高温后中空夹层钢管再生混凝土短柱的加固性能研究与分析

引用文献：

何媛媛董江峰王清远. 高温后中空夹层钢管再生混凝土短柱的加固性能研究与分析[J]. 建筑结构，2020，50（6）：81-85,24.

He Yuanyuan Dong Jiangfeng Wang Qingyuan. Research and analysis on the reinforcement performance of recycled concrete filled hollow interlayer steel tubular short columns after high temperature[J]. Building Structure，2020,50（6）：81-85,24.

作者：何媛媛董江峰王清远

单位：四川大学新能源与低碳技术研究院四川大学深地科学与工程教育部重点实验室四川大学建筑与环境学院

摘要：针对高温煅烧后的再生混凝土进行荷载特性研究,设计了三种再生骨料取代率(0%,50%和100%)的中空夹层钢管再生混凝土短柱,研究了高温后钢管再生混凝土短柱及其加固后的力学性能,比较了截面形式、再生骨料取代率以及玄武岩纤维对其承载力、应变和位移的影响。结果表明,截面形式对承载力的影响最大。最后,利用再生骨料取代率、温度对其抗压强度的影响关系,尝试建立中空夹层钢管再生混凝土轴压强度承载力关于截面形式、约束系数、温度、再生骨料取代率以及外加固纤维布约束面积等变量的相关关系式,并通过试验数据加以验证。

关键词：再生混凝土力学性能承载力钢管混凝土短柱

作者简介：何媛媛,硕士研究生,Email:hyy2836@163.com。

基金：国家自然科学基金项目(51408382);教育部创新团队滚动支持项目(IRT_14R37)。

0 引言

　　近年来,关于再生混凝土的运用研究日益增多,再生混凝土与普通混凝土相比,具有抗压强度低和收缩徐变大等性能缺点,这些性能缺点严重阻碍了再生混凝土在工程中的运用范围。吴波等 ^[1]对再生混凝土的分析研究表明,钢管约束明显提高了再生混凝土构件的承载能力和变形能力,且力学性能受再生骨料取代率的影响很大,呈现随着再生骨料取代率的增大构件力学性能减小的趋势。张耀春、陈志华等 ^[2,3]从不同的截面形式对再生混凝土构件约束影响进行研究分析,结果表明圆形截面对核心混凝土的约束性能明显高于方形截面,但矩形截面构件兼备钢结构的塑性变形能力强、延性好、抗震性能好等优良特性。肖建庄 ^[4]通过采用UFRP材料对再生混凝土短柱进行约束性能研究,研究表明UFRP约束能使再生混凝土短柱的抗压强度提高近30%,同时再生混凝土构件的变形能力也得到了显著提高,但构件的极限承载能力仍受再生骨料取代率影响较大,高取代率再生骨料试件的极限承载力比低取代率试件低约30%,变形能力也显著提高,但构件的极限荷载随着再生粗骨料取代率的增加而降低。

　　然而,再生混凝土的力学性能受再生骨料材料特性和微观组成影响较大,尤其在高温环境中表现更加明显,董江峰等 ^[5]对再生混凝土试块和钢骨再生混凝土短柱的高温性能进行系列研究,结果表明,取代率为50%和100%的再生混凝土在经历500℃高温试验后其抗压承载力比普通混凝土试件降低幅度超过50%,后续的研究同样发现高温后的钢管再生混凝土试件抗压承载能力比再生混凝土试件的抗压承载力降低幅度小,但提高幅度并不十分明显。侯敏等 ^[6]进行了CFRP增强材料对再生混凝土轴压短柱力学性能影响试验分析,结果表明粘贴碳纤维布可提高再生混凝土的抗压承载力,但采用全短柱粘贴加固的方法虽然对构件的承载力提高幅度最大但并不经济可行。故本文结合前述研究设计了一种半包加固法,通过对高温处理后钢管混凝土短柱采用此种加固法下重点分析再生骨料取代率、玄武岩纤维两个变量对抗压承载力的影响。

1 试验部分

1.1 试验材料

　　试验设计了6根中空夹层方钢管再生混凝土短柱和6根中空夹层圆钢管再生混凝土短柱,其中水泥采用32.5R某牌普通硅酸盐水泥; 砂为天然河砂; 拌合水为城市自来水; 天然粗骨料(NCA)为连续碎石粒径2.75～19.00mm; 再生粗骨料(RCA)为2008年汶川地震都江堰灾区倒塌建筑的C30框架混凝土经破碎筛分而成,其粒径为2.36～31.50mm。基本性能参数见表1。

　　 试验用骨料基本性能表1

骨料类别	干密度 /(kg/m³)	表观密度 /(kg/m³)	吸水率 /%	粗糙系数 /%
NCA	1 726	2 739	0.87	4.93
RCA	1 405	2 471	2.95	15.40

　　按照再生骨料取代率(r)的不同(0%,50%,100%)及是否掺加玄武岩纤维浇筑边长为150mm的再生混凝土立方体试块,测定其28d的抗压强度及700℃高温煅烧后的抗压强度,结果列于表2(试件编号中r0表示再生骨料取代率0%;r50表示再生骨料取代率50%;r100表示再生骨料取代率100%; A表示不掺加玄武岩纤维;B表示掺加玄武岩纤维)。

　　 再生混凝土力学指标表2

试件编号	r0A	r0B	r50A	r50B	r100A	r100B
抗压强度/MPa	41.83	41.64	43.41	40.19	40.79	43.96
f_cuT/MPa	13.93	13.06	13.11	11.78	11.97	12.48

　　注:表中f_cuT为高温后再生混凝土立方体的轴心抗压强度值。

　　试验用的圆钢管(CS)和方钢管(SS)均为直焊缝钢管,其厚度为2mm,钢材标准拉伸试验测得其基本力学指标如表3所示; 加固用碳纤维布抗拉强度3 496MPa,弹性模量2.42GPa,延伸率1.71%,厚度0.111mm。

　　 钢管的主要力学性能表3

钢管类型	屈服强度/MPa	抗拉强度/MPa	弹性模量/MPa	泊松比
CS	300	390	195	0.27
SS	336	435	193	0.29

1.2 试件设计与准备

　　中空夹层钢管中填充的核心再生混凝土按照强度等级C35进行配合比设计,每种再生骨料取代率下设置掺加玄武岩纤维和不掺加玄武岩纤维两种情况,每种情况下分别制作方钢管再生混凝土短柱和圆钢管再生混凝土短柱试件,钢管长均为400mm。为了保证在浇筑过程中内、外钢管始终处于同心位置,浇筑前先将内、外钢管的一端定位后焊接在一块方盖板上; 浇筑时保证浇筑面略高于钢管面,待混凝土硬化后用打磨机将夹层混凝土部分与钢管面打磨成同一平面,用水平尺校准后室温下养护28d后进行试验。对于高温煅烧试件,采用1 200℃高温箱进行高温煅烧,按图1所示的升温和降温方式进行高温试验。

　　图1 试件温度变化曲线

1.3 加固及加载方案

　　根据前期试验对未加固钢管再生混凝土短柱进行静载试验破坏变形后的变形形式分析发现,方钢管和圆钢管再生混凝土短柱试件的变形主要位于短柱顶及短柱中部,圆钢管再生混凝土短柱试件部分出现短柱底变形严重。为了控制变量统一,本次试验所有钢管再生混凝土短柱均采用同种方式进行加固:1)粘贴纤维布两层,其中内层为玄武岩纤维,外层为碳纤维; 2)为保证粘贴强度,截断处留有1/4周长且内外层纤维布截断处错开处理; 3)加固位置分布:从短柱顶至上而下0～10mm,15～25mm处进行粘贴纤维布加固; 4)加固方式:对纤维布粘贴处打磨擦拭丙酮并自然风干后涂抹底胶,纤维布浸湿后粘贴于加固处。应变片布置:从短柱顶至短柱底5mm处垂直布置轴向和周向应变片,12.5mm处布置周向应变片,20mm处垂直布置轴向和周向应变片,32.5mm处垂直布置轴向和周向应变片,每个试件同样布置7个应变片。其纤维布加固及应变片布置如图2所示。

　　加固处理后的钢管再生混凝土短柱在200T液压试验机上进行载荷加载试验; 加载方式采用分级加载,每级荷载为10 kN,速度为0.5 kN/s。同时,为了防止应力集中,加载时在钢骨试件上下部位各放置一块20 mm厚的钢板。试件加载过程如图3所示。

　　图2 应变片布置

　　图3 试件加载过程

　　 中空夹层钢管再生混凝土试件承载力及变形表4

试件编号		骨料取代率 /%	直径 /mm	f_y/MPa	f_ck/MPa	ξ	N_ue/kN	N_c	$\frac{Ν_{c}}{Ν_{u e}}$ $\frac{Ν_{c}}{Ν_{u e}}$	竖向变形 /mm
方钢管再生混凝土短柱	r0AC	0	114	300	28.03	1.61	360	372	1.03	6.26
	r0BC	0	114	300	28.32	1.59	369	381	1.03	6.80
	r50AC	50	114	300	29.08	1.55	377	392	1.04	7.50
	r50BC	50	114	300	26.93	1.67	392	408	1.04	6.10
	r100AC	100	114	300	27.33	1.65	337	312	0.93	8.10
	r100BC	100	114	300	29.45	1.53	348	322	0.93	7.31
圆钢管再生混凝土短柱	r0AR	0	100	336	28.03	1.92	312	339	1.09	6.30
	r0BR	0	100	336	28.32	1.90	318	346	1.09	4.74
	r50AR	50	100	336	29.08	1.85	273	295	1.08	4.00
	r50BR	50	100	336	26.93	1.97	315	340	1.08	5.40
	r100AR	100	100	336	27.33	1.96	272	254	0.93	5.80
	r100BR	100	100	336	29.45	1.83	280	261	0.93	2.42

　　注:N_ue为试件轴心抗压强度试验值;N_c为试件轴心抗压强度计算值。

2 试验过程及试验现象分析

2.1 试验现象

　　在加载初期,变形与荷载成线性关系,当荷载加到极限荷载的50%左右,开始有轻微的结构胶破碎声音,试件外观并未有较明显的变形。持续加载至极限荷载的80%～90%时,结构胶破碎声音剧烈,短柱顶及两纤维布加固区之间区域及个别试件的下纤维布加固区至短柱底区域开始有较明显的环向鼓包区。继续加载至极限荷载后竖向位移变形明显加快,结构胶破碎声更加剧烈,鼓包扩展速度迅速增加,纤维布开始被拉断直到试件破坏,试验终止。

　　通过对变形破坏后的试件进行外观检查,发现纤维布加固后的圆钢管再生混凝土短柱的变形均发生在两纤维布之间区域及短柱底部位,且膨胀变形明显。内钢管在短柱顶位置处多出现严重的内凸变形结果。外包纤维布均无断裂、拉裂现象。此变形方式与未加固钢管再生混凝土短柱的变形方式差别较大,纤维布加固增强了加固区的强度。纤维布加固后的方钢管再生混凝土短柱的变形多发生在两纤维布之间及短柱顶纤维布加固区膨胀,且变形明显,但短柱底变形较圆钢管再生混凝土短柱小,多数方钢管再生混凝土短柱底只有比较微小的膨胀变形,但短柱顶纤维布加固区位置处膨胀变形较圆钢管再生混凝土短柱明显且多伴随有短柱顶纤维布拉裂及断裂,断裂处均分布在方钢管再生混凝土短柱的四角处,如图4所示。

　　图4 试件典型破坏模式

2.2 钢管再生混凝土短柱承载力分析

　　试件的承载力及位移如表4所示,从表中数据可得:同种截面形式下试件的极限承载力随着再生骨料取代率的增加而降低; 掺加玄武岩纤维增强的试件极限承载力高于不掺加玄武岩纤维增强的试件,但其极限承载力提高幅度较小; 试件截面形式不同对其极限承载力提高幅度影响较大,其中圆形截面试件的极限承载力比方形截面试件平均提高了23.2%。

2.3 荷载-竖向位移曲线

　　图5 试件荷载-竖向位移曲线

　　图5为不同再生骨料取代率下钢管再生混凝土试件的荷载-竖向位移关系曲线。由图5可知试件荷载-竖向位移曲线总体趋势与文献 ^[7]中方钢管和圆钢管混凝土短柱试件的荷载-竖向位移曲线趋势不太相似; 文献 ^[7]中未经高温煅烧后的钢管混凝土短柱试件的荷载-竖向位移曲线具有明显的4个阶段:弹性上升阶段、弹塑性上升阶段、塑性阶段和下降阶段。但从图5中经纤维布加固的高温煅烧后钢管再生混凝土短柱试件的荷载-竖向位移曲线中可看出,高温煅烧并加固后试件只有较明显的弹性上升阶段和弹塑性上升阶段,弹塑性阶段后期试件迅速破坏。此变化趋势同文献 ^[8]中钢管简化荷载-位移曲线一致。产生此现象的原因在于再生混凝土中含有大量旧水泥砂浆,旧水泥砂浆中有大量孔洞和裂缝,在再生骨料破碎过程中其内部产生大量微裂缝和空隙,使得再生骨料吸水率比天然粗骨料大,在高温环境中再生骨料中的游离水和结合水大量蒸发散失,使其强度急剧下降致使在施加轴向静压力过程中由外钢管及加固纤维布承担主要荷载,使得试件的荷载-竖向位移曲线同钢管的一致。

　　由图5中试验数据可知,同种截面形式下试件的极限承载力随再生骨料取代率的增大而减小,这一变化趋势在圆钢管再生混凝土短柱中表现比较明显; 在截面形式相同的情况下同一取代率下掺加玄武岩纤维试件的极限承载力比不掺加玄武岩纤维的试件有一定范围的增加,但增加幅度不明显; 圆钢管再生混凝土试件在各个再生骨料取代率下的极限承载力普遍比方钢管再生混凝土试件的高,且截面形式对试件的极限承载力影响最大。

2.4 荷载-应变曲线分析

　　通过对试验变形后的试件进行分析发现方钢管再生混凝土短柱和圆钢管再生混凝土短柱变形方式和变形位置有所区别,如图4所示; 方钢管再生混凝土短柱的应变较大位置主要集中于测点一、测点三、测点四、测点六及测点七,圆钢管再生混凝土短柱应变较大位置仅在测点三、测点六和测点七。其中测点七为应变最大位置,现列出方钢管再生混凝土短柱与圆钢管再生混凝土短柱的测点七荷载-应变曲线如图6所示。

　　图6 试件测点七荷载-应变曲线

　　从图6中可得出在同种截面形式下再生骨料取代率对应变的影响较大,其中在方钢管再生混凝土短柱中表现很明显,在同种截面形式,同一取代率下掺加玄武岩纤维对试件应变的影响无固定规律; 但截面形式对试件应变的影响明显,其中圆钢管再生混凝土试件比方钢管再生混凝土试件在同一荷载范围下应变集中且在试件破坏下的应变大。

　　结合图4中试件变形破坏后的试件主要变形形式及主要应变分布可得,圆形截面和矩形截面形式的试件周向应变均比轴向应变大,其中测点七区域的应变最大,此区域应变最大原因分析如下:随着荷载的增加钢管内的再生混凝土处于三轴受压状态,混凝土的横向变形系数大于外钢管的横向变形系数,测点七区域上下位置均为纤维布加固区,外加纤维布加固使得其上下区域外钢管横向变形系数减小,故其中间区域再生混凝土的相对横向变形系数最大,使得测点七位置应变最大。

3 承载力分析

　　在钢管混凝土短柱轴心抗压计算方面,在我国目前主要有两种理论 ^[9],即极限平衡理论和统一理论,如下采用统一理论为基础计算试件加固后的轴心抗压强度。钢管混凝土统一理论是将钢管和混凝土视为一种组合材料。钢管混凝土短柱轴心受压承载力N₀由钢管混凝土组合材料的轴压组合强度f_sc和钢管混凝土截面面积A_sc确定,即N₀=f_scA_sc。针对加固处理可根据《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013) ^[10]中的设计要求,采用环向围束的轴心受压构件其正截面抗压承载力可按如下公式进行计算:

　　 $Ν_{c} = 0.9 [(Ν_{u} + 4 σ_{l}) A_{c o r} + f_{y_{0}} A_{s_{0}}] (1)$ $Ν_{c} = 0.9 [(Ν_{u} + 4 σ_{l}) A_{c o r} + f_{y_{0}} A_{s_{0}}] (1)$

　　式中:N_c为加固后试件轴心抗压强度计算值; f_y0,A_s0分别为内钢管的屈服强度和截面面积; A_cor为环向约束内混凝土面积(圆形截面:A_cor=πD⁴,矩形截面:A_cor=bh-(4-π)r²); σ_l为外加固纤维布有效约束应力,其值由式(2)计算确定; N_u为加固前试件轴心抗压强度计算值,其值由式(3)计算确定。

　　 $\begin{array}{l} σ_{l} = 0.5 β_{c} k_{c} ρ_{f} E_{f} ε_{f_{e}} (2) \\ Ν_{u} = A_{s c} f_{s c y}^{r} (3) \end{array}$ $\begin{array}{l} σ_{l} = 0.5 β_{c} k_{c} ρ_{f} E_{f} ε_{f_{e}} (2) \\ Ν_{u} = A_{s c} f_{s c y}^{r} (3) \end{array}$

　　式中:β_c为混凝土强度影响系数(混凝土强度等级≤C50时β_c=1.0);k_c为环向围束有效约束系数(圆形截面短柱k_c=0.95; 矩形截面短柱k_c=1.0); ρ_f为环向围束体积比(圆形截面短柱ρ_f=4n_ft_f(b+h)/D,矩形截面短柱ρ_f=2n_ft_f(b+h)/A_cor; A_sc为中空夹层钢管试件面积参数值,A_sc=A_s+A_c; A_s,A_c分别为外钢管横截面面积和夹层混凝土的横截面面积; f^r_scy为钢管再生混凝土轴压强度指标,定义为f^r_scy=f_scy/k,其中k为强度指标系数,其大小与再生混凝土约束效应系数ξ和再生骨料取代率γ有关; f_scy由式(4)所示:

　　 $f_{s c y} = (1.212 + B ξ + C ξ^{2}) f_{c k Τ} (4)$ $f_{s c y} = (1.212 + B ξ + C ξ^{2}) f_{c k Τ} (4)$

　　其中:B=0.138 1/f_y+0.764 6;

　　 C=-0.072 7f_ckT/20+0.021 6;

　　 ξ=A_sf_y/A_cf_ck

　　式中f_ckT为高温煅烧后再生骨料混凝土轴心抗压强度值,f_ckT=0.67f_cuT,其中f_cuT按式(5)计算:

　　 $f_{c u Τ} = \frac{f_{c u}}{1 + 2.4 \times (Τ - 20)^{6} \times 10^{- 17}} (5)$ $f_{c u Τ} = \frac{f_{c u}}{1 + 2.4 \times (Τ - 20)^{6} \times 10^{- 17}} (5)$

　　式中T为试件表面温度。

　　对于圆中空夹层钢管再生混凝土:

　　 $k = A (e^{- ξ})^{2} + B e^{- ξ} + C (6)$ $k = A (e^{- ξ})^{2} + B e^{- ξ} + C (6)$

　　对于方中空夹层钢管再生混凝土:

　　 $k = D e^{- ξ} + E (7)$ $k = D e^{- ξ} + E (7)$

　　其中A,B,C,D,E由式(8)确定:

　　 $\begin{matrix} A = 0.059 r + 0.006 6 \\ B = 0.12 r + 0.002 1 \\ C = 0.054 r + 1.004 4 \\ D = 0.18 r + 0.007 2 \\ E = 0.057 r + 1.004 3 \end{matrix} (8)$ $\begin{matrix} A = 0.059 r + 0.006 6 \\ B = 0.12 r + 0.002 1 \\ C = 0.054 r + 1.004 4 \\ D = 0.18 r + 0.007 2 \\ E = 0.057 r + 1.004 3 \end{matrix} (8)$

　　根据式(1)计算出的中空夹层钢管再生混凝土短柱高温加固后试件的计算承载力(N_c)与试验值(N_ue)共同列于表4,由表4可知计算值与试验值比较接近,误差幅度控制在10%以内,圆中空夹层钢管再生混凝土短柱除取代率100%的试件计算值比试验值偏小外其余的计算值均比试验值偏大,方中空夹层钢管再生混凝土短柱同上,但方中空夹层钢管再生混凝土短柱的计算值与试验值的偏差比圆中空夹层钢管再生混凝土短柱的偏大。

4 结论

　　 (1)中空夹层圆钢管再生混凝土短柱试件和中空夹层方钢管再生混凝土短柱试件高温加固后的极限承载力均随再生骨料取代率的增大而减小。

　　 (2)在同一取代率、同一截面形式下掺加玄武岩纤维丝可在一定范围内提高钢管夹层再生混凝土试件的极限承载力。

　　 (3)截面形式对试件的极限承载力影响较大,其中圆形截面试件的极限承载力比方形截面试件平均大29.1%左右。

　　 (4)高温加固后的中空夹层钢管再生混凝土短柱试件与钢管混凝土短柱试件的荷载-位移响应曲线不同,前者只有明显的弹性阶段和弹塑性阶段。

　　 (5)在建立了再生混凝土承载力受高温影响的关系、碳纤维布加固对中空夹层钢管再生混凝土短柱试件极限承载力的影响关系及钢管与夹层再生混凝土的承载力换算关系后,建立了高温加固后中空夹层再生混凝土短柱的适用验算方法,其计算值与试验值结果吻合较好。

参考文献[1] 吴波,刘伟,刘琼祥.薄壁钢管再生混合短柱轴压性能试验研究[J].建筑结构学报,2010,31(8):22-28.
[2] 张耀春,王秋萍,毛小勇.薄壁钢管混凝土短柱轴压力学性能试验研究[J].建筑结构,2005,35(1):23-27.
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[9] 江枣,钱稼茹.钢管混凝土短柱轴心受压承载力与钢管作用研究[J].建筑结构,2010,40(8):94-98.
[10] 混凝土结构加固设计规范:GB 50367—2013[S].北京:中国建筑工业出版社,2014.

Research and analysis on the reinforcement performance of recycled concrete filled hollow interlayer steel tubular short columns after high temperature

He Yuanyuan Dong Jiangfeng Wang Qingyuan

(Institute of New Energy and Low-carbon Technology, Sichuan University Key Laboratory of Deep Underground Science and Engineering, Ministry of Education, Sichuan University College of Architecture and Environment, Sichuan University)

Abstract: According to the load characteristics of recycled concrete after calcined at high temperature, three kinds of recycled concrete filled hollow interlayer steel tubular short columns with replacement rate of recycled aggregate(0%, 50% and 100%) were designed. The mechanical properties of recycled concrete filled hollow interlayer steel tubular short column and its reinforced concrete column after high temperature were studied, and the effects of section form, replacement rate of recycled aggregate and basalt fiber on its bearing capacity, strain and displacement were compared. The results show that the section form has the greatest influence on the bearing capacity. Finally, the influence of replacement rate of recycled aggregate and temperature on the compressive strength were used to attempts to establish the correlation expressions of the axial compressive strength bearing capacity of hollow interlayer steel tubular recycled concrete, according to parameters such as section form, constraint coefficient, temperature, replacement rate of recycled aggregate and constraint area of CFRP, which was verified using the experimental data.

Keywords: recycled concrete; mechanical property; bearing capacity; concrete filled steel tubular column

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