國外對鋼管再生混凝土結構的研究較少[10-11]。總之,國內外對鋼管再生混凝土結構的性能研究尚處于起始階段,還需要進行大量、系統(tǒng)試驗研究和理論分析,為其應用于實際工程提供試驗依據(jù)和理論基礎。

為更好地了解方鋼管再生混凝土長柱在偏心荷載作用下的破壞形態(tài)和受力性能,本文通過變化再生粗骨料取代率、鋼管壁厚、長細比和偏心率等參數(shù),對15個方鋼管再生混凝土長柱進行了單偏壓試驗研究,分析各參數(shù)對其受力性能的影響。

1 試驗材料及試件制作

1.1 試驗材料

本次試驗混凝土的試配強度為C30,采用安徽巢湖水泥廠生產的P42.5普通硅酸鹽水泥、普通天然河砂、粗骨料以及城市自來水,按照配合比2.05∶2.43∶5.17∶1.00 進行拌制。粗骨料包含天然骨料和再生骨料,再生骨料取代率(γ)均為0、40%、100%,再生粗骨料由建筑物廢棄混凝土加工而得,依據(jù)文獻[12],進行了再生粗骨料含水率、篩分、針片狀和吸水率等試驗。

再生粗骨料最大粒徑為25 mm,連續(xù)級配,粒徑2.5～16 mm、16～25 mm的粗骨料分別占粗骨料總質量的73.8%、25.4%,粗骨料針片狀質量分數(shù)為4.17%。再生粗骨料基本性能見表1所列。粉煤灰采用安徽淮南電廠出產的Ⅰ級粉煤灰,取代水泥率為15%。各種再生混凝土經試配后確定的配合比見表2所列。

表1 再生粗骨料的基本性能

表2 再生混凝土配合比設計

按照文獻[13]的規(guī)定,每種混凝土制作了3個邊長為150 mm的立方體試塊,自然養(yǎng)護28 d后,測得的抗壓強度平均值fcu,m見表3所列。

表3 再生混凝土抗壓強度 單位:MPa

方鋼管為Q235B焊接成型鋼管,根據(jù)標準拉伸試驗方法測得:鋼管壁厚為3 mm的鋼材屈服強度、抗拉強度分別為290、361 MPa;壁厚為5 mm的鋼材屈服強度、抗拉強度分別為329、394 MPa。

1.2 試件設計和制作

表4 試件設計參數(shù)、峰值荷載及破壞形式

制作試件時,混凝土由現(xiàn)場攪拌而成,為確保鋼管內混凝土的密實性,混凝土澆筑過程中用插入式振搗棒進行振搗,澆筑完成敞口自然養(yǎng)護,在上端部焊接50 mm厚帶刀鉸端承鋼板,焊接前用水泥漿找平。

1.3 試驗裝置、數(shù)據(jù)測量及加載制度

試驗加載裝置采用500 t的YES-500型壓力試驗機,試驗裝置及試件安裝如圖1a所示。本次試驗測量的數(shù)據(jù)主要包括柱軸向位移、側向撓度和軸壓力以及鋼管柱上、下端和跨中的應變變化情況,位移計和應變片具體布置如圖1b所示。

圖1 試驗裝置與試件具體測點布置

試驗采用荷載控制的方法逐級加載。為了使試驗各部位接觸良好,進入正常工作狀態(tài),正式試驗前先對試件進行預壓。

正式加載時,每級加載值取為預估極限荷載的10%,加載至該級荷載最大值,持荷時間為2 min。在加載至預估極限荷載的70%后,每級加載值取為預估極限荷載的5%,持荷時間為3 min。當荷載開始下降時,進行慢速連續(xù)加載,當試件荷載下降到極限荷載的80%以下時,停止加載,試驗結束。

2 試驗結果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)及分析

(1) 試件破壞形態(tài)。本次偏心受壓試驗試件破壞后的總體形態(tài)圖片如圖2所示。通過對本次試驗過程的總體觀察和統(tǒng)計分析各個試件的破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn),試件破壞形態(tài)可分為2個大類:① 試件端頭壓屈破壞,上端頭鋼管壁先發(fā)生局部受壓屈曲,剖開鋼管可見,在上端200 mm范圍內管壁鼓曲處的再生混凝土芯柱完全斷裂,并被嚴重壓碎,其他部位芯柱完整無損,試件破壞形態(tài)表現(xiàn)為端頭局部彎曲,呈“低頭”狀,如圖3所示;② 試件整體彎曲失穩(wěn)破壞,試件破壞時發(fā)生整體彎曲,柱中偏壓側鋼管發(fā)生局部受壓屈曲,在柱中鋼管壁鼓曲處的再生混凝土芯柱斷裂,偏壓側混凝土被壓碎,試件破壞形態(tài)表現(xiàn)為整體彎曲破壞,如圖4所示。

圖2 偏壓試件破壞形態(tài)圖片

圖3 試件FPXB3-1破壞形態(tài)

圖4 試件FPXB5-1破壞形態(tài)

(2) 試件端頭壓屈破壞原因分析。本次試驗中,t=3 mm的試件均是發(fā)生端頭壓屈破壞,而t=5 mm的試件除FPXB5-4外均是整體彎曲失穩(wěn)破壞。本次試驗試件多發(fā)生上端頭壓曲破壞的原因分析如下:① 由于再生混凝土澆筑和振搗時,大量的再生粗骨料下沉,使得上端形成水泥漿層,再加上補平的水泥砂漿,導致上端水泥砂漿層較厚,而水泥砂漿層強度相對于再生混凝土有所降低,水泥漿層易被壓碎而四處膨脹,導致鋼管鼓曲;② 由t的比較可發(fā)現(xiàn),t=5 mm的試件只有1個發(fā)生端頭壓屈破壞,而另外3個均發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)破壞,t=3 mm的試件均發(fā)生端頭壓曲破壞,可見即使存在第1種情況,t較大的方鋼管對端頭的混凝土存在更強的約束,試件也可避免發(fā)生端頭壓曲破壞,因此方鋼管壁厚也是其中一個原因;③ 試件下端方鋼管四面設有加勁肋加強,而上端未設,所有試件均未出現(xiàn)下端鋼管鼓曲現(xiàn)象,可見加強后的下端方鋼管對混凝土的約束比上端的強。從以上分析可知:為了避免發(fā)生端頭壓屈破壞,方鋼管再生混凝土偏壓柱需要增設加勁肋等構造措施對上、下端予以加強,或者對方鋼管壁厚加以適當限制,不能過薄。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 荷載-軸向位移關系曲線

(1) 受力過程。不同影響因素下試件荷載(N)-軸向位移(Δ)曲線對比如圖5所示。由圖5可知,試件N-Δ曲線形狀較為相似,試件受力過程都經歷了直線上升、曲線上升和曲線下降3個階段。

在直線上升階段,隨著N增加,Δ也逐漸增加,但Δ增加得較慢,N增加得較快,N和Δ基本成線性關系,該階段終點的N約為70%Nu,試件處于彈性受力階段。在曲線上升階段,隨著N增加,Δ繼續(xù)增加,但增加速率變快,而N增加變緩,N和Δ成非線性關系,試件處于彈塑性受力階段。在曲線下降階段,試件達到Nu時,不能再保持穩(wěn)定狀態(tài),軸向壓縮變形迅速增大,而N呈下降趨勢,試件發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)或者端頭壓曲破壞,試件處于破壞的塑性受力階段。

(2) 初始軸向剛度的影響。初始軸向剛度可以通過N、H和Δ計算得出,公式為:

(1)

其中:E為試件彈性模量;A為試件橫截面積。

由(1)式可知,初始軸向剛度EA為試件N與Δ的比值,因此,試件初始剛度的大小可以通過N和Δ關系曲線的斜率來衡量。N-Δ曲線的斜率越大,試件的初始軸向剛度越大。

由圖5a可知,再生骨料取代率(γ)對試件的初始軸向剛度有一定的影響,γ大的試件軸向剛度小,γ小的試件軸向剛度大。由圖5b可知,長細比(λ)的變化對試件的初始軸向剛度有明顯影響,λ小的試件軸向剛度大于λ大的試件。由圖5c可知,鋼管壁厚(t)的變化對試件的初始軸向剛度有影響,t大的試件軸向剛度始終大于t小的試件。由圖5d可知,試件偏心率(e/r)對初始軸向剛度有一定的影響,e/r增大,初始軸向剛度呈減小的趨勢。

圖5 不同影響因素下試件荷載(N)軸向位移(Δ)曲線對比

2.2.2 側向撓度變形曲線

試件側向撓度變形曲線,能夠直觀地反映試件在加載過程中側向變形的發(fā)展過程,是建立理論計算方法的依據(jù)。本次試驗中試件出現(xiàn)整體彎曲破壞和端頭壓屈破壞2類破壞形態(tài),其側向撓度變形曲線的發(fā)展有著明顯差異,如圖6所示。

圖6a、圖6b所示為部分發(fā)生整體彎曲破壞試件的側向撓度變形曲線。由圖6a、圖6b可知,試件側向撓度曲線的變化規(guī)律類似。在彈性階段,試件側向撓度增加較慢,試件側向撓度變化曲線上下基本對稱;在彈塑性階段,側向撓度增幅加快,柱中處的撓度增加最快,柱上半部分側向撓度比下半部分的大,但相差不大,側向撓度變化曲線上下接近于對稱;在塑性下降階段,試件側向撓度進一步增加,柱中處的撓度增加最快,其值最大,上下較對稱。

由此可見,偏心受壓試件發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)破壞時,在整個加載過程中,試件側向撓度變化曲線與正弦半波曲線較吻合,在理論計算假定中,側向撓度變形可采用正弦半波曲線。

圖6c、圖6d所示為部分發(fā)生端頭壓曲破壞試件的側向撓度變形曲線。由圖6c、圖6d可知,發(fā)生端頭壓曲破壞試件的側向撓度曲線的變化規(guī)律類似。在彈性階段,試件側向撓度增加較慢,試件側向撓度曲線基本上下對稱,并與正弦半波曲線比較吻合;在彈塑性階段,試件側向撓度增速加快,由于上端頭鋼管壁發(fā)生局部屈曲,3/4處的撓度變化最快,試件側向撓度變化曲線不再對稱,與正弦半波曲線不吻合;在塑性下降階段,試件側向撓度曲線仍不對稱,與正弦半波曲線明顯不吻合。由此可見,偏心受壓試件發(fā)生端部壓曲破壞時,在彈性階段尚可采用正弦半波曲線假定,試件進入彈塑性階段,此計算假定不宜采用。

2.2.3 影響因素分析

(1) 再生粗骨料取代率的影響。不同取代率(γ)下試件承載力對比見表5所列。由表5可知,其他條件相同情況下,隨著γ提高,除γ=40%的FPXB3-8試件的承載力略有提高外,其他試件均有不同程度的降低,最大下降12.6%,但是總體上相差不大,說明方鋼管再生混凝土與普通鋼管混凝土偏壓長柱同樣具有良好的承載力。

表5 不同取代率下試件承載力對比

(2) 長細比的影響。不同長細比(λ)下試件承載力對比見表6所列。由表6可知,其他條件相同情況下,λ從34.6增加到52.0,試件的承載力都隨之下降,最少的降低9.9%,最多的降低16.8%,說明λ對單偏壓試件承載力影響明顯。

表6 不同長細比下試件承載力對比

(3) 方鋼管壁厚的影響。不同壁厚(t)下試件承載力對比見表7所列。由表7可知,其他條件相同情況下,t從3 mm增加到5 mm,試件的承載力都隨之提高,最少的提高37.8%,最多的提高63.5%,說明方鋼管t對單偏壓試件承載力影響特別顯著。

表7 不同壁厚下試件承載力對比

(4) 偏心率的影響。不同偏心率(e/r)下試件承載力對比見表8所列。

表8 不同偏心率下試件承載力對比

由表8可知,其他條件相同情況下,e/r從0.25增加到0.50,試件的承載力都隨之下降,最少的降低2.2%,最多的降低27.4%,說明e/r對單偏壓試件承載力影響明顯。

(5) 添加物的影響。不同添加物下試件承載力對比見表9所列。由表9可知:① 在其他條件相同情況下,添加粉煤灰后,偏心率較大試件承載力有所提高,平均增幅為12.9%,而偏心率較小試件承載力有所降低,平均降幅為3.2%,降幅明顯小于增幅,表明添加粉煤灰后鋼管再生混凝土柱承載力總體有提高的趨勢;② 在其他條件相同情況下,添加膨脹劑試件FPXB3-2的承載力有所提高,提高了14.0%,其原因是再生混凝土中添加適量的膨脹劑,可使?jié)仓诜戒摴軆鹊脑偕炷两Y硬時產生微膨脹,使得混凝土和方鋼管壁緊密接觸,方鋼管對核心混凝土預先產生約束作用,防止鋼管壁過早局部屈曲,從而提高試件承載力。由此可見,適當添加膨脹劑可以提高構件的承載力。

表9 不同添加物下試件承載力對比

3 結 論

(1) 方鋼管再生混凝土長柱單偏壓加載過程和破壞形態(tài)與方鋼管混凝土柱沒有區(qū)別,加載過程都包括直線上升、曲線上升和曲線下降3個階段。破壞形態(tài)分為端頭壓曲破壞和整體彎曲失穩(wěn)破壞2個大類。方鋼管再生混凝土偏壓長柱與普通鋼管混凝土偏壓長柱同樣具有良好的承載力和變形能力。

(2) 為了避免發(fā)生端頭壓屈破壞,方鋼管再生混凝土偏壓柱需要采取構造措施對上下端予以加強,或者對方鋼管壁厚加以適當限制,不能過薄。

(3) 若偏心受壓試件發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)破壞,則在理論計算假定中,側向撓度變形可采用正弦半波曲線。若偏心受壓試件發(fā)生端部壓曲破壞,則在彈性階段尚可采用正弦半波曲線假定,試件進入彈塑性階段,此計算假定不宜采用。

(4) 由不同影響參數(shù)下試件承載力和變形性能對比分析可知:隨著再生粗骨料取代率提高,試件的承載力和初始軸向剛度都有減小趨勢;隨著長細比和偏心率增加,試件承載力明顯下降,初始軸向剛度都有所減小;隨著鋼管壁厚增加,試件承載力顯著提高,初始軸向剛度有增大趨勢;添加粉煤灰試件的承載力總體有所提高;添加膨脹劑試件的承載力有所提高。