蘇益聲12，但宇1，龍虹任1，柯曉軍*12

(1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 廣西南寧530004；2.工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西南寧530004)

0 引言

方鋼管再生混凝土是在方鋼管中填充再生混凝土形成的一種受力性能良好的組合構(gòu)件，既具備普通方鋼管混凝土承載力高、耐火性能較好、塑性和韌性好等優(yōu)點(diǎn)[1-3]，又能緩解現(xiàn)代建筑垃圾日益突出問(wèn)題，符合可持續(xù)發(fā)展的要求，具有良好的經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)常溫狀態(tài)下方鋼管再生混凝土柱進(jìn)行了大量的研究，其中Mohanraj E[4]、陳宗平[5]、陳夢(mèng)成[6]、張繼承[7]等對(duì)方鋼管再生混凝土柱軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析。結(jié)果表明：方鋼管再生混凝土構(gòu)件與方鋼管普通混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能類(lèi)似，具有良好的受力性能，可以應(yīng)用于工程實(shí)際中。面對(duì)建筑火災(zāi)頻發(fā)的今天，對(duì)火災(zāi)(高溫)后結(jié)構(gòu)構(gòu)件的力學(xué)性能的研究對(duì)建筑物的安全有重要作用。目前，火災(zāi)(高溫)后方鋼管再生混凝土柱的研究十分豐富[8-12]，結(jié)果表明：火災(zāi)(高溫)后方鋼管再生混凝土柱仍具有較強(qiáng)的變形能力，但其承載力退化嚴(yán)重。上述研究均是在自然冷卻條件下進(jìn)行的，而對(duì)噴水冷卻方式下火災(zāi)(高溫)后方鋼管再生混凝土柱的研究還尚未成熟。

為此，通過(guò)對(duì)9根高溫后方鋼管全再生混凝土短柱軸壓試驗(yàn)，研究歷經(jīng)溫度和冷卻方式對(duì)試件軸壓力學(xué)性能影響的差異，為該類(lèi)結(jié)構(gòu)的安全評(píng)估及加固提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

以歷經(jīng)最高溫度(20 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃)及冷卻方式(自然冷卻NC、噴水冷卻WC)為變化參數(shù)設(shè)計(jì)了9根方鋼管全再生混凝土短柱試件，經(jīng)過(guò)高溫試驗(yàn)后進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)。試件截面為100 mm×100 mm，高為315 mm。試件實(shí)測(cè)承載力見(jiàn)表1。

1.2 試驗(yàn)材料

全再生混凝土以C30普通混凝土為標(biāo)準(zhǔn)配制，所用材料有再生粗骨料、P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥、天然河砂和水。再生粗骨料由廢棄混凝土塊經(jīng)人工破碎、篩分、清洗、曬干后所得；鋼管采用直焊縫方鋼管，邊長(zhǎng)100 mm，壁厚3.5 mm。鋼管試樣和混凝土標(biāo)準(zhǔn)試塊與試件同批次進(jìn)行試驗(yàn)，歷經(jīng)相同的高溫及冷卻方式后，按照標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法，實(shí)測(cè)全再生混凝土和鋼管力學(xué)性能指標(biāo)如表1所示。

1.3 高溫試驗(yàn)及加載

高溫試驗(yàn)的升溫裝置采用RX3-45-9型工業(yè)箱型電阻爐。試驗(yàn)時(shí)，將同一溫度的試件和預(yù)留材性試樣放入高溫爐中，升溫至預(yù)定最高溫度并恒溫1.5 h，實(shí)測(cè)升溫曲線(xiàn)見(jiàn)圖1。然后按照試驗(yàn)設(shè)計(jì)取出部分試件和預(yù)留材性試樣進(jìn)行噴水冷卻試驗(yàn)，其余試件留在爐膛內(nèi)自然冷卻。噴水冷卻過(guò)程中保持用水總量恒定不變，噴水時(shí)間為0.5 h。

采用YE-10000F電液伺服液壓試驗(yàn)機(jī)對(duì)試件進(jìn)行軸壓加載。加載制度為位移控制，加載速率為0.01 mm/s，當(dāng)荷載下降到極限荷載的80 %或試件變形達(dá)到26 mm時(shí)停止加載。

表1 試件實(shí)測(cè)承載力及材料性能Tab.1 Measured bearing capacity and material properties of specimen

注：(1)試件命名方法：以S-10-2W為例，S表示方鋼管再生混凝土柱，10表示再生骨料取代率為100 %，2表示經(jīng)歷最高溫度200 ℃，其中1表示常溫20 ℃，W表示噴水冷卻；(2)試驗(yàn)壓力機(jī)故障導(dǎo)致800 ℃時(shí)的fcu數(shù)據(jù)丟失。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

高溫試驗(yàn)后，歷經(jīng)溫度大于等于400 ℃試件的鋼管顏色具有明顯差異，主要原因是溫度達(dá)到400 ℃后，鋼管表層發(fā)生氧化生成Fe2O3等深色氧化層，溫度越高，氧化程度越嚴(yán)重，鋼管顏色越深。噴水冷卻試件的表面顏色要淡于自然冷卻，噴水沖刷使部分氧化層脫落。

軸壓試驗(yàn)中，方鋼管全再生混凝土短柱的破壞形態(tài)主要受歷經(jīng)溫度影響，冷卻方式對(duì)其的影響不大。T≤400 ℃時(shí)，試件表現(xiàn)為鋼管撕裂破壞；T>400 ℃時(shí)，試件表現(xiàn)為鋼管鼓曲斜壓破壞。原因在于：T≤400 ℃時(shí)，加載至極限荷載Nu后，試件中部和1/3處的鋼管表面局部鼓曲，鼓曲部位與鋼管角部鼓曲相接形成45°剪切滑移面，加載后期，鼓曲部位未能閉合形成環(huán)狀，外部鋼管承受荷載較大，鋼管角部或焊縫處發(fā)生撕裂破壞；T>400 ℃時(shí)，加載至0.9Nu后，鋼管開(kāi)始鼓曲，鼓曲部位與低溫度試件相似，加載后期，鼓曲部位發(fā)育充分而逐漸形成約45°的斜鼓曲環(huán)，荷載由外部鋼管和鼓曲套箍混凝土共同承受，發(fā)生鋼管鼓曲斜壓破壞。

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure mades of specimens

2.2 荷載—位移曲線(xiàn)

圖3 試件荷載—位移曲線(xiàn) Fig.3 Loading-deformation curves of specimens

圖3為各試件實(shí)測(cè)荷載—位移曲線(xiàn)。由圖3可知，試件的荷載—位移曲線(xiàn)絕大部分都經(jīng)歷了線(xiàn)性增長(zhǎng)、下降、強(qiáng)化回升三個(gè)階段，且隨著溫度的升高下降段越短，800 ℃時(shí)試件已無(wú)明顯的下降段。原因在于：在緩慢下降階段，鼓曲區(qū)域鋼管隨荷載的增加而延伸并發(fā)展成鼓曲環(huán)(或鼓曲帶)，由原來(lái)的方形截面演變成圓形截面，套箍作用有所增強(qiáng)，利于核心混凝土強(qiáng)度的提高，當(dāng)混凝土強(qiáng)度提高程度大于溫度損傷的影響時(shí)，試件承載力就會(huì)出現(xiàn)強(qiáng)化回升；隨著歷經(jīng)溫度的升高，鼓曲荷載逐漸降低，曲線(xiàn)強(qiáng)化回升段逐漸提前，下降段逐漸變短，當(dāng)T=800 ℃時(shí)，強(qiáng)化回升段與下降段重合，承載力下降不明顯。

3 影響因素分析

3.1 極限承載力

圖4 承載力影響系數(shù)變化曲線(xiàn)Fig.4 Bearing capacity influence coefficient curve

為便于分析溫度和冷卻方式對(duì)方鋼管全再生混凝土短柱極限承載力的影響，引入承載力影響系數(shù)k，即k=Nu(T)/Nu0。其中Nu0為常溫下試件極限承載力，Nu(T)為經(jīng)歷高溫T后試件的極限承載力，k的變化規(guī)律如圖4所示。

由圖4可知，高溫明顯降低了試件的極限承載力，自然冷卻試件極限承載力降幅為9.5 %～45.4 %，噴水冷卻試件極限承載力降幅為11.7 %～38.2 %。自然冷卻試件，隨著溫度的升高，試件極限承載力呈現(xiàn)降低—升高—降低的趨勢(shì)，在400 ℃時(shí)出現(xiàn)強(qiáng)化，主要原因在于T=400 ℃時(shí)，混凝土內(nèi)部自由水蒸發(fā)形成大量水蒸氣，加速未被熟化水泥顆粒的水化反應(yīng)，提高全再生混凝土強(qiáng)度，提高程度超過(guò)高溫?fù)p傷對(duì)混凝土強(qiáng)度的影響，從而試件極限承載力出現(xiàn)增加。但噴水冷卻的驟冷效果，對(duì)新水化的混凝土造成溫度損傷，導(dǎo)致400 ℃時(shí)噴水冷卻試件承載力并未出現(xiàn)強(qiáng)化。噴水冷卻試件的極限承載力與自然冷卻試件相差不大，差值在-6.9 %～13.2 %之間，表明噴水冷卻作用對(duì)方鋼管全再生混凝土短柱的極限承載力影響不大。

3.2 初始剛度

為便于分析溫度和冷卻方式對(duì)方鋼管全再生混凝土短柱初始剛度的影響，引入初始剛度影響系數(shù)η，即η=K0(T)/K0。其中K0為常溫下試件的初始剛度，K0(T)為經(jīng)歷高溫T后試件的初始剛度，η的變化規(guī)律如圖5所示。

由圖5可知，初始剛度影響系數(shù)η隨溫度的升高而不斷減小，自然冷卻試件初始剛度降幅為3.8 %～56.3 %，噴水冷卻試件初始剛度降幅為37.8 %～71.7 %。噴水冷卻作用對(duì)高溫后試件初始剛度有二次削弱，降幅在27.6 %～45.4 %之間，且這種削弱程度隨著溫度的升高有減小的趨勢(shì)，表明高溫和噴水冷卻作用均會(huì)降低方鋼管全再生混凝土短柱的初始剛度，且溫度對(duì)初始剛度的影響較大。

3.3 剛度退化

試件的軸壓剛度隨著加載的進(jìn)行逐漸減退，其減退過(guò)程可用剛度退化曲線(xiàn)來(lái)反映。以試件的剛度退化指標(biāo)K(T)/K0(T)為縱坐標(biāo)，豎向應(yīng)變?chǔ)艦闄M坐標(biāo)，繪制剛度退化曲線(xiàn)。其中K(T)為試件的割線(xiàn)剛度，K0(T)為彈性階段試件的初始剛度，剛度退化曲線(xiàn)如圖6所示。

圖5 初始剛度影響系數(shù)變化曲線(xiàn)
Fig.5 Initial stiffness influence coefficient curve

圖6 剛度退化曲線(xiàn)
Fig.6 Stiffness degradation curve

試件的剛度退化曲線(xiàn)經(jīng)歷了平臺(tái)段、快速下降段、平緩下降段、平穩(wěn)段四個(gè)階段。在加載初期剛度退化曲線(xiàn)首先出現(xiàn)平臺(tái)段，對(duì)應(yīng)試件荷載—位移曲線(xiàn)的彈性階段；隨著豎向應(yīng)變?chǔ)诺脑龃?，試件進(jìn)入快速下降段，此階段中鋼管內(nèi)部核心混凝土逐漸開(kāi)裂，試件剛度退化較快；當(dāng)ε≥30×10-3時(shí)，試件剛度退化變緩，剛度退化曲線(xiàn)出現(xiàn)平緩下降段，這是由于鋼管發(fā)生鼓曲，使得試件的截面變大，減緩了剛度退化的速率。加載后期，ε≥70×10-3時(shí)，試件的割線(xiàn)剛度已嚴(yán)重退化，剛度退化曲線(xiàn)進(jìn)入平穩(wěn)段。冷卻方式對(duì)試件剛度退化的影響不大，兩種冷卻方式下試件剛度退化曲線(xiàn)下降段斜率相近。

3.4 延性性能

圖7 延性影響系數(shù)變化曲線(xiàn)Fig.7 Ductility influence coefficient curve

延性系數(shù)μ可以反映結(jié)構(gòu)塑性變形的能力，其數(shù)值為破壞位移(承載力下降為峰值荷載的85 %即為破壞)與屈服位移的比值。為便于分析溫度和冷卻方式對(duì)方鋼管全再生混凝土短柱延性系數(shù)的影響，引入延性影響系數(shù)β，即β=μ(T)/μ0。其中μ0為常溫下試件的延性系數(shù)，μ(T)為經(jīng)歷高溫T后試件的延性系數(shù)，η的變化規(guī)律如圖7所示。

由圖7可知，隨著溫度的升高，試件的延性呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì)，在T=400 ℃時(shí)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。主要原因在于T=400 ℃時(shí)材料性能變化顯著，結(jié)合圖8和圖9混凝土強(qiáng)度及鋼材強(qiáng)度隨溫度變化曲線(xiàn)分析可知，當(dāng)T≤400 ℃時(shí)，外部鋼管屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度相差不大，鋼管延性變化不大，而核心混凝土隨溫度的升高逐漸脆化，使試件整體延性逐漸降低；當(dāng)T>400 ℃時(shí)，外部鋼管的屈服強(qiáng)度隨溫度的升高明顯變小，極限強(qiáng)度變化不大，鋼管的延性大大提高，核心混凝土雖然進(jìn)一步脆化，但鋼管的延性提高程度遠(yuǎn)大于核心混凝土的脆性增加，使試件整體的延性不斷升高。T≥400 ℃時(shí)，自然冷卻試件的延性系數(shù)均高于噴水冷卻試件，可見(jiàn)，噴水冷卻的驟冷效果，使外部鋼管發(fā)生淬火現(xiàn)象，使試件整體延性降低，降幅為1 %～12 %。

圖8 立方體抗壓強(qiáng)度隨溫度變化曲線(xiàn)
Fig.8 Cubic compressive strengthcurve with temperature

圖9 鋼材強(qiáng)度隨溫度變化曲線(xiàn)
Fig.9 Steel strength curve with temperature

4 結(jié)論

①試件的軸壓破壞形態(tài)有兩種：T≤400 ℃時(shí)，試件表現(xiàn)為鋼管撕裂破壞；T>400 ℃時(shí)，試件表現(xiàn)為鋼管鼓曲斜壓破壞；冷卻方式對(duì)破壞形態(tài)影響不大。試件的荷載—位移曲線(xiàn)絕大部分都經(jīng)歷了線(xiàn)性增長(zhǎng)、下降、強(qiáng)化回升三個(gè)階段，且隨著溫度的升高，強(qiáng)化回升段逐漸提前，下降段逐漸變短。

②高溫作用后方鋼管全再生混凝土短柱的極限承載力降低較為顯著，自然冷卻試件降幅為9.5 %～45.4 %，噴水冷卻試件降幅為11.7 %～38.2 %；試件的極限承載力受冷卻方式的影響不明顯。

③方鋼管全再生混凝土短柱的初始剛度隨溫度的升高而不斷降低，自然冷卻試件降幅為3.8 %～56.3 %，噴水冷卻試件降幅為37.8 %～71.7 %；噴水冷卻作用對(duì)高溫后試件初始剛度有二次削弱，降幅在27.6 %～45.4 %之間。試件剛度退化曲線(xiàn)均經(jīng)歷了平臺(tái)段、快速下降段、平緩下降段、平穩(wěn)段，冷卻方式對(duì)試件剛度退化的影響不大，兩種冷卻方式試件剛度退化曲線(xiàn)下降段斜率相近。

④方鋼管全再生混凝土短柱的延性隨著溫度的升高呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì)，在T=400 ℃時(shí)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。T≥400 ℃時(shí)，自然冷卻試件的延性系數(shù)均高于噴水冷卻試件。