钢管自密实轻骨料混凝土柱轴压性能试验研究

钢管自密实轻骨料混凝土柱轴压性能试验研究 摘 要：为了研究以免烧结粉煤灰陶粒作为骨料的钢管自密实轻骨料混凝土柱的轴压性能，首先，进行了自密实轻骨料混凝土配合比设计研究，比选出最优水胶比、陶粒掺量和粉煤灰掺量;然后，考虑含钢率、长细比等参数影响，设计了7个钢管自密实轻骨料混凝土柱试件和3个钢管自密实混凝土柱比照试件进行轴压试验研究.结果说明：钢管自密实混凝土柱的轴心受压承载力高于钢管自密实轻骨料混凝土柱;所有试件均为延性破坏，但内部混凝土破坏形态因套箍系数和长细比的不同分为弯曲破坏、强度破坏和剪切破坏;钢管在峰值荷载前进入屈服，钢管的约束使混凝土平均应变远大于峰值应变，变形性能得到显著提高.最后，基于极限平衡理论建立了轴压承载力计算方法，计算结果与试验结果吻合良好.关键词：钢管自密实轻骨料混凝土柱;免烧结陶粒;轴压性能;套箍系数;长细比20210  引言近年来，自密实轻骨料混凝土因其良好的性能受到广泛关注1-3.吴智敏等【4】对SCLC40和SCLC50自密实轻骨料混凝土配合比进行了研究，并比照分析了其与普通混凝土的抗压强度、劈裂抗拉强度、抗折强度、弹性模量等力学性能，说明自密实轻骨料混凝土具有强度高、韧性好、弹性模量小等特点.王振军等【5】研究了掺加粉煤灰和含增黏组分的高效减水剂的LC50自密实轻骨料混凝土的配合比，确定了最优配合比参数值和局部性能指标.吴涛等【6】对不同水胶比、矿物掺合料的LC50自密实轻骨料混凝土的配合比进行了研究，得到了最优水胶比、粉煤灰及减水剂掺量.范世豪【7】对SCLC70自密实轻骨料混凝土的配合比进行了研究，对其流动性、变形性、填充性和抗离析性进行了评价，分析了抗压强度、抗折强度、劈裂强度等力学性能指标，并对骨料选择和粉煤灰掺量给出了建议.董健苗等8-9对采用陶粒作骨料的SCLC40和SCLC50自密实轻骨料混凝土的配合比进行了研究，分析了不同矿物掺合料对自密实轻骨料混凝土工作性能及力学性能的影响，并给出了陶粒、粉煤灰、硅灰等成份的最优摻量.何廷树等10对自密实混凝土的工作性能进行了研究，得到了保证自密实轻骨料混凝土工作性能的粉煤灰、体积砂率、硅灰、减水剂的关键掺量.张云国等11-13对自密实混凝土的工作性能、抗离析、收缩与徐变性能进行了研究，给出了自密实轻骨料混凝土的制作建议及收缩徐变的规律.孙长征等14研究了两种陶粒的体积取代率对C60自密实混凝土的工作性能、力学性能及收缩的影响，得出了陶粒体积取代率对其性能的影响规律.张登祥等15对页岩陶粒为骨料的自密实轻骨料混凝土进行了环形约束收缩试验，研究了混凝土的约束收缩和抗裂性能，提出抗裂风险系数作为抗裂性能的评价指标，认为其抗裂能力高于普通混凝土，但临界开裂状态后会很快产生贯穿性裂缝.上述成果主要针对自密实轻骨料混凝土的配合比和力学性能等方面的研究，对其在结构构件中的应用研究还较少.Hasan等16研究了矿碴和硅灰对自密实轻骨料混凝土断裂性能的影响，认为矿碴和硅灰的掺入可提高混凝土的初始断裂能、断裂韧性和强度.汉莫德等17进行了立方体拉拨试验研究光圆钢筋与自密实轻骨料混凝土在不同侧向力下的粘结力的变化规律.王先兵等18-19对自密实轻骨料混凝土柱和框架进行了低周反复荷载试验研究，结果说明自密实轻骨料混凝土柱和结构的耗能能力略低于普通自密实混凝土柱和结构.周悦志20对自密实轻骨料混凝土柱进行了轴心受压试验研究，考虑了不同强度等级、纵筋配筋率和长细比的影响，结果说明，自密实轻骨料混凝土柱具有较好的抗压性能.董健苗等21对不同配筋率的自密实轻骨料混凝土梁的抗弯性能进行了试验研究，提出了最大裂缝宽度计算公式，验证了?混凝土结构设计标准?GB500102021中梁的抗弯极限承载力计算公式的适用性.然而，自密实轻骨料混凝土应用于工程结构方面的研究尚少，本文将自密实轻骨料混凝土应用于钢管混凝土柱，通过钢管对混凝土的约束作用来提高混凝土的力学性能.1  试验概况1.1  试件设计设计了10根钢管自密实混凝土柱试件22，如表1所示，其中钢管自密实混凝土柱试件3根，钢管自密实轻骨料混凝土柱试件7根;为获得钢管自密实轻骨料混凝土柱的轴压承载力，将钢管自密实轻骨料混凝土柱试件分成2组，其中序号为48的试件用于研究轴压承载力的计算方法，然后采用序号为910的试件进行验证.各试件进行轴压试验，研究长细比、含钢率对自密实轻骨料钢管混凝土柱的承载力、变形性能、破坏形态的影响.各试件参数如表1所示.OCFSTC-1为钢管自密实混凝土柱试件编号，以该构件尺寸为标准，改变钢管的壁厚t和长度L得到试件OCFSTCT-2和OCFSTCL-3.LACFSTC-1为钢管自密实轻骨料混凝土柱试件的编号，以该构件尺寸为标准，改变钢管的壁厚t得到试件LACFSTCT-2、LACFSTCT-3;改变试件长度L得到试件LACFSTCL-1和LACFSTCL-2;改变试件外径D得到试件LACFSTCD-1和LACFSTCD-2.制作完成的试件如图1所示.1.2  材料参数1.2.1 混凝土配合比设计生产的900圆球型免烧结粉煤灰陶粒，如图2a所示，其粒径大小为316mm连续级配，以实现良好的流动性，防止因陶粒粒径原因而产生新拌混凝土的稳定性问题，并进行陶粒的筛析试验及物理性能试验，以确保高强自密实轻骨料混凝土的力学性能及耐久性.实测陶粒堆积密度988kg/m3，表观密度1600kg/m3，吸水率13%，筒压强度9.649N/mm2.同时选取相同颗粒级配的普通碎石作为C50自密实普通混凝土的粗骨料，如图2b所示.为配制强度等级为SCLC50和C50的自密实混凝土，选用试制混凝土的基准配合比，如表2所示.试配时，配合比主要以水胶比、陶粒掺量、粉煤灰掺量为研究参数，通过研究混凝土的  7d及28d立方体抗压强度、工作性能、表观密度，对其进行调试，确定自密实混凝土配合比的最优掺量.經过大量试块的试验，可获得自密实轻骨料混凝土SCLC50的最优设计配合比.参照其设计配合比配置出相同参数的普通自密实混凝土C50的配合比，如表2所示.按设计配合比配制的混凝土强度试验值如表3所示，从表3可知，普通自密实混凝土C50的强度略高于自密实轻骨料混凝土SCLC50.1.2.2  材料强度1混凝土确定设计配合比后，开始制作试件，同时制作与试件同批浇筑的混凝土试块，如图3图5所示，自密实混凝土的材料分布较均匀，未出现蜂窝、离析等质量问题.试件加载前先对混凝土试块进行立方体抗压强度试验、劈裂抗拉强度试验、抗折强度试验和棱柱体抗压强度试验，分别测试其7d、28d的立方体抗压强度、劈裂抗拉强度、抗折强度、轴心抗压强度及弹性模量，试验装置和试块如图6所示，实测结果如表4表7所示.2钢管图7为钢管的试样及拉伸试验，试样按钢管壁厚的大小分组，每组制作3个标准试样，见图7a.用 200t微机屏显液压万能试验机测试钢管屈服强度、极限强度、弹性模量、伸长率及泊松比，拉伸前及拉伸后试样如图7b、图7c所示，实测结果如表8所示.1.3  试件制作试验选用如图8a所示的20号无缝圆钢管.试件制作过程为：首先将钢管立在平整的地面上，检查钢管尺寸是否符合设计要求;两端是否平整或者存在毛刺现象，并用打磨机磨平.接着在每根钢管的一端焊接一块10mm厚的钢板作为底板，焊接前需要进行几何对中，保证焊接质量.最后浇筑混凝土，通过屡次浇筑尽量排出管内空气.同时制作立方体及棱柱体试块，并覆膜处理，与试件一起养护，如图8b、    图8c所示.养护28d后，在试件顶部加载端涂抹1cm厚环氧树脂，以保证试件加载时钢管不直接承受竖向荷载，如图9所示.1.4  加载制度1试验装置试验采用的主要仪器设备包括500t微机控制屏显恒应力四柱压力试验机、JM3813多功能静态应变仪、BX120-10AA应变片、位移计等.为满足试件两端铰接约束条件，在试件顶端放置一个刀口平板铰.试验时首先进行几何对中，保证试验机承压板的中心线与试件的轴线重合，以实现轴向作用.试验装置如图10所示.2测点布置测点分为位移测点和应变测点.位移测点如图11所示，在压力试验机的下承压板上外表对称于试件左右两侧设置两个位移计A1、A2以监测试件的竖向刚体位移;试件1/2高度位置左右对称设置位移计A3、A4以测量试件的弯曲变形.应变测点布置于试件的中部，如图11所示;应变片编号及相对位置如图12所示，沿钢管外壁每隔90°各布置一对纵向V及横向H应变片.3加载制度试验加载过程主要分为3个阶段：首先，通过预加载检验试验机压力传感器、位移计、应变片与应变仪之间是否连接良好、试验装置及观测仪表是否正常工作、施加的荷载与变形之间的关系是否符合要求，以保证试验有效进行，预加载荷载值为理论承载力的10%15%.然后为正式加载，采用分级单调加载方式：屈服前每级施加的荷载取理论承载力的10%，并停留4min;屈服后每级施加的荷载取理论承载力的5%，并停留2min;当进入强化阶段时，根据具体情况进一步减小加荷速率.最后卸载，当试件变形过大或荷载降至理论承载力的85%或以下时卸载，卸载过程根据具体情况分2次完成或按加载级距的2倍进行卸载，使试件获得恢复弹性变形的时间.2  试验结果及分析2.1  试验现象比照各试件加载过程，试件随荷载变化大概可分为5个阶段：1随着荷载增加，钢管外表起皮，伴有铁锈掉落，局部试件OCFSTC-1、OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-2、LACFSTCT-3、      LACFSTCD-2钢管外表出现45°剪切线;2荷载继续增加，钢管外表微鼓，钢管开始进入屈服，但试件OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-3、LACFSTCD-2钢管外表出现较明显的鼓曲;3荷载不断加大，其他试件也相继出现钢管鼓曲的现象;4试件承受的荷载到达最大值，此时试件钢管外表均产生明显的鼓曲，并伴有较大的侧向位移;5荷载不断降低，直到小于荷载峰值的85%而最终破坏.试件的鼓曲大多出现在试件1/23/4高度范围内，最终除试件OCFSTCL-3外，钢管外表的鼓曲开展成明显的多条皱褶.钢管自密实轻骨料混凝土柱的皱褶数量多于钢管自密实混凝土柱.剖开钢管后，各试件的混凝土均能保持完整、无松散现象;鼓曲处混凝土局部压碎;试件OCFSTCL-3、LACFSTC-1中上部混凝土可见1条斜裂缝，试件LACFSTCD-2可见顶部混凝土出现多条斜裂缝;试件LACFSTCT-3混凝土外表可见多条弯曲裂缝.2.2  破坏形态卸载后各试件横截面混凝土外表无明显裂缝，与钢管无脱空现象，两者之间受力良好，钢管对核心混凝土起到了约束作用;核心混凝土增强了钢管的整体稳定性，防止了钢管过早屈曲及局部压坏.钢管自密实轻骨料混凝土柱的破坏形态与钢管自密实混凝土柱根本相似，试件整体均表现为延性破坏，加载过程中试件产生较大变形，局部试件还出现强化现象.其破坏形态如图13所示，除了试件  OCFSTCL-3为鼓曲外，其他试件中部的钢管均出现皱褶，甚至多条.剖开钢管后可见混凝土由于各试件套箍系数与长细比不同而表现出不同的破坏形態：试件OCFSTC-1和LACFSTCL-2的长细比最大，混凝土无明显裂缝表现为弯曲失稳破坏;长细比拟小、含钢率和套箍系数均最大的试件OCFSTCT-2和LACFSTCT-3混凝土表现为强度破坏;其他试件混凝土为剪切破坏.2.3  试验结果分析1荷载-纵向位移曲线试件在受荷前，由于膨胀剂的作用，钢管内壁受到混凝土的挤压及摩擦，使钢管受到竖向和切向初始拉应力，增强了钢管及核心混凝土的协同作用.受荷后，由于钢管内混凝土的高度稍高于钢管，且混凝土顶部涂有1cm厚的环氧树脂，使得轴向压力作用主要由核心混凝土承当，钢管不直接承受竖向荷载.各试件的荷载与纵向位移曲线如图14所示，各试件的荷载-位移曲线分布根本相同，大致分为3个阶段，即弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段.弹性阶段：钢管自密实混凝土柱的弹性阶段为极限荷载的75%以内，而钢管自密实轻骨料混凝土柱的弹性阶段为极限荷载的85%以内.竖向荷载作用下，钢管初始竖向拉应力逐渐变为压应力，且压应力呈线性增长;切向拉应力继续增大.且呈线性增加，此时钢管与核心混凝土均处于弹性受力阶段.弹塑性阶段：随着荷载增加，试件不断变粗，钢管和混凝土应变增加迅速，钢管对混凝土产生的约束作用明显增强，钢管外壁逐渐出现不同程度的鼓曲变形.破坏阶段：试件的纵向位移增长速率加快，混凝土对钢管挤压作用愈加剧烈，使钢管外壁开始出现鼓曲、皱褶现象，试件的承载力逐渐减小.但局部试件由于变形较大，导致钢管直接承受局部荷载而出现了强化阶段.试件的极限承载力、纵向位移和极限应变如表9所示.由图14a及表9可知，钢管自密实混凝土柱的承载力大于钢管自密实轻骨料混凝土柱，由于C50的轴心抗压强度及弹性模量略高于SCLC50，钢管自密实混凝土柱的刚度大于钢管自密实轻骨料混凝土柱，且其承载力下降速度稍快于钢管自密实轻骨料混凝土柱.轻骨料混凝土的强度和弹性模量较小，荷载作用下应变较大，钢管的约束作用也越大，因而钢管自密实轻骨料混凝土柱的承载力下降性能略好于钢管自密实混凝土柱.由图14b及表9可知，随着钢管的壁厚由4mm增大到6mm，即试件的含钢率由0.109增大到0.170，其极限承载力由1751kN上升到2350kN，增加了34.21%，荷载-纵向位移曲线下降段趋于平缓，说明承载力下降速度减慢.这是由于随着钢管壁厚的增大，即含钢率增大，钢管对混凝土的约束越强，套箍作用越明显，有效提高了柱的承载力退化性能.由图14c及表9可知，随着长细比由15增大到25，其极限承载力由2153kN下降到1796kN，减小了16.6%.长细比小的试件承载力下降速度慢，反之承载力下降速度较快.但试验后剖开的混凝土在钢管出现皱褶部位处均被压碎，而其他位置无明显的裂缝，这说明，对于长细比大的试件，钢管对混凝土的约束减弱.2荷载-挠度曲线本试验的柱中挠度值，由柱中位置的位移计测得，试件的荷载与挠度曲线如图15所示.不同混凝土SCLC50和C50试件的荷载-挠度曲线如图15a所示，在弹性阶段，两者之间的曲线斜率根本相同;在弹塑性阶段，由于自密实混凝土强度和弹性模量大于自密实轻骨料混凝土，故钢管自密实混凝土柱试件承载力较大.长细比为20的试件，荷载-挠度曲线较为接近;长细比为16的试件，钢管自密实混凝土柱试件的承载力明显大于钢管自密实轻骨料混凝土.说明，对于中长柱，普通粗骨料和轻骨料的混凝土试件性能相差不大.对于不同含钢率试件的荷载-挠度曲线如图15b所示，随着含钢率增大，试件的承载力显著增大.含钢率较小时试件LACFSTCT-2含钢率为0.109，钢管对混凝土的约束较小，峰值荷载后试件承载力一直降低;含钢率为0.139时试件LACFSTC-1，试件荷载-挠度曲线出现强化段，说明加载后期钢管的约束有所增强;含钢率较大时试件LACFSTCT-3含钢率为0.170，钢管对混凝土的约束较大，不仅承载力较高，破坏时挠度明显增大，且峰值荷载后承载力下降缓慢，破坏时该曲线接近水平.对于不同长细比试件的荷载-挠度曲线如图15c所示，随长细比增大，试件承载力减小，但峰值荷载对应的挠度和破坏时的挠度均明显增大.3荷载-应变曲线各试件中部位置的纵向应变及横向应变分别由纵向V1  V4及横向应变片H1H4测得，并取应变平均值，可得荷载-应变曲线如图16所示.如图16a所示，钢管自密实轻骨料混凝土柱试件变形能力大于钢管自密实混凝土柱试件，但钢管自密实轻骨料混凝土柱试件初始刚度较小.钢管对自密实混凝土和自密实轻骨料混凝土的约束作用均可提高柱的承载力和变形性能;但对钢管自密实混凝土柱试件的承载力提高更为显著，而对钢管自密实轻骨料混凝土柱试件的变形能力提高更显著.含钢率为钢管的横截面面积与核心混凝土的横截面面积之比.不同含钢率试件的荷载-应变曲线如   图16b所示，含钢率大的试件初始刚度、荷载峰值、峰值应变、破坏应变均较大，曲线下降段较为平缓，且斜率较小.说明随着含钢率的增加，钢管对混凝土的约束越大.不同长细比试件的荷载-应变曲线如图16c所示，随长细比减小，荷载增大，初始刚度和应变先增后减，而长细比最大的试件的应变显著变大.长细比为25的试件LACFSTCL-2应变开展迅速，由于挠度较大，钢管很快进入塑性，屈服后荷载增长减缓直到峰值点，然后迅速下降.长细比为16的试件LACFSTCL-1应变开展较快，钢管较早进入塑性，但没有明显的屈服点，峰值荷载后曲线逐渐下降.长细比为20的试件LACFSTC-1应变开展较慢，钢管进入塑性较晚，屈服后经历较长的平台后才进入下降段.各试件在极限荷载时的钢管实测应变值u和混凝土平均应变um如表9所示.除试件LACFSTCL-1钢管刚到达屈服应变外，各试件钢管的应变值均大于钢材的屈服应变，说明各试件钢管均在极限荷载前屈服，钢管得以充分利用.极限荷载时混凝土平均应变显著大于混凝土材料的峰值应变，说明钢管的约束显著提高了混凝土的强度和变形性能，显著改善了混凝土的脆性;但长细比过大或套箍系数过小时，极限荷载时混凝土的平均应变显著降低.3  承载力计算采用极限平衡理论23计算钢管自密实轻骨料混凝土柱的承载力.极限平衡理论24是基于试验根底，通过把研究体系中的一系列构件拼装成结构体系，并简化理论模型中的一些条件，在不考虑复杂因素的影响下，根据构件的变形条件、几何条件，列出构件在极限状态下的静力平衡方程，计算出结构体系的承载力计算值.该理论的特点是：在不考虑构件的变形过程、加载历史及材料的应力-应变关系的条件下，通过结构的平衡条件，直接计算出构件的承载力，简化了承载力表达式冗繁的理论推导过程.式中：Ac为核心混凝土的横截面面积mm2;fc为核心混凝土的极限强度N/mm2;为受混凝土强度等级影响系数，对于强度等级为C50的混凝土，的取值为2.00;为套箍系数;As为钢管的横面面积mm2;fy为钢管的屈服强度N/mm2;?e为偏心率对构件承载力的影响系数，轴心受压为1.0;?l为长细比对构件承载力的影响系数，即稳定系数;?0为轴压作用下的钢管柱应考虑的?l值.4  结论1设计SCLC50自密实轻骨料混凝土和C50混凝土的配合比;通过大量试块试验获得了自密实轻骨料混凝土的最优水灰比为0.3、陶粒体积掺量为0.388m3、粉煤灰体积掺量为20%;自密实轻骨料混凝土的强度和弹性模量略小于普通混凝土.2试件整体表现为延性破坏.但由于各试件套箍系数和长细比不同而导致内部混凝土产生弯曲破坏、强度破坏和剪切破坏3种破坏形态.3轴压试验结果说明，钢管自密实轻骨料混凝土柱的承载力小于钢管自密实混凝土柱.钢管自密实轻骨料混凝土柱随套箍系数增大，试件承载力随之增大;随着长细比增大，承载力显著减小.4钢管自密实轻骨料混凝土柱变形性能好.极限荷载时钢管的应变均大于钢材的屈服应变，混凝土的平均应变均显著大于混凝土材料的峰值应变.5对试验数据进行拟合，并对极限平衡理论进行修正，可有效估算钢管自密实轻骨料混凝土柱的承载力，计算结果与验证试件实测承载力吻合良好，其误差均小于1%.参考文献【1】   杨欢，牛季收.自密实高性能混凝土的研究现状J.硅酸盐通报，2021，34S1：207-210.【2】   TINGTZH，RAHMANME，LAUHH，etal.Recentdevelopmentandperspectiveoflightweightaggregatesbasedself-compactingconcreteJ.ConstructionandBuildingMaterials，2021，201：763-777.【3】   孙江云，金宝宏，侯玉飞.矿物掺合料对高性能混凝土塑性收缩裂缝的影响J.桂林理工大学学报，2021，362：285-288.【4】   吴智敏，张小云，张云国.自密实轻骨料混凝土配合比设计及根本力学性能试验J.建筑科学与工程学报，2021，254：83-87.【5】   王振军，薛军鹏，何廷树，等.LC50自密实轻骨料高性能混凝土配合比参数设计J.武汉理工大学学报交通科学与工程版，2021，322：259-262.【6】   吴涛，岳志豪，王洁，等.自密实高性能轻骨料混凝土的研究J.硅酸盐通报，2021，357：2224-2229.【7】   范世豪.SCLC70配合比设计及其性能研究J.混凝土与水泥制品，20216：8-11.8   董健苗，燕元晶，聂浩，等.自密实轻骨料混凝土的配合比设计研究J.新型建筑材料，2021，434：59-61，68.9   董健苗，杜亚聪，王亚东，等.矿物掺合料对自密实轻骨料混凝土工作性能及力学性能影响的试验研究J.混凝土与水泥制品，20212：13-16.10  何廷树，王振军，伍勇华，等.自密实轻骨料混凝土工作性能的研究J.西安科技大学学报，2021，244：422-425，437.11  張云国，吴智敏，张小云，等.自密实轻骨料混凝土的工作性能J.建筑材料学报，2021，121：116-120.方法J.大连理工大学学报，2021，502：234-238.13  张云国，吴熙，毕巧巍.自密实轻骨料混凝土的收缩与徐变性能J.材料科学与工程学报，2021，321：35-39.14  孙长征，李磊，赵同峰，等.陶粒体积取代率对C60自密实混凝土性能影响的研究J.混凝土，20216：110-113.