鋼管海砂再生混凝土軸壓性能試驗(yàn)與分析

黃一杰, 吳紀(jì)達(dá), 肖建莊, 王 清, 孫黃勝(.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 山東 青島 66590;.同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系， 上海 0009)

將海砂再生混凝土澆筑到鋼管中制成鋼管海砂再生混凝土(SSRCFS)是解決上述問題的有效方法.鋼管的約束作用可改善海砂再生混凝土力學(xué)性能，同時(shí)由鋼管所形成的密閉約束環(huán)境能有效阻止Cl-對鋼筋的腐蝕[6].不過，目前為止，國內(nèi)外對此研究較少.現(xiàn)有研究也僅考慮海砂或再生粗骨料單因素對混凝土的性能影響[6-7]，針對鋼管海砂再生混凝土的研究和應(yīng)用尚無相關(guān)報(bào)道.基于此，本文開展了再生粗骨料和海砂對鋼管混凝土性能影響的研究.

1 鋼管海砂再生混凝土軸壓試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

水泥采用42.5R普通硅酸鹽水泥.拌和水為自來水.砂為河砂與海砂，海砂取自青島附近海域.再生粗骨料取自某拆除道路的廢棄混凝土.粗、細(xì)骨料分別按照GB/T 14685—2011《建筑用碎石或卵石》、GB/T 14684—2011《建筑用砂》測試其性能，海砂根據(jù)JGJ 52—2006《普通混凝土用砂、石質(zhì)量及檢驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》采用硝酸銀滴定法測試其Cl-含量(φ，質(zhì)量分?jǐn)?shù))，結(jié)果如表1，2所示.所有試件的混凝土配合比相同，即m(水泥)∶m(砂)∶m(粗骨料)∶m(水)=15.80∶10.96∶26.83∶4.74.

1.2 試件設(shè)計(jì)

按再生粗骨料取代率(γ，質(zhì)量分?jǐn)?shù))和φ將試驗(yàn)分為9組,每組2個(gè)試件，試件高為550mm，直徑為219mm.

表1 粗骨料的主要性能指標(biāo)Table 1 Properties of coarse aggregates

表2 細(xì)骨料的主要性能指標(biāo)Table 2 Properties of fine aggregates

鋼管為無縫碳素鋼管，外徑219mm，壁厚6mm，高550mm，其屈服強(qiáng)度為340.72MPa，抗拉強(qiáng)度為485.68MPa，彈性模量為144GPa.

試件編號見表3，其中SSRCFS后第1個(gè)數(shù)字0，1，2分別表示γ為0%，50%，100%，第2個(gè)數(shù)字0，1，2分別表示φ為0%，0.1488%，0.2251%，第3個(gè)數(shù)字表示試件的編號.如SSRCFS21-1，SSRCFS21-2表示鋼管海砂再生混凝土中γ為100%，φ為0.1488%， 試件編號分別為1，2.

1.3 試件的制作與養(yǎng)護(hù)

首先將空鋼管一端焊上底板，再將海砂再生混凝土從鋼管頂端分3層澆入其中，每層用振搗棒振搗密實(shí)，最后將鋼管頂面的海砂再生混凝土抹平，待其在鋼管中的干縮變形穩(wěn)定后，再用高強(qiáng)水泥砂漿將鋼管頂端填滿、抹平，焊好頂板.試件自然養(yǎng)護(hù)60d 后進(jìn)行試驗(yàn).

1.4 加載與量測裝置

試驗(yàn)在5000kN的電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.試件上下端各有2個(gè)應(yīng)變片，中部8個(gè)應(yīng)變片，用以量測試件端部、中部的變形.應(yīng)變片規(guī)格為BX120-5AA(5×3).在試件兩側(cè)對稱設(shè)置YWD-100型位移計(jì)，量程為100mm，加載示意圖與測點(diǎn)布置如圖1所示.采用力與位移混合方式加載.

圖1 試件加載示意圖與測點(diǎn)布置Fig.1 Arrangement of loading and measuring devices(size:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)過程及主要現(xiàn)象

各試件的受力變形過程基本相同.加載初期，試件處于彈性階段，當(dāng)接近30%峰值荷載時(shí)，蓋板焊縫熔渣開始脫落，外表面輕微掉銹.隨著加載進(jìn)行，試件變形不斷增大.當(dāng)?shù)竭_(dá)70%～80%峰值荷載時(shí)，試件處于彈塑性階段，其中部出現(xiàn)較明顯橫向變形.當(dāng)?shù)竭_(dá)90%峰值荷載時(shí)，試件端部局部凸起，中部出現(xiàn)剪切滑移線，鐵銹和焊縫熔渣不斷脫落.達(dá)到峰值荷載時(shí)，試件中部剪切滑移線越來越明顯，可聽到部分混凝土破壞的聲音.峰值荷載后，試件變形顯著增大，荷載不斷降低，斜剪變形明顯，直至最終破壞.大部分試件破壞模式為斜剪破壞，部分試件的破壞形態(tài)如圖2所示.

圖2 部分試件的破壞形態(tài)Fig.2 Typical failure modes of specimens

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

主要試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，其中fc為試件中混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度(MPa)，ξ為試件的套箍系數(shù)，ξ=Asfy/(Acfc)，fy為鋼管的屈服強(qiáng)度(MPa)，As，Ac分別為鋼管、混凝土橫截面積(mm2)，Pu為試件峰值荷載(kN)，εc，σc分別為試件峰值應(yīng)變、峰值應(yīng)力(MPa)，β為相應(yīng)文獻(xiàn)推薦公式計(jì)算值與峰值荷載試驗(yàn)值之比的均值.

由表3可以看出，各組混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度差別不大；在相同γ下，海砂再生混凝土的抗壓強(qiáng)度隨著φ的變化而略有差異，當(dāng)φ不大時(shí)，混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度隨著φ的增加而提高，當(dāng)φ較大時(shí)，混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度下降；在相同φ下，γ為50%的混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度最高，而γ為100%的混凝土棱柱體的抗壓強(qiáng)度較低.

試件的峰值荷載隨著γ的增加而降低.在相同γ下，試件峰值荷載隨著φ的增加而降低，但當(dāng)φ較大時(shí)，試件峰值荷載略有提高，如SSRCFS01的峰值荷載較SSRCFS00下降了3.54%，而SSRCFS02的峰值荷載較SSRCFS01提高了0.16%，SSRCFS11的峰值荷載較SSRCFS10下降了3.61%，而SSRCFS12的峰值荷載較SSRCFS11提高了0.19%.從表3還可以看出，隨著γ的增加，φ對試件峰值承載力降低的影響逐漸減弱，如SSRCFS00的峰值荷載較SSRCFS02的峰值荷載高2.73%，而SSRCFS20的峰值荷載較SSRCFS22的峰值荷載低0.47%.另外，觀測試驗(yàn)后的鋼管內(nèi)壁發(fā)現(xiàn)，銹蝕較小，這是由于鋼管的封閉約束抑制了銹蝕的發(fā)展.

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Main test results

2.3 軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線

不同φ，γ下試件的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)全曲線分別如圖3，4所示.由圖3，4可見，鋼管海砂再生混凝土的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€與普通鋼管混凝土的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€基本相同，可分為彈性上升、彈塑性增長和下降3個(gè)階段.在彈性上升階段，試件的彈性模量隨著γ和φ的變化而變化，γ越大，彈性模量越小，隨著φ的提高，彈性模量略有增加.在彈塑性增長階段，試件的峰值應(yīng)力和應(yīng)變受γ，φ的影響，隨著γ的增加，峰值應(yīng)力降低，在相同γ下，試件的峰值應(yīng)力隨著φ的提高而降低，但當(dāng)φ較大時(shí)，試件的峰值應(yīng)力略有提高.峰值荷載后，試件的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€開始下降，ξ越小，其軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€下降段越陡，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的80%時(shí)，軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€趨于穩(wěn)定.

圖3 不同φ下試件的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€Fig.3 Specimens’ curves under different CIC conditions

圖4 不同γ下試件的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€Fig.4 Specimens’ curves under different RCA replacement percentages

2.4 φ和γ對軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€的影響

由圖3，4還可以看出：在相同φ下，試件的峰值應(yīng)力隨著γ的增加而降低，峰值應(yīng)變隨著γ的增加而增大；在相同γ下，試件的峰值應(yīng)力比普通鋼管再生混凝土小，隨著φ的增加，峰值應(yīng)變先增大后減小，如SSRCFS11的峰值應(yīng)變較SSRCFS10提高10.47%，而SSRCFS12的峰值應(yīng)變較SSRCFS11下降30.32%.另外，隨著γ的增加，φ對峰值應(yīng)力降低的影響逐漸減弱.這是由于隨著γ的增加，混凝土中的孔隙增多，部分海砂進(jìn)入其中，未有效參與水泥的水化硬化過程，使其對峰值應(yīng)力的影響逐步減弱.

3 軸壓理論探討

3.1 峰值荷載計(jì)算值與試驗(yàn)值對比

目前，國內(nèi)外已有許多關(guān)于鋼管混凝土峰值荷載的計(jì)算方法，但這些方法是否適用于鋼管海砂再生混凝土仍有待驗(yàn)證.本文采用文獻(xiàn)[8-12]中的計(jì)算式來計(jì)算試件的峰值荷載，其結(jié)果與試驗(yàn)值的比值如表3所示.

由表3可以看出，各試件的峰值荷載計(jì)算值均低于試驗(yàn)值，偏于安全.基于文獻(xiàn)[9]中計(jì)算公式的計(jì)算值與試驗(yàn)值最為接近，其次為文獻(xiàn)[7]中計(jì)算式的計(jì)算結(jié)果.因此，在保證安全的情況下，可以采用這2種計(jì)算方法進(jìn)行分析.而文獻(xiàn)[10]等的計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)值偏低約20%～35%.

3.2 軸向受力變形關(guān)系式擬合

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，本文建立了鋼管海砂再生混凝土軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€計(jì)算模型.該模型考慮了φ和γ的影響，并將軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€分為彈性、彈塑性、下降及穩(wěn)定4個(gè)階段.結(jié)合本文與文獻(xiàn)[8，10，12]中的相關(guān)數(shù)據(jù)對文獻(xiàn)[8]中的式(3.133)，(3.139)與(3.140)進(jìn)行擬合，得到了鋼管海砂再生混凝土軸向受力變形關(guān)系的表達(dá)式，如式(1)所示.

部分試件的計(jì)算模型曲線與試驗(yàn)曲線對比如圖5所示.

(1)

式中：σ為鋼管海砂再生混凝的軸壓應(yīng)力；ε為鋼管海砂再生混凝的軸壓應(yīng)變；Esc=fscp/εscp，fscp為鋼管海砂再生混凝土軸心受壓比例極限，εscp=(2.96fc2-194.9fc+4138)ξ0.99(0≤γ≤1，0≤φ≤0.0041)；a，b，c，d為計(jì)算參數(shù)，參考文獻(xiàn)[8]取值；fscy為鋼管海砂再生混凝土峰值強(qiáng)度，fscy=(1.14-32.38φ-0.0361γ)(1.14+1.02ξ)fc，且fscp=0.69fscy；εc=

1.51(0.39γ+1)(-10.55φ2+1.86φ+1)×

[1300+12.5fc+(600+33.3fc)ξ0.2]；εscp為fscp對應(yīng)的應(yīng)變.

圖5 部分試件的計(jì)算模型曲線與試驗(yàn)曲線對比Fig.5 Comparison between calculated stress-stain curves and experimental ones

4 結(jié)論與展望

(1)鋼管海砂再生混凝土與普通鋼管混凝土的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€基本相同，可分為彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段.試件破壞模式相似，主要為斜剪破壞.試件峰值荷載隨著γ和φ的增加而略有降低.但是，隨著γ的增加，φ對峰值應(yīng)力的影響有逐漸減弱.峰值應(yīng)變隨著φ的增加先增大后減小，隨著γ的增加而增大.

(2)在保證安全的情況下，可將文獻(xiàn)[9]用于鋼管海砂再生混凝土受力分析.

(3)基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立了鋼管海砂再生混凝土軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€計(jì)算模型，該模型的理論曲線與試驗(yàn)曲線總體吻合.

本文主要研究了鋼管海砂再生混凝土的短期力學(xué)性能.但海砂和再生粗骨料對試件的長期力學(xué)性能和耐久性能也有影響.后期將結(jié)合本次試驗(yàn)所預(yù)留的試件繼續(xù)展開研究.

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