王成剛, 袁 泉, 張澤陽

(1.合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院, 安徽 合肥 230009; 2.土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(hù)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(jié)構(gòu)和大跨度結(jié)構(gòu)不斷涌現(xiàn),組合結(jié)構(gòu)在其中的應(yīng)用越來越多,鋼管混凝土柱因其受力性能好,在工程中的應(yīng)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(yīng)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(shì),又能實(shí)現(xiàn)廢棄混凝土再生利用,具有很好的推廣應(yīng)用價(jià)值。

近年來,對(duì)于鋼管再生混凝土柱,國內(nèi)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(jié)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(duì)鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)的研究較少[10-11]?？傊?國內(nèi)外對(duì)鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)的性能研究尚處于起始階段,還需要進(jìn)行大量、系統(tǒng)試驗(yàn)研究和理論分析,為其應(yīng)用于實(shí)際工程提供試驗(yàn)依據(jù)和理論基礎(chǔ)。

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(xì)比和偏心率等參數(shù),對(duì)15個(gè)方鋼管再生混凝土長柱進(jìn)行了單偏壓試驗(yàn)研究,分析各參數(shù)對(duì)其受力性能的影響。

1 試驗(yàn)材料及試件制作

1.1 試驗(yàn)材料

本次試驗(yàn)混凝土的試配強(qiáng)度為C30,采用安徽巢湖水泥廠生產(chǎn)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(jìn)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(xiàn)[12],進(jìn)行了再生粗骨料含水率、篩分、針片狀和吸水率等試驗(yàn)。

再生粗骨料最大粒徑為25 mm,連續(xù)級(jí)配,粒徑2.5～16 mm、16～25 mm的粗骨料分別占粗骨料總質(zhì)量的73.8%、25.4%,粗骨料針片狀質(zhì)量分?jǐn)?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(chǎn)的Ⅰ級(jí)粉煤灰,取代水泥率為15%。各種再生混凝土經(jīng)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(shè)計(jì)

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

表3 再生混凝土抗壓強(qiáng)度 單位:MPa

方鋼管為Q235B焊接成型鋼管,根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)方法測(cè)得:鋼管壁厚為3 mm的鋼材屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為290、361 MPa;壁厚為5 mm的鋼材屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為329、394 MPa。

1.2 試件設(shè)計(jì)和制作

表4 試件設(shè)計(jì)參數(shù)、峰值荷載及破壞形式

制作試件時(shí),混凝土由現(xiàn)場(chǎng)攪拌而成,為確保鋼管內(nèi)混凝土的密實(shí)性,混凝土澆筑過程中用插入式振搗棒進(jìn)行振搗,澆筑完成敞口自然養(yǎng)護(hù),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(yàn)裝置、數(shù)據(jù)測(cè)量及加載制度

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

圖1 試驗(yàn)裝置與試件具體測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用荷載控制的方法逐級(jí)加載。為了使試驗(yàn)各部位接觸良好,進(jìn)入正常工作狀態(tài),正式試驗(yàn)前先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)壓。

正式加載時(shí),每級(jí)加載值取為預(yù)估極限荷載的10%,加載至該級(jí)荷載最大值,持荷時(shí)間為2 min。在加載至預(yù)估極限荷載的70%后,每級(jí)加載值取為預(yù)估極限荷載的5%,持荷時(shí)間為3 min。當(dāng)荷載開始下降時(shí),進(jìn)行慢速連續(xù)加載,當(dāng)試件荷載下降到極限荷載的80%以下時(shí),停止加載,試驗(yàn)結(jié)束。

2 試驗(yàn)結(jié)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(yàn)試件破壞后的總體形態(tài)圖片如圖2所示。通過對(duì)本次試驗(yàn)過程的總體觀察和統(tǒng)計(jì)分析各個(gè)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(gè)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(nèi)管壁鼓曲處的再生混凝土芯柱完全斷裂,并被嚴(yán)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(shí)發(fā)生整體彎曲,柱中偏壓側(cè)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(cè)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(yàn)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(yàn)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(shí),大量的再生粗骨料下沉,使得上端形成水泥漿層,再加上補(bǔ)平的水泥砂漿,導(dǎo)致上端水泥砂漿層較厚,而水泥砂漿層強(qiáng)度相對(duì)于再生混凝土有所降低,水泥漿層易被壓碎而四處膨脹,導(dǎo)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(gè)發(fā)生端頭壓屈破壞,而另外3個(gè)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(duì)端頭的混凝土存在更強(qiáng)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(gè)原因;③ 試件下端方鋼管四面設(shè)有加勁肋加強(qiáng),而上端未設(shè),所有試件均未出現(xiàn)下端鋼管鼓曲現(xiàn)象,可見加強(qiáng)后的下端方鋼管對(duì)混凝土的約束比上端的強(qiáng)。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(shè)加勁肋等構(gòu)造措施對(duì)上、下端予以加強(qiáng),或者對(duì)方鋼管壁厚加以適當(dāng)限制,不能過薄。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 荷載-軸向位移關(guān)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(duì)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(jīng)歷了直線上升、曲線上升和曲線下降3個(gè)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(guān)系,該階段終點(diǎn)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(guān)系,試件處于彈塑性受力階段。在曲線下降階段,試件達(dá)到Nu時(shí),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(shì),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(jì)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(guān)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(duì)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(xì)比(λ)的變化對(duì)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(duì)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(duì)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(shì)。

圖5 不同影響因素下試件荷載(N)軸向位移(Δ)曲線對(duì)比

2.2.2 側(cè)向撓度變形曲線

試件側(cè)向撓度變形曲線,能夠直觀地反映試件在加載過程中側(cè)向變形的發(fā)展過程,是建立理論計(jì)算方法的依據(jù)。本次試驗(yàn)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(cè)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(cè)向撓度變形曲線。由圖6a、圖6b可知,試件側(cè)向撓度曲線的變化規(guī)律類似。在彈性階段,試件側(cè)向撓度增加較慢,試件側(cè)向撓度變化曲線上下基本對(duì)稱;在彈塑性階段,側(cè)向撓度增幅加快,柱中處的撓度增加最快,柱上半部分側(cè)向撓度比下半部分的大,但相差不大,側(cè)向撓度變化曲線上下接近于對(duì)稱;在塑性下降階段,試件側(cè)向撓度進(jìn)一步增加,柱中處的撓度增加最快,其值最大,上下較對(duì)稱。

由此可見,偏心受壓試件發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)破壞時(shí),在整個(gè)加載過程中,試件側(cè)向撓度變化曲線與正弦半波曲線較吻合,在理論計(jì)算假定中,側(cè)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(cè)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(cè)向撓度曲線的變化規(guī)律類似。在彈性階段,試件側(cè)向撓度增加較慢,試件側(cè)向撓度曲線基本上下對(duì)稱,并與正弦半波曲線比較吻合;在彈塑性階段,試件側(cè)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(cè)向撓度變化曲線不再對(duì)稱,與正弦半波曲線不吻合;在塑性下降階段,試件側(cè)向撓度曲線仍不對(duì)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(shí),在彈性階段尚可采用正弦半波曲線假定,試件進(jìn)入彈塑性階段,此計(jì)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(duì)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(duì)比

(2) 長細(xì)比的影響。不同長細(xì)比(λ)下試件承載力對(duì)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(duì)單偏壓試件承載力影響明顯。

表6 不同長細(xì)比下試件承載力對(duì)比

(3) 方鋼管壁厚的影響。不同壁厚(t)下試件承載力對(duì)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(duì)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(duì)比

(4) 偏心率的影響。不同偏心率(e/r)下試件承載力對(duì)比見表8所列。

表8 不同偏心率下試件承載力對(duì)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(duì)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(duì)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(shì);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?nèi)的再生混凝土結(jié)硬時(shí)產(chǎn)生微膨脹,使得混凝土和方鋼管壁緊密接觸,方鋼管對(duì)核心混凝土預(yù)先產(chǎn)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(dāng)添加膨脹劑可以提高構(gòu)件的承載力。

表9 不同添加物下試件承載力對(duì)比

3 結(jié) 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(gè)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(gè)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(gòu)造措施對(duì)上下端予以加強(qiáng),或者對(duì)方鋼管壁厚加以適當(dāng)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(jì)算假定中,側(cè)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(jìn)入彈塑性階段,此計(jì)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(duì)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(shì);隨著長細(xì)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(shì);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。