基金项目:辽宁省高等学校创新团队基金资助项目(LT201911); 辽宁省教育厅基金资助项目(lnjc202023)
第一作者:王建超(1981—),男,博士,副教授,主要从事再生混凝土力学性能方面的研究.E-mail:wangjianchao005@163.com
(1.沈阳建筑大学 土木工程学院,辽宁 沈阳 110168; 2.华博建筑设计院,辽宁 沈阳 110000)
(1.School of Civil Engineering, Shenyang Jianzhu University, Shenyang 110168, China; 2.Shenyang Architectural Design Co., Ltd., Shenyang 110000, China)
steel pipe self compacting concrete; eccentric compression; experimental study; bearing capacity calculation; regenerated block
DOI: 10.15986/j.1006-7930.2022.03.003
自从进入21世纪以来,我国开始了大规模基建,到近年来提出的“可持续发展”战略.对于建筑行业来说,随着科技的进步,各类建筑层出不穷,并伴随产生大量建筑废料.因此,近年来再生混凝土受到了大量学者的研究[1-3],但是,由于再生混凝土的制备需要消耗较多资源以及对设备损耗较大,所以,解决资源问题势在必行.为解决在实际应用过程中再生块体存在的上述问题,我们通过将块体粒径变大的方式,减少在制作再生块体的过程中对环境产生的污染以及能耗问题.国内学者吴波课题组[4-8]已经进行了部分研究,将废弃混凝土破碎成了大的节段型与混凝土组成再生块体混凝土结构.并对其进行实验研究,探究了应用于钢管混凝土、混凝土板等结构中的力学性能.文献[4]将再生混凝土大骨料块体与节段混入钢管混凝土短柱中进行了轴压试验,探究了薄壁钢管再生混合短柱的力学性能.文献[5]将再生大骨料应用于混凝土板中,得出了再生大骨料混凝土板的承载力折减系数为0.95的结论.文献[6]探究了再生大骨料与自密实混凝土混合后试件的力学性能,提出了试件组合强度和峰值应变的计算方法.文献[7]通过采用大尺度废弃混凝土掺入钢管混凝土短柱、钢板混合墙和组合楼板中进行了力学性能探究.文献[8]将节段型再生骨料掺入到薄壁钢管中,并对其轴压性能进行了试验研究,结果表明该种结构的承载力与薄壁钢管再生混凝土承载力相当.
目前国内针对自密实混凝土已经出版了相应的规范[12].冯乃谦、徐仁崇、余志武等[13-15]针对自密实混凝土的配合比进行了有关研究,并对自密实混凝土进行多种方式的力学测试,均能满足要求.安雪晖等[16]指出高性能自密实混凝土的造价从常规混凝土的1.5倍到目前下降到1.1~1.2倍,经济效益更加明显.文献[17]通过提出了一个理论模型,研究了自密实混凝土的填充能力对质量的影响; 文献[18]研究了在火灾情况下温度升高对自密实混凝土的影响,给出了自密实混凝土在高温状态下的应力-应变本构关系.
国外学者Anatoly L等[19]研究发现,在钢管中加入自密实混凝土可以使自密实混凝土试件强度提高10%左右,同时,试件的弹性极限可以提高20%~33%,在预应力试件中效果更加明显; 学者YU Feng[20]经过试验研究发现再生粗骨料自密实钢管混凝土柱在偏压状态下,偏压长柱发生屈曲破坏,而短柱发生鼓形屈曲破坏; Leila Shahryari[21]研究了在自密实混凝土中加入再生骨料与高炉矿渣对力学性能的影响.并进行多种方式的实验对比,研究表明,再生粗骨料对自密实混凝土力学性能产生的正面影响大于再生细骨料.
根据以上学者的研究成果,对再生块体的应用提出了一种新的方法.为保证钢管内部混凝土的浇筑质量,本文采用分层浇筑的方法以提高试验的准确性.首先在钢管中逐层放入粒径为50~100 mm的再生块体,然后分层浇筑自密实混凝土,待养护完成.最后形成钢管-RBSCC(钢管再生块体自密实混凝土).本文通过改变再生块体(RB)粒径、再生块体强度、自密实混凝土(SCC)强度、偏心距、钢管壁厚等参数,共制作了12根试件.用以研究钢管-RBSCC短柱在偏压状态下,上述参数变化对极限承载力的影响规律.通过对12根试件试验数据的比较分析,给出了针对钢管-RBSCC构件偏心受压承载力的计算方法.
(1)钢管用Q235号钢材,设计使用t=4、5、6 mm三种壁厚,其各项参数的实测值见表1.
(2)再生块体取自本校结构实验室的废弃混凝土构件,废弃构件按原设计强度分为C30、C40、C50,龄期在0.5~1 a之间,考虑到多数废弃构件不满足钻芯要求,我们采用回弹法进行无损检测,测得废弃混凝土构件强度分别为30.2 MPa、47.5 MPa、53.8 MPa,随后进行机械破碎,对个别不规则大碎块进行人工破碎,并筛分成50~70 mm、70~85 mm、85~100 mm三个粒径范围,如图1所示.
(3)采用42.5普通硅酸盐水泥,一级粉煤灰,二级中区砂,5~10 mm碎石,聚羧酸系高性能减水剂原液(液体,掺量为胶凝材料质量的2%),具体参数见表2.
设计制作长径比为L/D=3的12根偏压短柱试件.设计参数有再生块体粒径、自密实混凝土强度、再生块体强度、轴向力偏心距、钢管壁厚.表3为偏压试件设计分组.
首先保持钢管对中,焊接试件的下盖板,随后放置再生块体,在放置前需将再生块体在前一天放入水中浸泡24 h,然后拿出放置饱和面干,目的是防止再生块体吸水率过高对实验数据的准确性产生影响.然后浇筑20 mm的自密实混凝土,再放1层再生块体,以此为循环直至浇筑完成,然后养护28 d,最后焊接上盖板.见图2.
50~70 mm、70~85 mm、85~100 mm三个粒径区间的再生块体混入量分别为37.56%、34.34%、31.09%.混入量为再生块体与浇筑后去除钢管后试件的总质量之比.试件养护见图3.
为了对试件进行组合强度验证,本文通过改变再生块体、自密实混凝土的强度,以及调整两者掺入量比例的方式来研究对组合强度的影响,采用上述三种调整方式浇筑成5组150 mm的立方体试块,每组3块,薄膜覆盖标准养护28 d.具体参数见表4.
对再生混合构件进行组合强度计算,可采用吴波[5.9]给出的组合强度公式(1)进行计算.
式中:fcu,com为混合混凝土实测强度; fcu,new为新拌混凝土实测强度; fcu,old为废弃混凝土实测强度.
由表4中强度差值可知,用吴波给出的组合强度公式与实验真实数据相差不大,说明可以用公式(1)对试件的抗压强度进行计算.
偏心受压试验在5 000 kN压力机上进行,用刀铰控制偏心距.首先在加载板上下两端各设置1个竖向位移计,共计2个竖向位移计.然后在试件上设置4个测点,每个测点打磨光亮,用502胶水贴横竖两片电阻应变片,共计8个应变片.四个测点分布在钢管的四个方向.最后在试件受拉侧四分点处分别设置1个横向位移计,共计3个横向位移计.如图4所示.
在实验之前,为检查测试仪器设备、位移计、应变片的工作情况及数据读取情况是否存在异常,可先进行预加载.随后进行分级加载,前期加载迅速,每级加载为极限荷载的1/15,直至加载到预估极限承载力的70%左右,载荷时间大约三 min.第二阶段加载缓慢,加载后期接近预估极限承载力,此阶段需缓慢持续地加载并进行数据采集,加载过快会对后期数据质量产生影响.直到试件主体发生较大的变形时停止加载.
当P2~P11试件加载到极限承载力的75%左右、P0和P1试件加载到极限承载力的80%左右时,试件端部附近均开始出现屈曲现象,并且表面开始出现覆盖物,随着荷载的持续增加,铁锈慢慢剥离掉落,并且钢管内部出现轻微声响.荷载继续增加,P0、P1试件受压区高度1/3和2/3处发生鼓曲变形且逐渐明显,P2~P11试件受压区高度1/3、1/2、2/3处发生鼓曲变形且逐渐明显,并且钢管内部出现明显声响.试件达到最大承载力,所有构件均为强度破坏,其中P0、P1试件挠曲的变形相对较小,P2、P4~P11试件表现出一定的挠曲变形,P3试件挠曲变形相对较大.
每个试件的具体变形如图5所示.
钢管表面剥开后内部典型破坏如图6所示.由图6可见,内部RBSCC浇筑良好.受压侧混凝土被压碎但是被钢管压实鼓起.在受拉侧混凝土无混凝土压碎现象,在试件中部有垂直于试件高度方向的裂缝向两端延伸,并且越来越短.可见钢管对核心RBSCC有紧箍力的作用,但是受压区钢管的紧箍力要远大于受拉区.
(1)轴向力偏心距对荷载-柱中侧向挠度曲线的影响
图7(a)为钢管-RBSCC偏心受压短柱极限承载力随偏心距的变化曲线.从曲线上可以看出,当偏心距为0 mm时,极限承载力为2 893 kN; 当偏心距为20 mm时,极限承载力为2 120 kN,比偏心距为0 mm时减小26.7%.当偏心距为40 mm时,极限承载力为1 624 kN; 比偏心距为0 mm时减小43.9%.当偏心距为60 mm时,极限承载力为1 354 kN,比偏心距为0 mm时减小53.2%.从以上数据可知,试件的极限承载力随偏心距的增加而减小;
(2)含钢率对荷载-柱中侧向挠度曲线的影响
图7(b)为钢管-RBSCC偏心受压短柱极限承载力随含钢率的变化曲线.从曲线上可以看出,当含钢率为8.01%(钢管实测壁厚t=3.78 mm)时,试件的极限承载力为1 590 kN.当含钢率为9.33%(钢管实测壁厚t=4.36 mm)时,试件的极限承载力为1 635 kN,比含钢率为8.01%时增加2.83%.当含钢率为12.55%(钢管实测壁厚=5.74 mm)时,试件的极限承载力为1 750 kN,比含钢率为8.01%时增加10.06%.从以上数据可知,钢管-RBSCC偏压短柱极限承载力随着管壁厚度的增加而增加;
(3)再生块体粒径对荷载-柱中侧向挠度曲线的影响
图7(c)为钢管-RBSCC偏心受压短柱极限承载力随再生块体粒径的变化曲线.从曲线上可以看出,试件的极限承载力随着粒径的增大而呈现增大趋势,当再生块体粒径区间为50~70 mm时,试件的极限承载力为1 627 kN; 当再生块体粒径区间为70~85 mm时,试件的极限承载力为1 635 kN,相比再生块体粒径区间为50~70 mm时提高0.5%; 当再生块体粒径区间为85~100 mm时,试件的极限承载力为1 655 kN,相比再生块体粒径区间为50~70 mm时提高1.7%.即试件的极限承载力随着再生块体粒径增大而提高,但是再生块体粒径对试件极限承载力的影响并不大;
(4)再生块体强度对荷载-柱中侧向挠度曲线的影响
图7(d)为钢管-RBSCC偏心受压短柱极限承载力随再生块体强度的变化曲线.从曲线上可以看出,当再生块体强度分别为30.2 MPa、47.5 MPa、53.8 MPa时,极限承载力为1 540 kN、1 635 kN、1 778 kN; 后两个试件的极限承载力相继提升了6.2%和15.5%.由此可知,随着再生块体强度的提高,钢管-RBSCC偏心受压短柱的承载力增大;
(5)自密实混凝土强度对荷载-柱中侧向挠度曲线的影响
图7(e)为钢管-RBSCC偏心受压短柱极限承载力随自密实混凝土强度的变化曲线.从曲线上可以看出,当自密实混凝土强度为51.3 MPa、55.3 MPa、62.0 MPa时,试件极限承载力分别为1 569 kN、1 605 kN、1 635 kN.后两个试件的极限承载力相继提升了2.3%和4.2%.由此可知,随着自密实混凝土强度的提高,钢管-RBSCC偏心受压短柱的承载力增大.
图8所示为所有试件在偏心受压状态下受拉侧和受压侧柱中处应变随荷载的变化曲线.图中每个试件均给出两条曲线,其中压应变为负,拉应变为正.通过图像可以看出,基本分为两个阶段,第一阶段为线性阶段(小于极限荷载的80%阶段),荷载-纵向应变基本保持线性,为弹性阶段.第二阶段为非线性阶段(大于极限荷载的80%阶段),试件进入弹塑性阶段,在达到极限荷载后,设备加载值产生轻微波动,表示钢管开始屈服,应变急速增加.对于偏心距为20 mm的试件,初始弯矩较小,加载初期试件整体为受压状态,随着荷载的继续增加,由于压弯作用试件开始发生侧向弯曲,受拉侧的压应变越来越小逐渐转为拉应变.对于偏心距为40 mm和60 mm的试件,由于初始弯矩比较大,所以在加载初期存在受拉区.随着荷载的持续增加,试件的拉应变急速增加.极限荷载以后,荷载-纵向应变曲线开始下降,表明中和轴逐渐开始偏向受压区,核心混凝土裂缝区域扩大.通过对比可以看出,由于钢管对混凝土的约束性提高了混凝土的抗压性能,使得受拉区比受压区的应变值更小,同时,偏压柱的受压区变形能力也优于受拉区.钢管在荷载增长缓慢时应变继续增大,表明钢管的延性性能得到了良好的发挥.
本文参考相关研究成果[10-11],给出其具体计算方法.
N0=φcNu (2)
式中:N0偏压承载力; φc偏心折减系数,按式(6)、(7)计算; Nu轴压承载力,按式(3)、(4)计算.
当ξc≤1.235时
Nu=Acfc(1+2ξc) (3)
当ξc≥1.235时
式中:ξc约束效应系数,按式(5)计算; Ac截面混凝土面积; Ay截面钢管面积; fc混凝土轴心抗压强度,MPa; fy钢管的屈服强度,MPa.
当e0/rc≤1.55时
当e0/rc≥1.55时,
φc=0.4/e0·r-1c (7)
式中:rc试件截面半径,mm; e0初始偏心距,mm.
按照上式计算的钢管-RBSCC的偏心受压承载力列于表3.通过对比发现,本文给出的计算方法可以用于该种构件的承载力计算.
本文针对钢管-RBSCC短柱开展了偏心受压试验研究,得到主要结论如下:
(1)钢管-RBSCC短柱偏心受压承载力随偏心距的增加而减小,随含钢率、再生块体粒径、再生块体强度、自密实混凝土强度的增加而增加; 对承载力的影响从大到小依次为偏心距、含钢率、再生块体强度和自密实混凝土强度,再生块体粒径对其承载力影响可以忽略;
(2)本文建议的钢管-RBSCC短柱偏心受压承载力计算方法可以用于该类结构的计算,为废弃混凝土的工程应用提供了一种途径.