鋼管再生混凝土偏壓長柱靜力試驗研究

鋼管再生混凝土偏壓長柱靜力試驗研究

近年來，隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，搬遷房屋、道路翻新、新建房屋等建筑垃圾相繼出現(xiàn)。據(jù)統(tǒng)計,我國每年制造的廢棄混凝土總量超過了1360萬噸。如何科學合理地處理這些建筑垃圾,成為國內(nèi)外混凝土研究領(lǐng)域中的一個熱點問題。目前,逐漸興起的再生混凝土技術(shù)成為最快最直接處理方式。所謂再生混凝土技術(shù),它是指將廢棄混凝土塊進行回收利用,經(jīng)破碎、清洗與分級后,按一定的比例與級配混合形成再生骨料,部分或全部代替砂石等天然骨料,再加入水泥、水或部分天然骨料配制成為新混凝土的一整套技術(shù)。再生混凝土技術(shù)既能解決廢舊混凝土的處理問題,又能節(jié)省天然砂石,具有明顯的社會效益、經(jīng)濟效益和環(huán)保效益,被認為是實現(xiàn)建筑資源環(huán)境可持續(xù)發(fā)展的綠色混凝土。大量研究表明[3―4]再生混凝土基本能滿足普通混凝土的性能要求,其應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)是可行的,但由于配置高強度的再生混凝土,難度較高,故再生混凝土一般只用于非承重結(jié)構(gòu)中。鋼管再生混凝土(RecycledAggregateConcreteFilledSteelTubular,RACFST)的提出,在一定程度上改善了這種狀況。鋼管對核心再生混凝土的約束作用,使其處于三向受壓狀態(tài),再生混凝土的抗壓強度和變形能力得到提高;同時,核心再生混凝土的支撐作用,延緩或阻止了鋼管的內(nèi)凹屈曲,外部鋼管的穩(wěn)定性得到加強。國內(nèi)華南理工大學研究了鋼管再生混合短柱的軸壓、剪切性能,比較了齡期分別為7d和28d的軸壓強度、軸壓剛度和延性,考察了廢棄混凝土類型、廢棄混凝土混合比等因素對極限抗剪承載力的影響趨勢;同濟大學完成了15個鋼管約束再生混凝土圓柱試件的軸壓試驗,分析了試件的破壞特征、荷載-軸向應(yīng)變關(guān)系以及試件的橫向變形系數(shù)變化規(guī)律;福州大學研究了軸壓短柱、純彎構(gòu)件的承載力以及變形性能,并采用有限元法和纖維模型法分析試件的破壞模態(tài)和試件受力的荷載-變形全過程;四川大學通過對9個薄壁圓鋼管再生混凝土短柱和9個薄壁方鋼管再生混凝土短柱的軸壓試驗,比較了3種方法測定試件軸向變形的差異,分析了不同取代率和不同截面形式薄壁鋼管再生混凝土的破壞變形特征。國外Konno等研究了鋼管約束再生混凝土構(gòu)件的強度和變形能力,并與鋼管約束普通混凝土構(gòu)件進行了比較。本文設(shè)計了10個方鋼管再生混凝土長柱和10個圓鋼管再生混凝土長柱試件,研究其在不同骨料取代率、不同長細比、不同偏心距下的偏壓承載性能和變形性能,并采用相關(guān)規(guī)程計算兩種截面形式試件的極限承載力,通過試驗值對比,建議給出適合不同截面形式的鋼管再生混凝土偏壓長柱的極限承載力的設(shè)計規(guī)程。1試驗總結(jié)1.1混凝土導電材料本試驗所采用的材料為直焊縫焊接圓形、方形鋼管,海螺牌P.O42.5R級水泥,普通天然河砂,城市自來水以及天然粗骨料和再生粗骨料。天然粗骨料采用連續(xù)級配的碎石,再生粗骨料以服役50年后的C30混凝土電桿經(jīng)過人工破碎而得。再生粗骨料和天然粗骨料采用同一篩網(wǎng)篩分,最大粒徑為30mm,均為連續(xù)級配。再生粗骨料的取代率以0%為基準、50%為級差,混凝土試配強度為C40。對于不同骨料取代率的再生混凝土,保持水泥、自來水、砂完全相同,在粗骨料質(zhì)量不變的前提下改變天然粗骨料與再生粗骨料的組成成分?；炷恋呐浜媳燃皩崪y強度見表1。依標準試驗方法測得圓形鋼管的屈服強度、極限抗拉強度分別為345.9MPa、455.6MPa,彈性模量為2.05×105MPa,方形鋼管的屈服強度、極限抗拉強度分別為303.27MPa、394.09MPa,彈性模量為2.06×105MPa。1.2試驗構(gòu)件及設(shè)計參數(shù)設(shè)計了20個試件,其中圓鋼管和方鋼管再生混凝土偏壓長柱試件各10個,考慮了骨料取代率(γ)、長細比(λ)和偏心距(e)這3個變化參數(shù)。γ有0%、50%、100%這3種情況;圓鋼管再生混凝土試件長細比分別取31.3、38.3和52.2,偏心距分別為0mm、15mm、30mm;方鋼管再生混凝土試件長細比分別取34.64、43.3和51.96,偏心距分別為0mm、20mm、40mm。圓鋼管外徑為113.5mm,管壁厚度為3.0mm,方鋼管邊長為120mm,管壁厚度為2.45mm。鋼管切割后,首先在下端部焊接8mm厚鋼板作為端板,混凝土采用自攪拌立式澆筑的方式,經(jīng)過振搗密實,養(yǎng)護一段時間后,在上端部焊接8mm厚鋼端板,焊接前用水泥漿找平。試件設(shè)計參數(shù)見表2。其中,L為試件高度;圓鋼管試件長細比λ=4L0/D,L0為計算高度;方鋼管試件長細比,B為方鋼管邊長;套箍系數(shù)θ=Askfy/Acfck,As、Ac分別為鋼管、混凝土的截面面積,fyk、fck分別為實測的鋼管屈服強度、混凝土軸心抗壓強度;Nu為試件的極限承載力。1.3試驗方法和制度試驗采用10000kN壓力試驗機加載。試件上、下端部均用圓形鉸與壓力機連接,試件的應(yīng)變由軸向和環(huán)向應(yīng)變片測得,試件的縱向變形由設(shè)置于上、下承壓板的百分表測得,側(cè)向彎曲撓度由設(shè)在同一彎曲平面內(nèi)的百分表測得,試驗裝置見圖1、圖2。采用荷載和位移混合控制的加載制度。在荷載達到預(yù)估極限荷載Pu以前,以分級加載,每級取預(yù)估極限荷載的1/20,并持荷2min~3min;試件接近預(yù)估極限破壞時則轉(zhuǎn)為位移控制,控制的位移級差為1mm,當承載能力開始下降時,慢速加載,直至試件的承載力下降至70%Pu,試驗結(jié)束。2試驗結(jié)果及分析2.1破壞形態(tài)分析試件的破壞過程均表現(xiàn)為彈性、彈塑性和破壞3個階段。加載初期,試件處于彈性階段,鋼管應(yīng)力較小;當荷載增加到(60%~80%)Pu時,鋼管端部表面上出現(xiàn)屈服線,尤其是方鋼管再生混凝土試件,端部屈服線較為明顯;加載末期,因圓鋼管對核心混凝土的約束效應(yīng)較強,受長細比影響,破壞發(fā)生在試件中部。破壞時試件整體屈曲失穩(wěn),但鋼管已達到屈服應(yīng)變,其破壞形態(tài)屬于彈塑性失穩(wěn)破壞;而對于方鋼管再生混凝土試件S-1、試件S-2、試件S-3、試件S-4、試件S-5、試件S-6,因方鋼管對核心混凝土的約束效應(yīng)較弱,且長細比較小,端部屈曲,但鋼管亦達到屈服應(yīng)變,出現(xiàn)彈塑性失穩(wěn)破壞,而試件S-8、試件S-9、試件S-10因長細比較大,受二階效應(yīng)影響,端部屈曲較輕,試件主要因中部撓度過大而發(fā)生整體屈曲失穩(wěn)破壞,試件S-7長細比雖大,但與試件S-14相比,偏心距較小,發(fā)生了局部屈曲失穩(wěn)破壞。對于方鋼管再生混凝土試件,不論是整體屈曲失穩(wěn)破壞亦或是局部屈曲失穩(wěn)破壞,鋼管應(yīng)變均達到了屈服應(yīng)變,破壞形態(tài)屬于彈塑性失穩(wěn)破壞。各試件外部鋼管的破壞形態(tài)見圖3,核心混凝土的破壞形態(tài)見圖4。2.2荷載—荷載-位移關(guān)系曲線利用試件側(cè)面位移計獲取偏心受壓試件的軸向荷載-跨中側(cè)向位移(N-f)曲線,如圖5、圖6所示。可以看出,實測的試件荷載-跨中側(cè)向位移曲線形狀較為相似,隨著荷載的增加,側(cè)向撓度不斷增大,達到極限荷載之后,荷載下降較為平緩,側(cè)向撓度增大較快。從圖5、圖6中還可以看出,圓鋼管再生混凝土試件曲線圖形較為飽滿,而方鋼管再生混凝土試件曲線圖形大部分出現(xiàn)了尖點,延性弱于圓鋼管再生混凝土試件。而且,同一截面形式、不同偏心距下,曲線圖形的飽滿程度亦不一樣。對于圓鋼管再生混凝土試件,偏心距較大的試件延性小于偏心距較小的試件,對于方鋼管再生混凝土試件,偏心距較大的試件延性大于偏心距較小的試件。2.3偏壓試驗的拉應(yīng)變值通過試件中部粘貼的應(yīng)變計可獲取偏壓試件加載過程中的軸向應(yīng)變,實測荷載-軸向應(yīng)變(N-ε)曲線如圖7~圖10所示,其中,圖中1~5表示鋼管跨中豎向應(yīng)變片讀數(shù),具體粘貼位置見圖1。可見:1)不論是圓形RACFST試件或是方形RACFST試件,偏壓試件破壞時截面的應(yīng)變部分受壓、部分受拉,受壓應(yīng)變均達到了屈服應(yīng)變,受拉應(yīng)變計的數(shù)量與偏心矩有關(guān)。偏心距越大,處于受拉狀態(tài)的應(yīng)變計數(shù)量越多,并且破壞時的拉應(yīng)變值也越高,且圓形RACFST試件的拉應(yīng)變基本上全部達到了屈服應(yīng)變,而方形RACFST試件的拉應(yīng)變部分達到了屈服應(yīng)變。2)對比兩種截面形式的荷載-應(yīng)變曲線,不管是受壓應(yīng)變或者是受拉應(yīng)變,只有圓形試件出現(xiàn)了較長的流幅,其原因是圓形鋼管與核心混凝土協(xié)同工作性能好,其對核心混凝土的約束效果較優(yōu),外部鋼管受力較為均勻,鋼材性能得到充分發(fā)揮。2.4鋼管環(huán)向拉應(yīng)變曲線通過在試件中部粘貼的環(huán)向應(yīng)變片獲取了偏壓試件在受力過程中的圓形試件、方形試件的環(huán)向應(yīng)變值,試驗實測的圓形試件荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線如圖11所示。圖11中,荷載較小時,荷載與鋼管環(huán)向應(yīng)變之間基本保持線性發(fā)展關(guān)系,但當荷載接近(0.7~0.8)Pu時,開始轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性,并且對應(yīng)的臨界值與試件的偏心距有關(guān),偏心距越大,試件的臨界轉(zhuǎn)變荷載值小,偏心距e=30mm時,臨界轉(zhuǎn)變荷載值約為0.7Pu,偏心距e=15mm時,臨界轉(zhuǎn)變荷載值約為0.8Pu,其主要原因是這可能與偏心矩較大時,處于受壓側(cè)混凝土較早地被壓碎有關(guān)。當試件達到Pu時,偏壓試件的鋼管環(huán)向拉應(yīng)變值均能達到屈服值。試驗實測方形試件荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線如圖12所示。圖12中,從加載開始到試件達到極限承載力,荷載與鋼管環(huán)向應(yīng)變之間基本保持線性發(fā)展關(guān)系,環(huán)向應(yīng)變并沒有經(jīng)歷塑性發(fā)展階段,其主要原因是方鋼管對核心混凝土的約束作用較弱,使外部鋼管受到的切向拉應(yīng)力不均勻,方鋼管材料性能發(fā)揮不充分,但環(huán)向應(yīng)變均達到了屈服應(yīng)變。2.5混凝土加載過程中平均應(yīng)變選取有代表性的試件C-7、試件C-8、試件S-7、試件S-8分析應(yīng)變沿截面高度分布情況,如圖13所示?？梢钥闯?在加載過程中跨中截面平均應(yīng)變基本符合平截面假定。加載初期,平均應(yīng)變的線性關(guān)系優(yōu)于加載后期,表明鋼管與再生混凝土協(xié)同工作性能較好;加載末期,受破壞形態(tài)的影響,應(yīng)變沿截面高度分布呈現(xiàn)出非線性發(fā)展的趨勢。3影響因素分析3.1不同取代率對極限承載力的影響圖14分別給出了相同長細比、相同偏心距下,圓形試件與方形試件極限承載力隨取代率的變化情況。圖14(a)中,e=15mm時,取代率分別為0%、50%、100%的試件的極限承載力變化幅度為-0.8%、-9.3%,e=30mm時,取代率分別為0%、50%、100%的試件的極限承載力變化幅度為14.0%、-13.8%;圖14(b)中,e=20mm時,取代率分別為0%、50%、100%的試件的極限承載力變化幅度為-4.7%、0.5%,e=40mm時,取代率分別為0%、50%、100%的試件的極限承載力變化幅度為10.2%、-1.7%?？梢?對于圓形RACFST試件和方形RACFST試件,取代率對極限承載力有一定影響,但并不顯著,沒有明顯的統(tǒng)一規(guī)律。圖15分別給出了長細比λ=38.26時,相同偏心距不同取代率的圓鋼管試件荷載與撓度曲線。圖16分別為λ=34.64時,相同偏心距不同取代率的方鋼管試件荷載與撓度曲線?？梢钥闯?偏心距和長細比相同,不同取代率的鋼管再生混凝土偏壓柱的荷載與中部側(cè)向撓度關(guān)系走勢基本一致。當接近破壞時,試件的側(cè)向變形發(fā)展很快,下降段曲線平緩,延性較好。其中對于取代率為100%的試件,較其他試件更為緩慢,呈現(xiàn)隨著取代率的提高,再生混凝土的延性略有增強的現(xiàn)象,這可能與再生粗骨料表面粘附著舊的水泥膠體具有更好的耗能能力有關(guān)。3.2極限承載力變化圖17分別給出了所有取代率100%圓形、方形試件在不同偏心距、長細比下的極限承載力。圖17(a)中,試件C-5、試件C-7、試件C-9的極限承載力變化幅度為-5.0%、-5.6%,試件C-6、試件C-8、試件C-10的極限承載力變化幅度為-8.7%、-4.6%;圖17(b)中,試件S-5、試件S-7、試件S-9的極限承載力變化幅度為0.3%、-8.3%,試件S-6、試件S-8、試件S-10的極限承載力變化幅度為-6.0%、-5.5%?？梢?在相同偏心距相同取代率下,試件的極限承載力均隨長細比增加而逐漸降低。3.3不同偏心距的極限承載力差異圖17分別為骨料取代率為100%的不同長細比的圓形試件和方形試件在不同偏心距下的極限承載力對比圖。圖17(a)中,對于λ=31.30的試件,當偏心距由15mm增大到30mm時,極限承載力下降幅度約為22.9%;對于λ=38.26的試件,當偏心距由15mm增大到30mm時,極限承載力下降幅度約為25.9%;對于λ=52.17的試件,當偏心距由15mm增大到30mm時,極限承載力下降幅度為25.1%。圖17(b)中,對于λ=34.64的試件,當偏心距由20mm增大到40mm時,極限承載力下降幅度約為25.5%;對于λ=43.3的試件,當偏心距由20mm增大到40mm時,極限承載力下降幅度約為30.2%;對于λ=51.96的試件,當偏心距由20mm增大到40mm時,極限承載力下降幅度約為28%。由此可見,不論是圓形RACFST試件抑或是方形RACFST試件,在取代率和長細比相同的情況下,隨著偏心距的增大,極限承載力下降。綜合上述3.2節(jié)分析可知,在長細比和偏心距之間,極限承載力對偏心距更加敏感,即偏心距是影響極限承載力的主要因素。4試驗結(jié)果與分析目前,國內(nèi)外對鋼管再生混凝土進行了大量研究并取得了一定成果,各國均編寫了相關(guān)規(guī)范,如我國關(guān)于圓鋼管混凝土規(guī)程的CECS28:99,DBJ13-51-2003,DL/T5085-1999;方鋼管混凝土規(guī)程CECS159:2004,DBJ13-51-2003,GJB4142-2000(2001);美國規(guī)范AISC-LRFD(1999),英國規(guī)范BS5400(2005)以及日本規(guī)范AIJ1997等。本文基于試驗實測數(shù)據(jù),利用上述各規(guī)范或規(guī)程,計算試件的極限承載力,并將計算結(jié)果Nuc與實測結(jié)果Nut進行對比分析,圓形試件對比結(jié)果及統(tǒng)計特征值見表3、表4,方形試件對比結(jié)果及統(tǒng)計特征值見表5、表6。由表3、表4可見,規(guī)程AISC-LRFD(1999)、BS5400(2005)計算結(jié)果比試驗實測結(jié)果小,偏于保守。而由規(guī)程CECS28:90、DL/T5085-1999、DBJ13-51-2003以及AIJ1997計算得到的圓形RACFST試件的極限承載力與試驗實測數(shù)據(jù)離散性不大,吻合較好。但規(guī)程CECS28:90、AIJ1997計算結(jié)果出現(xiàn)試驗值小于計算值情況,容易引起安全隱患,建議采用DL/T5085-1999和DBJ13-51-2003設(shè)計圓形RACFST偏壓試件的極限承載力。由表5、表6可見,規(guī)程AISC-LRFD(1999)、BS5400(2005)、AIJ1997計算結(jié)果大幅度地小于試驗結(jié)果,設(shè)計偏于保守。而由規(guī)程CECS159:2004、GJB4142-2000(2001)、DBJ13-51-2003計算得到的方形RACFST試