非烧结粉煤灰陶粒圆柱轴心受压力学特性研究

高振国，沙丽荣,2*，王秀丽

1吉林建筑大学 土木工程学院,长春 130118 2吉林省结构与抗震科技创新中心,长春 130118

0 引言

非烧结粉煤灰陶粒是轻骨料的一种,主要由粉煤灰、活化剂等通过合理的配合比混合而成,采用内包、外包、连续成球和自然维护的新技术[1].非烧结粉煤灰陶粒混凝土作为轻骨料混凝土的一个重要分支,是一种质量轻、强度高、绿色环保的新型建筑材料,可用于节能建筑、路桥、交通等工程[2].

通过改变箍筋样式来更好地改善轻质混凝土柱的承重能力和稳定性能.目前混凝土内的箍筋有很多种约束形式，国内外的研究人员努力改善并追求完美箍筋约束作用，随着钢筋的广泛使用,其约束作用也得到了显著体现.如今,人们发现了各种形式的箍筋组合,以加强约束功能,如单层箍筋、双层箍筋、螺旋箍筋、复合箍筋等.其中,双层约束筋的使用是近些年来应对地震等自然灾害设计的新趋势.本试验以外层螺旋箍筋、内层也是螺旋箍筋的一种约束轻质混凝土柱为研究对象,对双层约束筋混凝土柱进行试验,研究箍筋的形状以及箍筋的占比对新材料混凝土柱承重和变形作用的影响[3],同时,利用ABAQUS有限元软件对约束非烧结粉煤灰陶粒混凝土轴压破坏极限和破坏形态进行了模拟[4],模拟结果与试验结果一致.

双层螺旋箍筋柱横截面的新型混凝土处在3种被固定的状态,主要可以分为非约束区混凝土区域、外层箍筋约束混凝土区域、内外层箍筋共同约束混凝土区域[5].这种新型的混凝土柱有诸多优点:有非常不错的侧面加固效果,可以提高试件的承重和延性;可以应用在地震高发地区以及高层建筑;与钢管混凝土柱、型钢混凝土组合柱及传统混凝土柱相比,双层箍筋非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形柱制作简单,施工方便,造价低.

1 试验概况

1.1 试件设计

本文螺旋箍筋圆形混凝土试件共6个,其中双层螺旋箍筋试件4个,单层螺旋箍筋试件2个[6].设计时考虑的影响因素包括非烧结粉煤灰陶粒混凝土、箍筋之间的距离、内外层箍筋之间距离以及配箍量[7]等因素.

试件的几何尺寸为250 mm×1 200 mm,底座的几何尺寸为550 mm×250 mm×200 mm,保护层厚度为20 mm,箍筋形式为双层螺旋箍筋和单层螺旋箍筋两种,外层螺旋箍筋间距取45 mm,60 mm两种,内层螺旋箍筋间距取45 mm和60 mm两种,内外层箍筋之间间距取20 mm和30 mm两种.混凝土采用C30,箍筋HPB300,纵筋HRB400.试验的设计参数见表1,柱内混凝土约束如图1所示,柱的构造设计如图2所示.

表1 双层螺旋箍筋约束下的非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形柱试件实测参数Table 1 Measured parameters of non sintered fly ash ceramsite concrete circular column restrained by double-layer spiral stirrup

图1 横截面约束混凝土区域Fig.1 Cross section confined concrete area

图2 试件的设计及截面设计Fig.2 Design and section design of test piece

1.2 测量方案和加载步骤

1.2.1 测量方案

在圆柱的中间腰部两边对称放置2个位移计,通过在柱体打出4个直径6 mm、深度20 mm的细孔,然后插入细螺纹杆来固定位移计.圆柱混凝土的纵向位移量通过长度为0.8 m的位移计进行测量,位移计的放置位置如图3所示;在制作的构件中间腰部通过AB胶竖向粘贴4枚应变片[8],主要作用是便于观察制作构件的轴向应变,同上位置在横向粘贴3枚应变片,目的在于观察混凝土柱横向应变;需要1台高速照相机记录构件在挤压过程中的变化,然后将记录的数据通过电脑采用DIC技术计算混凝土柱的应变.

图3 位移计布置Fig.3 Displacement meter layout

图4 加载装置Fig.4 Loading device

1.2.2 加载步骤

试验在100 t试验机上进行，对试件进行竖向施压.加载时严格控制中轴对接，为了使柱受力均匀，加载前把柱底端承台打扫干净，圆柱顶端采用黑色碳纤维布进行包裹,防止混凝土与加载板直接接触面发生破碎.时刻检查圆柱中心位置与在加载装置中心位置是否保持一致，然后进行缓慢加载.柱上下端不做特殊固定,按照竖向加载试验常规步骤进行施压.试验的加载方式采用静力加载.首先预加载通过位移(0.1 mm/s)的方式调试试验机的上端加载板与圆柱之间的距离.当加载板与圆柱刚要接触时停止加载，再次观察调整,使圆柱中心位置与加载板中心位置在一条中位线上.然后按力加载(3 kN/s),观察计算机上的数据,当显示器上的数据下降到极限承载力的1/3左右后结束.试验过程中的所有测点均通过数据采集器自动记录.加载装置如图4所示.

1.3 试件的破坏过程和破坏形态

配箍率0.7 %的试验构件(DSSC-6).前期加载,试件处在弹性阶段,表面混凝土未出现裂缝;加载构件极限承载力的85 %时,混凝土表面出现了几条细微的裂缝;继续对构件增加重量,试件表面开始生成新的裂缝,先前出现的细微裂缝继续扩大;当达到构件的极限承载力时,最外层箍筋约束的非烧结粉煤灰陶粒混凝土柱快速丧失承载力,初始产生的裂缝迅速扩大,最终发展成与水平面成夹角约在55°～67°范围内且贯穿整个构件表面的大裂缝,发出清脆的裂缝声.试件破坏形态如图5(a)所示,试件的破坏属于压剪破坏.

配箍率1.3 %的试验构件在加载前期,构件表现出弹性,试件表面没有任何肉眼看到的变化.当对试件加载到极限承载力的75 %～81 %范围内时,试件光滑的表面出现可以肉眼看到的几条细小的缝,继续对构件加压,表面持续开裂.当加载到极限承载力时,试件表面的混凝土裂缝持续发展,并伴有清脆开裂的声音,保护层的混凝土开始脱落,暴露出最外层的钢筋,纵筋被压弯变形,承载力开始下降;试验到最后时,最初形成的裂缝贯穿试件表面,斜裂缝与水平面之间的夹角大致在45°～55°范围内,试件的破坏形态如图5(b)所示,试件的破坏属于压剪破坏.

配箍率为1.8 %较高的试验构件前期加载无裂缝出现,且承载力明显优于配箍率相对较低的构件.当加载到极限承载力时,保护层的混凝土开始脱落,暴露出最外层的钢筋,但纵筋弯曲不明显且圆柱本身未发生较大偏移.试件的破坏形态如图5(c)所示.

(a) 单螺旋箍筋间距60 mm (b) 双螺旋箍筋间距60 mm (c) 双螺旋箍筋间距45 mm图5 非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆柱试件的破坏形态Fig.5 Failure mode of non sintered fly ash ceramsite concrete cylindrical specimen

1.4 试验结果分析

通过对制作的6根圆形构件的数据整理和分析,得到了该柱的荷载-位移曲线[9],如图6所示.通过观察荷载-位移曲线可以看出,上升段试件处于弹性阶段.当试件的承载力达到极限承载力80 %±5 %时,该数据曲线出现了第1个拐点,试件的应变开始快速增长,直至达到极限荷载,且随着箍筋量的增加,该曲线的下降段越缓.

图6 荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves

通过分析图6数据曲线,双层约束筋和单层约束筋约束相同强度等级的非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形柱,双层筋可以适当提高试件的极限承载能力.双层配箍比单层配箍的承载力提高了12 %～20 %,并且变形性能提高了25 %,从而提高了柱的延性.

因此可以得出结论:双层螺旋箍筋约束的非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形轴心受压构件,可以提高试件的极限承载能力和变形能力.

2 非烧结粉煤灰陶粒混凝土材料力学性能试验

依据《轻集料混凝土应用技术标准》优化配合比设计出C30非烧结粉煤灰陶粒混凝土,水泥采用标号为42.5普通硅酸盐水泥,以及采用粒径分别为5 mm～16 mm和3mm～4 mm的非烧结粉煤灰陶粒和陶砂,外加剂有粉煤灰、聚羧酸高效减水剂.

试验制作150 mm×150 mm×300 mm棱柱体试件以及150 mm×150 mm×150 mm立方体试件各3块.在标准养护条件下养护28 d.试验如图7所示.测定非烧结粉煤灰陶粒混凝土轴心抗压强度、立方体抗压强度以及弹性模量见表2.

表2 非烧结粉煤灰陶粒混凝土轴心抗压强度、立方体抗压强度以及弹性模量所测平均值Table 2 Average values of axial compressive strength, cube compressive strength and elastic modulus of non sintered fly ash ceramsite concrete

图7 非烧结粉煤灰陶粒混凝土试块抗压强度Fig.7 Compressive strength of non sintered fly ash ceramsite concrete test block

3 有限元模拟

3.1 建立模型

为了更加方便、高效、准确地分析构件的承重以及变形能力,应用ABAQUS模拟构件模型[10]以及模型网格划分.对于混凝土模型采用3D实体单元拉伸形式，并根据全轻混凝土标号推出其本构关系，如C30非烧结粉煤灰陶粒混凝土的质量密度为1 674 kg/m3左右，弹性模量取3.02×104MPa，泊松比取0.2，内外纵筋采用3D平面桁架单元形式建模，间距跟据不同试验试件进行调整，内外层箍筋采用3D实体旋转成螺旋形式.非烧结粉煤灰陶粒全轻混凝土应力-应变全曲线方程采用文献[11]提出的轻骨料混凝土单轴受拉应力-应变关系，应力-应变关系方程如式(1)：

(1)

钢筋和混凝土间相互连接形式采用嵌入式，将二者结合.首先在实例上创建种子的个数要恰当，规范网格划分的精度，避免出现计算时结果过于精细或者过于粗糙的问题;其次将每个实例设置为非独立，这样在划分网格时可以采用不同的方式进行划分，避免出现无法对个别单元划分网格的情况.构件网格划分见图8.

3.2 有限元模拟结果分析

通过ABAQUS模拟可建立真实的钢筋骨架及节点连接.通过运行结果得出双层螺旋箍筋约束下的非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形柱轴心受压构件应力云图及荷载-位移曲线,如图9、图10所示.

图9表明模拟的破坏位置与试验破坏位置基本相同,并且说明双层箍筋可以很好地提高圆柱的承载力和变形能力.

通过图10的模拟曲线与真实荷载作用下的位移-荷载曲线可以看出,模拟结果与真实荷载作用下的结果基本一致.

图8 构件网格划分 图9 柱的应力云图 图10 模拟与试验的荷载-位移曲线Fig.8 Component meshing Fig.9 Stress nephogram of column Fig.10 Load displacement curveof simulation and test

4 影响因素分析

4.1 箍筋形式

通过观察试验及数据得出:双层螺旋箍筋约束非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形试件的承载力优于普通螺旋箍筋约束非烧结粉煤灰陶粒混凝土圆形试件的承载力,且柱的抗弯稳定性明显高于普通单层约束柱,所以双层加固的箍筋可以更好地提高混凝土柱的承载能力及变形能力.

4.2 内层螺旋箍筋间距

保持外层箍筋之间的距离不变,改变构件内层箍筋之间的间距.通过对试件1和试件2荷载-位移曲线的思考,可以更直接地分析该曲线的下降段.随着内层箍筋间距的减小,下降段会变得更加缓和，故可以得出结论:改变内层箍筋的间距对承重构件的变形能力有很大帮助,可以使变形能力提升10 %.随着里面箍筋间距的减小而提高承重构件的稳定性.

4.3 外层螺旋箍筋间距

内层箍筋之间距离不变,改变最外层箍筋的间距.分析试件1和试件3的荷载-位移曲线,通过观察分析该图形的下降段可以看出，随着最外层箍筋间距的缩进,下降段会由陡峭向平缓发展.因此可以得出结论:改变最外层箍筋的间距对改善圆形混凝土试件的稳定性及延性有较大好处,使变形能力提升30 %.圆形混凝土试件的变形能力随着外层箍筋间距的减小而有所提高.

5 结论

双层螺旋箍筋柱是一种新的钢筋绑扎形式,其特点包括内层和外层两层箍筋,横截面的混凝土处于3种不同的约束状态，即无约束、外层约束和两层共同约束.此试件采用了新型材料其性能表现优异且制作简单,可以在地震多发区域以及高层建筑中使用.通过试验以及ABAQUS模拟分析得出以下结论:

(1) 双层的破坏形态和传统的单层破坏形态类似,可以分为两类破坏形式，即压碎破坏和压剪破坏.且随着箍筋总量的增加,试件的破坏形态会由压剪破坏向压碎破坏转变.在一定区间内提高配箍率可以改善构件的强度和延性,但超过一定范围反而下降.

(2) 通过对双层箍筋的荷载-位移曲线的分析,曲线的上升段和传统的单层构件类似,下降段比普通箍筋混凝土柱更加平缓,说明通过双层箍筋可以提高混凝土柱的延性.

(3) 非烧结粉煤灰陶粒可以代替常规粗骨料和细骨料，且通过双层箍筋可以增加试件的变形性能，同时可以提高试件的承载力.在双层箍筋非烧结粉煤灰陶粒混凝土中双层配箍比单层配箍的承载力提高了12 %～20 %,并且变形性能提高了25 %.