自密實微膨脹混凝土填充圓鋼管約束鋼筋混凝土柱軸壓性能試驗研究*

姜海波 李佳航 李軍生 陳振侃 葉嘉政

(1.廣東工業(yè)大學土木與交通工程學院, 廣州 510006; 2.廣州廣明高速公路有限公司, 廣州 511430; 3.廣州交通投資集團有限公司營運分公司, 廣州 511430)

0 引 言

改革開放以來,早年建成的橋梁已服役多年,其RC橋墩難免遭受疲勞及腐蝕耐久性[1-3]等問題。此外,隨著國內交通量急劇增加,RC橋墩遭受車船撞擊[4-6]的可能性進一步增大。因此,需要對功能退化或損傷的RC橋墩進行加固。

當今,常用的加固方法有增大截面法和粘鋼法。然而,增大截面法對RC柱對承載力和延性的提升效果有限,而粘鋼法存在膠層老化而失效的問題[7-8]。

鋼套管加固法,即在原RC柱外面套上由兩片半圓鋼焊接而成的圓鋼管,并在兩者間的夾層(后文稱之為填充層)灌注混凝土,從而形成鋼套管加固柱。由于鋼管的約束,原RC柱混凝土三向受壓,混凝土的抗壓強度和極限應變顯著提高,即經(jīng)過鋼套管加固法加固后,RC柱承載力和延性顯著提高。Hailil等比較了鋼套管加固法、外包FRP加固法和增大截面加固法,結果[9]表明:鋼套管加固法對RC柱承載力和延性的提升最顯著。另外,填充層的存在,進一步減少了原RC柱和鋼管間存在的脫空隱患[10-11],保證了鋼套管加固柱復合性能的充分發(fā)揮。綜上,鋼套管加固柱是具有研究價值的。

填充混凝土作為原RC柱和新增鋼管的連接媒介,其工作性能將對鋼套管加固柱的軸壓性能起重要作用。胡瀟等采用細石混凝土作為填充材料,以保證填充層的填充密實[12];盧亦焱等采用自密實混凝土作為填充材料,利用自密實混凝土高流動、免振搗的優(yōu)異工作性能,以實現(xiàn)澆筑的便捷[13-14];何岸等采用再生混凝土作為填充材料,以響應節(jié)能環(huán)保的時代要求,結果[15-16]表明:再生混凝土鋼套管加固柱的抗壓承載力略低于普通混凝土鋼套管加固柱。

普通混凝土的早期收縮較為明顯[17],若將其作為鋼套管加固柱填充層的填充材料,可能會影響填充層與原RC柱、鋼管的黏結。因此,有必要選擇性能更加優(yōu)異的填充材料。本文采用自密實微膨脹混凝土(SMC)作為填充層的填充材料,利用高效膨脹劑補償收縮[18],更進一步確保了填充層與原RC柱、鋼管的充分黏結。

既存RC橋墩加固前,由于承受各種荷載而存在一定的初始軸壓力,本文參照文獻[19-20]的做法,采用預應力后張法賦予原RC柱初始軸壓力。

王玉虎等研究了加載方式對鋼套管加固柱軸壓性能的影響,結果[21]表明:加載方式的不同將影響鋼套管加固柱的延性和剛度。結合RC橋墩加固背景,為避免RC橋墩加固后圓鋼管和填充混凝土直接受荷而引起蓋梁及承臺內力的重分布,本文選擇原RC柱截面作為直接加載區(qū)域。此外,部分研究學者提出了鋼套管加固柱的軸壓承載力預測公式[22-24]。然而,采用上述加載方式的鋼套管加固柱的軸壓承載力預測公式仍存空缺。

為深入研究SMCFCST約束柱的軸壓性能,本文共制作了9個試件,并開展軸壓試驗。通過荷載-豎向變形曲線和荷載-鋼管應變曲線等,對試件的峰值荷載和延性進行分析。最后,提出了SMCFCST約束柱的軸壓承載力簡便預測公式,為工程設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計并制作了1個無約束RC柱和8個自密實微膨脹混凝土填充圓鋼管約束RC柱(簡稱SMCFCST約束柱),共計9個試件。試驗參數(shù)包括:鋼管厚度,自密實微膨脹填充混凝土強度,填充混凝土類型和初始軸壓力。試件參數(shù)匯總詳見表1。

表1 試驗參數(shù)及試驗結果匯總Table 1 Summary of test parameters and test results

T為鋼管厚度實測值;fcu為填充混凝土標準立方體抗壓強度實測值;Npre為初始軸壓力大小;Pue為試件峰值荷載試驗值;ER為比例增強系數(shù);DI為延性系數(shù)。

試件具體尺寸:RC柱直徑d均取200 mm,試件高度h均取600 mm,填充層厚度t均取62.5 mm,鋼管外徑D均取325 mm。無約束RC柱和約束柱的長細比分別為3和1.85,均為短柱。RC柱中布置有6根直徑為8 mm的HRB400縱向鋼筋,直徑為6 mm的HRB400箍筋按每隔120 mm等間距進行布置。另外,RC柱的中心預留了直徑為50 mm的張拉孔道。加載過程中,放置在試件兩端的高剛度鋼塊的外徑、厚度和高度分別為200,40,140 mm。試件尺寸構造詳見圖1。

中小跨度RC橋墩恒載產(chǎn)生的軸壓比約為0.10,因此,本文將RC柱初始軸壓比設計為0.050、0.084和0.134,即RC柱初始軸壓力分別設置為30,50,80 kN。

殘差塊中使用ReLU函數(shù)作為激活函數(shù)。與其它線性或非線性函數(shù)相比,ReLU函數(shù)僅需要設置閾值,表達能力更強,且處理方式簡單。然而在訓練網(wǎng)絡時使用ReLU 激活函數(shù),則非常容易導致訓練中斷,需要選用較小的網(wǎng)絡學習率,但學習率過小則易使網(wǎng)絡陷入局部最優(yōu)。

a—RC柱鋼筋配筋; b—RC柱構造; c—約束柱構造。圖1 試件大樣 mmFig.1 The details of specimens

為了便于描述,需要對試件進行統(tǒng)一編號:無約束RC柱編號為0-0-P80;對于SMCFCST約束柱,T2、T4和T6分別代表鋼管厚度為2.50,3.75,5.75 mm;SMC40、SMC60、SMC80和SCC60分別代表設計強度為40,60,80 MPa的自密實微膨脹混凝土和設計強度為60 MPa的自密實混凝土;P30、P50和P80分別代表初始軸壓力為30,50,80 kN。

1.2 試件制作

SMCFCST約束柱的制作方法大致可分為3個步驟:1)制作RC柱。綁扎鋼筋,安裝混凝土澆筑模板,澆筑混凝土并養(yǎng)護成型,待用。2)采用預應力后張法賦予RC柱初始軸壓力。將一根直徑為15.24 mm的高強鋼絞線置于RC柱預留孔道中,錨固固定端,利用千斤頂進行分級張拉鋼絞線,直至達到初始軸壓力設計值并保持穩(wěn)定。3)澆筑填充混凝土。將已賦予初始軸壓力的RC柱置于帶孔木底?？蛏?外套圓鋼管,在新增鋼管與原RC柱間的填充層澆筑混凝土,養(yǎng)護成型,待壓。試件制作流程詳見圖2。

a—制作RC柱; b—賦予RC柱初始軸壓力; c—澆筑填充混凝土。圖2 試件制作流程Fig.2 Fabrication processes of specimens

1.3 材料性能

采用C40商品混凝土澆筑RC柱,C40商品混凝土的標準立方體28 d抗壓強度為48.07 MPa,SMCFCST約束柱加載前測得其抗壓強度為54.48 MPa。根據(jù)試驗參數(shù)設計情況,采用不同強度或類型的混凝土澆筑不同試件的填充層,具體包括設計強度為40,60 ,80 MPa的SMC混凝土以及設計強度為60 MPa的SCC混凝土。參考GB/T 23439—2017《混凝土膨脹劑》[25]規(guī)范,將限制膨脹率作為填充混凝土膨脹情況的評定指標。填充混凝土的配合比及材料性能詳見表2和表3。鋼材的材料性能詳見表4。

表2 填充混凝土配合比Table 2 Mix proportions of filling concretes kg/m3

表3 填充混凝土材料性能Table 3 Material properties of filling concrete

表4 鋼材材料性能Table 4 Material properties of steels

1.4 測試設備及方案

采用YAW-10000F液壓伺服壓力機加載試件。試件上下兩端僅RC柱截面區(qū)域直接受壓。在試件表面中高位置沿環(huán)向每隔90°布置應變片(共4組),分別用來測試軸向及環(huán)向的應變情況。另外,在加載臺上圍繞試件均布置4個軸向LVDT位移計,監(jiān)測試件整體豎向變形。為了控制試件直接受壓區(qū)域,同時解決RC柱兩端突出的錨具對試件加載造成的困難,加載過程中,在試件兩端放置了高剛度鋼塊。試驗裝置和測點布置詳見圖3。

試件加載共分為兩個步驟:1)預加載。采用力控制的加載方式,施加30 kN壓力,檢查測點數(shù)據(jù)無誤后,卸載。2)正式加載。采用0.3 mm/min等速率位移控制的加載方式,直至達到峰值荷載;繼續(xù)加載,直至荷載下降到峰值荷載的85%左右,停止試驗。

2 試驗結果

2.1 試驗現(xiàn)象

無約束RC柱的試驗現(xiàn)象表現(xiàn)為:加載初期,荷載與豎向變形呈線性比例增長;當荷載增加至峰值荷載的90%左右,混凝土表面上部出現(xiàn)豎向裂縫且迅速向下發(fā)展;達到峰值荷載后,混凝土被壓碎,鋼筋裸露且彎曲明顯,荷載迅速下降,無法繼續(xù)承載。其破壞形態(tài)(試件0-0-P80)如圖4a所示。

SMCFCST約束柱的試驗現(xiàn)象表現(xiàn)為:加載初期,荷載與豎向變形呈線性比例增長;荷載接近峰值荷載時,填充混凝土頂面出現(xiàn)均勻分布的徑向裂縫,呈“輻射狀”;繼續(xù)加載,荷載緩慢下降直至峰值荷載的85%左右后趨于平緩,此時,鋼管外鼓,且上端鼓脹程度略大于下端,試件整體呈“倒圓臺狀”。這是因為試件加載端局部受壓,在試件上端,局壓力未擴散到鋼管,即此處鋼管對混凝土的約束作用難以發(fā)揮,混凝土受壓沿徑向向外擠壓,使得此處鋼管的變形更大。這一試驗現(xiàn)象與鋼管混凝土局部軸壓試驗的試驗現(xiàn)象相似[26]。SMCFCST約束柱的破壞形態(tài)以試件T4-SMC60-P80為例,如圖4b、4c所示。

a—0-0-P80主視; b—T4-SMC60-P80主視; c—T4-SMC60-P80俯視。圖4 試件典型破壞形態(tài)Fig.4 Typical failure modes of specimens

2.2 峰值荷載分析

將試件的峰值荷載Pue進行匯總,詳見表1和圖5。從結果得知,SMCFCST約束柱的峰值荷載顯著高于無約束RC柱。本文引用文獻[27]中提到的比例增強系數(shù)ER定量分析各試驗參數(shù)對SMCFCST約束柱峰值荷載的影響,其計算公式如下:

(1)

式中:Pue,cc為各SMCFCST柱的峰值荷載;Pue,rc為相應的無約束RC柱(試件0-0-P80)的峰值荷載。

將SMCFCST約束柱的ER計算結果匯總于表1。SMCFCST約束柱的ER的均值為1.547,即SMCFCST約束柱的峰值荷載顯著高于無約束RC柱,即SMCFCST約束法可顯著提高無約束RC柱的峰值荷載。分析各試驗參數(shù)變化對SMCFCST約束柱的峰值荷載的影響。1)試件T2-SMC60-P80、T4-SMC60-P80和T6-SMC60-P80為鋼管厚度組,峰值荷載分別提高了1.200、1.447和2.510倍。這表明SMCFCST約束可顯著提高RC柱的峰值荷載。另外,SMCFCST約束柱的峰值荷載隨著鋼管厚度的增大而顯著增大。2)試件T4-SMC40-P80、T4-SMC60-P80和T4-SMC80-P80為自密實微膨脹填充混凝土強度組,峰值荷載分別提高了1.373、1.447和1.466倍。這表明SMCFCST約束柱的峰值荷載隨著自密實微膨脹填充混凝土強度的增大而小幅度提高。3)試件T4-SMC60-P80和T4-SCC60-P80為填充混凝土類型組,峰值荷載分別提高了1.447和1.449倍。這表明填充混凝土類型對SMCFCST約束柱的峰值荷載的影響不明顯,填充混凝土主要起黏結和傳力作用。這是因為加載過程中,填充混凝土同時受到RC柱混凝土徑向擠壓和鋼管的約束,處于受壓狀態(tài),即盡管采用收縮較明顯的自密實混凝土作為填充層澆筑材料,也能保持其與鋼管和RC柱表面的充分黏結。但為了減少加載前填充層出現(xiàn)脫空的可能性,仍推薦性能更為優(yōu)異的自密實微膨脹混凝土作為填充層材料。4)試件T4-SMC60-P30、T4-SMC60-P50和T4-SMC60-P80為初始軸壓力組,峰值荷載分別提高了1.477、1.452和1.447倍,這表明初始軸壓力對SMCFCST約束柱的峰值荷載的影響也不明顯。

圖5 試件峰值荷載匯總Fig.5 Summary of the peak loads of specimens

2.3 延性分析

為了定量分析SMCFCST約束對RC柱延性的改善情況,本文引用文獻[27]中提到的延性系數(shù)DI作為評定指標,其計算公式如下:

DI=δ0.85/δu

(2)

式中:δu為試件達到峰值荷載處相應的豎向變形;δ0.85為試件達到峰值荷載后,荷載下降到峰值荷載85%處相應的豎向變形。

匯總各試件的DI計算結果,詳見表1和圖6。因試件數(shù)量較少,且各試件的DI計算結果較為離散,故難以進行參數(shù)分析。從整體上看,無約束RC柱(試件0-0-P80)的DI為1.140;而SMCFCST約束柱的DI均超過2.500,均值為3.124,且最高可至3.972。這表明SMCFCST約束可顯著提高RC柱的延性。

圖6 試件DIFig.6 DI of specimens

2.4 荷載-豎向變形曲線分析

繪制試件的荷載-豎向變形曲線(P-Δ曲線),詳見圖7。通常,P-Δ曲線可分為彈性、彈塑性和破壞三階段。圖7a展示的是無約束RC柱(試件0-0-P80)的P-Δ曲線:彈性階段,荷載與豎向變形呈線性比例增長;彈塑性階段,荷載隨著豎向變形的增大而呈非線性比例增長;破壞階段,即達到峰值荷載后,荷載急劇下降,表明無約束RC柱延性差。圖7b～e曲線展示的是各SMCFCST約束柱的P-Δ曲線:SMCFCST約束柱的P-Δ曲線在彈性階段和彈塑性階段的走勢與無約束RC柱相似,但曲線明顯延長,表明SMCFCST約束柱的峰值荷載顯著高于無約束RC柱;達到破壞階段后,荷載緩降,表明SMCFCST約束柱的延性好。也就是說,SMCFCST約束可顯著提高RC柱的峰值荷載和延性。

a—無約束RC柱; b—鋼管厚度組; c—自密實微膨脹填充混凝土強度組; d—填充混凝土類型組; e—初始軸壓力組。圖7 試件荷載-豎向變形曲線Fig.7 Relations between load and vertical deformation of specimens

圖7b～e曲線反映了各試驗參數(shù)變化對SMCFCST約束柱的軸壓性能影響。1)圖7b描繪了鋼管厚度組的P-Δ曲線,隨著鋼管厚度的增大,SMCFCST約束柱的峰值荷載增大,且峰值荷載后平緩段越長。這表明鋼管厚度越大,約束效果越佳。2)圖7c描繪了自密實微膨脹填充混凝土強度組的P-Δ曲線,隨著自密實微膨脹填充混凝土強度的提高,試件初始剛度和峰值荷載小幅度增大;3)圖7d描繪了填充混凝土類型組的P-Δ曲線,試件T4-SMC60-P80和T4-SCC60-P80的P-Δ曲線幾乎重合,表明填充混凝土類型對SMCFCST約束柱峰值荷載和延性的影響微弱。4)圖7e描繪了初始軸壓力組的P-Δ曲線,試件T4-SMC60-P80、T4-SMC60-P30和T4-SMC60-P50的P-Δ曲線幾乎重合,表明初始軸壓力大小對SMCFCST約束柱峰值荷載和延性的影響不明顯。

2.5 荷載-鋼管應變曲線分析

由前述可知,鋼管約束可顯著改善RC柱的力學性能。為研究SMCFCST約束柱加載過程中鋼管的變形情況,現(xiàn)繪制SMCFCST約束柱的荷載-鋼管應變曲線(P-ε曲線),詳見圖8。其中,εa代表鋼管的軸向應變,εh代表鋼管的環(huán)向應變。試件加載過程中,εa均為壓應變,而εh均為拉應變。加載初期,試件處于彈性階段,εa和εh均較小且增長緩慢,這表明鋼管的約束作用在彈性階段暫不明顯;達到峰值荷載時,相應的鋼管軸向應變在1 500×10-6～4 500×10-6范圍內,而相應的鋼管環(huán)向應變在1 000×10-6～2 000×10-6范圍內,即鋼管已屈服;繼續(xù)加載,εa和εh應變迅速增大,即鋼管的約束作用明顯。最終,SMCFCST約束柱的P-ε曲線的形狀均呈現(xiàn)“v”字形。

a—鋼管厚度組; b—自密實微膨脹填充混凝土強度組; c—填充混凝土類型組; d—初始軸壓力組。圖8 SMCFCST約束柱荷載-鋼管應變曲線Fig.8 Load-strain curves of steel tubes of SMCFCST confined columns

3 承載力分析計算

鑒于目前規(guī)范中并未提供自密實微膨脹混凝土填充圓鋼管約束RC柱的軸壓承載力計算公式,本文將GB 50936—2014《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》[28]中鋼管混凝土柱的局部軸壓承載力計算公式作為原型。另外,由試驗結果可知,初始軸壓力和填充混凝土類型對SMCFCST約束柱承載力的影響不明顯,故本文公式計算忽略了初始軸壓力和填充混凝土膨脹的影響。對GB 50936—2014規(guī)范相關公式進行修改,得到適用于SMCFCST約束柱的軸壓承載力預測公式,如式(3)所示:

Puc=β[0.9Acffcf(1+αξ)]+Alfly

(3)

式中:Puc為峰值荷載預測值,kN;α為混凝土強度等級相關系數(shù),按規(guī)范取值為2;β為局壓系數(shù);Al為縱筋的橫截面面積,mm2;fly為縱筋的屈服強度,MPa;Acf、fcf、ξ分別為RC柱混凝土和填充混凝土的橫截面總面積,mm2、組合軸心抗壓強度,MPa和組合套箍系數(shù),計算公式如式(4)所示:

(4a)

Acf=Ac+Af

(4b)

fcf=(Acfc+Afff)/Acf

(4c)

ξ=Asfy/(Acfc+Afff)

(4d)

式中:Ac、Af和As分別為RC柱混凝土、填充混凝土和鋼管的橫截面面積,mm2;fc、ff和fy分別為RC柱混凝土和填充混凝土的軸心抗壓強度,以及鋼管的屈服強度,MPa。

將式(3)計算得到的SMCFCST約束柱的軸壓承載力預測值與試驗值進行比較,詳見表5和圖9。可知:軸壓承載力預測值與試驗值比值(Puc/Pue)的平均值為0.956,標準差為0.064。除了試件T6-SMC60-P80和T4-SMC40-P80的軸壓承載力預測值較為保守,其余試件的軸壓承載力預測值與試驗值間的相對誤差均控制在10%以內,即吻合情況良好。因此,式(3)可作為自密實微膨脹混凝土填充圓鋼管約束RC柱的軸壓承載力簡便預測公式,為實際工程提供參考。

表5 修正公式參數(shù)及預測結果匯總Table 5 Summary of modified formula parameters and prediction results

圖9 承載力預測值和試驗值對比Fig.9 Comparisons of the bearing capacity between predicted values and test data

4 結 論

本文開展了軸壓試驗,對自密實微膨脹混凝土填充圓鋼管約束RC柱的軸壓性能進行研究,可得到如下結論:

1)SMCFCST約束法可以顯著提高RC柱的峰值荷載(ERmean=1.547)和延性(DImean=3.124)。隨著鋼管厚度的增大,SMCFCST約束柱的峰值荷載顯著增大,即厚鋼管的約束效果更佳。隨著自密實微膨脹填充混凝土強度的提高,SMCFCST約束柱的峰值荷載小幅增大。填充混凝土類型和初始軸壓力的變化對SMCFCST約束柱峰值荷載的影響不明顯。

2)SMCFCST約束柱軸壓過程中,鋼管軸向應變均為壓應變,而環(huán)向應變均為拉應變。加載初期,鋼管軸向應變和環(huán)向應變均較小且增大緩慢;達到峰值荷載時,峰值處相應的鋼管軸向應變約為1 500×10-6～4 500×10-6,而相應的鋼管環(huán)向應變約為1 000×10-6～2 000×10-6;繼續(xù)加載,鋼管軸向應變和環(huán)向應變迅速增大。即在加載初期,SMCFCST約束柱的變形小,鋼管暫未起明顯的約束作用;荷載增加到峰值荷載附近時,鋼管的約束作用逐漸顯現(xiàn),隨后鋼管屈服。此時,SMCFCST約束柱的試驗現(xiàn)象表現(xiàn)為填充混凝土頂面出現(xiàn)均勻分布的徑向裂縫,呈“輻射狀”;鋼管外鼓,且上端的外鼓程度略大于下端,SMCFCST約束柱呈“倒圓臺狀”。

3)修改GB 50936—2014規(guī)范中鋼管混凝土柱的局部軸壓承載力計算公式,得到了SMCFCST約束柱的軸壓承載力簡便預測公式。公式預測值與試驗值比值的平均值為0.956,標準差為0.064,預測值與試驗值間的相對誤差幾乎控制在10%以內,即本文提出的修改公式的精確性較好。