钢管混凝土脱粘机理及影响因素分析

钢管混凝土结构结合了钢管与混凝土两种材料的结构力学特性,在高层建筑以及桥梁结构中得到了广泛的应用。随着时间的推移,钢管与核心混凝土在应力和时间的作用下产生包括弹性变形,徐变,混凝土收缩等变形。而由于材料的性质不同,最终导致钢管混凝土中的两种材料产生变形差进而导致脱粘,影响整体结构的服役性能。为了探究钢管混凝土在服役周期中脱粘的估算方法,通过分别计算核心混凝土与钢管的变形并得出脱粘量,与深圳赛格广场大厦(简称赛格大厦)的钢管混凝土脱粘的测量值进行对比,探索计算模型对钢管混凝土脱粘估算的适用度与精确度。

在钢管混凝土中,径向变形主要分为核心混凝土的收缩形变,泊松形变,与徐变形变;对于钢管分为泊松形变与徐变形变。由于钢管混凝土结构的密封性,假设钢管内恒温恒湿。在此基础上,采用较为普遍使用的混凝土规范ACI 209R-92 与CEB-FIP 为计算模型,以赛格大厦建成至检测日期为计算时长,设计荷载及自重为应力条件,计算混凝土的收缩、泊松与徐变形变;对钢管进行受力分析,结合材料力学计算相应变形。以对脱粘增长有利为正方向,计算不同变形之和作为钢管混凝土的脱粘量。

结果表明,相较于ACI 模型,CEB-FIP 的计算结果与实测值更为接近。特别的,CEB-FIP 模型对核心混凝土收缩的估算普遍大于ACI 模型;在徐变量上,ACI 模型受尺寸影响较大,徐变计算量小于CEB-FIP 模型。赛格大厦钢管混凝土中同时采用了通过捣震密实的传统混凝土与自密实混凝土。相较于传统混凝土,自密实混凝土会发生较大的收缩变形,该情况能较好的体现在两种模型的结果中,且CEB-FIP 的结果与其模型描述中较为接近。实测值显示核心混凝土脱粘自上而下呈“小-大-小”分布,CEB-FIP 的计算与该趋势相符,而ACI 结果则呈现自上而下递减的趋势。

钢管混凝土结构是在钢管结构中填充混凝土,在钢管和核心混凝土同时承担荷载时,由钢管为混凝土提供径向约束,使整体结构承载力得到极大提高的组合结构。对比普通混凝土,钢管混凝土结构具有高强度,耐火耐疲劳等优越力学性能以及节省模板,施工便捷等良好的施工性能。我国自 20 世纪 90 年代建造了大量以钢管混凝土结构为核心的建筑物(多见于高层建筑及桥梁),但对于钢管混凝土长期工作性能的讨论相对滞后。另外在钢管混凝土结构中,为了提升施工效率和质量,会采用新型的捣振工艺或使用新型的混凝土材料,例如自密实混凝土以缩短工期。

深圳赛格广场大厦为 2000 年左右国内最高的高层钢管混凝土结构,终高 353.8 m。塔楼共有 44 根钢管混凝土柱,直径分别为 1600,1100,800 mm。地下室连同裙房共布置 44 根钢管混凝土柱,直径分别为1600, 1100, 900,800 mm。管内混凝土强度等级自上而下为 C40,C50 和 C60。值得注意的是,除了传统振捣的混凝土,在赛格大厦部分钢管混凝土柱施工过程中,施工方采用了适合任意钢管径,直接抛落一次浇筑成形的高抛免振自密实混凝土技

术。事实证明,新工艺显著缩短了项目施工周期,但同时也带来了一些材料引起的新的问题和挑战。

钢管混凝土结构的广泛应用同时也带来相应的检测问题,例如其在服役过程中产生的核心混凝土脱粘的检测等。目前,钢管混凝土建筑构件的长期服役性尚缺乏深入研究。事实上,当前研究主要针对于混凝土徐变后的整体结构分析,针对脱粘本身的问题研究较少。由于密封在钢管内,混凝土的养护与常规钢混结构不同,对于服役性分析有一定的影响。例如不易察觉混凝土的脱粘情况,对建筑结构的安全性带来一定的隐患。由此可见,钢管混凝土脱粘的合理估算方式有着重要的现实意义。本文通过采用两种较广为接受的规范 CEB-FIP 2010 (简称 CEB-FIP 模型) 和ACI 209R-92 (简称 ACI 模型) 计算混凝土的形变,并结合钢管在应力作用下的变形计算,推估赛格大厦钢管混凝土柱中混凝土和钢管长期服役的变化情况。并且比对现场的检测结果,探讨混凝土钢管柱中混凝土径向脱粘问题的机理和估算分析方法。

在受到竖直应力作用下,钢管混凝土结构中的径向变形可分为混凝土的收缩变形,泊松变形,徐变变形及钢管的泊松变形和徐变变形,如图1 所示。

图1　钢管混凝土径向变形的组成

混凝土收缩是由混凝土内部的泥浆种类决定的,主要可分为化学收缩(也称水化收缩)、塑性收缩、自身收缩、碳化收缩、干燥收缩及温度收缩六种类型。化学收缩是由于水泥水化后,固相体积增加,但水泥-水体系绝对体系减小造成的;塑性收缩主要原因是混凝土凝固前的失水反应造成的体积收缩;自身收缩是水泥浆的毛细管孔隙失水造成的;碳化收缩集中于混凝土表面,由泥浆中各种化合物与空气中的 CO ₂ 反应造成;干燥收缩是指凝固后的混凝土中,水分在水泥石骨架中的重新分布,包括蒸发而引起的; 温度收缩则是由温度下降造成的。

随着水泥用量的提高以及水灰比的降低,混凝土自身收缩和干燥收缩显得愈发重要。根据杨小兵描述,普通混凝土自身收缩约为干燥收缩的 1/10,而对于高强度混凝土,自身收缩为干燥收缩的 1/3 ~ 1/2;而对于超高强混凝土,自身收缩与干燥收缩基本相当,高于干燥收缩的 90% ,在大体积混凝土中需要着重考虑。蒋正武等认为自身收缩能发生在恒温、绝湿条件下,在混凝土初凝后胶凝材料继续水化引起干燥,进而造成混凝土体积减小。对于钢管混凝土建筑,钢管柱将混凝土完全密封并且大部分构件位于建筑物内,受外环境温度变化影响小,可以近似认为此时混凝土处于恒温绝湿的状况。于是,本文认为钢管混凝土柱中的脱粘,对于核心混凝土部分而言主要为不含蒸发,温度变化较小的自收缩所导致。

在施加荷载后,混凝土产生瞬时的弹性形变(泊松形变)和一个缓慢的非弹性形变(徐变形变)。当施加应力 | σ _c | ≤ 0.4 f _cm ( t ₀ ) 时,徐变与施加应力成正比,称为现行徐变。其徐变可由徐变系数计算得出。徐变系数 ? ( t , t ₀ ) 是指在 t 时刻时,混凝土的徐变形变与初始时刻  t ₀ 的瞬时加载产生的变形的比值,如式(1)。于是,混凝土在荷载作用下的总应变等于加载产生的泊松应变与徐变应变之和。

式中: ε _c ( t , t ₀ )为徐变形变;  ε _e ( t ₀ )为弹性形变。

徐变可进一步分为基本徐变和干燥徐变,其差异在于基本徐变不涉及混凝土中的水分重新分布,而干燥徐变则是由于变形后水分重新分布、蒸发,进而干燥后产生的变形。由于干燥引起的变形不予考虑,本文中考虑徐变为基本徐变。

钢管作为物理性能较好,分析较为成熟的建筑物构件,在钢管混凝土结构中可认为主要产生泊松形变和徐变形变(图1)。

钢管混凝土的脱粘是两种收缩性能不同的材料,在外界环境和时间作用下发生不同收缩情况进而导致接触界面脱离的现象。对于钢管混凝土构件,脱粘主要由混凝土的收缩引起,脱粘的模式则可以分为:1) 核心混凝土与管壁径向脱离;2) 核心混凝土内部空洞。钢管混凝土脱粘主要可分为周围均匀收缩脱粘和部分收缩脱粘两种情况,如图2所示。相比于情况 b,情况 a 中钢管对核心混凝土的紧箍作用丧失,脱粘造成了明显的工作性衰减,可以视为为钢管混凝土柱的最不利工况。而情况 b 在桥梁的钢管混凝土构件中为常见的安全问题较为常见,如图3 所示。

a—周围均匀脱粘(情况a); b—局部脱粘(情况b)。

图2　钢管混凝土脱粘示意

图3　桥梁拱肋混凝土脱空示意

综上,认为钢管混凝土的径向脱粘主要由钢管与核心混凝土两种不同材料的变形导致。其中包括钢管在荷载作用下的泊松形变和徐变,混凝土的泊松形变,徐变形变和收缩形变。而混凝土收缩形变又可分为其自身收缩和因水分重新分布但不包括蒸发和温度造成的干燥变形,如图1 所示。

2.1 外加剂

为了提高工作性,在钢管混凝土构件中往往会采用自密实混凝土以方便施工,减少高难度振捣工作等。自密实混凝土与普通混凝土的重要区别在于外加剂(减水剂)的不同,而减水剂对混凝土的收缩将产生影响。加入减水剂使混凝土获得大坍落度、良好流动性、自填充性、抗离析性等工作性能,以满足自密实混凝土施工要求。目前常用的减水剂有二代的萘系和三代的聚羧酸系。聚羧酸系减水剂相较于萘系在减少混凝土收缩上有进一步的提升。

由于减水剂的成分复杂性,现阶段没有办法进行具体计算。我们尚未查找到任何模型可以对减水剂的影响进行估算。因此,采用实验进行经验判断成为一种重要方法。孙振平等进行了聚羧酸系和萘系减水剂在不同掺量下水泥砂浆的自收缩曲线,如图4、5 所示。文献中的自收缩量以单位质量水泥砂浆从初始时刻从某时刻产生的收缩量表示。不同于聚羧酸系减水剂随掺量增加自收缩先增大后减小,萘系减水剂造成的混凝土自收缩随着掺量增加而增加。

图4　聚羧酸系减水剂自收缩曲线

图5　萘系减水剂自收缩曲线

由观察可知,自收缩曲线(图4、5)形状接近对数函数。转化为对数函数如图6、7 所示。图6 斜率平均为0.0022 且较为稳定,图7 斜率平均值则为0.0028,且有一定波动。但是两种减水剂的 R ² 都在0.9 以上,证明对数函数描述自收缩曲线可行。本文取聚羧酸系减水剂的自收缩曲线为  y = 0.0022lnx + 0.007,而萘系减水剂的为  y = 0.0027lnx + 0.007,此时聚羧酸系减水剂在任意时间的收缩量为萘系减水剂收缩量的81%。

图6　聚羧酸系减水剂的自收缩 (对数图)

图7　萘系减水剂的自收缩(对数图)

2.2 其他因素

由于自密实混凝土的相较于常规混凝土浆体含量较多, 其体积稳定性也是关注焦点之一。Poppe的研究表明:1) 掺合料细度对徐变与收缩影响较小;2) 水泥强度对收缩无影响,但对基本徐变和干燥徐变影响较大;3) 水胶比以及环境因素对混凝土的收缩徐变有较大影响。因此,在讨论钢管混凝土脱粘问题中,重点需注意混凝土的强度等级及徐变变形。

综上,对于自密实混凝土或者普通混凝土,在计算收缩徐变量时关键需要考虑水泥的强度,水胶比以及外加剂的影响。在没有提供式样的收缩数据的情况,或者没有计算模型时,采用对数函数可以较好的表达混凝土收缩与时间的关系。

目前,有大量模型可以对混凝土的变形进行计算讨论,如 GL2000 模型、B3 模型、BSEN-92 模型等。本文参考接受的广泛程度,采用 ACI 209R-92模型和 CEB-FIP 2010 模型进行讨论。

3.1 ACI 209R-92 模型

ACI 209R-92 模型最初由Branson 和 Christianson 在 1971 年提出,经过少许修正,由美国混凝土协会 ACI 正式提出命名为 ACI 209R- 82。本文使用的 ACI 委员会参与修订并于 1992 年提出了ACI 209R-92 模型,该模型在 2008 年再次得到重新认证,但由于命名习惯,仍沿用 ACI 209R-92 这一名称。ACI 209R-92 着重关注混凝土材料对收缩徐变的影响,在经验公式中考虑到水泥用量、砂率、养护条件和拌合物坍落度、含气量等因素,简单明了。模型也区分了普通混凝土和泵送自密实混凝土的收缩徐变计算。

徐变和收缩应变:

式中: f 是影响时间比例的常量; ? _u 是最终徐变应变于最初应变比值; ε _shu 是在 40% 相对湿度下的平均收缩应变; t 为混凝土龄期; t _c 为混凝土开始干燥时间; t ₀ 为混凝土开始加载时间,其他参数定义如下。

式中: V / S 为体积-面积比,mm。

计算步骤大致如下。

1) 加载时间修正参数 γ _c,la :

式中: t _la 为加载时长,d。

2) 混凝土养护时间的修正参数  γ _sh,tc :

3) 相对湿度修正参数

式中: RH 为相对湿度。

4) 构件体积-面积比的修正参数 γ _c,vs 、 γ _sh,vs :

式中: γ _vs 值不小于 0.2。

5) 混凝土坍落度修正参数 γ _c,s 、 γ _sh,s :

式中:  s 为坍落度,mm。

6) 骨料修正参数 γ _{c, ψ} 、 γ _{sh, ψ} :

式中: ψ 为砂率。

7) 水泥用量修正系数 γ _{sh, c} :

式中:  c 为水泥用量,kg/m ³ 。

8) 含气量修正系数 γ _c,α 、 γ _{sh, α} :

式中: α 为新拌混凝土含气量。

3.2 CEB-FIP 2010 模型

CEB-FIP 2010 是由国际混凝土联合会(FIB)在2010 年发布的混凝土结构模型规范,其最初版本在1987 年发布。CEB-FIP 2010 包含了当时对高强混凝土、钢管混凝土、预应力以及纤维混凝土的研究以及在结构中的应用,最显著的特色是提出了对建筑物全生命周期维护的理念。CEB-FIP 2010 计算混凝土的收缩徐变步骤大致如下:

CEB-FIP 2010 模型在收缩计算中,将收缩分为基本收缩 ε _cbs 和干燥收缩 ε _cds 。在本文中,由于不考虑干燥导致的收缩,取 ε _cds = 0。

混凝土 28 天弹性模量 E _ci 估算方法见式(13),式中, E _c0 与 α _E 可查规范表得。

徐变系数 φ ( t , t ₀ ) 由基本徐变 φ _bc 和干燥徐变 φ _dc 组成,在本文中取 φ _dc = 0。

基本徐变系数 φ _bc 可根据混凝土强度 f _cm 及加载时间估算,公式如下:

式中:参数可由式(16)估算:

t _0,adj 为混凝土类型和养护时间的影响参数,定义为:

式中: α 为混凝土类型相关参数,此处取 1; t _{0, T} 是混凝土加载时间,估算法为:

此处的 t _{0, T} 为考虑温度变化修正的时间。由式(22)至(15)可推出核心混凝土的徐变。另外,混凝土的自收缩定义为:

可看出,自收缩由混凝土的类型和所经历的时长决定。式(19)的两个参数可描述为:

对比上述规范,ACI 模型由一系列较为简单的回归公式决定系数,考虑因素较为简单但全面。CEB-FIP 模型则着重于混凝土类型与时间的关系。另外,CEB-FIP 模型明确指出,自密实混凝土的收缩徐变异于普通混凝土,计算时,可考虑其收缩比普通混凝土增加 20%,徐变增加 10%~ 20%。

根据戎君明,郭延辉等的记载,通过原材料初选,性能比较试验得出在赛格广场大厦使用的高抛免振自密实混凝土原材料和配合比为: 

1) 水泥:小野田 52. 5R 普通硅酸盐水泥;

2) 外加剂:改性三聚氰胺(萘系)减水剂 CARB-SF(中国建筑科学研究院研发),减水率>25%,掺量1% ~ 1.2%; 

3) 掺合料: 韶峰磨细矿渣、妈湾电厂 Ⅰ 级粉煤灰;

4) 砂:中砂,细度模数 2.7,表观密度 2620 kg/m ³ ,含泥量 1.1%,泥块含量 0.4%;

5) 碎石:表观密度 2640 kg/m ³ ,含泥量 0.8%,泥块含量 0.4%, 压碎值 6.9%, 粒径范围 10 ~25 mm。

表 1 赛格广场大厦用高抛免振自密实混凝土配合比(SCC60)  kg

CABR-SF 主要原材料为三聚氰胺 (H ₂ NCN) ₃ ,甲醛(HCHO)和磺化剂。常用硫化剂有亚硫酸氢钠(NaHSO ₃ )、亚硫酸钠(NaSO ₃ )、或焦亚硫酸钠(Na ₂ S ₂ O ₅ )等。其分子中都含有磺基(—SO ₃ H) 。混凝土性能评价总结见表 2。混凝土的其他物理力学性能见表 3。

表 2 赛格广场大厦项目中高抛免振自密实混凝土与普通自密实混凝土比较

? GBT 50164—2011

表 3 混凝土其他力学性能(SCC60)

在赛格广场大厦检测过程中,检测团队对钢管混凝土结构中的核心混凝土脱粘情况进行了测量。其中,使用敲击法和超声相控阵法对混凝土脱粘率进行非破坏性检测。对于脱粘情况较为严重的区域,采用磁力钻检法。在使用磁力钻孔机开孔后,对钢管壁与混凝土间缝隙进行塞尺测量以确定脱粘距离。表 4 总结了脱粘检测的结果。

检测结果显示,大楼内钢管混凝土脱粘率和脱粘距离呈橄榄球状分布,即上下小,中间大。

表 4 赛格广场大厦核心混凝土脱粘测量结果

6.1 计算基本参数

由于钢管混凝土为竖直结构,本文假设钢管混凝土脱粘形式为周围均匀收缩的径向脱离。另外大楼已经有 20 年历史,钢管、混凝土已位移协调,应力已重新分配。混凝土的收缩采用 CEB-FIP 2010 和ACI 209R-92 两种模型进行分析结合现场检测结果,选取的计算对象为大楼顶(71 层),中(34层),底(负一层)三个位置的钢管混凝土柱。

图 8 脱粘率和距离的楼层分布示意

计算过程中仅考虑塔楼荷载。据设计图,塔楼共 75 层(含 3 层地下室),共有 16 根钢管混凝土柱提供支撑。平均每根钢管混凝土柱的每层荷载为647.46 kN。轴力分配为式(21b)。表 5 总结了位移协调后钢管与核心混凝土的轴力大小。

式中: N _s , N _c 为钢管和核心混凝土轴向受力; A _s , A _c 为钢管和核心混凝土截面面积; E _s , E _c 为钢管和核心混凝土的弹性模量。

表 5 钢管混凝土轴向荷载     kN

根据施工资料,赛格广场大厦负 1 层为普通混凝土,采用浇捣方式施工,地上 34 层和 71 层为高抛免振自密实混凝土。混凝土强度等级均为 C60,龄期为 20 年,混凝土弹性模量 3.55×10 ⁴ MPa,泊松比为 0.168。钢材为 16Mn(按照 Q345 计算),弹性模量 2.06×10 ⁵ MPa,泊松比为 0.3。表 6 总结了计算用钢管混凝土柱的基本信息。

表 6 钢管混凝土的基本信息

6.2 计算结果

表 7 总结了在 ACI 模型中经验值的取值与计算方法,表 8、表 9 总结了 ACI 模型与 CEB-FIP 模型计算的应变结果。

表 7 ACI 209R-92 模型计算取值

? 根据实际尺寸变化;?? 根据不同混凝土配合比变化。

表 8 ACI 209R-92 计算结果

表 9 CEB-FIP 2010 计算结果

对于表 8 和表 9,由于 ACI 和 CEB-FIP 模型对于混凝土强度变化考虑不同,导致混凝土的泊松应变也不同。这里假设钢材的强度不随时间改变。在ACI 模型中,在忽略尺寸影响时,自密实混凝土收缩比普通混凝土大 42.48%,徐变小 95.9%。在 CEB-FIP 模型中,假定自密实混凝土收缩比普通混凝土大25%,徐变小 13%。

对于轴压下的钢管,根据弹性力学,其力的平衡方程可以简化为:

且有几何方程:

物理方程为:

代入,解得:

中: Δ z 为钢管的纵向变形,按照变形协调条件与混凝土纵向变形相同, ν 为钢管泊松比,取 0.3, L 为单层层高。将数据带入计算得结果如表 10、11所示。

表 10 ACI 径向脱粘计算结果    mm

表 11 CEB-FIP 径向脱粘计算结果    mm

对于 ACI 方法的计算结果,在表 10 中,首先注意到径向脱粘在负 1 层出现了负值,表示混凝土向外形变小于钢管的形变,钢管对混凝土产生了紧箍作用。混凝土的径向收缩两从建筑底部至上逐渐增大。在 ACI 计算方法中主要因为尺寸的变化造成, v / s 的值越小,其收缩量则越大(表 8)。混凝土径向徐变由下至上逐渐减小。

对于 CEB-FIP 方法的计算,在表 11 中混凝土的径向收缩两从建筑底部至上显示出“小-大-小”的分布。径向徐变则是随着高度增加而递减。综合计算混凝土和钢管的径向变形后,径向脱粘最终呈“小-大-小”的分布。

图 9 显示了两种方法中各部分变形量的结果,其中正值表示脱粘量增加。观察图 9 可知,对于弹性变形,所讨论的两种方法对混凝土的强度衰减估算相近,变形的总体趋势显示随荷载增大而增大。

图 9 各形变量在模型计算中的结果

对于混凝土的自身收缩变形,CEB-FIP 方法计算在各层均大于 ACI 模型。对于负 1 层和 34 层,后者采用自密实混凝土较前者采用的传统混凝土收缩在 CEB-FIP 的结果中大 17.6%,这一点与 CEB-FIP 中提及的自密实混凝土比传统混凝土收缩量大20%相吻合。而 ACI 模型的结果显示自密实混凝土收缩比传统混凝土大 34.3%,差异比 CEB-FIP 模型更明显。

在徐变量上,两种方法对于负 1 层和 34 层的计算结果有较大的区别。在负 1 层,ACI 模型计算徐变值大于 CEB-FIP 模型,而对于 34 层则结果相反。比对计算过程,ACI 方法由于尺寸系数减小导致计算结果显著变化,而相对的,CEB-FIP 并不受尺寸的影响,因此造成 CEB-FIP 的结果在 34 层更大。同时从 CEB-FIP 的结果可看出,该方法认为自密实混凝土的徐变量较传统混凝土更小,此处需要更进一步的实验分析验证。

表 12 总结了赛格广场大厦径向脱战的计算值和测量值。可以看出,ACI 模型在最顶层有较好的预测结果,CEB-FIP 在负 1 层和 34 层都与实测值相近。另外,ACI 结果自下而上逐渐增加,而 CEB-FIP的结果呈“小-大-小”的分布,更符合实际测量的情况。

表 12 径向脱粘(半径)计算结果与实测值比较

赛格广场大厦中的脱粘情况可分为脱粘距离和脱粘率两种情况讨论,如图 2。但由于模型只针对混凝土变形的计算,本文涉及的两种方法均无法对脱粘率进行评估。现场测量结果显示最大脱粘值出现在负 1 层,为 0.1 mm,他采样区域均出现 0 mm。我们推测在实际的钢管混凝土脱粘更符合图 2 中(b)类型的情况。另外需注意地下层使用的是普通混凝土且采用人工振捣的工艺,自地面层往上则采用高抛免振自密实混凝土。从实测值结果推测,我们认为传统的人工振捣工艺相对于自密实工艺对防止钢管混凝土脱粘有一定帮助。

对于脱粘距离,回顾表 12,CEB-FIP 模型的估算对比 ACI 模型更为接近实测值以及其趋势。ACI的估算结果自下而上减小,趋势上与实测值有一定出入。由于两模型均为统计模型,无法对其中的具体计算过程进行分析。仅从计算过程中的讨论的物理量进行推测:在 ACI 模型中,混凝土收缩使用大量的经验参数对基础收缩 ε _shu 进行修正;而在 CEB-FIP 模型中,混凝土收缩进一步分为了基础收缩和干燥收缩。我们推测 CEB-FIP 能将较好估算核心混凝土收缩的原因之一在于对干燥收缩单独考虑的设定。

在收缩量的计算上,CEB-FIP 模型认为自密实混凝土相较于普通混凝土要大 10% ~ 20%。在本案例中,34 层于负 1 层分别采用了自密实与普通混凝土。CEB-FIP 的计算显示 34 层的收缩较负 1 层大17.6%,满足方法的估算范围。ACI 模型并没有直接区分自密实混凝土与普通混凝土的区别,而是在计算过程中,通过混凝土的质量(mass)和坍落度做区分。在本案例中,自密实混凝土相较于普通混凝土有 32.3%的区别。混凝土类型不同引起的收缩区别于 2.1 部分的实验数据 28.6%相差不大。

在徐变量计算上,ACI 的结果显示自密实混凝土只有传统混凝土的 2.9%,主要因为尺寸对该计算影响较大。CEB-FIP 中自密实混凝土为传统混凝土的结果则为 55.9%。由于缺乏实验数据,无法区别两种混凝土在徐变上的表现差异。有待进一步的探索研究。

对于模型本身,虽然两种方法均采用了大量的经验公式,但 ACI 模型主要考虑的是混凝土的配合比,环境等因素,将影响因素归纳为系数乘以一个推荐值;CEB-FIP 模型并没有考虑混凝土的配合比,而是将经验系数与混凝土强度关联,即认为同一强度的混凝土有着相似的物理性质。由于没有进一步的资料,无法甄别何种方式更为合理。但从结果可以看出两种方法均与自身的收缩量相匹配,两种方法的合理性需要做进一步分析。

对比钢管混凝土拱桥技术规范 (GB 50923—2013),当脱粘距离小于 3 mm 时可认为构件的工作性未受较大影响。因此,基于赛格广场大厦钢管混凝土柱的脱粘检测结果,可认为赛格广场大厦的钢管混凝土结构在 20 年的使用后依旧可以正常使用。

钢管混凝土由于其优越的力学性质及其施工的便捷等特点,在我国基础建设中颇受欢迎。相比钢管混凝土的发展速度,相应的基础理论研究尚未完善。在本文中,钢管混凝土脱粘由钢管与混凝土不同的形变产生,其中包括钢管的泊松变形,混凝土的泊松变形,徐变变形和收缩变形。由于密封在钢管内,收缩计算时仅考虑混凝土内毛细管孔隙失水,水分重新分布导致的自身收缩。

结合钢管的变形,为了验证现有混凝土变形计算模型对于钢管混凝土构件的脱粘估算,本文选取了两种国际上接受度较高的规范 ACI 209R-92 和CEB-FIP 2010 模型进行讨论。其中,ACI209R-92模型采用大量经验参数对混凝土的徐变进行修正和估算,考虑的参数较为全面,但经验公式较为简单。而 CEB-FIP 2010 模型重点从混凝土强度区分混凝土种类,并且对混凝土龄期作较为重要的考量因素。

本文选取深圳赛格大厦作为分析对象。现场检测采用了敲击法和超声相控阵法测量了构件的脱粘率,并用磁力钻检法测量了构件的脱粘距离。结果显示大楼的脱粘率呈橄榄球状,底层与顶层的脱粘率较小,中间层较大;而脱粘量则从下至上呈递减趋势。采用上述两种计算模型对深圳赛格大厦中的钢管混凝土进行脱粘分析,并比对现场监测结果显示,模型估算值现实相比于 ACI 模型,CEB-FIP 模型的结果更接近实测值。且实测值对比规范,赛格广场大厦依旧满足服役要求。

钢管混凝土结构的大量使用使得对其构件服役周期中的各种情况需要有更详细完善的模型进行预测计算,进而进行更好的监测和评估。对于核心混凝土,在建立高效的计算参数及复杂的本构模型过程中,需要考量外加剂的使用。钢管混凝土结构在服役周期中的位移组成,如收缩位移量,徐变位移量,桶内干燥环境是否会真的发生等因素等,仍有待进一步的研究。鉴于目前的检测手段的局限性,本文中所述行业常用的测量方式尚未能实现从局部到整体的精确描述钢管与混凝土之间的相对变形情况。因此,提出一套完整的钢管混凝土服役评估计算方法,并辅之以相应的检测方法与规范,对于我国的钢结构建筑领域的建造设计,建筑结构服役周期的运维有着重要的实际意义。