阿里甫江·夏木西 阿依德尼古麗·都曼 柳才堅

(新疆大學建筑工程學院, 烏魯木齊 830017)

隨著大量的老舊建筑物的拆遷、改造和新結構的建造,產生的建筑垃圾和耗費的建筑材料越來越多。為了實現(xiàn)材料的循環(huán)利用,廢棄混凝土的回收應用成為了研究熱點。與普通混凝土相比,再生混凝土(Recycled Aggregate Concrete,RAC)具有脆性大、表面粗糙微裂縫多等自身缺陷,使得其在應用上受到了限制[1]。因此,研究者們?yōu)楦纳圃偕炷恋男阅?將鋼管與RAC結合得到鋼管再生混凝土(Recycled Aggregate Concrete-Filled Steel Tube,RACFST)。RACFST是利用鋼管給內部再生混凝土提供約束作用,從而彌補了再生混凝土因脆性大等缺陷產生的負面影響[2]。但相比于鋼管混凝土(Concrete-Filled Steel Tube,CFST),RACFST的承載力、延性和剛度等力學性能相對較差,且隨著再生骨料取代率的增加這種差距越大[3-5],從而限制了再生混凝土廣泛利用。為了改善RACFST以上弊端,研究者們采取不同方式,如內配工字型[6]和H型鋼[7]、設置加勁肋和栓釘[8]等。配筋鋼管再生混凝土(Reinforcement and Recycled Aggregate Concrete-Filled Steel Tube,R-RACFST)是在RACFST內配置鋼筋的新型組合結構。根據(jù)既有研究可知,配筋鋼管混凝土內配的鋼筋產生的二重約束作用不但可以顯著地增加承載力,而且還可以明顯地提高套箍效應及最大荷載后的塑性變形[9-12]。因而在RACFST內配置鋼筋,可以降低或抵消再生骨料取代率對RACFST性能產生的影響。但目前關于R-RACFST的研究尚處于起步階段,且研究主要集中于有限元分析方面[13-14]。因此,以達到100%利用再生粗骨料為目的,以縱筋配筋率為參數(shù)開展了試驗研究。

1 試驗概述

1.1 試件設計

根據(jù)T/CECS 625—2019《鋼管再生混凝土結構技術規(guī)程》[15]對短柱高徑比的規(guī)定(H/D≤4定義為短柱)和以往的相關試驗短柱試件(高度取為截面直徑的3倍)確定本試驗試件高徑比為3。設計了14個直徑D=165 mm,高H=500 mm的圓形截面試件,其中包括:對應各配筋率的R-RACFST(試件標識R-RCF),以及RACFST(試件標識RCF)、CFST(試件標識CF)對比試件,對應各組準備重復試件2根。R-RACFST試件采用5種縱筋配筋率,縱筋直徑dr分別為6,8,12,14,16 mm,配筋率ρ分別為0.84%,1.49%,3.36%,4.57%,5.97%。試件構造如圖1所示,試件基本參數(shù)詳見表1。

表1 試件基本參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

圖1 測點布置及試件構造 mmFig.1 Measuring points layout and formation of specimen

1.2 試驗材料

1) 再生混凝土。

試驗再生混凝土及普通混凝土的目標強度統(tǒng)一為40 MPa,即RC40和C40,再生粗骨料取代率為100%。再生粗骨料經(jīng)顎式破碎機破碎,再用旋振篩分機篩分獲得,采用粒徑5～25 mm之間的粗骨料,普通混凝土粗骨料為同條件篩分的卵石。兩者采用相同配合比,即水泥∶水∶細骨料∶粗骨料∶減水劑=1∶0.48∶1.44∶2.67∶0.005?；炷敛捎脧娭剖綌嚢铏C,澆筑之后自然養(yǎng)護所有試件,最終28天混凝土齡期實測普通混凝土和再生混凝土立方體抗壓強度分別為fcu=42.51 MPa和fcu,r=41.01 MPa。

2) 鋼材。

根據(jù)規(guī)范常用縱筋規(guī)格確定縱筋直徑,數(shù)量統(tǒng)一取ns=6,材質均為HRB400。鋼管材質選用Q355B、壁厚t=2.3 mm的電弧直焊縫焊接的圓鋼管。箍筋采用CRB550 的冷軋鋼筋,直徑dv=4 mm,環(huán)外徑as=120 mm,間距s=50 mm。試件所用鋼管兩端均用激光切管機切割,其長度均勻,切割表面光滑。按照規(guī)范[16]要求確定鋼材拉拔試驗尺寸和方法,分別對鋼管和各縱筋進行了拉伸試驗。最終測得鋼管和縱筋的屈服強度分別為fsy=332.47 MPa和fsr=437.35 MPa,拉伸試驗曲線如圖2所示,其中εy為鋼管屈服點,即εy=1 729×10-6,此值將在后期的屈強比分析時作為確定構件屈服荷載的依據(jù)。

圖2 鋼材力學性能Fig.2 Mechanical properties of steel

圖3 試件加載裝置Fig.3 Loading devices

為了按設計間距將鋼筋籠綁扎成型,設計木質鋼筋籠模板,在此模板進行綁扎,同時考慮鋼筋籠能夠完全固定在鋼管中心部位,在鋼筋籠的上下端設置十字形支撐物,以固定鋼筋籠。為縱筋應變片的導線能夠穿出鋼管且在加載時保持導線的完整性以及不影響數(shù)據(jù)的正常采集,使用臺式鉆床在鋼管頂端的側壁開出足夠導線穿出的孔。為防止在振搗過程中鋼管底部出現(xiàn)流漿甚至骨料外漏等情況,鋼管底部放置鋼板,將鋼管和鋼板用花籃螺絲整體固定。

1.3 加載方案及測點布置

試驗加載及測點布置如圖 3所示。試驗采用YJW10000微機控制液壓伺服壓力機進行加載,采用位移控制的加載制度,加載速率為4 mm/min,最大位移統(tǒng)一限制為35 mm。應變片貼在各試件的幾何中心處,在鋼管縱向中分處,沿著環(huán)向等距四個面粘貼環(huán)向及縱向應變片,R-RACFST內部3根對稱鋼筋的豎向中心處貼縱向應變片。應變片布置詳見圖 1。

2 試驗結果與分析

2.1 破壞形態(tài)

1)剪切破壞。

由圖4可見,取代率100%的再生粗骨料對構件破壞形態(tài)影響不顯著,RACFST與CFST的最終破壞形態(tài)相似,均為剪切破壞,試件中部偏上和下端部的鋼管出現(xiàn)局部鼓曲,表明鋼管已經(jīng)屈服,兩個鼓曲部位之間出現(xiàn)顯著的剪切面。為進一步了解內部核心混凝土的破壞情況,試驗結束后將鋼管剖開,觀察內部混凝土,發(fā)現(xiàn)混凝土在鋼管出現(xiàn)剪切滑移處呈與鋼管一致的剪切破壞,混凝土已被該剪切裂縫分成兩塊,失去了整體性。試驗說明,由于內部混凝土的剪切滑移導致鋼管局部屈曲發(fā)生剪切破壞。此外,受再生粗骨料的影響,核心再生混凝土出現(xiàn)較大面積的破碎現(xiàn)象,除發(fā)生剪切破壞再生混凝土開裂外,在鋼管端部鼓曲位置的再生混凝土被壓潰并且其余部分有明顯的微裂縫,具有發(fā)生雙折剪切破壞的趨勢。

圖6 試件的平均荷載-位移曲線Fig.6 Mean curves for load-displacement of specimens

縱筋配筋率對構件的最終破壞形態(tài)影響不大,R-RACFST所有試件的最終破壞形態(tài)基本相似,均為剪切破壞。中下部鋼管出現(xiàn)局部鼓曲,表明鋼管已經(jīng)屈服,具有明顯的剪切面。觀察內部再生混凝土可以發(fā)現(xiàn),核心再生混凝土具有與外部鋼管相同的剪切滑移的趨勢,但并沒有開裂,仍能保持完整的形狀,除鋼管屈曲對應處再生混凝土有少量碎片掉落和鼓曲外,其余無鼓曲位置無可視裂縫。這是由于再生混凝土的脆性因鋼管和鋼筋籠的雙重約束作用下得到了明顯的改善,使得核心再生混凝土在受力的過程中保持完整性,與RACFST的核心再生混凝土形成了明顯的對比。

2)縱筋破壞。

為了解縱筋最終的破壞形態(tài),按剪切面將混凝土剝離,縱筋破壞形態(tài)如圖4h、4i所示?？v筋破壞形式隨著配筋率的增加而變化:當配筋率較低時(圖4h)縱筋在軸向壓力的作用下被壓彎屈服,發(fā)生了將近90°的彎折,隨著配筋率的增加,縱筋破壞形式由壓彎變?yōu)閴呵⑾蛲夤钠?圖4i)。

2.2 曲線分析

2.2.1峰值荷載分析

2.2.2荷載-位移曲線

荷載與軸向位移關系如圖 6所示,從圖中可見,CFST與RACFST的荷載-位移曲線在彈性階段基本重合,但是峰值荷載后RACFST試件的承載力下降幅度較快,說明RACFST試件塑性變形能力較差,這是因為內部再生混凝土的自身脆性和再生混凝土強度低引起的。

由圖 6可知,隨著配筋率的增加R-RACFST試件的軸向剛度增加,可以理解為內配鋼筋籠改變了混凝土的彈性模量,從而提高了構件的剛度。峰值荷載后承載力下降趨勢較RACFST有明顯的改善,趨勢更加平緩、下降速率更小,具有明顯的塑性變形。說明RACFST通過配置縱筋(即便配筋率小),不僅可以防止內部再生混凝土發(fā)生脆性破壞,達到提高構件延性的目的,而且可以提高構件的剛度及承載力。

2.2.3荷載-鋼管應變曲線

通過試件中部粘貼的縱環(huán)向應變片(圖1)獲取的應變與荷載關系如圖7所示?？梢?加載初期各試件的縱環(huán)向應變隨荷載的增加呈線性增長,但縱向應變發(fā)展較快于橫向應變,而RACFST的橫向應變比R-RACFST的橫向應變發(fā)展快,說明由于鋼筋骨架對核心再生混凝土的套箍作用延緩了核心再生混凝土的橫向膨脹,同時防止再生混凝土被壓潰。與RACFST相比,彈塑性階段后R-RACFST試件曲線更加平穩(wěn)、應變發(fā)展較慢,表明R-RACFST具有較好的變形能力。

圖7 鋼管的平均荷載-應變曲線Fig.7 Mean curves for load-strain of steel tubes

圖8 縱筋荷載-應變曲線Fig.8 Mean curves for load-strain of reinforcement

圖9 配筋率對剛度退化的影響Fig.9 Effects of reinforcement ratios on stiffness degeneration

2.2.4荷載-縱筋應變曲線

為了解不同直徑縱筋的縱向應變發(fā)展,通過縱筋幾何中心位置粘貼應變片(圖 1)的數(shù)據(jù),繪制荷載與縱筋軸向應變關系曲線,如圖 8所示。由圖可見,不同直徑的縱筋縱向應變發(fā)展有所不同,隨著縱筋配筋率的增加,縱筋應變發(fā)展速率緩慢;同時,所有配置的縱筋的應變都能在試件達到峰值荷載之前達到屈服應變,表明配筋率ρ在0.84%～5.97%時縱筋能充分發(fā)揮其強度。

2.2.5剛度退化

將實測的荷載-位移曲線(圖 6)轉化為應力-應變曲線,采用該曲線的割線模量作為試件剛度退化的指標。為了研究配筋率對鋼管再生混凝土后期剛度退化的影響,以RACFST的彈性剛度為基準,所有試件彈性剛度取6.67 GPa,并繪制剛度退化曲線如圖 9所示?？梢?CFST的剛度退化速率略小于RACFST;同時可以發(fā)現(xiàn),配了鋼筋后的試件的剛度退化速率明顯小于RACFST試件,表明配鋼筋后能有效減緩鋼管再生混凝土的剛度退化。

2.2.6屈強比

屈強比是用來判斷構件安全儲備的指標,定義為構件的屈服荷載和峰值荷載的比值,屈強比越大即比值趨于1,構件發(fā)生脆性破壞的可能性就越高。在計算屈強比時,使用如下方法確定屈服荷載:首先通過材料試驗確定鋼管的屈服應變,再從鋼管荷載-應變曲線(圖 7)中找到其對應的屈服荷載。配筋率與屈強比的關系曲線如圖10所示。

圖10 配筋率對屈強比的影響Fig.10 Effects of reinforcement ratios on overall yield-to-strength ratio

可見,配筋率在0.84%～4.57%時R-RACFST從屈服到破壞的過程較長,安全儲備較高,延性較好并且構件偏安全。當配筋率為最大時,屈強比接近RACFST試件的屈強比值,說明配筋率過大反而會降低構件的延性。

2.2.7組合效應

(1)

式中:Nexp為試件峰值荷載;Ass為鋼管橫截面面積;Acc、fck,r分別為再生混凝土橫截面面積和軸心抗壓強度標準值;Asr、fry分別為縱筋的橫截面面積和屈服強度。組合效應系數(shù)與配筋率的關系如圖 11所示。可見,所有試件的η值都大于1,可以理解為鋼管和鋼筋的二次約束效應提高了核心再生混凝土的承載力。配筋率在1.49%時η值達到最大,其后η值出現(xiàn)了明顯的下降趨勢。配筋率3.9%以后,η值比RACFST試件還低,約束效應趨于弱化,即通過增加配筋率雖然可以提高構件的承載力,但組合效應趨于劣化,對配筋率應該給予限制。就本試驗而言,配筋率的合理取值范圍在0.84%～3.9%之間。

圖11 配筋率對組合效應的影響Fig.11 Effects of reinforcement ratios on confinement effect

3 承載力分析

目前,我國對于RACFST的軸壓極限承載力計算已在T/CECS 625—2019[15]提出了基于組合強度原理的統(tǒng)一理論的公式:

NRCF=Ascfsc

(2a)

fsc=(1.14+1.02ξr)fcr

(2b)

ξr=Assfsy/Accfcr

(2c)

式中:NRCF為RACFST承載力;Asc為試件截面面積;ξr為約束效應系數(shù);Ass和Acc分別為鋼管和再生混凝土截面面積;fc,r為再生混凝土軸心抗壓強度值。

根據(jù)T/CECS 625—2019[15]可知,由于再生混凝土本身的缺陷,影響再生混凝土構件承載力的關鍵因素是再生粗骨料取代率,因而T/CECS 625—2019[15]提出RACFST再生粗骨料取代率不應大于70%。

目前缺乏取代率為100%的R-RACFST的相關其他軸心受壓試驗數(shù)據(jù),對本文試驗數(shù)據(jù)和收集既有的R-RACFST數(shù)據(jù),使用式(2)進行承載力計算,將計算結果列于表2,將試驗值與計算值的比值Δ繪制于圖 12。可以發(fā)現(xiàn):試驗值與式(2)計算值的比值最小值為1.21、最大值為1.92、平均值為1.51、標準差為0.23,說明式(2)可用于計算再生粗骨料取代率為100%的R-RACFST承載力,但其計算結果過分偏于保守。另外,還發(fā)現(xiàn)Δ隨著配筋率的增加而增大,因此計算中應考慮縱筋的影響。

表2 承載力計算結果對比Table 2 Comparisons of predicted bearing capacity

由前述分析結果可知,對于R-RACFST,內配鋼筋對構件各項力學性能提高作用是非常明顯的,能夠對核心混凝土提供約束作用進而改善核心再生混凝土的脆性并且提高承載力。因此,本文在T/CECS 625—2019提供的約束效應系數(shù)上考慮縱筋的約束效應,獲得約束效應系數(shù)為:

(3a)

因而給出R-RACFST的承載力計算式為:

NR-RCF=Ascfsc,R

(3b)

fsc,R=(1.14+1.02ξR)fck,r

(3c)

式中:Asr和fsr分別為鋼筋截面面積和屈服強度。

圖12 承載力計算結果比較Fig.12 Comparisons of predicted bearing capacity

使用修正式(3)對本文及收集數(shù)據(jù)計算承載力,列于表2,Δ繪制于圖 12。可以發(fā)現(xiàn):試驗值與式(3)的計算值的比值最小值為1.07、最大值為1.42、平均值為1.28、標準差為0.12,說明式(3)可用于計算再生粗骨料取代率為100%的R-RACFST承載力,其計算結果同樣偏保守,但較前者更合理、更穩(wěn)定。

4 結 論

通過軸心受壓試驗,研究了配筋率對R-RACFST短柱力學性能的影響機制。通過破壞形態(tài)、受力性能、剛度退化、屈強比和組合效應等方面分析,得到以下結論:

1)RACFST與CFST相比,承載力略有下降,并且構件的延性和剛度都有所降低,再生骨料自身脆性大的缺點同樣會暴露出來。

2)鋼管與內部鋼筋的雙重約束作用能有效改善核心再生混凝土的脆性破壞并且有效提高R-RACFST的承載力,且其承載力隨著配筋率的增大而增大。

3)R-RACFST達到峰值荷載之前,鋼管及配置的鋼筋均可以屈服,鋼筋充分發(fā)揮其強度并對核心再生混凝土提供約束作用,有助于減少核心再生混凝土取代率的影響,從而提高再生混凝土的強度和延性。

4)配置鋼筋后能有效減緩構件的剛度退化,當配筋率在0.84%～4.57%時R-RACFST的安全儲備較高,構件偏安全;當配筋率在1.49%時組合效應系數(shù)達到最大值,超過3.9%以后,組合效應系數(shù)值比沒有配筋的RACFST試件還低,約束效應趨于弱化。

5)為了充分利用鋼筋性能,推薦R-RACFST所用配筋率范圍為0.84%～3.9%。

6)T/CECS 625—2019公式可以計算再生粗骨料取代率為100%時的R-RACFST的承載力,但隨著配筋率的增加承載力計算值過分偏于保守。

7)修正的R-RACFST軸壓承載力計算式計算值更接近試驗值,同時離散性也低,結果穩(wěn)定可靠,更適合此類構件的承載力設計。