路林翰,任慶新,張?zhí)熨R,梁 濤

(沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168)

目前,我國(guó)鋼渣年產(chǎn)生量超過(guò)1億t,且累計(jì)堆存量不斷攀升[1]。為提高鋼渣的利用率、減少對(duì)土地資源的浪費(fèi)和環(huán)境的污染,可將鋼渣經(jīng)過(guò)篩選、破碎、水洗等工序后,部分或完全代替天然粗骨料配制成鋼渣混凝土。由于鋼渣中含有的氧化鈣與水發(fā)生反應(yīng)使其體積膨脹[2],曲秀姝等[3-4]推薦將鋼渣混凝土與鋼管結(jié)合形成鋼管鋼渣混凝土,通過(guò)鋼管的約束效應(yīng)消除鋼渣活性帶來(lái)的不利影響。邢琳琳等[5-6]對(duì)比了鋼渣骨料與天然骨料的物化特性,發(fā)現(xiàn)鋼渣穩(wěn)定性差、活性好等各種工程物化指標(biāo)較天然骨料差,但其表面粗糙多孔且水泥的粘結(jié)力更高,可有效減輕其對(duì)承載力產(chǎn)生的負(fù)面影響,滿足規(guī)范[7]對(duì)骨料的基本要求,可應(yīng)用于結(jié)構(gòu)化混凝土的配制。目前,對(duì)于廢棄鋼渣的研究重點(diǎn)主要針對(duì)骨料的分類及核心混凝土的力學(xué)性能兩方面展開。在混凝土力學(xué)性能層面,王欣等[8]通過(guò)試驗(yàn)研究,量化了不同強(qiáng)度下核心混凝土鋼渣細(xì)骨料取代率(0～30%)對(duì)混凝土力學(xué)和抗沖磨性能的影響,研究表明,混凝土的抗壓強(qiáng)度和抗耐磨強(qiáng)度隨鋼渣細(xì)集料摻量的增加呈線性增長(zhǎng)關(guān)系,且強(qiáng)度越低其增幅越大。王晨霞等[9]通過(guò)試驗(yàn)研究,量化了不同粗骨料取代率對(duì)混凝土力學(xué)性能的影響,研究表明,隨鋼渣取代率的增加,鋼渣混凝土的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變?cè)黾?且取代率為100%的鋼渣混凝土彈性模量約為普通混凝土的1.2倍。

眾多學(xué)者對(duì)鋼渣骨料的結(jié)構(gòu)化應(yīng)用也進(jìn)行了系列研究:石東升等[10-13]針對(duì)鋼渣混凝土的軸壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,采用鋼渣粗骨料取代率為主要參數(shù),研究表明,鋼渣混凝土和普通鋼管混凝土的破壞模態(tài)無(wú)明顯差異;鋼渣等量取代碎石可提高混凝土的抗氯離子滲透、抗碳化和抗收縮性,且隨著鋼渣粗骨料取代率的增大,試件極限承載力和抗壓強(qiáng)度呈先增后減的趨勢(shì),承載力最大降低幅度未超過(guò)16%;其中鋼渣粗骨料替代率為25%和50%時(shí),混凝土的早期和后期綜合力學(xué)性能達(dá)到最佳。沈奇罕等[14]通過(guò)試驗(yàn)研究,量化了不同粗骨料取代率對(duì)橢圓截面鋼管鋼渣混凝土力學(xué)性能的影響,研究表明,隨著鋼渣骨料取代率的增加,試件的承載力提高2.0%～15.1%,剛度提升1.1%～16.8%,但其延性會(huì)隨著鋼渣取代率的增大而降低。

基于上述分析,筆者進(jìn)行5組(共10個(gè))圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱的軸壓試驗(yàn),獲得試件的破壞模態(tài)和荷載-位移曲線;分析了鋼渣骨料取代率和截面直徑對(duì)極限承載力和延性系數(shù)的影響;基于規(guī)范[15-16]中軸壓承載力計(jì)算公式進(jìn)行極限承載力的預(yù)測(cè),并對(duì)其精度進(jìn)行分析,提出了圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱軸壓承載力的計(jì)算方法,為圓鋼管廢棄鋼渣混凝土軸壓短柱的設(shè)計(jì)應(yīng)用提供參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

圓鋼管由厚度為3 mm的Q345B鋼材經(jīng)冷軋后形成,依據(jù)規(guī)范[17]對(duì)鋼管的材性進(jìn)行測(cè)試,得到鋼材的屈服強(qiáng)度f(wàn)y、抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、彈性模量Es和泊松比μs等性能指標(biāo),結(jié)果見表1。

表1 鋼管材性試驗(yàn)結(jié)果Table 1 The test results of steel coupon

廢棄鋼渣取代率r為0、50%和100%三種,混凝土的配合比見表2。依據(jù)規(guī)范[18]測(cè)得立方體試塊的抗壓強(qiáng)度和棱柱體試件的彈性模量,參考規(guī)范[19]對(duì)立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值fcu進(jìn)行修正計(jì)算得到fc,結(jié)果見表2。研究表明:隨著鋼渣骨料取代率的增加,混凝土的抗壓強(qiáng)度和彈性模量呈下降趨勢(shì)。取代率由0%增至50%、100%,立方體抗壓強(qiáng)度分別降低3.7%和7.1%,彈性模量分別降低1.9%和3.6%。

表2 混凝土配合比和力學(xué)性能Table 2 The mixture ratio and mechanical properties of concrete

1.2 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)以鋼渣骨料不同取代率(0、50%、100%)和不同截面直徑(160 mm、180 mm、200 mm),設(shè)計(jì)并制作了5組共10個(gè)試件。Lü Wangqing等[20]建議鋼管混凝土短柱軸壓試件的長(zhǎng)徑比為3～3.5,因此,筆者試驗(yàn)中長(zhǎng)徑比取3,試件相關(guān)參數(shù)見表3。

表3 試件參數(shù)Table 3 The parameters of specimens

試件由端板、鋼管及核心混凝土三部分組成。端板采用厚度20 mm的鋼板,焊接前將鋼管兩端打磨光滑,焊接過(guò)程中將下端板與一端鋼管焊接完成后進(jìn)行澆筑核心混凝土,澆筑過(guò)程中邊澆筑邊搗實(shí),直至略微溢出?；炷琉B(yǎng)護(hù)至28 d,隨后打磨至鋼管口齊平后將上端板與鋼管焊接完成。

1.3 試件加載裝置及測(cè)量方式

試驗(yàn)在5 000 kN多功能試驗(yàn)機(jī)下進(jìn)行,為模擬圓鋼管鋼渣混凝土短柱鉸接支撐條件,試件兩端所用的加載板均采用平板鉸。試驗(yàn)前在試件端板處設(shè)置位移計(jì),試驗(yàn)加載及量測(cè)示意圖如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)加載及量測(cè)示意圖Fig.1 The schematic diagram of test loading and measurement

加載前,試件中心盡量與加載板中心重合,保證試件發(fā)生軸壓破壞。正式加載前進(jìn)行預(yù)加載,預(yù)加載值約為峰值荷載的10%,檢查試驗(yàn)儀器是否運(yùn)行正常。正式加載時(shí),峰值荷載前采用荷載分級(jí)加載的方式:彈性階段每級(jí)荷載增量值為100 kN,進(jìn)入屈服階段后每級(jí)加載減少至50 kN,每級(jí)加載的持續(xù)時(shí)間為1 min;試件達(dá)到峰值荷載后,參考位移計(jì)讀數(shù)來(lái)控制分級(jí)加載,每級(jí)位移增量為1～3 mm,當(dāng)試件位移達(dá)到柱高的2.5%時(shí),停止加載。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件的最終破壞形式如圖2所示。由圖可知,圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱軸壓構(gòu)件的破壞模態(tài)與鋼管普通混凝土基本一致,外鋼管的鼓曲一般發(fā)生在試件靠近中部的位置。試件在加載初期處于彈性階段,荷載和位移變化均較小,荷載-位移曲線呈線性變化。當(dāng)試件進(jìn)入彈塑性階段,位移逐漸增加,鋼管逐漸向外發(fā)生輕微的鼓曲,隱約可以聽到試件內(nèi)部混凝土的窸窣破碎聲。試件的承載力達(dá)到峰值荷載后,位移增長(zhǎng)加速,鋼管局部出現(xiàn)明顯鼓曲且試件承載力逐漸下降。

圖2 試件的最終破壞形式Fig.2 The final failure mode of the specimens

2.2 荷載-位移曲線

試驗(yàn)中測(cè)得各個(gè)試件的荷載-位移(N-Δ)曲線如圖3所示。由圖可知,所有試件均呈現(xiàn)出了五階段受力狀態(tài),即彈性階段、彈塑性階段、強(qiáng)化階段、下降階段、平穩(wěn)階段。試件受壓前期核心混凝土和鋼管分別受力,鋼管未對(duì)核心混凝土產(chǎn)生橫向約束,位移呈線性增長(zhǎng)。荷載增至極限荷載的60%～70%,曲線斜率逐漸減小,核心混凝土變形不斷增加且出現(xiàn)微裂縫,但由于鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用,試件承載力仍緩慢增加。達(dá)到峰值荷載后,試件逐漸發(fā)生破壞,核心混凝土處于三向應(yīng)力狀態(tài),試件承載力下降緩慢且位移顯著增加。

圖3 各組試件的荷載-位移曲線Fig.3 The load-displacement curves of each specimen group

圖3(a)～圖3(c)為不同鋼渣取代率試件的荷載-位移關(guān)系曲線。由圖可見,圓鋼管廢棄鋼渣混凝土軸壓短柱荷載-位移曲線的離散性與普通圓鋼管混凝土短柱相似,且試件達(dá)到峰值荷載時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移值均在2.3 mm左右,即鋼渣骨料取代率對(duì)試件達(dá)到峰值荷載時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移量影響較小。

圖3(c)、圖3(d)、圖3(e)為不同截面直徑試件的荷載-位移關(guān)系曲線,試件峰值荷載所對(duì)應(yīng)的位移值隨截面尺寸的增加而增加,這是由于截面直徑增加提高了試件的承載能力,推遲了極限狀態(tài)的發(fā)生。

2.3 極限承載力分析

2.3.1 鋼渣骨料取代率對(duì)極限承載力的影響

圓鋼管廢棄鋼渣混凝土軸壓短柱承載力隨鋼渣骨料取代率的變化如圖4所示。由圖可知,鋼渣骨料的摻入對(duì)試件承載力的影響較小,可以忽略,鋼渣骨料取代率從0提升至50%、100%,構(gòu)件的承載力分別平均提高3.4%和降低1.4%,變化幅度均在5%以內(nèi)。分析原因,不同取代率時(shí)鋼渣混凝土的抗壓強(qiáng)度最大相差7.1%,將其引入到鋼管中,進(jìn)一步降低了鋼渣取代率的影響?；谏鲜鼋Y(jié)果,可認(rèn)為圓鋼管廢棄鋼渣混凝土軸壓短柱的承載力可以滿足結(jié)構(gòu)的使用要求。

圖4 取代率對(duì)承載力的影響Fig.4 The effect of replacement ratio on axial compressive strength

2.3.2 截面直徑對(duì)極限承載力的影響

對(duì)3組不同截面直徑的試件進(jìn)行極限承載力對(duì)比分析如圖5所示。由圖可知,圓鋼管廢棄鋼渣混凝土軸壓短柱的極限承載力隨截面直徑的增加而增加。截面直徑180 mm試件的極限承載力較截面直徑160 mm試件的極限承載力增大20.4%,截面直徑200 mm試件的極限承載力較截面直徑160 mm的極限承載力增大54.6%,基本呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。這是由于截面直徑的增加導(dǎo)致徑厚比的增加,降低了鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用,同時(shí),核心混凝土和鋼管對(duì)承載力的貢獻(xiàn)比例發(fā)生改變,受鋼管約束的核心混凝土面積增多,使試件整體的承載力提高。

圖5 截面直徑對(duì)承載力的影響Fig.5 The effect of section size on axial compressive strength

2.4 延性分析

2.4.1 鋼渣骨料取代率對(duì)延性的影響

不同鋼渣骨料取代率對(duì)試件延性系數(shù)的影響如圖6所示。由圖可知,鋼渣骨料取代率由0提升至50%、100%,試件的延性系數(shù)分別提升了12.4%和39.5%,約束效應(yīng)系數(shù)分別增加了3.8%和7.7%。

圖6 取代率對(duì)延性系數(shù)的影響Fig.6 The effect of replacement ratio on ductility coefficient

2.4.2 截面直徑對(duì)延性的影響

圖7為不同截面直徑對(duì)試件延性系數(shù)的影響,截面直徑由160 mm增加至180 mm、200 mm,試件的延性系數(shù)分別降低了21.7%和37.5%,約束效應(yīng)系數(shù)分別降低11.8%和21.0%。筆者對(duì)文中數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合,如圖8所示。試驗(yàn)中的延性系數(shù)和約束效應(yīng)系數(shù)也呈正相關(guān),約束效應(yīng)系數(shù)和延性系數(shù)隨鋼渣骨料取代率的增加而增大,隨截面直徑的增大而減小。即外鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)越強(qiáng),試件的延性性能則越好。

圖7 截面直徑對(duì)延性系數(shù)的影響Fig.7 The effect of section size on ductility coefficient

圖8 延性系數(shù)-約束效應(yīng)系數(shù)關(guān)系曲線Fig.8 The relationship between ductility coefficient and hoop coefficient

3 承載力計(jì)算方法

3.1 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

根據(jù)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50936—2014)[17]和《鋼管再生混凝土技術(shù)規(guī)程》(TCECS 625—2019)[18]中的軸壓短柱承載力計(jì)算公式對(duì)圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱的軸壓承載力進(jìn)行理論計(jì)算,承載力理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果見表4?；谝?guī)范中式(1)[17]、式(2)[17]與式(3)[18]的誤差平均值分別為 0.97,1.04,0.91,方差分別為0.03,0.04,0.05,其計(jì)算結(jié)果中部分計(jì)算值較試驗(yàn)值相比誤差大于10%且小于15%,可以有效地預(yù)測(cè)圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱軸壓承載力。

表4 理論計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比Table 4 The comparison of theoretical calculated values and experimental results

(1)

N2=Ascfsc.

(2)

其中,fsc=(1.212+Bξ+Cξ2)fc;B=0.176fu/213+0.974;C=-0.104fc/14.4+0.031。

N3=Ascfsc=Asc(1.14+1.02ξ)fc.

(3)

式中:fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度;Ac為混凝土橫截面面積;Asc為鋼管混凝土柱橫截面面積;fsc為實(shí)心鋼管混凝土抗壓強(qiáng)度;fu為鋼材抗拉強(qiáng)度;ξ=fyAs/fcAc,為套箍系數(shù)。式(1)、式(2)來(lái)源極限平衡理論;式(3)來(lái)源統(tǒng)一強(qiáng)度理論。

3.2 承載力修正計(jì)算

圖9(a)為圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱軸壓承載力理論計(jì)算結(jié)果的散點(diǎn)圖,通過(guò)引入修正系數(shù)μ和截距修正量β,進(jìn)行線性擬合,以改變表中理論計(jì)算公式的參數(shù),得到N與N0的關(guān)系,式(4)為修正后的計(jì)算承載力。

圖9 承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.9 The comparison between calculated values and tested results of bearing capacity

N=μN(yùn)0+β.

(4)

式中:N為承載力修正計(jì)算值;N0為規(guī)范承載力計(jì)算值;μ為修正系數(shù);β為截距修正量。

表5為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)參數(shù)擬合后的修正結(jié)果,修正后的理論計(jì)算公式精確度較高,其判定系數(shù)均大于0.97,平均誤差均小于10%,相比式(2)和式(3),式(1)的計(jì)算結(jié)果處于安全范圍且精確度較高,因此可以使用式(1)對(duì)圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱進(jìn)行計(jì)算。

表5 修正參數(shù)擬合值Table 5 The fitting values of parameter after correction

4 結(jié) 論

(1)鋼渣骨料取代率的變化沒(méi)有改變圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱的破壞模態(tài),構(gòu)件承載力的差值在5%以內(nèi)。

(2)構(gòu)件的承載力隨截面直徑的增加而增大且不會(huì)改變?cè)嚰钠茐哪B(tài);截面直徑180 mm的圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱的極限承載力較截面直徑160 mm試件的極限承載力提高20.4%,截面直徑200 mm試件的極限承載力較截面直徑160 mm試件的極限承載力提高54.6%;鋼管廢棄鋼渣混凝土的延性性能與約束效應(yīng)系數(shù)呈正相關(guān)。

(3)基于規(guī)范[15-16]中圓鋼管混凝土軸壓承載力的計(jì)算方法,筆者引入修正系數(shù)和截距修正量進(jìn)行擬合修正,提出了圓鋼管廢棄鋼渣混凝土短柱軸壓承載力的計(jì)算方法,試件承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好,計(jì)算結(jié)果偏于安全,可為工程應(yīng)用提供理論參考。