高振國，沙麗榮,2*，王秀麗

1吉林建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,長春 130118 2吉林省結(jié)構(gòu)與抗震科技創(chuàng)新中心,長春 130118

0 引言

非燒結(jié)粉煤灰陶粒是輕骨料的一種,主要由粉煤灰、活化劑等通過合理的配合比混合而成,采用內(nèi)包、外包、連續(xù)成球和自然維護(hù)的新技術(shù)[1].非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷磷鳛檩p骨料混凝土的一個(gè)重要分支,是一種質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、綠色環(huán)保的新型建筑材料,可用于節(jié)能建筑、路橋、交通等工程[2].

通過改變箍筋樣式來更好地改善輕質(zhì)混凝土柱的承重能力和穩(wěn)定性能.目前混凝土內(nèi)的箍筋有很多種約束形式，國內(nèi)外的研究人員努力改善并追求完美箍筋約束作用，隨著鋼筋的廣泛使用,其約束作用也得到了顯著體現(xiàn).如今,人們發(fā)現(xiàn)了各種形式的箍筋組合,以加強(qiáng)約束功能,如單層箍筋、雙層箍筋、螺旋箍筋、復(fù)合箍筋等.其中,雙層約束筋的使用是近些年來應(yīng)對(duì)地震等自然災(zāi)害設(shè)計(jì)的新趨勢.本試驗(yàn)以外層螺旋箍筋、內(nèi)層也是螺旋箍筋的一種約束輕質(zhì)混凝土柱為研究對(duì)象,對(duì)雙層約束筋混凝土柱進(jìn)行試驗(yàn),研究箍筋的形狀以及箍筋的占比對(duì)新材料混凝土柱承重和變形作用的影響[3],同時(shí),利用ABAQUS有限元軟件對(duì)約束非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷凛S壓破壞極限和破壞形態(tài)進(jìn)行了模擬[4],模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致.

雙層螺旋箍筋柱橫截面的新型混凝土處在3種被固定的狀態(tài),主要可以分為非約束區(qū)混凝土區(qū)域、外層箍筋約束混凝土區(qū)域、內(nèi)外層箍筋共同約束混凝土區(qū)域[5].這種新型的混凝土柱有諸多優(yōu)點(diǎn):有非常不錯(cuò)的側(cè)面加固效果,可以提高試件的承重和延性;可以應(yīng)用在地震高發(fā)地區(qū)以及高層建筑;與鋼管混凝土柱、型鋼混凝土組合柱及傳統(tǒng)混凝土柱相比,雙層箍筋非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形柱制作簡單,施工方便,造價(jià)低.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文螺旋箍筋圓形混凝土試件共6個(gè),其中雙層螺旋箍筋試件4個(gè),單層螺旋箍筋試件2個(gè)[6].設(shè)計(jì)時(shí)考慮的影響因素包括非燒結(jié)粉煤灰陶粒混凝土、箍筋之間的距離、內(nèi)外層箍筋之間距離以及配箍量[7]等因素.

試件的幾何尺寸為250 mm×1 200 mm,底座的幾何尺寸為550 mm×250 mm×200 mm,保護(hù)層厚度為20 mm,箍筋形式為雙層螺旋箍筋和單層螺旋箍筋兩種,外層螺旋箍筋間距取45 mm,60 mm兩種,內(nèi)層螺旋箍筋間距取45 mm和60 mm兩種,內(nèi)外層箍筋之間間距取20 mm和30 mm兩種.混凝土采用C30,箍筋HPB300,縱筋HRB400.試驗(yàn)的設(shè)計(jì)參數(shù)見表1,柱內(nèi)混凝土約束如圖1所示,柱的構(gòu)造設(shè)計(jì)如圖2所示.

表1 雙層螺旋箍筋約束下的非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形柱試件實(shí)測參數(shù)Table 1 Measured parameters of non sintered fly ash ceramsite concrete circular column restrained by double-layer spiral stirrup

圖1 橫截面約束混凝土區(qū)域Fig.1 Cross section confined concrete area

圖2 試件的設(shè)計(jì)及截面設(shè)計(jì)Fig.2 Design and section design of test piece

1.2 測量方案和加載步驟

1.2.1 測量方案

在圓柱的中間腰部兩邊對(duì)稱放置2個(gè)位移計(jì),通過在柱體打出4個(gè)直徑6 mm、深度20 mm的細(xì)孔,然后插入細(xì)螺紋桿來固定位移計(jì).圓柱混凝土的縱向位移量通過長度為0.8 m的位移計(jì)進(jìn)行測量,位移計(jì)的放置位置如圖3所示;在制作的構(gòu)件中間腰部通過AB膠豎向粘貼4枚應(yīng)變片[8],主要作用是便于觀察制作構(gòu)件的軸向應(yīng)變,同上位置在橫向粘貼3枚應(yīng)變片,目的在于觀察混凝土柱橫向應(yīng)變;需要1臺(tái)高速照相機(jī)記錄構(gòu)件在擠壓過程中的變化,然后將記錄的數(shù)據(jù)通過電腦采用DIC技術(shù)計(jì)算混凝土柱的應(yīng)變.

圖3 位移計(jì)布置Fig.3 Displacement meter layout

圖4 加載裝置Fig.4 Loading device

1.2.2 加載步驟

試驗(yàn)在100 t試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，對(duì)試件進(jìn)行豎向施壓.加載時(shí)嚴(yán)格控制中軸對(duì)接，為了使柱受力均勻，加載前把柱底端承臺(tái)打掃干凈，圓柱頂端采用黑色碳纖維布進(jìn)行包裹,防止混凝土與加載板直接接觸面發(fā)生破碎.時(shí)刻檢查圓柱中心位置與在加載裝置中心位置是否保持一致，然后進(jìn)行緩慢加載.柱上下端不做特殊固定,按照豎向加載試驗(yàn)常規(guī)步驟進(jìn)行施壓.試驗(yàn)的加載方式采用靜力加載.首先預(yù)加載通過位移(0.1 mm/s)的方式調(diào)試試驗(yàn)機(jī)的上端加載板與圓柱之間的距離.當(dāng)加載板與圓柱剛要接觸時(shí)停止加載，再次觀察調(diào)整,使圓柱中心位置與加載板中心位置在一條中位線上.然后按力加載(3 kN/s),觀察計(jì)算機(jī)上的數(shù)據(jù),當(dāng)顯示器上的數(shù)據(jù)下降到極限承載力的1/3左右后結(jié)束.試驗(yàn)過程中的所有測點(diǎn)均通過數(shù)據(jù)采集器自動(dòng)記錄.加載裝置如圖4所示.

1.3 試件的破壞過程和破壞形態(tài)

配箍率0.7 %的試驗(yàn)構(gòu)件(DSSC-6).前期加載,試件處在彈性階段,表面混凝土未出現(xiàn)裂縫;加載構(gòu)件極限承載力的85 %時(shí),混凝土表面出現(xiàn)了幾條細(xì)微的裂縫;繼續(xù)對(duì)構(gòu)件增加重量,試件表面開始生成新的裂縫,先前出現(xiàn)的細(xì)微裂縫繼續(xù)擴(kuò)大;當(dāng)達(dá)到構(gòu)件的極限承載力時(shí),最外層箍筋約束的非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷林焖賳适С休d力,初始產(chǎn)生的裂縫迅速擴(kuò)大,最終發(fā)展成與水平面成夾角約在55°～67°范圍內(nèi)且貫穿整個(gè)構(gòu)件表面的大裂縫,發(fā)出清脆的裂縫聲.試件破壞形態(tài)如圖5(a)所示,試件的破壞屬于壓剪破壞.

配箍率1.3 %的試驗(yàn)構(gòu)件在加載前期,構(gòu)件表現(xiàn)出彈性,試件表面沒有任何肉眼看到的變化.當(dāng)對(duì)試件加載到極限承載力的75 %～81 %范圍內(nèi)時(shí),試件光滑的表面出現(xiàn)可以肉眼看到的幾條細(xì)小的縫,繼續(xù)對(duì)構(gòu)件加壓,表面持續(xù)開裂.當(dāng)加載到極限承載力時(shí),試件表面的混凝土裂縫持續(xù)發(fā)展,并伴有清脆開裂的聲音,保護(hù)層的混凝土開始脫落,暴露出最外層的鋼筋,縱筋被壓彎變形,承載力開始下降;試驗(yàn)到最后時(shí),最初形成的裂縫貫穿試件表面,斜裂縫與水平面之間的夾角大致在45°～55°范圍內(nèi),試件的破壞形態(tài)如圖5(b)所示,試件的破壞屬于壓剪破壞.

配箍率為1.8 %較高的試驗(yàn)構(gòu)件前期加載無裂縫出現(xiàn),且承載力明顯優(yōu)于配箍率相對(duì)較低的構(gòu)件.當(dāng)加載到極限承載力時(shí),保護(hù)層的混凝土開始脫落,暴露出最外層的鋼筋,但縱筋彎曲不明顯且圓柱本身未發(fā)生較大偏移.試件的破壞形態(tài)如圖5(c)所示.

(a) 單螺旋箍筋間距60 mm (b) 雙螺旋箍筋間距60 mm (c) 雙螺旋箍筋間距45 mm圖5 非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A柱試件的破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of non sintered fly ash ceramsite concrete cylindrical specimen

1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過對(duì)制作的6根圓形構(gòu)件的數(shù)據(jù)整理和分析,得到了該柱的荷載-位移曲線[9],如圖6所示.通過觀察荷載-位移曲線可以看出,上升段試件處于彈性階段.當(dāng)試件的承載力達(dá)到極限承載力80 %±5 %時(shí),該數(shù)據(jù)曲線出現(xiàn)了第1個(gè)拐點(diǎn),試件的應(yīng)變開始快速增長,直至達(dá)到極限荷載,且隨著箍筋量的增加,該曲線的下降段越緩.

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves

通過分析圖6數(shù)據(jù)曲線,雙層約束筋和單層約束筋約束相同強(qiáng)度等級(jí)的非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形柱,雙層筋可以適當(dāng)提高試件的極限承載能力.雙層配箍比單層配箍的承載力提高了12 %～20 %,并且變形性能提高了25 %,從而提高了柱的延性.

因此可以得出結(jié)論:雙層螺旋箍筋約束的非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形軸心受壓構(gòu)件,可以提高試件的極限承載能力和變形能力.

2 非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷敛牧狭W(xué)性能試驗(yàn)

依據(jù)《輕集料混凝土應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》優(yōu)化配合比設(shè)計(jì)出C30非燒結(jié)粉煤灰陶粒混凝土,水泥采用標(biāo)號(hào)為42.5普通硅酸鹽水泥,以及采用粒徑分別為5 mm～16 mm和3mm～4 mm的非燒結(jié)粉煤灰陶粒和陶砂,外加劑有粉煤灰、聚羧酸高效減水劑.

試驗(yàn)制作150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試件以及150 mm×150 mm×150 mm立方體試件各3塊.在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d.試驗(yàn)如圖7所示.測定非燒結(jié)粉煤灰陶粒混凝土軸心抗壓強(qiáng)度、立方體抗壓強(qiáng)度以及彈性模量見表2.

表2 非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷凛S心抗壓強(qiáng)度、立方體抗壓強(qiáng)度以及彈性模量所測平均值Table 2 Average values of axial compressive strength, cube compressive strength and elastic modulus of non sintered fly ash ceramsite concrete

圖7 非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷猎噳K抗壓強(qiáng)度Fig.7 Compressive strength of non sintered fly ash ceramsite concrete test block

3 有限元模擬

3.1 建立模型

為了更加方便、高效、準(zhǔn)確地分析構(gòu)件的承重以及變形能力,應(yīng)用ABAQUS模擬構(gòu)件模型[10]以及模型網(wǎng)格劃分.對(duì)于混凝土模型采用3D實(shí)體單元拉伸形式，并根據(jù)全輕混凝土標(biāo)號(hào)推出其本構(gòu)關(guān)系，如C30非燒結(jié)粉煤灰陶粒混凝土的質(zhì)量密度為1 674 kg/m3左右，彈性模量取3.02×104MPa，泊松比取0.2，內(nèi)外縱筋采用3D平面桁架單元形式建模，間距跟據(jù)不同試驗(yàn)試件進(jìn)行調(diào)整，內(nèi)外層箍筋采用3D實(shí)體旋轉(zhuǎn)成螺旋形式.非燒結(jié)粉煤灰陶粒全輕混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程采用文獻(xiàn)[11]提出的輕骨料混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系方程如式(1)：

(1)

鋼筋和混凝土間相互連接形式采用嵌入式，將二者結(jié)合.首先在實(shí)例上創(chuàng)建種子的個(gè)數(shù)要恰當(dāng)，規(guī)范網(wǎng)格劃分的精度，避免出現(xiàn)計(jì)算時(shí)結(jié)果過于精細(xì)或者過于粗糙的問題;其次將每個(gè)實(shí)例設(shè)置為非獨(dú)立，這樣在劃分網(wǎng)格時(shí)可以采用不同的方式進(jìn)行劃分，避免出現(xiàn)無法對(duì)個(gè)別單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格的情況.構(gòu)件網(wǎng)格劃分見圖8.

3.2 有限元模擬結(jié)果分析

通過ABAQUS模擬可建立真實(shí)的鋼筋骨架及節(jié)點(diǎn)連接.通過運(yùn)行結(jié)果得出雙層螺旋箍筋約束下的非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形柱軸心受壓構(gòu)件應(yīng)力云圖及荷載-位移曲線,如圖9、圖10所示.

圖9表明模擬的破壞位置與試驗(yàn)破壞位置基本相同,并且說明雙層箍筋可以很好地提高圓柱的承載力和變形能力.

通過圖10的模擬曲線與真實(shí)荷載作用下的位移-荷載曲線可以看出,模擬結(jié)果與真實(shí)荷載作用下的結(jié)果基本一致.

圖8 構(gòu)件網(wǎng)格劃分 圖9 柱的應(yīng)力云圖 圖10 模擬與試驗(yàn)的荷載-位移曲線Fig.8 Component meshing Fig.9 Stress nephogram of column Fig.10 Load displacement curveof simulation and test

4 影響因素分析

4.1 箍筋形式

通過觀察試驗(yàn)及數(shù)據(jù)得出:雙層螺旋箍筋約束非燒結(jié)粉煤灰陶粒混凝土圓形試件的承載力優(yōu)于普通螺旋箍筋約束非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷翀A形試件的承載力,且柱的抗彎穩(wěn)定性明顯高于普通單層約束柱,所以雙層加固的箍筋可以更好地提高混凝土柱的承載能力及變形能力.

4.2 內(nèi)層螺旋箍筋間距

保持外層箍筋之間的距離不變,改變構(gòu)件內(nèi)層箍筋之間的間距.通過對(duì)試件1和試件2荷載-位移曲線的思考,可以更直接地分析該曲線的下降段.隨著內(nèi)層箍筋間距的減小,下降段會(huì)變得更加緩和，故可以得出結(jié)論:改變內(nèi)層箍筋的間距對(duì)承重構(gòu)件的變形能力有很大幫助,可以使變形能力提升10 %.隨著里面箍筋間距的減小而提高承重構(gòu)件的穩(wěn)定性.

4.3 外層螺旋箍筋間距

內(nèi)層箍筋之間距離不變,改變最外層箍筋的間距.分析試件1和試件3的荷載-位移曲線,通過觀察分析該圖形的下降段可以看出，隨著最外層箍筋間距的縮進(jìn),下降段會(huì)由陡峭向平緩發(fā)展.因此可以得出結(jié)論:改變最外層箍筋的間距對(duì)改善圓形混凝土試件的穩(wěn)定性及延性有較大好處,使變形能力提升30 %.圓形混凝土試件的變形能力隨著外層箍筋間距的減小而有所提高.

5 結(jié)論

雙層螺旋箍筋柱是一種新的鋼筋綁扎形式,其特點(diǎn)包括內(nèi)層和外層兩層箍筋,橫截面的混凝土處于3種不同的約束狀態(tài)，即無約束、外層約束和兩層共同約束.此試件采用了新型材料其性能表現(xiàn)優(yōu)異且制作簡單,可以在地震多發(fā)區(qū)域以及高層建筑中使用.通過試驗(yàn)以及ABAQUS模擬分析得出以下結(jié)論:

(1) 雙層的破壞形態(tài)和傳統(tǒng)的單層破壞形態(tài)類似,可以分為兩類破壞形式，即壓碎破壞和壓剪破壞.且隨著箍筋總量的增加,試件的破壞形態(tài)會(huì)由壓剪破壞向壓碎破壞轉(zhuǎn)變.在一定區(qū)間內(nèi)提高配箍率可以改善構(gòu)件的強(qiáng)度和延性,但超過一定范圍反而下降.

(2) 通過對(duì)雙層箍筋的荷載-位移曲線的分析,曲線的上升段和傳統(tǒng)的單層構(gòu)件類似,下降段比普通箍筋混凝土柱更加平緩,說明通過雙層箍筋可以提高混凝土柱的延性.

(3) 非燒結(jié)粉煤灰陶?？梢源娉Ｒ?guī)粗骨料和細(xì)骨料，且通過雙層箍筋可以增加試件的變形性能，同時(shí)可以提高試件的承載力.在雙層箍筋非燒結(jié)粉煤灰陶?；炷林须p層配箍比單層配箍的承載力提高了12 %～20 %,并且變形性能提高了25 %.