阿里甫江·夏木西,史露江
(新疆大学 建筑工程学院,新疆 乌鲁木齐 830017)
钢管混凝土(concrete-filled steel tube,CFST)构件由于糅合了钢与混凝土两种材料的优点,其性能较单一构件得到显著提升,因此在建筑中被大量采用。然而,随着高层及超高层建筑的兴起,常规CFST构件已经不能满足承载力、延性等各方面的需求[1-3]。
为了改善CFST构件性能,常规做法是将其与钢筋笼结合,形成组合结构,即配筋钢管混凝土(reinforced concrete-filled steel tube,R-CFST),从而提高其各项力学性能[4]。文献[5]以轴压比为变化参数,试验阐明：构件的力学性能与钢筋的配置与否有着正向相关性;随着轴压比的提高,构件的抗剪能力得以提高,但延性和变形能力降低。文献[6]为了探究螺旋箍筋对方钢管混凝土柱的影响机理,进行了试验和有限元分析研究,结果表明：减小箍筋间距、增大箍筋直径以及提高混凝土强度等级均能有效提高配筋钢管混凝土柱的承载力,而箍筋强度对承载力的改善不显著。
R-CFST中由于配置了钢筋,对核心混凝土的围箍作用增大,从而进一步提高了构件的承载力和延性性能[7-8]。随着基础建设速度的不断加快,建筑垃圾逐渐增多,为了清理建筑垃圾,再生骨料混凝土应运而生。然而,再生骨料存在脆性、收缩徐变和吸水率大等缺点,再生混凝土强度增长速度均比普通混凝土慢,而且随着再生粗骨料取代率的增加,混凝土的抗压强度有所降低[9-10]。
为了改进再生骨料混凝土上述诸多缺点,学者们通常采用的方法是在其外部增配钢管,从而形成钢管再生混凝土(reinforced aggregate concrete-filled steel tube,RACFST),提高核心混凝土的约束性。文献[11]以再生骨料取代率、长细比和钢管壁厚为变量,设计了7组RACFST试件,进行了钢管再生混凝土柱的偏压研究,结果表明：钢管再生混凝土柱的承载力随取代率、长细比的增加而减小,随钢管壁厚的增加而增大。文献[12]以取代率为变化参数,进行了11根方钢管再生混凝土柱的轴压研究,结果表明：方钢管再生混凝土柱的破坏模式与钢管混凝土柱的破坏模式一致;再生骨料的取代率在40%左右时,对柱的影响很大;当再生骨料取代率低于这个界限时,强度会略微提高;当再生骨料取代率继续增大,再生骨料的缺点逐渐显现,试件的强度呈现降低趋势。文献[13]以再生骨料取代率为变量,分析了钢管再生混凝土短柱的力学性能,结果表明：取代率对试件承载力有影响,钢管再生混凝土短柱与普通钢管混凝土短柱受力性能相似,在一定程度下,可用于实际工程。文献[14]研究了圆形和方形RACFST构件的收缩和徐变性能,发现RACFST的收缩和徐变特征与C和CFST类似,但其收缩和徐变却明显增大,并给出了适合RACFST收缩和徐变计算公式。
尽管RACFST构件在一定程度上改善了再生混凝土的脆性、收缩和徐变大以及强度低等缺点,并能够用于工程结构,但是与常规CFST相比,RACFST仍然存在随着骨料取代率的增加,构件的承载力、耗能能力、延性和刚度等都随之降低的问题,同时T/CECS 625—2019《钢管再生混凝土结构技术规程》[15](以下简称2019规程)限制了再生骨料取代率的上限为70%。
基于与CFST中配置钢筋相同的思路,在RACFST中配置钢筋,让配置的钢筋弥补再生混凝土上述的诸多缺点,生成配筋钢管再生混凝土(reinforced recycled aggregate concrete-filled steel tube,R-RACFST)。目前,国内外针对R-RACFST构件的研究相对较少,针对箍筋的作用机理尚不明确。同时,为充分利用再生骨料,本文突破再生骨料取代率的限制,以箍筋形式和间距为变量,展开100%取代率下R-RACFST的试验研究,从而得到箍筋的最优配置方法。
1.1 试件设计
以2种箍筋形式和3种箍筋间距为变化参数进行设计,箍筋配置情况如图1所示。共计准备7组试件,每组准备2根相同的试件,试件信息如表1所示。
图1 试件箍筋形式和间距示意图
1.2 材料试验
经过尝试,确定普通混凝土与再生混凝土配合比一致,每立方米用量分别为水泥451 kg、水218 kg、细骨料650 kg、粗骨料1 202 kg、减水剂2.4 kg。测定标准立方体试块的强度,得到普通混凝土立方体抗压强度fcu为42.51 MPa,再生混凝土立方体抗压强度fcu,r为41.01 MPa。钢材材料试验按照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸 第1部分：室温试验方法》[16],在微机控制电液伺服万能试验机上进行,由于箍筋无明显屈服点,故采用条件屈服强度作为其屈服点,即以0.2%残余变形的应力值作为其屈服极限,称为条件屈服极限或屈服强度。测得钢管屈服强度fsy为271.1 N/mm2,纵筋屈服强度fry为437.4 N/mm2,箍筋屈服强度fhy为1 098.2 N/mm2。钢材材料试验结果如图2所示。
图2 钢材材料试验结果
1.3 加载及量测方案
试验采用位移控制的加载方式,在微机控制液压伺服压力机上进行,速度为2.5 mm/min,设定试验结束位移为20 mm。正式加载前首先进行预加载,使得试件受压均匀。钢管和钢筋的应变数据直接通过应变箱进行采集。
2.1 试验现象及破坏模式
图3为部分典型试件破坏模式。由图3a和图3b所示：YCFt试件和YRCFt试件在加载初期无明显变形,当荷载增大至峰值荷载的60%左右时,钢管表面出现细微的变形,随着荷载的不断增大,变形逐渐明显;当荷载达到峰值荷载的90%左右时,钢管屈服且表面呈现不同程度的褶皱;当达到峰值荷载时,试件呈现明显的多折腰鼓破坏,能够保持整体性能。YR-RCF试件在加载初期无明显变形,随着荷载的增大,首先可以看到钢管在端部或者中部表面出现微小的变形,当加载至峰值荷载的90%时,钢管表面呈现明显的鼓曲,同时可以听到钢筋笼破坏的声音,达到峰值荷载后,试件呈现明显的多折腰鼓破坏,具有较好的整体性能;试件表观破坏模式基本一致,并不随着箍筋形式和间距的变化而变化。
为了进一步观察内部混凝土的破坏模式,用角磨机将试件沿着破坏面切割开,对比发现YCFt试件内部混凝土呈现明显的破碎现象,混凝土沿着破坏面分离为两部分;YRCFt试件内部混凝土呈现较为显著的多折腰鼓破坏,混凝土亦分离为两部分;YR-RCF试件有显著的多折腰鼓破坏,混凝土整体性完好,在破坏面处有破碎现象,其他部位无明显的破碎现象。所有试件混凝土的脱落主要发生在钢管四周的位置,而在钢管4个角的位置,混凝土无破碎和脱落,主要是由于方钢管约束效应不均匀,4边位置约束效应差,4个角约束效应较好。不论箍筋形式和间距如何变化,内部混凝土的破坏模式无显著差别。所有试件混凝土的破坏与钢管的破坏模式一致,混凝土与钢管协同作用,都表现为多折腰鼓破坏。部分典型试件内部混凝土破坏模式如图3c和图3d所示。
为观察内部钢筋笼的破坏模式,将试件沿着破坏面凿开,外层混凝土在外力敲打下更易脱落,表明方钢管的约束效应较差,钢筋笼包围的核心混凝土不易砸开,表明钢筋笼对核心混凝土具有较好的二次约束效应。发现内部纵筋出现了不同程度的鼓曲,呈现明显的多折腰鼓破坏,箍筋屈服并被压断,箍筋与纵筋协同受力,发挥了良好的受力性能。钢筋笼破坏面与钢管鼓曲处一致,表明钢筋笼与钢管协同工作,展现了良好的受力性能。部分典型试件钢筋笼破坏模式如图3e和图3f所示。
(a)YR-RCFN整体 (b)YR-RCFs50整体 (c)YR-RCFN内部混凝土 (d)YR-RCFs50内部混凝土 (e)YR-RCFN钢筋笼 (f)YR-RCFs50钢筋笼
2.2 荷载位移
2.2.1 箍筋形式
不同箍筋形式荷载位移曲线如图4a和图4b所示。与YCFt试件相比,YRCFt试件弹性模量及承载力都呈现降低的趋势,主要是由于方钢管约束效应较差;峰值荷载之后,YRCFt试件承载力下降更快,脆性更大。
不论箍筋形式如何变化,YR-RCF试件的承载力、弹性变形以及峰值荷载之后的塑性变形能力均优于YRCFt试件;平行式和螺旋式试件峰值荷载无显著差别,当箍筋间距较大时,曲线下降段基本重合,当箍筋间距较小时,螺旋式试件曲线下降更缓慢,塑性变形更优越。
(a) 箍筋间距为125 mm
2.2.2 箍筋间距
不同箍筋间距荷载位移曲线如图5a和图5b所示。不论箍筋间距如何变化,YR-RCF试件的承载力、弹性变形以及峰值荷载之后的塑性变形能力均优于YRCFt试件。
(a) 平行式
由图5可知：不论箍筋间距如何变化,YR-RCF试件的承载力及弹性变形无差别,随着箍筋间距的减小,试件下降段趋于平缓,塑性变形更为优越。
2.3 荷载应变
2.3.1 钢管荷载应变
2.3.1.1 箍筋形式
不同箍筋形式钢管荷载应变曲线如图6a和图6b所示。与YCFt试件相比,YRCFt试件钢管荷载应变呈现明显的脆性破坏,由于再生骨料脆性较大,混凝土提前退出工作,试件破坏后,应变片较早脱落;配筋试件曲线上升段基本重合,峰值荷载之后,配置螺旋式箍筋的试件在箍筋的约束作用下,延缓了混凝土的塑性变形发展,使得钢管展现了更为优越的力学性能。
(a) 箍筋间距为125 mm
2.3.1.2 箍筋间距
不同箍筋间距钢管荷载应变曲线如图7a和图7b所示。由图7可知：荷载上升段,YR-RCFf125试件与YR-RCFN试件和YR-RCFf50试件曲线不重合,可能是由于混凝土浇筑不密实,导致承载力较差,应变发展较快。YR-RCFN试件和YR-RCFf50试件曲线上升段趋势基本重合。YR-RCFN试件由于内部缺少箍筋的约束,混凝土较早退出工作状态,最先达到峰值荷载,随着箍筋间距的减小,对核心混凝土的约束作用增强,钢管承载力下降逐渐趋于平缓,具备更为优越的塑性变形能力。
(a) 平行式
2.3.2 纵筋荷载应变
2.3.2.1 箍筋形式
不同箍筋形式纵筋荷载应变曲线如图8a和图8b所示。为便于区分,图8中和图9中,R表示纵筋应变。由图8发现：荷载上升段与下降段基本重合,表明箍筋形式对纵筋的受力性能无显著影响。
(a) 箍筋间距为125 mm
2.3.2.2 箍筋间距
不同箍筋间距纵筋荷载应变曲线如图9a和图9b所示。由图9可知：纵筋屈服前,随着箍筋间距的减小,曲线刚度增大,变形趋于缓慢;纵筋屈服后,箍筋发挥主要作用,随着箍筋间距的减小,曲线下降趋于平缓,塑性变形能力更好,较好地改善了纵筋屈服后的受力性能。
(a) 平行式
2.4 延性
延性可衡量试件破坏后的塑性变形能力,延性越大,试件塑性变形能力越好,发生脆性破坏的可能性越小。综合分析相关计算延性的方法[17-19],本文参照文献[19]的计算方法,采用能量法计算延性,具有较好的试验结果,计算公式如式(1)所示。
(1)
其中：μ为延性率;E0.85为试件承载力下降至85%峰值承载力时对应的能量,J;Ey为试件屈服时对应的能量,J。
相关参数的获取请参阅文献[19]的方法,在荷载位移曲线上求得相应的包络面积即得到相应的能量。试验相关数据如表2所示。
表2 试验数据
不同箍筋形式和箍筋间距的试件延性如图10所示。由图10可知：就箍筋形式而言,YRCFt试件的延性低于YCFt试件的延性,降低幅度为35.36%;不论箍筋形式如何变化,YR-RCF试件的延性都比YRCFt试件的延性高,当箍筋间距为125 mm时,延性依次提高43.59%、90.63%;当箍筋间距为50 mm时,延性依次提高95.08%、123.76%。配置螺旋式箍筋的试件比配置平行式箍筋的试件延性增长更大,塑性变形能力更优越。
图10 试件延性
就箍筋间距而言,不论箍筋间距如何变化,YR-RCF试件延性都高于YRCFt试件的延性,当为平行式箍筋时,提高幅度依次为3.02%、43.59%、95.08%;当为螺旋式箍筋时,提高幅度依次为3.02%、90.63%、123.76%。随着箍筋间距的减小,延性呈现逐渐增大的趋势,塑性变形能力增强;与YRCFt试件相比,YR-RCFN试件延性增长仅3.02%,表明纵筋对试件延性的贡献不大,但与其他配置了箍筋的试件相比,发现其他配置了箍筋的试件延性增长较大,表明箍筋对试件延性的贡献较大。
2.5 断裂韧性
断裂韧性χ可用来衡量试件吸收能量的能力。断裂韧性越大,试件吸收能量的能力越大,塑性变形能力越大,发生脆性破坏的可能性越小。文献[20]通过计算应力应变曲线上的面积来求得断裂韧性,其计算表达式如式(2)所示。
(2)
其中：D为试件直径,mm;H为试件高度,mm;N为试件所受的荷载,kN;u为试件的位移,mm;uf为积分上限。方钢管材料试验极限抗拉强度所对应的位移为20.39 mm,然而方钢管试件荷载位移曲线在18.00 mm左右时,试件即破坏,因此积分上限位移为18.00 mm,在荷载位移曲线上进行积分,求得相应的断裂韧性如表2所示。
不同箍筋形式和箍筋间距的断裂韧性如图11所示。由图11可知：就箍筋形式而言,YRCFt试件的断裂韧性低于YCFt试件的断裂韧性,降低幅度为15.32%,即YRCFt试件抵抗变形的能力较YCFt试件抵抗变形的能力差。不论箍筋形式如何变化,YR-RCF试件的断裂韧性都大于YRCFt试件的断裂韧性,当箍筋间距为125 mm时,提高幅度依次为24.91%、25.13%,不同箍筋形式的断裂韧性无显著差别;当箍筋间距为50 mm时,提高幅度依次为42.68%、56.35%。配置有螺旋式箍筋的试件断裂韧性更大,抵抗变形能力更强。
图11 断裂韧性
就箍筋间距而言,不论箍筋间距如何变化,YR-RCF试件的断裂韧性都大于YRCFt试件的断裂韧性,当为平行式箍筋时,提高幅度依次为13.32%、24.91%、42.68%;当为螺旋式箍筋时,提高幅度依次为13.32%、25.13%、56.35%。随着箍筋间距的减小,试件断裂韧性增长更大,抵抗变形能力更强。
现行2019规程[15]给出了轴心受压承载力计算公式,如式(3)所示。
(3)
其中：Nu为钢管再生混凝土构件轴心受压承载力,kN;fsc,r为钢管再生混凝土组合截面的轴心抗压强度标准值,N/mm2;Asc为钢管再生混凝土构件的组合截面面积,N/mm2;Ass为钢管的横截面面积,mm2;Acc为混凝土的横截面面积,mm2;ξr为钢管再生混凝土构件的套箍系数;fsy为钢管的屈服强度,N/mm2;fck,r为再生混凝土轴心抗压强度标准值,N/mm2,可由立方体抗压强度换算得到。
由于2019规程[15]中的套箍系数只考虑了钢管的约束作用,但通过上述研究发现,箍筋对断裂韧性、延性等有较大影响,因此对套箍系数进行修正。参考文献[21]和[22],即按照体积相等原则对箍筋进行等效,如式(4)所示。修正得到的套箍系数如式(5)所示。试验相关参数如表3所示,并依据修正的套箍系数计算得到相应的承载力。
表3 数据验证
(4)
(5)
2019规程[15]与本文修正公式对比结果如图12所示。由图12可见：本文修正公式偏差较小,结果偏安全,稳定可靠。
图12 承载力对比分析
(1)所有试件均呈现多折腰鼓破坏,钢管破坏面与混凝土破坏面一致,钢筋笼亦发生弯折,钢管、钢筋及混凝土变形协调一致。
(2)与CFST试件相比,RACFST试件的承载力、延性和断裂韧性分别降低7.77%、35.36%和15.32%。不论箍筋形式和间距如何,与RACFST试件相比,R-RACFST试件的承载力、延性、断裂韧性最大分别提高25.63%、123.76%和56.35%,即配筋能显著提高试件各方面力学性能。
(3)峰值荷载前的力学性能不受箍筋形式和间距的影响;螺旋式箍筋呈现更好的力学性能;试件的力学性能随着箍筋间距的减小呈现良好的态势。建议采用较小间距的螺旋式箍筋,提高延性和断裂韧性,获得更好的安全储备。
(4)本文修正的承载力计算公式安全可靠,离散性较小,且较为保守。
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