方钢管再生混凝土长柱偏心受压试验研究

余小龙, 王成刚, 柳炳康, 胡琼芳, 陈金彪

(合肥工业大学 土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009)

方钢管再生混凝土长柱偏心受压试验研究

余小龙, 王成刚, 柳炳康, 胡琼芳, 陈金彪

(合肥工业大学 土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009)

文章设计8根方钢管再生混凝土偏心受压长柱进行加载试验,获得偏心受压试件的承载力、破坏形态、轴向荷载-位移曲线、轴向荷载-柱中侧向挠度曲线等试验数据,分析了再生粗骨料取代率、钢管壁厚、偏心率、长细比等参数对试件受压性能的影响。研究结果表明:方钢管再生混凝土偏心受压长柱承载力,随着偏心率和长细比的增加而下降,随着钢管壁厚增大而增加;再生粗骨料取代率对偏心受压试件的承载力有一定影响,随着取代率的增加,偏心受压试件承载力呈降低趋势;方钢管再生混凝土偏心受压长柱轴向刚度,随钢管壁厚增大而增加,随再生粗骨料取代率增加而减小,长细比和偏心率则对轴向刚度影响不明显;方钢管再生混凝土偏心受压长柱的钢管壁厚、长细比以及偏心率越大,柱中侧向挠度越大,再生骨料取代率对柱中侧向挠度无明显影响。

方钢管再生混凝土长柱;再生粗骨料取代率;偏心率;长细比;钢管壁厚;偏心受压性能

随着我国基础建设的大力投入和城市化进程的加快,城市建设进入大发展时期,大量的建筑垃圾相应产生,除了小部分用作道路的路基垫层外,大多未经过处理直接运往郊外或乡村对其进行填埋,造成了成本增加和环境污染问题。与此同时,我国混凝土用量已位居全球之首,混凝土骨料资源紧缺[1]。在考虑保护环境和节约资源的情况下,再生混凝土的利用成为了发展趋势。

再生骨料是指利用废弃混凝土经破碎加工而成的再生集料,它可部分或全部代替天然集料形成新的混凝土。再生混凝土的利用能够缓解废弃混凝土处理困难、破坏生态环境以及混凝土骨料资源紧缺等问题,实现环境可持续发展,符合国家政策[1-4]。但是再生混凝土的强度和弹性模量小,孔隙率大,造成了再生混凝土的力学性能差于普通混凝土,不利于其在实际工程结构中使用[5]。

将再生混凝土填入钢管内形成的钢管再生混凝土可以使钢材和再生混凝土充分发挥2种材料的优点,弥补各自不足。钢管对混凝土的约束作用使核心再生混凝土的力学性能得到改善,承载力增加,这为再生混凝土应用于实际工程提供了广阔前景。国内研究者已对钢管再生混凝土柱的受力性能、延性指标等进行了试验研究[1,6-9]。为了深入研究钢管再生混凝土柱的受力性能和延性指标,本文通过长细比、偏心率、钢管壁厚和再生粗骨料取代率试验参数的变化,进行方钢管再生混凝土长柱偏心受压试验研究。

1 试验概况

1.1 试验材料

试件材料为直焊缝焊接方钢管,方钢管采用Q235B级钢,依据文献[10],由安徽鸿路钢结构(集团)股份有限公司中心实验室对其材料性能进行检测,检测结果见表1所列。

表1 钢管材料性能

粗骨料采用天然粗骨料和再生混凝土粗骨料2种,再生混凝土粗骨料来自废弃建筑物,按照文献[11]对材料的基本性质进行检验,结果如下:粒径为0～25 mm,表观密度为2 627 kg/m3,吸水率为4.96%,含水率为1.83%,含泥量为3.3%。再生混凝土设计强度等级为C30,采用P42.5普通硅酸盐水泥、普通天然河砂、粗骨料以及城市自来水,按照配合比w水泥∶w砂∶w粗骨料∶w水=2.05∶2.43∶5.17∶1.00拌制[12]。

1.2 试件设计

试验选择8根方钢管再生混凝土柱试件,试件部分设计参数见表2所列。方钢管边长为160 mm;试件FPXB5-1、FPXB5-4的方钢管壁厚(t)为5 mm,其余试件的方钢管壁厚均为3 mm;试件FPXC3-3的高度为2 400 mm,其余试件高度均为1 600 mm;试件FPXC3-3的长细比(λ)为51.96,其余试件的长细比均为34.64。

表2 试件部分设计参数及破坏荷载

本文以再生粗骨料取代率γ、偏心率η、长细比λ、壁厚t为试验变化参数。

方钢管制作时,按照设计长度截取直焊缝焊接方钢管,方钢管底端打磨平整,钢管周边与280 mm×280 mm×12 mm下盖板焊接,焊接前要保证盖板与钢管几何对中,同时,为了避免加载时钢管底端局部破坏,钢管底端每侧中部各焊接一个60 mm×60 mm×10 mm的三角形加劲肋。焊接完成后,从钢管顶部浇筑混凝土,采用插入式振捣棒分层振捣。待自然养护28 d后,用同等强度水泥砂浆将钢管顶部混凝土抹平,水泥砂浆凝固后,在柱顶加320 mm×320 mm×50 mm上盖板。上盖板下端与管壁周边焊接,上端带有槽口,槽口与上承压板刃口吻合,盖板槽口位置与偏心距相对应。

1.3 加载装置与测点布置

试验采用500 t的YES-500型压力试验机进行逐级加载,加载装置如图1所示。试件放在带有刃口的下承压板上,并将上承压板刃口放入上盖板槽口,保证柱子受力端为铰接;调整试件上、下端槽口位置,保证试件受力在一条竖直线上。

为测得钢管壁应力变化情况,在试件上、下端和半高处每侧各布置1个应变花,共布置12个应变花;在试件半高处每侧沿纵向各布置2个应变片,共布置8个应变片。为测量试件跨中侧向挠度和轴向位移,沿试件高度1/4、1/2、3/4处设置4个位移计,试件上端板和下承压板两侧各设置1个位移计测量试件轴向位移,具体测点布置如图2所示。

图1 试件加载装置

图2 加载装置和测点布置

1.4 试验加载方案

正式加载前为了消除试件与试验机之间的缝隙进行预加载,预加荷载值为预估极限荷载的10%。试验采用荷载控制的逐级加载制度,每级加载值取为预估极限荷载的10%。荷载通过下承压板缓慢上升施加给偏心受压构件,加载至该级荷载最大值,持荷时间为2 min。在试件达到预估极限荷载的70%后,每级加载值取为预估极限荷载的5%,持荷时间为2～3 min。整个加载过程的加载速率保持在0.6 kN/s,应变片、应变花和位移计的数据均由仪器自动采集。当试件荷载下降到极限荷载的80%以下时,为了保证安全,停止加载,试验结束。

2 试验破坏过程及形态

2.1 试验加载过程

试验过程中,方钢管偏心受压试件的受力过程都经历了弹性阶段和弹塑性阶段。加载初期,偏心受压试件都处于弹性阶段,轴向位移、跨中侧向挠度发展缓慢。

当壁厚3 mm试件和壁厚5 mm试件荷载分别达到各自极限荷载的56%～81%、79%～92%时,试件钢管开始屈服,进入弹塑性阶段,轴向位移、跨中侧向挠度变化加快,壁厚3 mm试件距端部150 mm处钢管表面出现铁屑脱落且轻微鼓起以及个别中截面处应变花脱落,而壁厚5 mm试件跨中部位出现微小的弯曲变形。

达到极限值后,荷载迅速降低,壁厚3 mm的试件和壁厚5 mm小偏心率试件FPXB5-4端部鼓曲严重,成褶皱状并且范围扩大,端部倾斜,轴向位移迅速加快,壁厚5 mm大偏心率试件FPXB5-1轴向位移和跨中侧向挠度变化迅速加快,跨中部位钢管弯曲,表面鼓起[13]。当试件荷载下降到极限荷载的80%以下时视为试件破坏,停止加载。

2.2 试件破坏形态

试件破坏形态如图3所示。大偏心率试件多为整体屈曲失稳破坏,破坏时试件中部屈曲外鼓(图3a),端部150 mm范围内管壁严重鼓曲(图3b)。小偏心率受压试件在轴向荷载作用下,试件中部仅发生轻微弯曲,随着荷载的增加,试件端部管壁鼓曲程度较轻(图3c)。

大偏心率受压试件中部弯曲失稳破坏时,钢管一侧受拉、一侧受压使得试件产生弯曲变形,试件中部核心混凝土受压,在管壁鼓曲处混凝土酥裂(图3d)。小偏心率受压试件在轴向荷载作用下,试件中部仅发生轻微弯曲,核心区混凝土基本完好,试件端部受管壁鼓曲影响混凝土局部损伤。

偏心受压试件破坏形态、管壁屈曲以及核心区混凝土损伤受偏心率影响较为明显。

图3 试件的破坏形态

3 试验结果分析

3.1 轴向荷载-位移曲线

通过对采集到的试件上、下端位移计数据进行分析,可得各个偏心受压试件的轴向荷载-位移曲线,如图4所示。图4中Δ为轴向位移。

由图4可以看出,弹性阶段,轴向荷载-应变曲线为直线型,少部分为折线型,位移和荷载呈线性关系;弹塑性阶段,轴向位移速度加快,极限荷载值点后,荷载开始下降,轴向位移迅速增加。由图4可知,偏心受压试件曲线斜率越大,轴向刚度越大。

图4 试件的轴向荷载-位移曲线

图4a反映了钢管壁厚对偏心受压试件轴向刚度的影响。由图4a可看出,当试件偏心率均为0.50时,试件FPXB5-1(t=5 mm)曲线斜率大于试件FPXB3-3(t=3 mm)的斜率;当偏心率均为0.25时,试件FPXB5-4(t=5 mm)曲线斜率明显大于试件FPXB3-1(t=3 mm)的斜率。由此可见,钢管壁厚越大,轴向刚度越大,且随着偏心率的增加增幅趋于平稳。

试件FPXB5-4曲线在峰值后的趋势与试件FPXB5-1曲线不一致,这是由于试件FPXB5-4破坏过程是先整体弯曲最终端部屈曲破坏,在峰值荷载时,试件FPXB5-4端部鼓曲严重且变化速度加快,而弯曲变形较小且变化速度较低,弯曲破坏的趋势被中断,随后端部鼓曲破坏,荷载迅速下降,曲线呈现下凹。

图4b反映了再生骨料取代率对偏心受压试件轴向刚度的影响。试件FPXB3-1(γ=100%)、试FPXB3-9(γ=40%)、FPXB3-7(γ=0%)的轴向刚度随着取代率的减少依次增加,且当核心混凝土为非再生混凝土时,试件轴向刚度最大,表明偏心受压试件轴向刚度与再生粗骨料取代率相关,且随再生粗骨料取代率的减小,增加幅度明显增大。其中,非再生混凝土试件FPXB3-7(γ=0%)轴向刚度与试件FPXB3-1(γ=100%)、FPXB3-9(γ=40%)相比显著提高,其原因为非再生混凝土本身强度高以及与钢管组合成的试件整体性好。

图4c反映了长细比对偏心受压试件轴向刚度的影响。由图4c可知,试件FPXB3-3(λ=34.64)比试件FPXC3-3(λ=51.96)轴向刚度略大,说明在其他条件不变的情况下,长细比对轴向刚度影响不明显,轴向刚度随长细比增加而缓慢减小。

图4d反映了偏心率对偏心受压试件轴向刚度的影响。由图4d可看出,在其他条件相同的情况下,试件FPXB3-1(η=0.25)与试件FPXB3-3(η=0.50)轴向刚度接近,试件FPXB3-9(η=0.25)与试件FPXB3-8(η=0.50)轴向刚度接近,说明偏心率对轴向刚度影响不明显。

进入弹塑性阶段,各偏心受压试件轴向刚度曲线趋于平缓,表明各试件轴向刚度降低。到达峰值压力后,轴向刚度曲线下降,构件丧失承载力。

3.2 轴向荷载-柱中侧向挠度曲线

各个偏心受压试件的轴向荷载-柱中侧向挠度(μ)曲线如图5所示。

由图5看出,不同长细比、再生粗骨料取代率、钢管壁厚、偏心率的偏心受压试件的轴向荷载-柱中侧向挠度曲线形态大致一样,都有上升段和下降段。加载初期,偏心受压试件侧向挠度较小,侧向挠度与荷载呈线性关系,随着钢管屈服,侧向挠度变化加快,当偏心受压试件开始破坏时,随着承载力增加,挠度迅速增加,直至试件破坏。

图5 试件的轴向荷载-柱中侧向挠度曲线

由图5a可知,在其他条件相同的情况下,试件FPXB5-1(t=5 mm)破坏时柱中侧向挠度远大于试件FPXB3-3(t=3 mm)的柱中侧向挠度,试件FPXB5-4(t=5 mm)柱中侧向挠度明显大于试件FPXB3-1(t=3 mm)的柱中侧向挠度,说明钢管壁厚越大,柱中侧向变形能力越强。

由图5b可知,不同再生骨料取取代率的试件FPXB3-1(γ=100%)、试件FPXB3-9(γ=40%)与非再生混凝土试件FPXB3-7(γ=0%)的柱中侧向挠度接近,再生骨料取代率对柱中侧向挠度无明显影响。

由图5c可知,试件FPXC3-3(λ=51.96)比试件FPXB3-3(λ=34.64)柱中侧向挠度要大,在其他条件相同的情况下,柱中侧向挠度随长细比增加而加大。

由图5d可知,试件FPXB3-3(η=0.50)的柱中侧向挠度大于试件FPXB3-1(η=0.25)侧向挠度,试件FPXB3-8(η=0.50)的柱中侧向挠度大于试件FPXB3-9(η=0.25)侧向挠度,说明偏心率越大,柱中侧向挠度越大。

3.3 不同参数下试件承载力和轴向变形

将不同试验参数的试件进行承载力和轴向变形对比,结果见表3所列。

(1) 偏心率的影响。其他条件相同的情况下,偏心受压试件承载力受偏心率影响较为明显,随着偏心率的增加,承载力显著下降,偏心率为0.50的试件与偏心率为0.25的试件相比承载力下降约24%。

试件轴向变形随着偏心率加大而增加,增加幅度与钢管壁厚相关,壁厚为3 mm试件轴向变形增加幅度达31.7%,壁厚为5 mm增幅仅为5.5%。

表3 不同参数下试件承载力和轴向变形对比

(2) 长细比的影响。其他条件不变,大偏心受压试件随长细比增加承载力明显下降,长细比由34.64提高到51.96,试件的承载力下降9.9%,轴向变形基本相当,说明长细比对偏心受压试件承载力有一定影响,对轴向变形影响不明显,随着长细比的增加,轴向变形缓慢增加。

(3) 再生粗骨料取代率的影响。再生粗骨料取代率为100%试件承载力低于非再生混凝土试件(取代率为0%试件)承载力4.4%;高于取代率为40%试件的承载力4.6%;这是由于再生骨料取代率为40%的混凝土配制强度较低造成的。一般情况下,再生骨料混凝土强度随取代率的提高而降低,偏心受压试件承载力呈降低趋势。

(4) 钢管壁厚影响。偏心受压试件承载力随着壁厚的增加而大幅提升,壁厚5 mm试件与壁厚3 mm试件相比承载力提高60%左右。偏心受压试件的轴向变形受壁厚的影响不大。

3.4 轴向荷载-柱中纵向应变曲线

钢管壁受拉和受压侧轴向荷载-柱中纵向应变曲线,如图6所示。

图6 轴向荷载-柱中纵向应变曲线

试验试件偏心率分别为0.25和0.50,均为小偏心受压试件。由图6可知,加载初期,试件均处于弹性阶段,柱中受拉侧纵向应变与受压侧纵向应变均为负值,即柱中全截面处于受压状态,其中,偏心率为0.50的试件柱中受拉侧纵向压应变随着荷载增加而线性增加,偏心率为0.25的试件柱中受拉侧纵向压应变随着荷载增加而线性减小,各试件柱中受拉侧纵向应变变化速度均明显快于受压侧。

弹塑性阶段,随着荷载的持续增加,偏心受压试件柱中纵向应变增加明显加快,两者呈非线性关系。偏心受压试件柱中受压侧纵向压应变达到屈服应变开始屈服(壁厚3 mm钢管屈服应变为ε3=σ3/E3=329/215 000=1.349×10-3,壁厚5 mm钢管屈服应变为ε5=σ5/E5=329/215 000=1.530×10-3),受拉侧纵向压应变逐渐减小,由图6 a、图6 d、图6f及图6 h可知,偏心率为0.50的试件柱中受拉侧纵向压应变均转为拉应变,说明偏心率越大,偏心受压试件受拉侧拉应变发展越快。

达到极限荷载后,随着承载力的下降,偏心受压试件柱中纵向应变持续增加,但是,除了试件FPXB5-1和试件FPXB5-4,其余试件柱中纵向应变的增加幅度较小。

最终破坏时,偏心受压试件柱中受压侧纵向应变为负且均远大于屈服应变,受拉侧纵向应变为正,但是只有试件FPXB5-1和试件FPXB5-4超过屈服强度,这与试件破坏形式有关。

4 结 论

本文通过对方钢管再生混凝土长柱试件进行偏心受压试验,对比分析了再生粗骨料取代率、钢管壁厚、偏心率、长细比等变化参数对其偏心受压性能的影响,研究了轴向荷载-柱中纵向应变曲线,可得以下结论:

(1) 方钢管再生混凝土偏心受压长柱破坏形态受偏心率影响明显,大偏心率试件多为整体屈曲失稳破坏,破坏时试件中部屈曲外鼓,端部范围内管壁严重鼓曲;小偏心率受压试件,在轴向荷载作用下,试件中部仅发生轻微弯曲,随着荷载的增加,试件端部管壁鼓曲程度较轻。

(2) 偏心受压长柱的承载力随着偏心率和长细比的增加明显下降;随着钢管壁厚增大而增加;再生粗骨料取代率对偏心受压试件的承载力有一定影响,随着取代率的增加,偏心受压试件承载力呈降低趋势。

(3) 方钢管再生混凝土偏心受压长柱轴向刚度受钢管壁厚和再生粗骨料取代率的影响明显,随钢管壁厚增大而明显增加,随再生粗骨料取代率增加而显著减小;长细比和偏心率则对轴向刚度影响不明显。

(4) 偏心受压试件的柱中侧向挠度与钢管壁厚、长细比、偏心率等因素有关,钢管壁厚越大,柱中侧向变形能力越强;长细比增加,柱中侧向挠度加大;偏心率越大,柱中侧向挠度越大。再生骨料取代率对柱中侧向挠度无明显影响。

(5) 弹性阶段,偏心受压试件柱中受拉侧纵向应变与受压侧纵向应变均处于受压状态,柱中受拉侧纵向应变变化速度均明显快于受压侧;弹塑性阶段,柱中受压侧纵向压应变达到屈服应变,开始屈服;达到极限荷载后,随着承载力降低,柱中纵向应变缓慢增加;最终破坏时,柱中受压侧纵向应变为负且均远大于屈服应变,受拉侧纵向应变为正。

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(责任编辑 张淑艳)

Experimental study of the behavior of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression

YU Xiaolong, WANG Chenggang, LIU Bingkang, HU Qiongfang, CHEN Jinbiao

(School of Civil and Hydraulic Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

To study the influence of recycled coarse aggregate replacement percentage, thickness of steel tube, eccentricity and slenderness ratio on the eccentric compression performance of specimens, the load bearing capacity, the failure patterns, axial load-displacement curves, axial load-mid-span deflection curves of eight recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under step stress test were obtained. The results show that the recycled coarse aggregate replacement percentage has certain influence on the load bearing capacity of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube and in inverse proportion to the recycled coarse aggregate replacement percentage, eccentricity and slenderness ratio. The eccentricity and slenderness ratio have no obvious influence on the axial stiffness of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube and in inverse proportion to the recycled coarse aggregate replacement percentage. The recycled coarse aggregate replacement percentage has no obvious influence on the mid-span deflection of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube, slenderness ratio and eccentricity.

recycled aggregate concrete filled square steel tubular long column; recycled coarse aggregate replacement percentage; eccentricity; slenderness ratio; thickness of steel tube; eccentric compression performance

2016-01-06；

2016-04-07

住房与城乡建设部科学技术计划资助项目(2013-K4-46)

余小龙(1988-),男,安徽合肥人,合肥工业大学硕士生; 柳炳康(1952-),男,安徽凤阳人,合肥工业大学教授,博士生导师,通讯作者,E-mail:liubingkang@hfut.edu.cn.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.08.020

TU398.9

A

1003-5060(2017)08-1110-07