箍筋對方形配筋鋼管再生混凝土受力性能的影響機(jī)理

阿里甫江·夏木西,史露江

(新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院,新疆 烏魯木齊 830017)

0 引言

鋼管混凝土(concrete-filled steel tube,CFST)構(gòu)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(gòu)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(gòu)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(gòu)件性能,常規(guī)做法是將其與鋼筋籠結(jié)合,形成組合結(jié)構(gòu),即配筋鋼管混凝土(reinforced concrete-filled steel tube,R-CFST),從而提高其各項力學(xué)性能[4]。文獻(xiàn)[5]以軸壓比為變化參數(shù),試驗闡明：構(gòu)件的力學(xué)性能與鋼筋的配置與否有著正向相關(guān)性;隨著軸壓比的提高,構(gòu)件的抗剪能力得以提高,但延性和變形能力降低。文獻(xiàn)[6]為了探究螺旋箍筋對方鋼管混凝土柱的影響機(jī)理,進(jìn)行了試驗和有限元分析研究,結(jié)果表明：減小箍筋間距、增大箍筋直徑以及提高混凝土強(qiáng)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(qiáng)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(jìn)一步提高了構(gòu)件的承載力和延性性能[7-8]。隨著基礎(chǔ)建設(shè)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(yīng)運(yùn)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(qiáng)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(qiáng)度有所降低[9-10]。

為了改進(jìn)再生骨料混凝土上述諸多缺點,學(xué)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(xiàn)[11]以再生骨料取代率、長細(xì)比和鋼管壁厚為變量,設(shè)計了7組RACFST試件,進(jìn)行了鋼管再生混凝土柱的偏壓研究,結(jié)果表明：鋼管再生混凝土柱的承載力隨取代率、長細(xì)比的增加而減小,隨鋼管壁厚的增加而增大。文獻(xiàn)[12]以取代率為變化參數(shù),進(jìn)行了11根方鋼管再生混凝土柱的軸壓研究,結(jié)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(dāng)再生骨料取代率低于這個界限時,強(qiáng)度會略微提高;當(dāng)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(qiáng)度呈現(xiàn)降低趨勢。文獻(xiàn)[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(xué)性能,結(jié)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(xiàn)[14]研究了圓形和方形RACFST構(gòu)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(gòu)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(qiáng)度低等缺點,并能夠用于工程結(jié)構(gòu),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(gòu)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(jié)構(gòu)技術(shù)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(bǔ)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(gòu)件的研究相對較少,針對箍筋的作用機(jī)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(shè)計

以2種箍筋形式和3種箍筋間距為變化參數(shù)進(jìn)行設(shè)計,箍筋配置情況如圖1所示。共計準(zhǔn)備7組試件,每組準(zhǔn)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(xì)骨料650 kg、粗骨料1 202 kg、減水劑2.4 kg。測定標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的強(qiáng)度,得到普通混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu為42.51 MPa,再生混凝土立方體抗壓強(qiáng)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(jī)控制電液伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行,由于箍筋無明顯屈服點,故采用條件屈服強(qiáng)度作為其屈服點,即以0.2%殘余變形的應(yīng)力值作為其屈服極限,稱為條件屈服極限或屈服強(qiáng)度。測得鋼管屈服強(qiáng)度fsy為271.1 N/mm2,縱筋屈服強(qiáng)度fry為437.4 N/mm2,箍筋屈服強(qiáng)度fhy為1 098.2 N/mm2。鋼材材料試驗結(jié)果如圖2所示。

圖2 鋼材材料試驗結(jié)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(jī)控制液壓伺服壓力機(jī)上進(jìn)行,速度為2.5 mm/min,設(shè)定試驗結(jié)束位移為20 mm。正式加載前首先進(jìn)行預(yù)加載,使得試件受壓均勻。鋼管和鋼筋的應(yīng)變數(shù)據(jù)直接通過應(yīng)變箱進(jìn)行采集。

2 R-RACFST結(jié)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(dāng)荷載增大至峰值荷載的60%左右時,鋼管表面出現(xiàn)細(xì)微的變形,隨著荷載的不斷增大,變形逐漸明顯;當(dāng)荷載達(dá)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(dāng)達(dá)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(dāng)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(dá)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(jìn)一步觀察內(nèi)部混凝土的破壞模式,用角磨機(jī)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(yīng)不均勻,4邊位置約束效應(yīng)差,4個角約束效應(yīng)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(yīng)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(yīng)。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(yīng)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(dāng)箍筋間距較大時,曲線下降段基本重合,當(dāng)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(yīng)變

2.3.1 鋼管荷載應(yīng)變

2.3.1.1 箍筋形式

不同箍筋形式鋼管荷載應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(xué)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(yīng)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(dǎo)致承載力較差,應(yīng)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(dá)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(qiáng),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(yīng)變

2.3.2.1 箍筋形式

不同箍筋形式縱筋荷載應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(guān)計算延性的方法[17-19],本文參照文獻(xiàn)[19]的計算方法,采用能量法計算延性,具有較好的試驗結(jié)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(yīng)的能量,J;Ey為試件屈服時對應(yīng)的能量,J。

相關(guān)參數(shù)的獲取請參閱文獻(xiàn)[19]的方法,在荷載位移曲線上求得相應(yīng)的包絡(luò)面積即得到相應(yīng)的能量。試驗相關(guān)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(dāng)箍筋間距為125 mm時,延性依次提高43.59%、90.63%;當(dāng)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(dāng)為平行式箍筋時,提高幅度依次為3.02%、43.59%、95.08%;當(dāng)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(qiáng);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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)[20]通過計算應(yīng)力應(yīng)變曲線上的面積來求得斷裂韌性,其計算表達(dá)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(qiáng)度所對應(yīng)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(jìn)行積分,求得相應(yīng)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(dāng)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(dāng)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(qiáng)。

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(dāng)為平行式箍筋時,提高幅度依次為13.32%、24.91%、42.68%;當(dāng)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(qiáng)。

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(gòu)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(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值,N/mm2;Asc為鋼管再生混凝土構(gòu)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(gòu)件的套箍系數(shù);fsy為鋼管的屈服強(qiáng)度,N/mm2;fck,r為再生混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值,N/mm2,可由立方體抗壓強(qiáng)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(jìn)行修正。參考文獻(xiàn)[21]和[22],即按照體積相等原則對箍筋進(jìn)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(guān)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(yīng)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(jié)果如圖12所示。由圖12可見：本文修正公式偏差較小,結(jié)果偏安全,穩(wěn)定可靠。

圖12 承載力對比分析

4 結(jié)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(xué)性能。

(3)峰值荷載前的力學(xué)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(xué)性能;試件的力學(xué)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。