方钢管再生混凝土长柱偏心受压力学性能研究*（建筑）

 方钢管再生混凝土长柱偏心受压力学性能研究*（建筑）

                    徐  羊，  姚  勇，  张兆强，  陈代果

                 （西南科技大学土木工程与建筑学院，绵阳621010）

[摘要]  以长细比及偏心距为主要变化因素，对8个方钢管再生混凝土长柱试件进行偏心受压单调加载试验。通过观察试件破坏形态，利用获取的荷载-位移曲线、荷载-应变曲线及试件承载力等重要数据，分析方钢管再生混凝土长柱偏心受压工作机理，并讨论上述因素对试件极限承载力及破坏形态的影响，最后利用国内常用的钢管混凝土规范所推荐的压弯构件承载力计算方法进行承载力理论计算，并与试验结果进行对比。研究表明：方钢管再生混凝土长柱偏心受压试件的受力过程、破坏形态、变形特性等与普通钢管混凝土相似，试件承载力随长细比和偏心距的增大而减小，最终破坏形态主要为整体失稳破坏，部分试件为材料强度破坏；根据规程GJB 4142-2000所计算承载力与试验结果吻合较好。

[关键词]  钢管再生混凝土；长柱；偏心受压；力学性能

中图分类号：TU375  文章编号：1002-848X( 2016) 09-0069-06

0  引言

    随着我国城镇化进程的加快，对既有建筑的重新规划、改造正在快速进行，由此产生的废弃混凝土也大量增加，全国仅2004年就产生废弃混凝土达18~24亿t。若不能合理地对其进行处理，则可能会造成水体污染、土壤污染等一系列的环境问题。如何科学、有效地对废弃混凝土进行处理成为目前研究的热点之一。

    再生混凝土技术既解决了废弃混凝土的处理问题，又节约了天然砂石，保护了环境。国内外学者对其进行了大量的研究，结果表明，再生混凝土在多数条件下基本能够达到普通混凝土的性能，但由于再生混凝土具有表观密度小、孔隙多、强度和弹性模量低、收缩和徐变大、流动性差等缺点，且技术上缺少较完善的再生混凝土技术规程或标准，因此还只能应用于路基回填等非受力或受力较小的结构中。利用钢管混凝土构件承载力高，塑性、韧性性能好，抗震性能好等优点，将再生混凝土与钢管组合形成钢管再生混凝土构件，使再生混凝土的强度和变形性能得到改善，从而提高了再生混凝土的应用范围。

    目前，国内对钢管再生混凝土结构的研究还处于起步阶段。吴波等研究了钢管再生混凝土短柱的轴压力学性能，主要考虑了再生骨料配合比及取代率对轴压承载力的影响；肖建庄、杨有福等分别对钢管约束再生混凝土和钢管再生混凝土试件进行了轴压试验，研究了其受力及工作机理，并提出了相应的设计建议；张向冈等对钢管再生混凝土长柱进行了轴压试验，主要变化参数为截面形式、再生骨料取代率、长细比等，观察了其破坏形态，并提出了极限承载力计算建议。国外Konno K等对钢管约束再生混凝土进行了研究，主要分析了其承载力和变形性能，并与钢管普通混凝土进行了对比。

    总体上讲，国内对钢管再生混凝土的研究还不是很充分，特别是对偏心受压构件的研究较少，而在实际工程中，柱子作为重要的竖向承重构件，多数为长柱且处于偏心受力状态。因此，本文在前人研究的基础上，拟通过试验研究方钢管再生混凝土长柱的偏心受压力学性能，分析其工作机理，讨论长细比、偏心距等因素对其承载能力和破坏形态的影响，并给出相应的设计建议。

1  试验概况

1.1试验材料

    试验采用了直缝焊接钢管、普通硅酸盐水泥(P．0 42.5)、天然河砂、城市自来水、再生粗骨料以及天然粗骨料，再生粗骨料及天然粗骨料均采用连续级配，粗骨料最大粒径为25mm，试配再生混凝土强度等级为C30，再生粗骨料取代率及再生混凝土配合比见表1。直缝焊接钢管边长B为100mm，壁厚t为2. 6mm。

 

1.2试件设计与制作

    试验共设计了8个试件，考虑了长细比A、偏心距e两种因素对试件极限承载力的影响。试件按照设计长度加工好后，在一端焊上10mm厚的端板，从另外一端进行再生混凝土的浇筑。浇筑时在振动台上将混凝土分两次振捣密实，并预留混凝土标准试块，与试件在相同条件下进行养护。待养护完毕后，用打磨机将再生混凝土打磨至与钢管表面齐平，并用水泥砂浆找平，在浇筑端焊接上10mm厚端板，试件详细参数见表2。

 

1.3材性试验

    材性试验依据规范《金属材料室温拉伸试验方法》( GB/T 228-2002)、《普通混凝土力学性能试验方法标准》( GB/T 50081-2002)对试件所使用的钢材以及再生混凝土进行试验，试验结果见表3。

 

1.4加载装置及测量方式

    试验采用5 000kN液压式长柱试验机进行加载，试验前在柱子浇筑端的端板上焊接一块倒三角形钢条，使其到方钢管中心的距离为设计偏心距，保证其受到偏心压力；试件的微应变由粘贴在中部的轴向以及环向应变片测得，采用DH 3815N型应变采集箱进行应变采集，纵向变形由长柱试验机上拉线位移计测量得到。试验装置及测点布置见图1。

 

    在荷载达到预估极限荷载P _u以前，以分级加载的方式进行，每一级荷载取( 1/10)P _u进行加载，并保持荷载1~ 2min后进行应变采样；当达到( 3/5)P _u时，每一级加载变为(1/20)P _u进行加载；直到95%JPu时，每一次加载5kN，直到试件破坏；当承载力下降至85%Pu时停止加载，试验结束，加载装置见图2。

 

2  试验现象

    所有试件受力过程基本相近：试件在加载初期处于弹性阶段，此时钢管柱与再生混凝土之间所受的应力较小；当荷载继续增加到75%P_u时，再生混凝土横向变形逐渐增加，并受到钢管柱的约束作用，钢管出现掉锈现象；随着荷载增加到90%P_u附近时，钢管中部变形增大，出现明显的鼓曲现象；当荷载快要达到极限承载力P _u附近时，柱子上部靠近上端板附近出现鼓曲现象，并发出破碎的响声；随后，荷载开始快速下降，轴向位移变化较快，当荷载下降到85 010P_u以下时，试验结束。

    试件的破坏过程均经历了弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。部分试件PCH2600.1，PCH2800-2．PCHZ1000-1由于长细比及偏心距较小，且内部再生混凝土在浇筑过程中粗骨料下沉，导致上部再生混凝土粗骨料较少，强度不足，从而使得试件上部靠近端板附近出现了明显的鼓曲现象，端部再生混凝土被压碎，试件发生材料强度破坏；其余试件由于长细比及偏心距较大，受二阶效应的影响显著，中部出现明显的弯曲现象，试件发生整体失稳破坏。试件破坏形态如图3所示。

 

3  试验结果及分析

3.1荷载一轴向位移关系曲线

    试验测得方钢管再生混凝土长柱荷载一轴向位移关系曲线如图4所示。由图4可以看出，试件在加载初期处于弹性阶段，荷载-轴向位移呈线性变化；随着钢管达到屈服强度，曲线产生转折点，承载力开始逐渐下降。其中，试件PCH2800-1．PCHZ1000-1出现了明显的尖点，这是因为试件达到极限承载力后，靠近上端部钢管已几乎完全屈服，混凝土被压碎所致。其余试件荷载，轴向位移曲线变化较为平缓。偏心距e= 20mm及e=30mm的试件承载力相较于e= 10mm的试件降低2.28%和9. 69%，由此可以看出不同偏心距对试件承载能力影响较为明显。

 

3.2荷载一轴向应变关系曲线

    试验轴向应变数据通过在中部粘贴的轴向应变片测得。图5为偏心距e= 10mm时，全部试件的荷载-轴向应变曲线关系，图6为偏心距e= 20mm和e= 30mm时，试件的荷载，轴向应变曲线。

 

    由图5可以看出，在相同偏心距的条件下，不同长细比试件的荷载一轴向应变曲线基本相似，加载初期荷载一轴向应变曲线基本保持线性发展。由于试件PCHZ1000-1,PCH21800-1上部端板加工误差，导致试件在加载过程中发生倾斜，使试件PCH21800-1测点5所受压力变小，其压应变变化不明显，并使试验加载初期，两试件部分测点出现拉应变；荷载继续增加，试件在0. 71P_u~0.83P_u之间时钢管达到屈服应变，且由于偏心距较小，试件呈整体受压状态，应变向负方向发展；部分试件流幅较短，说明方钢管与再生混凝土之间协同工作性能较低，没能完全发挥钢材性能。

 

    由图6可以看出，偏心距为20mm及30mm的试件荷载一轴向应变曲线变化较为平缓，试件在0. 67P_u~0.73P_u内钢管达到屈服应变，且由于受二阶效应影响显著，使得试件发生整体失稳破坏，并产生较长流幅，说明试件延性较好。

3.3荷载．环向应变变化关系曲线

    图7为试件中部的荷载一环向应变关系曲线。从图中可以看出，试验开始时由于荷载较小，混凝土与钢管之间的作用力较小，应变呈线性变化；当荷载接近0. 74P_u~0.83P_u时，曲线开始逐渐转变为非线性，并且转变的临界值与偏心距以及长细比有关；偏心距及长细比越大的试件临界荷载越小，主要因为偏心距或长细比大的试件受二阶效应影响显著，试件较早进入塑性阶段，最终发生整体失稳破坏。

4  影响因素分析

4.1长细比的影响

    图8为在取代率以及偏心距一定的情况下，不同长细比试件的极限承载力。由图8可以看出，在偏心距一定的情况下，随着长细比的增加，试件极限承载力均逐渐降低,且与试件PCH2600-1相比，极限承载力降低幅度在3%~ 21%之间。试件长细比为41. 57，51. 96，62. 35的试件的极限承载力件相对于长细比为34. 64试件的分别降低7.76%，9. 11%，15.5%。

 

4.2偏心距的影响

    图9为在相同取代率及相同长细比下，不同偏心距对极限承载力的影响情况。对于= 34. 64的长柱试件，当偏心距从10mm增大到20，30mm时，试件的极限承载力呈逐渐下降趋势，下降幅度分别为3%，10%。由此可见，在长细比以及取代率一定的情况下，随着试件偏心距的增大，其极限承载力成非线性变化，且降低幅度逐渐增大。

 

    综上所述，长细比在34. 64~ 51. 96之间的试件极限承载力受偏心距影响更大，即偏心距是主要影响因素；长细比= 62. 35及以上试件极限承载力受长细比影响更大，即长细比是主要影响因素。

5  承载力计算

    目前，国内外对钢管混凝土相关构件进行了大量的研究，并在研究成果的基础上，各国都制定了相关的钢管混凝土规范，给出了相应的设计建议。国内关于方钢管混凝土的主要规范包括《矩形钢管混凝土结构技术规程》( CECS 159: 2004)（简称规程CECS 159: 2004）、《钢管混凝土结构技术规程》( DBJ  13-51-2003)（简称规程DBJ 13-51-2003)、《战时军港抢修早强型组合结构技术规程》( GJB 4142-2000) （简称规程GJB 4142-2000）等国内技术规范。

    本文利用国内常用规范中钢管混凝土压弯构件承载力计算方法进行承载力计算，并同试验结果进行比较，检验钢管混凝土规范对钢管再生混凝土的适用性，计算结果见表4。由于按规范推荐的压弯构件承载力计算公式所得结果较按稳定性承载力计算所得结果偏大，因此从安全储备角度出发，本文统一按相应规范推荐的压弯构件稳定性承载力计算公式进行计算。

 

    由表4，5可以看出，规程CECS 159: 2004与规程DBJ  13 -51-2003计算结果较小，与试验结果相比误差较大，设计偏于保守；而规程GJB 4142-2000与试验结果吻合较好，误差最小。因此，本文建议采用规程GJB 4142-2000进行方钢管再生混凝土长柱的设计。

6  结论

    (1)方钢管再生混凝土长柱偏心受压受力过程以及破坏形态和普通钢管混凝土相似，均经历了弹性阶段、弹塑性阶段以及破坏阶段，主要破坏形态为整体失稳破坏，部分试件由于端部材料强度不足，混凝土被压碎，钢管产生局部屈曲导致材料强度破坏；所有试件均在达到峰值荷载后下降较为平缓，未出现脆性破坏现象。

    (2)在相同偏心距的情况下，试件的极限承载力随着长细比的增加而逐渐降低，且降低幅度在3%~21%之间；在保持长细比不变的情况下，随着偏心距的增加，试件极限承载力逐渐降低，相对于偏心距e= 10mm的试件，偏心距为20mm和30mm的试件极限承载力分别降低3%，10%。

    (3)通过试验结果对比，长细比在34. 64~51. 96之间的试件受偏心距的影响更大，即偏心距为主要影响因素；长细比在62. 35以上的试件受长细比的影响更大，即长细比为主要影响因素。

    (4)利用国内常用的钢管混凝土规范中所规定的压弯构件承载力计算方法进行极限承载力计算。基于试验数据及计算结果，建议采用规程GJB4142-2000进行钢管再生混凝土的结构设计，计算结果与实际试验结果吻合较好。