阿里甫江·夏木西,史露江

(新疆大學 建筑工程學院,新疆 烏魯木齊 830017)

0 引言

鋼管混凝土(concrete-filled steel tube,CFST)構件由于糅合了鋼與混凝土兩種材料的優(yōu)點,其性能較單一構件得到顯著提升,因此在建筑中被大量采用。然而,隨著高層及超高層建筑的興起,常規(guī)CFST構件已經(jīng)不能滿足承載力、延性等各方面的需求[1-3]。

為了改善CFST構件性能,常規(guī)做法是將其與鋼筋籠結合,形成組合結構,即配筋鋼管混凝土(reinforced concrete-filled steel tube,R-CFST),從而提高其各項力學性能[4]。文獻[5]以軸壓比為變化參數(shù),試驗闡明：構件的力學性能與鋼筋的配置與否有著正向相關性;隨著軸壓比的提高,構件的抗剪能力得以提高,但延性和變形能力降低。文獻[6]為了探究螺旋箍筋對方鋼管混凝土柱的影響機理,進行了試驗和有限元分析研究,結果表明：減小箍筋間距、增大箍筋直徑以及提高混凝土強度等級均能有效提高配筋鋼管混凝土柱的承載力,而箍筋強度對承載力的改善不顯著。

R-CFST中由于配置了鋼筋,對核心混凝土的圍箍作用增大,從而進一步提高了構件的承載力和延性性能[7-8]。隨著基礎建設速度的不斷加快,建筑垃圾逐漸增多,為了清理建筑垃圾,再生骨料混凝土應運而生。然而,再生骨料存在脆性、收縮徐變和吸水率大等缺點,再生混凝土強度增長速度均比普通混凝土慢,而且隨著再生粗骨料取代率的增加,混凝土的抗壓強度有所降低[9-10]。

為了改進再生骨料混凝土上述諸多缺點,學者們通常采用的方法是在其外部增配鋼管,從而形成鋼管再生混凝土(reinforced aggregate concrete-filled steel tube,RACFST),提高核心混凝土的約束性。文獻[11]以再生骨料取代率、長細比和鋼管壁厚為變量,設計了7組RACFST試件,進行了鋼管再生混凝土柱的偏壓研究,結果表明：鋼管再生混凝土柱的承載力隨取代率、長細比的增加而減小,隨鋼管壁厚的增加而增大。文獻[12]以取代率為變化參數(shù),進行了11根方鋼管再生混凝土柱的軸壓研究,結果表明：方鋼管再生混凝土柱的破壞模式與鋼管混凝土柱的破壞模式一致;再生骨料的取代率在40%左右時,對柱的影響很大;當再生骨料取代率低于這個界限時,強度會略微提高;當再生骨料取代率繼續(xù)增大,再生骨料的缺點逐漸顯現(xiàn),試件的強度呈現(xiàn)降低趨勢。文獻[13]以再生骨料取代率為變量,分析了鋼管再生混凝土短柱的力學性能,結果表明：取代率對試件承載力有影響,鋼管再生混凝土短柱與普通鋼管混凝土短柱受力性能相似,在一定程度下,可用于實際工程。文獻[14]研究了圓形和方形RACFST構件的收縮和徐變性能,發(fā)現(xiàn)RACFST的收縮和徐變特征與C和CFST類似,但其收縮和徐變卻明顯增大,并給出了適合RACFST收縮和徐變計算公式。

盡管RACFST構件在一定程度上改善了再生混凝土的脆性、收縮和徐變大以及強度低等缺點,并能夠用于工程結構,但是與常規(guī)CFST相比,RACFST仍然存在隨著骨料取代率的增加,構件的承載力、耗能能力、延性和剛度等都隨之降低的問題,同時T/CECS 625—2019《鋼管再生混凝土結構技術規(guī)程》[15](以下簡稱2019規(guī)程)限制了再生骨料取代率的上限為70%。

基于與CFST中配置鋼筋相同的思路,在RACFST中配置鋼筋,讓配置的鋼筋彌補再生混凝土上述的諸多缺點,生成配筋鋼管再生混凝土(reinforced recycled aggregate concrete-filled steel tube,R-RACFST)。目前,國內(nèi)外針對R-RACFST構件的研究相對較少,針對箍筋的作用機理尚不明確。同時,為充分利用再生骨料,本文突破再生骨料取代率的限制,以箍筋形式和間距為變量,展開100%取代率下R-RACFST的試驗研究,從而得到箍筋的最優(yōu)配置方法。

1 試驗概述

1.1 試件設計

以2種箍筋形式和3種箍筋間距為變化參數(shù)進行設計,箍筋配置情況如圖1所示。共計準備7組試件,每組準備2根相同的試件,試件信息如表1所示。

圖1 試件箍筋形式和間距示意圖

1.2 材料試驗

經(jīng)過嘗試,確定普通混凝土與再生混凝土配合比一致,每立方米用量分別為水泥451 kg、水218 kg、細骨料650 kg、粗骨料1 202 kg、減水劑2.4 kg。測定標準立方體試塊的強度,得到普通混凝土立方體抗壓強度fcu為42.51 MPa,再生混凝土立方體抗壓強度fcu,r為41.01 MPa。鋼材材料試驗按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸 第1部分：室溫試驗方法》[16],在微機控制電液伺服萬能試驗機上進行,由于箍筋無明顯屈服點,故采用條件屈服強度作為其屈服點,即以0.2%殘余變形的應力值作為其屈服極限,稱為條件屈服極限或屈服強度。測得鋼管屈服強度fsy為271.1 N/mm2,縱筋屈服強度fry為437.4 N/mm2,箍筋屈服強度fhy為1 098.2 N/mm2。鋼材材料試驗結果如圖2所示。

圖2 鋼材材料試驗結果

1.3 加載及量測方案

試驗采用位移控制的加載方式,在微機控制液壓伺服壓力機上進行,速度為2.5 mm/min,設定試驗結束位移為20 mm。正式加載前首先進行預加載,使得試件受壓均勻。鋼管和鋼筋的應變數(shù)據(jù)直接通過應變箱進行采集。

2 R-RACFST結果分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞模式

圖3為部分典型試件破壞模式。由圖3a和圖3b所示：YCFt試件和YRCFt試件在加載初期無明顯變形,當荷載增大至峰值荷載的60%左右時,鋼管表面出現(xiàn)細微的變形,隨著荷載的不斷增大,變形逐漸明顯;當荷載達到峰值荷載的90%左右時,鋼管屈服且表面呈現(xiàn)不同程度的褶皺;當達到峰值荷載時,試件呈現(xiàn)明顯的多折腰鼓破壞,能夠保持整體性能。YR-RCF試件在加載初期無明顯變形,隨著荷載的增大,首先可以看到鋼管在端部或者中部表面出現(xiàn)微小的變形,當加載至峰值荷載的90%時,鋼管表面呈現(xiàn)明顯的鼓曲,同時可以聽到鋼筋籠破壞的聲音,達到峰值荷載后,試件呈現(xiàn)明顯的多折腰鼓破壞,具有較好的整體性能;試件表觀破壞模式基本一致,并不隨著箍筋形式和間距的變化而變化。

為了進一步觀察內(nèi)部混凝土的破壞模式,用角磨機將試件沿著破壞面切割開,對比發(fā)現(xiàn)YCFt試件內(nèi)部混凝土呈現(xiàn)明顯的破碎現(xiàn)象,混凝土沿著破壞面分離為兩部分;YRCFt試件內(nèi)部混凝土呈現(xiàn)較為顯著的多折腰鼓破壞,混凝土亦分離為兩部分;YR-RCF試件有顯著的多折腰鼓破壞,混凝土整體性完好,在破壞面處有破碎現(xiàn)象,其他部位無明顯的破碎現(xiàn)象。所有試件混凝土的脫落主要發(fā)生在鋼管四周的位置,而在鋼管4個角的位置,混凝土無破碎和脫落,主要是由于方鋼管約束效應不均勻,4邊位置約束效應差,4個角約束效應較好。不論箍筋形式和間距如何變化,內(nèi)部混凝土的破壞模式無顯著差別。所有試件混凝土的破壞與鋼管的破壞模式一致,混凝土與鋼管協(xié)同作用,都表現(xiàn)為多折腰鼓破壞。部分典型試件內(nèi)部混凝土破壞模式如圖3c和圖3d所示。

為觀察內(nèi)部鋼筋籠的破壞模式,將試件沿著破壞面鑿開,外層混凝土在外力敲打下更易脫落,表明方鋼管的約束效應較差,鋼筋籠包圍的核心混凝土不易砸開,表明鋼筋籠對核心混凝土具有較好的二次約束效應。發(fā)現(xiàn)內(nèi)部縱筋出現(xiàn)了不同程度的鼓曲,呈現(xiàn)明顯的多折腰鼓破壞,箍筋屈服并被壓斷,箍筋與縱筋協(xié)同受力,發(fā)揮了良好的受力性能。鋼筋籠破壞面與鋼管鼓曲處一致,表明鋼筋籠與鋼管協(xié)同工作,展現(xiàn)了良好的受力性能。部分典型試件鋼筋籠破壞模式如圖3e和圖3f所示。

(a)YR-RCFN整體 (b)YR-RCFs50整體 (c)YR-RCFN內(nèi)部混凝土 (d)YR-RCFs50內(nèi)部混凝土 (e)YR-RCFN鋼筋籠 (f)YR-RCFs50鋼筋籠

2.2 荷載位移

2.2.1 箍筋形式

不同箍筋形式荷載位移曲線如圖4a和圖4b所示。與YCFt試件相比,YRCFt試件彈性模量及承載力都呈現(xiàn)降低的趨勢,主要是由于方鋼管約束效應較差;峰值荷載之后,YRCFt試件承載力下降更快,脆性更大。

不論箍筋形式如何變化,YR-RCF試件的承載力、彈性變形以及峰值荷載之后的塑性變形能力均優(yōu)于YRCFt試件;平行式和螺旋式試件峰值荷載無顯著差別,當箍筋間距較大時,曲線下降段基本重合,當箍筋間距較小時,螺旋式試件曲線下降更緩慢,塑性變形更優(yōu)越。

(a) 箍筋間距為125 mm

2.2.2 箍筋間距

不同箍筋間距荷載位移曲線如圖5a和圖5b所示。不論箍筋間距如何變化,YR-RCF試件的承載力、彈性變形以及峰值荷載之后的塑性變形能力均優(yōu)于YRCFt試件。

(a) 平行式

由圖5可知：不論箍筋間距如何變化,YR-RCF試件的承載力及彈性變形無差別,隨著箍筋間距的減小,試件下降段趨于平緩,塑性變形更為優(yōu)越。

2.3 荷載應變

2.3.1 鋼管荷載應變

2.3.1.1 箍筋形式

不同箍筋形式鋼管荷載應變曲線如圖6a和圖6b所示。與YCFt試件相比,YRCFt試件鋼管荷載應變呈現(xiàn)明顯的脆性破壞,由于再生骨料脆性較大,混凝土提前退出工作,試件破壞后,應變片較早脫落;配筋試件曲線上升段基本重合,峰值荷載之后,配置螺旋式箍筋的試件在箍筋的約束作用下,延緩了混凝土的塑性變形發(fā)展,使得鋼管展現(xiàn)了更為優(yōu)越的力學性能。

(a) 箍筋間距為125 mm

2.3.1.2 箍筋間距

不同箍筋間距鋼管荷載應變曲線如圖7a和圖7b所示。由圖7可知：荷載上升段,YR-RCFf125試件與YR-RCFN試件和YR-RCFf50試件曲線不重合,可能是由于混凝土澆筑不密實,導致承載力較差,應變發(fā)展較快。YR-RCFN試件和YR-RCFf50試件曲線上升段趨勢基本重合。YR-RCFN試件由于內(nèi)部缺少箍筋的約束,混凝土較早退出工作狀態(tài),最先達到峰值荷載,隨著箍筋間距的減小,對核心混凝土的約束作用增強,鋼管承載力下降逐漸趨于平緩,具備更為優(yōu)越的塑性變形能力。

(a) 平行式

2.3.2 縱筋荷載應變

2.3.2.1 箍筋形式

不同箍筋形式縱筋荷載應變曲線如圖8a和圖8b所示。為便于區(qū)分,圖8中和圖9中,R表示縱筋應變。由圖8發(fā)現(xiàn)：荷載上升段與下降段基本重合,表明箍筋形式對縱筋的受力性能無顯著影響。

(a) 箍筋間距為125 mm

2.3.2.2 箍筋間距

不同箍筋間距縱筋荷載應變曲線如圖9a和圖9b所示。由圖9可知：縱筋屈服前,隨著箍筋間距的減小,曲線剛度增大,變形趨于緩慢;縱筋屈服后,箍筋發(fā)揮主要作用,隨著箍筋間距的減小,曲線下降趨于平緩,塑性變形能力更好,較好地改善了縱筋屈服后的受力性能。

(a) 平行式

2.4 延性

延性可衡量試件破壞后的塑性變形能力,延性越大,試件塑性變形能力越好,發(fā)生脆性破壞的可能性越小。綜合分析相關計算延性的方法[17-19],本文參照文獻[19]的計算方法,采用能量法計算延性,具有較好的試驗結果,計算公式如式(1)所示。

(1)

其中：μ為延性率;E0.85為試件承載力下降至85%峰值承載力時對應的能量,J;Ey為試件屈服時對應的能量,J。

相關參數(shù)的獲取請參閱文獻[19]的方法,在荷載位移曲線上求得相應的包絡面積即得到相應的能量。試驗相關數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 試驗數(shù)據(jù)

不同箍筋形式和箍筋間距的試件延性如圖10所示。由圖10可知：就箍筋形式而言,YRCFt試件的延性低于YCFt試件的延性,降低幅度為35.36%;不論箍筋形式如何變化,YR-RCF試件的延性都比YRCFt試件的延性高,當箍筋間距為125 mm時,延性依次提高43.59%、90.63%;當箍筋間距為50 mm時,延性依次提高95.08%、123.76%。配置螺旋式箍筋的試件比配置平行式箍筋的試件延性增長更大,塑性變形能力更優(yōu)越。

圖10 試件延性

就箍筋間距而言,不論箍筋間距如何變化,YR-RCF試件延性都高于YRCFt試件的延性,當為平行式箍筋時,提高幅度依次為3.02%、43.59%、95.08%;當為螺旋式箍筋時,提高幅度依次為3.02%、90.63%、123.76%。隨著箍筋間距的減小,延性呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢,塑性變形能力增強;與YRCFt試件相比,YR-RCFN試件延性增長僅3.02%,表明縱筋對試件延性的貢獻不大,但與其他配置了箍筋的試件相比,發(fā)現(xiàn)其他配置了箍筋的試件延性增長較大,表明箍筋對試件延性的貢獻較大。

2.5 斷裂韌性

斷裂韌性χ可用來衡量試件吸收能量的能力。斷裂韌性越大,試件吸收能量的能力越大,塑性變形能力越大,發(fā)生脆性破壞的可能性越小。文獻[20]通過計算應力應變曲線上的面積來求得斷裂韌性,其計算表達式如式(2)所示。

(2)

其中：D為試件直徑,mm;H為試件高度,mm;N為試件所受的荷載,kN;u為試件的位移,mm;uf為積分上限。方鋼管材料試驗極限抗拉強度所對應的位移為20.39 mm,然而方鋼管試件荷載位移曲線在18.00 mm左右時,試件即破壞,因此積分上限位移為18.00 mm,在荷載位移曲線上進行積分,求得相應的斷裂韌性如表2所示。

不同箍筋形式和箍筋間距的斷裂韌性如圖11所示。由圖11可知：就箍筋形式而言,YRCFt試件的斷裂韌性低于YCFt試件的斷裂韌性,降低幅度為15.32%,即YRCFt試件抵抗變形的能力較YCFt試件抵抗變形的能力差。不論箍筋形式如何變化,YR-RCF試件的斷裂韌性都大于YRCFt試件的斷裂韌性,當箍筋間距為125 mm時,提高幅度依次為24.91%、25.13%,不同箍筋形式的斷裂韌性無顯著差別;當箍筋間距為50 mm時,提高幅度依次為42.68%、56.35%。配置有螺旋式箍筋的試件斷裂韌性更大,抵抗變形能力更強。

圖11 斷裂韌性

就箍筋間距而言,不論箍筋間距如何變化,YR-RCF試件的斷裂韌性都大于YRCFt試件的斷裂韌性,當為平行式箍筋時,提高幅度依次為13.32%、24.91%、42.68%;當為螺旋式箍筋時,提高幅度依次為13.32%、25.13%、56.35%。隨著箍筋間距的減小,試件斷裂韌性增長更大,抵抗變形能力更強。

3 承載力公式

現(xiàn)行2019規(guī)程[15]給出了軸心受壓承載力計算公式,如式(3)所示。

(3)

其中：Nu為鋼管再生混凝土構件軸心受壓承載力,kN;fsc,r為鋼管再生混凝土組合截面的軸心抗壓強度標準值,N/mm2;Asc為鋼管再生混凝土構件的組合截面面積,N/mm2;Ass為鋼管的橫截面面積,mm2;Acc為混凝土的橫截面面積,mm2;ξr為鋼管再生混凝土構件的套箍系數(shù);fsy為鋼管的屈服強度,N/mm2;fck,r為再生混凝土軸心抗壓強度標準值,N/mm2,可由立方體抗壓強度換算得到。

由于2019規(guī)程[15]中的套箍系數(shù)只考慮了鋼管的約束作用,但通過上述研究發(fā)現(xiàn),箍筋對斷裂韌性、延性等有較大影響,因此對套箍系數(shù)進行修正。參考文獻[21]和[22],即按照體積相等原則對箍筋進行等效,如式(4)所示。修正得到的套箍系數(shù)如式(5)所示。試驗相關參數(shù)如表3所示,并依據(jù)修正的套箍系數(shù)計算得到相應的承載力。

表3 數(shù)據(jù)驗證

(4)

(5)

2019規(guī)程[15]與本文修正公式對比結果如圖12所示。由圖12可見：本文修正公式偏差較小,結果偏安全,穩(wěn)定可靠。

圖12 承載力對比分析

4 結論

(1)所有試件均呈現(xiàn)多折腰鼓破壞,鋼管破壞面與混凝土破壞面一致,鋼筋籠亦發(fā)生彎折,鋼管、鋼筋及混凝土變形協(xié)調(diào)一致。

(2)與CFST試件相比,RACFST試件的承載力、延性和斷裂韌性分別降低7.77%、35.36%和15.32%。不論箍筋形式和間距如何,與RACFST試件相比,R-RACFST試件的承載力、延性、斷裂韌性最大分別提高25.63%、123.76%和56.35%,即配筋能顯著提高試件各方面力學性能。

(3)峰值荷載前的力學性能不受箍筋形式和間距的影響;螺旋式箍筋呈現(xiàn)更好的力學性能;試件的力學性能隨著箍筋間距的減小呈現(xiàn)良好的態(tài)勢。建議采用較小間距的螺旋式箍筋,提高延性和斷裂韌性,獲得更好的安全儲備。

(4)本文修正的承載力計算公式安全可靠,離散性較小,且較為保守。