低配筋空心短柱承載能力及工程應(yīng)用研究

鄭建安

摘要：文章設(shè)計了含4根鋼筋的低配筋空心短柱并進(jìn)行試驗研究，分析箍筋間距的變化對構(gòu)件承載力等力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明：（1）試樣在加載前期表現(xiàn)為彈性變形，破壞形式主要分為端部V型破壞或中心剪切破壞;（2）箍筋數(shù)量與承載力成正相關(guān)，但是當(dāng)箍筋數(shù)量達(dá)到一定量時，極限承載力趨于穩(wěn)定;（3）實際工程可以結(jié)合承載能力與材料成本等方面綜合考慮箍筋的用量。

關(guān)鍵詞：超高性能混凝土;低配筋;空心構(gòu)件;承載能力;箍筋

0 引言

根據(jù)相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)，混凝土等受壓構(gòu)件的抗壓強(qiáng)度主要控制因素為材料本身的強(qiáng)度和構(gòu)件形狀特性。材料本身強(qiáng)度的研究在過去幾十年已經(jīng)取得較為顯著的成就[1-2]，大跨度和高層建筑促使著超高性能混凝土的快速誕生，其抗壓強(qiáng)度在外摻劑等輔助作用下能達(dá)到200 MPa以上[3-4]。由于超高性能混凝土具有強(qiáng)度高、延性高等優(yōu)異的性能，使得其使用范圍大幅擴(kuò)展，在材料性能得到提高的同時，為了節(jié)約材料和美化外觀，構(gòu)件的形狀也在逐步得到改進(jìn)[5-6]，如構(gòu)件越來越輕薄或截面由實心改為空心等。

受傳統(tǒng)思想的束縛，超高性能混凝土構(gòu)件最初的設(shè)計形式多為實心狀，經(jīng)過相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)，在鋼管超高混凝土實心構(gòu)件中，減少鋼筋和箍筋的用量，并不會影響結(jié)構(gòu)的使用性能，還能節(jié)約大量的成本[7-8]。橋梁等建筑中空心截面構(gòu)件與鋼管和FRP等材料結(jié)合使用能充分發(fā)揮材料的性能[9-10]，且加入較高含量的鋼纖維后，材料的延性能得到巨大提升，此時去掉鋼套、降低鋼筋和箍筋用量不僅不會影響材料性能，還能提高施工的便捷性。

目前對于鋼管超高混凝土空心構(gòu)件，關(guān)于減少鋼筋和箍筋的用量對構(gòu)件性能產(chǎn)生的影響研究還很少見，本文設(shè)計含4根鋼筋的低配筋空心短柱研究箍筋間距的變化對構(gòu)件承載力等力學(xué)性能的影響，為實際工程提供理論支撐。

1 試驗設(shè)計

1.1 試樣設(shè)計

用于測量低配筋空心短柱承載力試驗采用的空心短柱截面尺寸為200 mm×200 mm、壁厚為30 mm、高度為800 mm，中空段高度為600 mm，兩端各有100 mm的含箍筋實心段。試驗共設(shè)置三組試樣，試樣的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

為了更加深入地了解低配筋空心短柱的性能，在試驗開始之前，對本次試驗所用的超高性能混凝土的基本力學(xué)性能進(jìn)行測試。制作3個立方體試樣和6個兩種尺寸的棱柱體試樣分別測量材料的抗壓強(qiáng)度、彈性模量和抗折強(qiáng)度，結(jié)果顯示其抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度和彈性模量分別為115 MPa、28 MPa和43 GPa。本次試樣所用的材料配比如表2所示。在該配比基礎(chǔ)上，加入體積比為2%的鋼纖維，其長度為8 mm，直徑為0.12 mm。

1.2 試驗方案設(shè)計

將內(nèi)外模板和鋼筋籠布置好以后進(jìn)行試樣澆筑。鋼筋籠是由鋼筋和箍筋通過鋼絲綁扎而成，試樣澆筑完成后，進(jìn)行常規(guī)養(yǎng)護(hù)96 h后脫模，繼續(xù)養(yǎng)護(hù)至28 d，在試樣軸線位置上貼應(yīng)變片，用于測量在軸向荷載作用下試樣的變形和軸向應(yīng)變。應(yīng)變片位置及編號如圖1所示。

將試樣放置在YAW-10000F壓力機(jī)上進(jìn)行抗壓試驗。根據(jù)極限承載力理論計算，設(shè)置壓力機(jī)的檔位為5 MN，保證將試樣放置在中心后進(jìn)行預(yù)加載，然后進(jìn)行分級加載，每級荷載大小為10%P（P為極限荷載），加載速率為180 kN·min-1，每級荷載加載時間持續(xù)120 s，當(dāng)加載至90%P時，采用位移控制加載速率，速率設(shè)置為0.05 mm·min-1，直到試樣完全破壞后停止加載（見圖1）。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞過程及應(yīng)變分析

A1組試樣形態(tài)在加載到50%P之前基本沒有變化，當(dāng)加載到60%P這一過程中，試樣端部出現(xiàn)掉渣和碎屑壓縮發(fā)聲的現(xiàn)象;繼續(xù)加載至70%P過程中，試樣端部開始出現(xiàn)肉眼可見的微小裂紋;當(dāng)加載到90%P時，裂紋數(shù)量明顯增多，且逐漸向試樣中心豎向擴(kuò)展;當(dāng)加載至P時，試樣發(fā)出爆裂聲，壓力機(jī)讀數(shù)快速下降，試樣端部出現(xiàn)較為明顯的V型破壞，如圖1所示。這個時候試樣雖然明顯破壞，但是仍然保持完整性，并未脫落。A2組試樣的破壞形態(tài)與A1組試樣大致相同，區(qū)別在于端部出現(xiàn)裂紋的時間相對延后，試樣最終破壞時，端部的裂紋數(shù)量明顯增加。

A3組試樣破壞的過程與A1組和A2組試樣有所區(qū)別，主要在于加載至80%P時，試樣的端部和中部偏上一點的位置均出現(xiàn)了許多微小裂紋，當(dāng)加載至P時，試樣中部出現(xiàn)一條較為明顯的傾斜裂紋。

三組試樣的軸向應(yīng)變隨著荷載的增加而變化的情況如圖2所示。從圖中可以看出，當(dāng)加載到達(dá)70%P之前，試樣的變形主要是彈性變形，當(dāng)試樣破壞時，軸向應(yīng)變的范圍在25×10-3～30×10-3。在相同應(yīng)變下，A1組試樣荷載最小，A3組試樣荷載最大，A2組試樣居中，說明試樣抵抗變形的能力為A3>A2>A1。A3組試樣應(yīng)變片S2和S4的曲線未從原點出發(fā)，表明加載開始一段時間后該位置才開始產(chǎn)生變形。

2.2 極限承載力分析

空心短柱混凝土試樣承載力P的計算公式如式（1）所示。

將截面面積取為全截面面積時，極限荷載理論計算值為2 342 kN。極限荷載與截面面積之比表示極限應(yīng)力，三組試樣的極限應(yīng)力試驗值與計算值如表3所示。從表中可以看出，由于理論計算時，未考慮不同箍筋間距的影響，因此三種組別試樣的極限應(yīng)力和極限荷載理論值均相同，但是三組試樣的極限荷載實測值差別較大，A1組試樣低于50%的理論值，而A3組試樣與理論值十分接近，其大小關(guān)系為A3>A2>A1，與荷載-應(yīng)變曲線圖中的結(jié)果相一致，表明箍筋的增加對于提高低配筋空心短柱的極限承載力具有顯著的效果。

2.3 箍筋間距分析

為了更加清晰地分析箍筋數(shù)量對試樣承載能力的影響，對A1組試樣中空段試驗區(qū)域（長度為600 mm）配制不同數(shù)量的箍筋，測得試樣的極限承載能力與箍筋數(shù)量的關(guān)系如圖3所示。從圖中可以看出，極限承載能力隨著箍筋數(shù)量的增加而增加，當(dāng)箍筋數(shù)量從0增加到6根的時候，極限承載力增加較小;當(dāng)箍筋數(shù)量從6根增加到12根的時候，極限承載力增加非常明顯;當(dāng)箍筋數(shù)量超過12根以后，極限承載力上升基本停止，此時相對于未加入箍筋時，極限承載力上升了27.5%。從圖中還可以看出，當(dāng)箍筋數(shù)量處于6到12根時，上升的速率最大，說明存在一個最佳的箍筋數(shù)量區(qū)間，使得極限承載力效果最佳，實際工程中應(yīng)該考慮經(jīng)濟(jì)成本與材料承載能力的綜合性價比最高的箍筋數(shù)量配制。

2.4 工程應(yīng)用分析

從以上的試驗結(jié)果顯示，低配筋空心短柱在合理地選擇箍筋數(shù)量后能發(fā)揮出很好的承載能力，完全可以滿足工程需求，且在很大程度上節(jié)約了材料和經(jīng)濟(jì)成本。箍筋數(shù)量存在一個最佳區(qū)域，若構(gòu)件尺寸相似情況下，范圍為50～100 mm時，即箍筋數(shù)量為6～12根時為最佳。該結(jié)果能為類似工程提供理論支撐。

3 結(jié)語

本文對低配筋空心短柱試樣進(jìn)行試驗研究，結(jié)果表明：試樣在加載前期表現(xiàn)為彈性變形，破壞形式主要分為端部V型破壞或中心剪切破壞;箍筋數(shù)量與承載力成正相關(guān)，但是當(dāng)箍筋數(shù)量達(dá)到一定量時，極限承載力趨于穩(wěn)定;箍筋數(shù)量的最佳區(qū)域可以通過空心段長度與箍筋間距進(jìn)行計算。在最佳箍筋配比下低配筋空心短柱能很好地滿足工程需求。

參考文獻(xiàn)：

[1]Mo Alkaysi，Sherif El-Tawil. Factors affecting bond development between Ultra High Performance Concrete（UHPC）and steel bar reinforcement[J/OL]. Construction and Building Materials，2017（3）.

[2]Huanghuang Huang，Xiaojian Gao，Linshan Li，et al. Improvement effect of steel fiber orientation control on mechanical performance of UHPC[J/OL]. Construction and Building Materials，2018（188）.

[3]高緒明.鋼纖維對超高性能混凝土性能影響的研究[D].長沙：湖南大學(xué)，2013.

[4]徐 朦.多種鋼纖維對超高性能混凝土力學(xué)性能影響的比較研究[D].北京：北京交通大學(xué)，2014.

[5]Yeqing LI. Structure Design and Application of UHPC in Corrosive Environment[C]. 中國硅酸鹽學(xué)會、中國建筑材料科學(xué)研究總院.第九屆水泥混凝土國際會議論文摘要集.中國硅酸鹽學(xué)會、中國建筑材料科學(xué)研究總院：中國硅酸鹽學(xué)會，2017.

[6]陳寶春，楊 簡，黃卿維，等.超高性能混凝土形狀與尺寸效應(yīng)分析[J].福州大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2019，47（3）：391-397.

[7]楊丙文，黎雅樂.鋼筋對超高強(qiáng)度混凝土梁受力性能的影響[J].特種結(jié)構(gòu)，2017，34（2）：71-74.

[8]吳佳佳.鋼-UHPC輕型組合橋梁結(jié)構(gòu)華夫橋面板的基本性能[D].長沙：湖南大學(xué)，2016.

[9]鄧宗才，劉少新，王海忠，等.四種FRP管約束UHPC軸壓特性的試驗研究[J].北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2015，41（5）：728-734.

[10]鄧宗才，劉少新.FRP管約束超高性能混凝土的試驗及理論研究[J].應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報，2016，24（4）：792-803.