劉文淵, 冷 捷

(1.南京理工大學(xué)泰州科技學(xué)院, 泰州 225300; 2.陸軍工程大學(xué)爆炸沖擊與防災(zāi)減災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210007)

不銹鋼造型美觀、耐腐蝕性好,利用不銹鋼管替代碳鋼來(lái)提高鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的耐候性[1],使得不銹鋼管混凝土的應(yīng)用變得更為廣闊。再生混凝土的利用,能解決廢舊混凝土的處置問(wèn)題,減少對(duì)原材料的過(guò)度依賴,實(shí)現(xiàn)混凝土可持續(xù)發(fā)展。再生混凝土耐久性較普通混凝土差,且其抗壓強(qiáng)度受再生骨料性能及含量的影響較大[2]。在不銹鋼管中澆筑再生混凝土形成不銹鋼管再生混凝土,再生混凝土受不銹鋼管的約束和保護(hù)可改善再生混凝土的一些缺陷[3],不銹鋼管再生混凝土軸壓、壓彎性能的研究成果[4-5]也充分說(shuō)明了這一點(diǎn)。鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)性能對(duì)結(jié)構(gòu)整體性能的發(fā)揮至關(guān)重要,節(jié)點(diǎn)性能除與連接構(gòu)造有關(guān)[6],還受鋼管與混凝土之間的黏結(jié)性能的影響。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土的黏結(jié)滑移性能進(jìn)行了大量研究。薛立紅等[7-8]通過(guò)推出試驗(yàn),研究界面形式、受力狀態(tài)、界面長(zhǎng)度、混凝土強(qiáng)度和混凝土養(yǎng)護(hù)條件等因素對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響。康希良等[9]對(duì)不同的長(zhǎng)細(xì)比、徑厚比和含鋼率的鋼管混凝土短柱進(jìn)行推出試驗(yàn),并從理論上分析鋼管混凝土黏結(jié)-滑移關(guān)系。陳宗平等[10]、徐金俊等[11]通過(guò)推出試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)再生粗骨料取代率對(duì)圓鋼管再生混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律不明確,方管則隨再生粗骨料含量增加黏結(jié)強(qiáng)度增大。Tao等[12]通過(guò)推出試驗(yàn),全面地分析了截面尺寸、管材類型、混凝土類型、混凝土齡期及界面形式對(duì)黏結(jié)性能的影響。Chen等[13]對(duì)不銹鋼管混凝土進(jìn)行了推出試驗(yàn),考慮長(zhǎng)徑比、徑厚比、混凝土強(qiáng)度對(duì)黏結(jié)性能的影響。周鵬華等[14]指出采用內(nèi)填自應(yīng)力自密實(shí)混凝土,可有效減小混凝土收縮,提高黏結(jié)性能。

已有研究表明鋼管混凝土黏結(jié)性能受界面形式、受力狀態(tài)、長(zhǎng)徑比、徑厚比、混凝土強(qiáng)度、混凝土中外加劑、混凝土齡期及養(yǎng)護(hù)條件等的影響。但卻未明確再生粗骨料取代率對(duì)圓鋼管混凝土黏結(jié)性能的影響規(guī)律,且關(guān)于圓不銹鋼再生混凝土黏結(jié)性能的研究成果也較為罕見(jiàn)。因此,有必要開(kāi)展這方面的研究工作。

為明晰再生粗骨料取代率對(duì)圓不銹鋼再生混凝土試件黏結(jié)性能的影響,考慮不同再生粗骨料取代率設(shè)計(jì)5根短柱黏結(jié)試件進(jìn)行往復(fù)推出試驗(yàn),得出各試件的荷載-黏結(jié)滑移量曲線,分析再生粗骨料取代率變化對(duì)黏結(jié)性能的影響趨勢(shì),并通過(guò)回歸分析提出考慮再生粗骨料取代率的圓不銹鋼再生混凝土試件黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)5根圓不銹鋼再生混凝土黏結(jié)試件,再生粗骨料質(zhì)量取代率分別為0%、25%、50%、75%及100%,再生混凝土強(qiáng)度等級(jí)C30,試件長(zhǎng)細(xì)比14.4,各試件特征參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果等如表1所示。

表1 各試件特征參數(shù)

為測(cè)定鋼管與核心混凝土接觸面沿軸向的相對(duì)滑移量,沿不銹鋼管軸向開(kāi)槽,槽口長(zhǎng)40 mm,槽口寬4 mm,開(kāi)孔位置及應(yīng)變片S1～S6布置如圖1所示。粗骨料取代率不同的混凝土分批拌制,并預(yù)留立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊。混凝土試塊與黏結(jié)試件均在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)28 d。

圖1 試件開(kāi)孔位置及應(yīng)變片布置Fig.1 Hole position and strain gauges arrangement of the specimen

1.2 材性試驗(yàn)

根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)測(cè)得圓不銹鋼管材料力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。

表2 不銹鋼管力學(xué)性能指標(biāo)

C30再生混凝土制備時(shí),采用P.O.32.5R水泥,細(xì)骨料采用天然河砂(中砂),拌和水為自來(lái)水。制備再生混凝土?xí)r,確保粗骨料總質(zhì)量不變,僅改變?cè)偕止橇虾吞烊淮止橇系谋壤?并按25%的級(jí)差,設(shè)計(jì)不同再生粗骨料質(zhì)量取代率?；炷恋脑O(shè)計(jì)配合比如表3所示。

表3 再生混凝土配合比

試驗(yàn)用再生粗骨料源于服役30年后的廢棄混凝土,再生粗骨料表觀密度、含泥量、吸水率和壓碎指標(biāo)如表4所示。為消除粒徑級(jí)配的影響,將再生粗骨料及原生粗骨料用標(biāo)準(zhǔn)篩進(jìn)行篩分,并按照規(guī)范連續(xù)級(jí)配要求混合,粒徑19、9.5及 4.75 mm 的混合比例為1∶6.5∶2.5。

表4 再生粗骨料基本性質(zhì)

1.3 試驗(yàn)加載方案

加載設(shè)備采用CSS-44300/300 kN的電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)。在與鋼管頂端平齊的混凝土面上放置一直徑小于內(nèi)徑的圓柱體壓型墊塊,通過(guò)墊塊將混凝土推出。推出加載時(shí),加載端滑移量小于4 mm前采用0.3 mm/min的加載速率加載；滑移量大于4 mm 后加載速率增加至1.5 mm/min,滑移量達(dá)到21 mm時(shí)停止加載。并將試件倒置按上述加載方法進(jìn)行反向加載。

推出試件按圖1(b)所示位置粘帖縱、橫向應(yīng)變片,監(jiān)測(cè)粘結(jié)破壞過(guò)程中鋼管縱、橫向應(yīng)變。在圖1(a)所示的孔洞位置預(yù)埋螺栓棒,位移計(jì)監(jiān)測(cè)螺栓棒處的滑移量。圖2給出了試件位移計(jì)布置。

圖2 推出試驗(yàn)位移計(jì)布置Fig.2 Displacement gauges arrangement of the push-out test

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及傳力機(jī)制

各試件試驗(yàn)現(xiàn)象較為相類似,這里僅對(duì)CR-0試件加以分析。圖3給出了CR-0試件在不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的荷載-滑移量(N-S)曲線(各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的滑移量通過(guò)位移計(jì)測(cè)得)。由圖3可知,加載初期CR-0試件各位移計(jì)讀數(shù)未見(jiàn)變化,加載至5、14.6、32.2、42.1 kN時(shí),自上而下1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)位移計(jì)依次出現(xiàn)讀數(shù),可見(jiàn)隨荷載的增加,傳力黏結(jié)面長(zhǎng)度不斷增加,最終試件黏結(jié)界面全長(zhǎng)都參與荷載傳遞。當(dāng)荷載達(dá)到112.1 kN(極限荷載的85%)時(shí),試件荷載-滑移量(N-S)曲線呈線非線性增長(zhǎng),此時(shí)試件已接近黏結(jié)破壞,并觀測(cè)到各位移計(jì)及應(yīng)變讀數(shù)增長(zhǎng)較快,加載端鋼管和混凝土接觸邊界處,發(fā)現(xiàn)混凝土周邊有所脫落,核心混凝土滑動(dòng)明顯且伴隨輕微的摩擦聲。達(dá)到極限荷載132 kN后,各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的滑移量趨于一致。極限荷載后試件呈指數(shù)下降。通過(guò)分析可以看出加載端施加在混凝土上的荷載通過(guò)鋼管與混凝土之間的黏結(jié)力將荷載傳遞給鋼管,荷載較小時(shí)較短的黏結(jié)長(zhǎng)度就可將荷載全部傳遞給鋼管,荷載較大時(shí)需要較長(zhǎng)的黏結(jié)長(zhǎng)度來(lái)傳力。

圖3 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處軸向荷載滑移量(N-S)曲線Fig.3 Axial load-slip (N-S) curves of vary monitoring points

圖4給出了CR-0試件在不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處荷載N-鋼管縱向應(yīng)變曲線。由圖4可知,加載端附近試件應(yīng)變較小,自由端處的應(yīng)變最大,隨著荷載增大應(yīng)變近似呈線性增大。作用在混凝土上的外荷載通過(guò)混凝土與鋼管之間的黏結(jié)力將逐漸傳遞給鋼管。在接近黏結(jié)極限承載力時(shí),頂部應(yīng)變略有減小,中、下段應(yīng)變?cè)龃筅厔?shì)加劇,可見(jiàn)此時(shí)上部膠結(jié)力已經(jīng)消失。極限狀態(tài)時(shí),若鋼管截面均勻受壓其壓應(yīng)力為162.9 MPa,根據(jù)金屬拉伸試驗(yàn)述測(cè)定的應(yīng)力-變應(yīng)關(guān)系可確定鋼管中應(yīng)變?yōu)?04 με,實(shí)際測(cè)得的自由端鋼管的最大縱向應(yīng)變達(dá)到1 104 με,這主要可能因?yàn)榧虞d可能存在一定的偏心及鋼管徑向膨脹引起的縱向應(yīng)變。

圖4 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處軸向荷載-鋼管縱向應(yīng)變曲線Fig.4 Axial load-steel tube longitudinal strain curves of vary monitoring points

圖5給出了不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處鋼管應(yīng)變-滑移量S曲線,由于采用的5 A的應(yīng)變片,加載端應(yīng)變片中心距加載端10 mm,當(dāng)滑移量超過(guò)7.5 mm后應(yīng)變片已不在試件的黏結(jié)區(qū)內(nèi),因此這里僅認(rèn)為滑移量在7.5 mm以內(nèi)有效。由圖5可知,鋼管縱向?yàn)閴簯?yīng)變,加載端最小,向自由端逐漸加大；由自由端鋼管橫向應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變,中間段及加載端為拉應(yīng)變。在加載端荷載作用于混凝土上,混凝土受壓后會(huì)發(fā)生環(huán)向膨脹,但鋼管約束混凝土的膨脹,導(dǎo)致鋼管中產(chǎn)生較大橫向拉應(yīng)變；加載端混凝土中的荷載僅部分通過(guò)界面黏結(jié)力傳遞給鋼管,所以鋼管中的縱向應(yīng)變較小。隨著混凝土上的荷載通過(guò)鋼管與混凝土之間的黏結(jié)力將荷載逐漸傳遞給鋼管,鋼管中的壓力加大,縱向壓應(yīng)變也隨之加大；而混凝土中的壓力逐漸減小,混凝土的膨脹量減弱,鋼管中橫向拉應(yīng)變也隨之減小,自由端鋼管中甚至出現(xiàn)橫向壓應(yīng)變。

圖5 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處鋼管應(yīng)變-滑移量曲線Fig.5 Steel tube strain-slip curves of vary monitoring points

2.2 荷載-滑移曲線分析

圖6給出了各試件往復(fù)推出荷載作用下的軸向荷載-滑移量(加載端)曲線。

從圖6正反向加載荷載N-滑移量S(加載端)曲線中,分析得出以下特征。

(1)CR-1試件在達(dá)到極限黏結(jié)荷載前,存在一段鋸齒狀曲線,這主要由于對(duì)CR-1試件加載時(shí)采用了分段加載,每段之間持續(xù)一段時(shí)間,在加載持時(shí)這段時(shí)間內(nèi)荷載出現(xiàn)上下波動(dòng)。其他試件加載時(shí)進(jìn)行了調(diào)整,分段加載持荷時(shí)間設(shè)為0,所以其他各曲線在達(dá)到極限荷載前未出現(xiàn)數(shù)值波動(dòng)的情況。

“+”表示正向推出,“-”為反向推出,數(shù)字表示該方向第幾次加載圖6 往復(fù)荷載下加載端軸向荷載-滑移量(N-S)曲線Fig.6 Axial load-slip (N-S) curves at the loaded end of vary monitoring points under cyclic loading

(2)在進(jìn)行第一次正向推出試驗(yàn)時(shí),各試件均包含膠結(jié)段、滑移段及摩阻段,且膠結(jié)段呈線彈性,滑移段呈非線性,摩阻段呈先指數(shù)下降然后略有上升。各黏結(jié)試件在加載端滑移量接近2 mm時(shí)(分別1.82、2.05、2.01、1.99 mm,未計(jì)CR-1)出現(xiàn)峰值點(diǎn),即達(dá)到極限荷載Nu。在達(dá)到極限荷載Nu之前荷載-滑移量(N-S)曲線呈線性增長(zhǎng),隨再生粗骨料含量的增加荷載分別增長(zhǎng)至109.0、95.0、94.1、56.5、63.0 kN后增長(zhǎng)趨勢(shì)變緩。在達(dá)到峰值點(diǎn)之后,各試件曲線進(jìn)入緩慢下降階段,且端部相對(duì)滑移量逐漸增長(zhǎng),并在12～18 mm的滑移區(qū)段內(nèi),出現(xiàn)光滑的拐點(diǎn),之后曲線呈緩慢非線性增長(zhǎng)的趨勢(shì),直至加載完成。

(3)第二次正向加載時(shí),N-S曲線先線性增長(zhǎng)至峰值,隨再生粗骨料含量的增加各試件的峰值相對(duì)第一次加載時(shí)的峰值分別下降至35.8%、23.7%、12.9%、11.1%、11.6%,可見(jiàn)峰值點(diǎn)荷載的大小隨粗再生粗骨料含量的增加降幅趨緩,再生粗骨料含量大于50%后趨于恒定,僅為初始峰值的1/10。峰值點(diǎn)出現(xiàn)后,荷載略有下降。經(jīng)過(guò)較短的滑移后出現(xiàn)拐點(diǎn),之后荷載持續(xù)增長(zhǎng)且達(dá)到加載位移限值仍在增長(zhǎng),持續(xù)增長(zhǎng)階段主要依靠摩阻力來(lái)傳遞荷載,這是因?yàn)殡S荷載加大鋼管對(duì)混凝土的約束作用加大,提供的摩阻力也越大。

(4)各試件反向加載時(shí),N-S曲線變化趨勢(shì)一致,達(dá)到峰值荷載點(diǎn)之前呈非線性增長(zhǎng),之后各曲線呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。兩次加載峰值荷載的幅度明顯小于正向加載。

(5)結(jié)合圖5中不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)處鋼管應(yīng)變-滑移量S曲線進(jìn)行對(duì)比分析?？梢钥闯鲈嚰﨏R-0中鋼管應(yīng)變達(dá)到峰值時(shí)滑移量接近3 mm,較極限荷載時(shí)的滑移量要大,說(shuō)明黏結(jié)滑移破壞過(guò)程中,鋼管的應(yīng)變存在一定的滯后性。

2.3 再生粗骨料取代率的影響

為了研究再生粗骨料取代率對(duì)圓不銹鋼管再生混凝土界面黏結(jié)性能的影響,以CR-0試件為基準(zhǔn),并通過(guò)改變?cè)偕止橇先〈试O(shè)計(jì)制作了CR-1、CR-2、CR-3及CR-4四個(gè)試件。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得到各試件黏結(jié)強(qiáng)度滑移量(τ-S)曲線如圖7,其中圖7(a)為實(shí)際(τ-S)曲線,圖7(b)為各試件的黏結(jié)強(qiáng)度τ與CR-0試件的極限黏結(jié)強(qiáng)度τu1的比值所得的標(biāo)準(zhǔn)曲線。

圖7 各試件黏結(jié)強(qiáng)度滑移量(τ-S)曲線Fig.7 Bond strength-slip (τ-S) curves of vary specimens

由圖7(a)可知,CR-0試件的黏結(jié)強(qiáng)度τ-滑移量S曲線最高,而CR-4的曲線最低,即隨著再生粗骨料取代率的提高,其極限黏結(jié)強(qiáng)度逐漸降低。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因?yàn)?一是隨著再生粗骨料取代率的提高,再生粗骨料本身的承載力降低,從而導(dǎo)致再生混凝土強(qiáng)度隨之降低,通過(guò)表1可以發(fā)現(xiàn),取代率每提高25%,C30混凝土抗壓強(qiáng)度約降低3.34%～6.48%,從而導(dǎo)致界面黏結(jié)強(qiáng)度降低；二是隨著再生粗骨料取代率的提高,再生混凝土的收縮和蠕變加劇導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度降低。由此可見(jiàn),再生粗骨料取代率對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響,實(shí)質(zhì)上是由于骨料自身承載力改變和混凝土收縮、蠕變導(dǎo)致。

由圖7(b)可知,當(dāng)再生粗骨料取代率為25%和50%時(shí),黏結(jié)強(qiáng)度分別降低約為原生混凝土的20.1%、24.6%,而當(dāng)取代率為75%和100%時(shí),黏結(jié)強(qiáng)度分別降低44.6%和47.9%。由上述對(duì)比分析可知,當(dāng)再生混凝土取代率超過(guò)50%時(shí),黏結(jié)強(qiáng)度降低幅度約為前者的2倍。因此,建議將再生粗骨料取代率控制在50%的范圍內(nèi),這樣既可保證兩者的力學(xué)性能得以充分發(fā)揮,又可實(shí)現(xiàn)對(duì)在生骨料的回收利用。

3 試驗(yàn)公式回歸

根據(jù)5根圓不銹鋼再生混凝土試件推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)的黏結(jié)強(qiáng)度,考慮再生粗骨料取代率、混凝土立方體抗壓強(qiáng)度兩個(gè)變量進(jìn)行回歸分析,得到界面極限黏結(jié)強(qiáng)度τu實(shí)用計(jì)算公式為

(1)

表5給出了各試件的試驗(yàn)結(jié)果,Nu為試件極限荷載,τu為極限黏結(jié)強(qiáng)度,Su為極限黏結(jié)強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的加載端位移,τu,1為由式(1)計(jì)算確定的黏結(jié)強(qiáng)度,τu/τu,1為試驗(yàn)值與式(1)計(jì)算值的比值。τu/τu,1在0.993～1.147,存在一定的離散性,但整體吻合較好。因此,根據(jù)擬合得到的回歸計(jì)算公式用于圓不銹鋼再生混凝土黏結(jié)強(qiáng)度的確定具有較好的準(zhǔn)確度。

表5 各試件試驗(yàn)結(jié)果

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)5個(gè)不同再生粗骨料取代率的圓不銹鋼再生混凝土試件進(jìn)行推出試驗(yàn),分析試件黏結(jié)界面處的傳力機(jī)制、黏結(jié)破壞類型、極限黏結(jié)強(qiáng)度及對(duì)應(yīng)的滑移量,得到以下結(jié)論。

(1)加載端鋼管的縱向壓應(yīng)變較小、橫向拉應(yīng)變較大,混凝土中荷載通過(guò)黏結(jié)力逐漸傳遞給鋼管,自由端處鋼管中的縱向壓應(yīng)變最大,橫向應(yīng)變則出現(xiàn)拉應(yīng)變。

(2)正向加載時(shí),荷載-滑移量曲線呈彈性增長(zhǎng)、非線性增長(zhǎng)、指數(shù)段先降后升的三段式分布。反向加載時(shí),荷載-滑移量曲線也呈三段式,但指數(shù)段荷載持續(xù)下降不出現(xiàn)拐點(diǎn)。

(3)往復(fù)加載對(duì)峰值黏結(jié)強(qiáng)度有較大的弱化,正向加載峰值黏結(jié)強(qiáng)度降幅較大接近89%,而反向加載弱化較正向要小但最大也達(dá)到33%。

(4)極限黏結(jié)強(qiáng)度隨再生粗骨料取代率的提高而逐漸降低,再生粗骨料取代率在75%時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度降低接近50%；為兼顧黏結(jié)性能及資源回收利用,建議再生粗骨料取代率控制在50%以內(nèi)。

(5)通過(guò)回歸分析提出考慮再生粗骨料取代率、混凝土強(qiáng)度兩個(gè)參數(shù)的圓不銹鋼再生混凝土構(gòu)件的黏結(jié)強(qiáng)度實(shí)用計(jì)算公式，公式具有較好的精度。