張 霓， 鄭晨陽， 趙中偉,2， 劉海卿， 羨麗娜

(1.遼寧工程技術(shù)大學 土木工程學院, 遼寧 阜新 123000; 2.東南大學 土木工程學院, 江蘇 南京 211189)

煤矸石是煤炭開采和洗選過程中排出的固體廢棄物，煤矸石堆放占用大量土地和農(nóng)田，而且產(chǎn)生粉塵和有害氣體，還可能發(fā)生爆炸、崩塌與滑坡，危害人們的生命、安全和健康，煤矸石的資源化利用迫在眉睫[1].將煤矸石作為混凝土骨料既能解決環(huán)境污染，又可彌補天然砂石資源短缺的現(xiàn)狀，符合綠色可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略需求[2].隨著高層建筑、大跨度橋梁、海洋工程及地下工程的發(fā)展，建筑物承重結(jié)構(gòu)承擔的荷載越來越大，這就要求在重載條件下，承重結(jié)構(gòu)要有足夠的承載能力、良好的抗震性能和抗腐蝕性能.纖維增強復合材料(FRP)因其具有輕質(zhì)、高強及耐腐蝕等優(yōu)點，被廣泛應用于土木工程中[3-6]，以FRP約束混凝土構(gòu)件為典型[7-9].FRP約束內(nèi)部混凝土，使核心混凝土處于三向受力狀態(tài)，提高了混凝土的抗壓承載力.Teng等[10]首次提出FRP管-混凝土-鋼管空心柱結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)能夠充分發(fā)揮3種材料的特性，F(xiàn)RP管對核心混凝土和鋼管提供環(huán)向約束，鋼管的彈塑性有利于提高結(jié)構(gòu)的延性，核心混凝土在三向受力狀態(tài)下承載力得到提高.

基于上述情況，本文將煤矸石混凝土與玻璃纖維增強復合材料(GFRP)管-混凝土-鋼管空心柱相結(jié)合，制備了一種新型GFRP管-煤矸石混凝土-鋼管空心柱(GGCSC)結(jié)構(gòu).其中，GFRP管的成本相比其他FRP材料低，使結(jié)構(gòu)具有較高的經(jīng)濟效益，同時該新型結(jié)構(gòu)因GFRP管的存在，能夠保護內(nèi)部鋼管和煤矸石混凝土，具有良好的抗腐蝕性能，有效提高結(jié)構(gòu)的耐久性；煤矸石混凝土的利用，不僅解決了固體廢棄物煤矸石混凝土的利用問題，又節(jié)省了天然骨料資源，實現(xiàn)資源的可持續(xù)化發(fā)展.對GGCSC進行軸心受壓試驗，對其破壞模式、荷載-位移曲線、應變規(guī)律等開展分析.

1 試驗

1.1 原材料

水泥(C)采用42.5級大鷹牌普通硅酸鹽水泥；粉煤灰(FA)采用Ⅱ級粉煤灰；細骨料為天然河砂(S)，細度模數(shù)2.82；水(W)為普通自來水；減水劑為聚羧酸高效減水劑(PC)，摻量(1)文中涉及的摻量、減水率、比例等均為質(zhì)量分數(shù)或質(zhì)量比.1.5%～2.5%，減水率20%～30%.

煤矸石(CG)取自遼寧阜新海州礦區(qū)，經(jīng)破碎、篩選、清洗、曬干處理，篩分得到5～20mm連續(xù)級配的煤矸石粗骨料，其化學組成見表1；普通混凝土粗骨料采用5～20mm石灰?guī)r碎石(LG).煤矸石和石灰?guī)r碎石的基本物理性能見表2.

表1 煤矸石的化學組成

表2 煤矸石和石灰?guī)r碎石基本物理性能

GFRP管為沈陽天陽玻璃鋼廠有限公司生產(chǎn)，纏繞角度80°，內(nèi)徑200mm，長度700mm.

鋼管采用2種：厚度為4mm的鋼管所用鋼材的屈服強度和抗拉強度分別為305、480MPa；厚度為6mm的鋼管所用鋼材的屈服強度和抗拉強度分別為305、485MPa.

1.2 試件設(shè)計

煤矸石混凝土(GC)和普通混凝土(OC)配合比見表3.試驗測得煤矸石混凝土和普通混凝土28d立方體抗壓強度分別為35.8、36.9MPa.

表3 煤矸石混凝土與普通混凝土配合比

首先將GFRP管及鋼管按設(shè)計尺寸制作好，為了得到鋼管的應變，需在鋼管外表面粘貼應變片，然后對應變片進行保護處理.在應變片及端子表面涂抹環(huán)氧樹脂，環(huán)氧樹脂A∶B膠(固化劑)按質(zhì)量比1∶1 調(diào)配，主要用以減小混凝土澆筑時對應變片的撞擊破壞.將鋼管和GFRP管用黑膠泥固定在木板上，保證兩者同心且內(nèi)鋼管居中，然后在GFRP管和鋼管之間澆筑混凝土，并振搗密實.

制作了10根軸心受壓試件，其中8根GGCSC試件，1根GFRP管-普通混凝土-鋼管柱(GCSC)試件，1根GFRP管實心煤矸石混凝土柱(GGCC)試件，試件截面示意圖見圖1.試件主要參數(shù)和極限荷載Pu見表4.表4中試件GGCSC1、GGCSC9和GGCSC10參數(shù)一致，其中GGCSC1正著放置，GGCSC9倒置，GGCSC10端部采用碳纖維增強復合材料(CFRP)加固，用以研究不同放置方式以及端部加固是否對承載力(以Pu表征)有影響.

圖1 試件截面示意圖

表4 試件主要參數(shù)與試驗結(jié)果

1.3 測試方法

在GFRP管及鋼管長度的1/4、1/2截面的4個象限點處分別粘貼縱向和環(huán)向應變片，用來測量GFRP管及鋼管的縱向、環(huán)向應變；沿試件軸向布置電測位移計(LVDT)，以測量試件的軸向位移.應變片和位移計的布置如圖2所示.

圖2 應變片和位移計的布置示意圖

試驗采用GFRP管及鋼管、煤矸石混凝土共同受壓方式，通過壓力機上下承壓板對試件進行加載.為了防止試件端部發(fā)生局部破壞，特制環(huán)形鋼板夾具，試驗加載前將鋼板夾具固定在試件的端部.加載設(shè)備為5000kN壓力機，加載方法為單調(diào)分級加載.具體步驟如下：(1)對試件進行幾何對中；(2)預加載至100kN，使試件各部位的縫隙密實，查看各測試儀器是否正常工作，然后卸載至零；(3)單調(diào)分級加載，每級荷載值為50kN，當荷載達到試件極限荷載Pu的70%左右時，放慢加載速度，每級荷載值改為20kN，接近破壞時緩慢連續(xù)加載，直至試件破壞；(4)在加載的同時，利用ZI-120(160)型數(shù)顯采集儀采集試驗過程中應變片產(chǎn)生的數(shù)據(jù)，測量范圍-15625～15625μm/m，采樣周期1s；觀察GFRP管纖維變化情況及試件變形情況.

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞模式

各試件的破壞形態(tài)均表現(xiàn)出大致相同的特點，本文以試件GGCSC1為例，說明GFRP管-煤矸石混凝土-鋼管空心柱的軸心受壓試驗現(xiàn)象及破壞模式.在荷載作用初期，試件GGCSC1表面無明顯變化，試件的位移和應變隨著荷載的增加表現(xiàn)出線性增長的趨勢；當荷載達到70%Pu左右時，GFRP管表面開始出現(xiàn)白色條紋，說明玻璃纖維與樹脂基底發(fā)生分離，并伴隨有輕微的纖維撕裂聲，此時荷載-位移曲線不再呈線性變化，試件處于彈塑性狀態(tài)；荷載繼續(xù)增加，白色條紋逐漸增多，GFRP管纖維層的顏色由均勻的淡綠色變成不規(guī)則的局部白色；隨著荷載的增加，纖維斷裂逐漸增多，白色條紋的范圍不斷擴大；當荷載接近Pu時，試件發(fā)出頻繁的纖維斷裂和樹脂開裂的聲音；當加載至極限荷載Pu時，在距離頂部180～320mm處纖維發(fā)生斷裂，伴隨有較大的響聲，并從斷裂處沿纖維方向向兩側(cè)剝離，核心混凝土被壓碎，骨料裸露，試件發(fā)生破壞，鋼管基本完好，無明顯屈曲現(xiàn)象，僅在局部略微向內(nèi)突出.試件GGSCC1的破壞模式見圖3.

圖3 試件GGSCC1的破壞模式

2.2 荷載-位移曲線

各試件的荷載-位移曲線見圖4.由圖4可以看出：在荷載作用初期，試件的位移基本呈線性增長(第1段)；當荷載達到70%Pu時，位移增長的速度明顯大于荷載增長的速度，曲線斜率逐漸減小，試件進入彈塑性階段(第2段)；當荷載達到極限荷載后，試件不能承擔繼續(xù)增加的荷載，曲線表現(xiàn)為下降趨勢，試件位移仍繼續(xù)增長.因為軸壓試驗前先將試件的兩端墊砂子進行找平，雖然進行預加載使砂子壓實，但是砂子之間還存在一定空隙，所以在加載初始段有一定位移，當砂子完全壓實后，初始段呈直線.GGCSC1、GGCSC9及GGCSC10承載力相近，說明試件正置、倒置及端部加固對試件承載力影響不大.

圖4 各試件的荷載-位移曲線

2.2.1GFRP管壁厚的影響

不同GFRP管壁厚的試件荷載-位移曲線見圖4(a).對比試件GGCSC1～GGCSC3可以看出，在煤矸石混凝土以及內(nèi)部鋼管相同的情況下，隨著GFRP管壁厚的增加，試件的承載力明顯增加，由1430kN 增加到2390kN；試件GGCSC3的承載力要明顯低于GGCSC1，這說明試件GGCSC3的破壞主要由GFRP管的破壞引起.

在加載初期，GGCSC2、GGCSC3、GGCSC9和GGCSC10曲線第1段基本重合，說明此時試件承載力的提高主要是煤矸石混凝土和鋼管的作用.隨著GFRP管壁厚的增加，曲線第2段的斜率增大，具有更強的增強段.為了揭示外部GFRP管和內(nèi)部鋼管對混凝土的套箍作用，引入承載力的提高率λ，其計算如下：

(1)

式中：N為GGCSC的承載力；fc為煤矸石混凝土軸心抗壓強度；Ac為核心煤矸石混凝土面積；fy為鋼管的抗拉強度；As為鋼管的截面面積.

試件GGCSC1所用鋼管單獨的極限受壓荷載為512kN，煤矸石混凝土柱自身的受壓屈服荷載為902kN，而試件GGCSC1的承載力為2021kN，比鋼管和煤矸石混凝土柱單獨承載力之和提高了607kN，提高率為43%.由此可知，GFRP管的套箍作用大大提高了GGCSC的承載力.試件GGCSC2的承載力為2390kN，比鋼管和煤矸石混凝土單獨承載力之和提高了976kN，提高率為69%.試件GGCSC3的承載力為1430kN，比鋼管和煤矸石混凝土單獨承載力之和提高了16kN，提高率為1%.通過以上試驗數(shù)據(jù)可知，GGCSC的承載力提高率與最外層GFRP管的壁厚直接相關(guān)，當GFRP管的壁厚為3mm時，其對混凝土的套箍作用基本可以忽略.因此可以認為，試件GGCSC1～GGCSC3的破壞是由GFRP管的破壞引起的.

試件GGCSC1、GGCSC9和GGCSC10的GFRP管壁厚相同，而三者的承載力也相近，從側(cè)面也驗證了GGCSC承載力的穩(wěn)定性.另外，從這3個試件破壞時的位移可以看出，雖然三者幾何尺寸一致，但是破壞階段的力學特征相差較大：試件GGCSC9破壞時對應的位移為48mm，且荷載達到峰值后呈現(xiàn)緩慢的下降趨勢，表現(xiàn)出了較好的延性；試件GGCSC1也有荷載下降階段，但是破壞時的位移為34mm；試件GGCSC10的荷載下降段很小，破壞時對應的位移為36mm.當荷載降為極限荷載的90%時試件GGCSC10突然發(fā)生破壞，表現(xiàn)出顯著的脆性破壞特征.由此可知，GFRP管-煤矸石混凝土-鋼管空心柱極限承載力穩(wěn)定，但是延性浮動較大，這是由GFRP管的脆性特征引起的.

2.2.2空心率的影響

不同空心率的試件荷載-位移曲線見圖4(b).由圖4(b)可以看出，在GFRP管壁厚相同的情況下，隨著空心率的減小，曲線第1段斜率增加，說明空心率的減小增大了試件的剛度；曲線第2段斜率也隨著空心率的減小而增加.由于內(nèi)鋼管的存在，空心柱曲線下降段相比實心柱GGCC7明顯變緩，說明加入內(nèi)鋼管有利于提高試件的延性.

試件GGCC7中，煤矸石混凝土單獨的受壓承載力為1124kN，加上外部的GFRP管后，試件最終承載力為2817kN，提高率為151%.而前述與試件GGCC7的GFRP管壁厚相同的試件GGCSC1的承載力提高率為43%，由此可知內(nèi)部空心的增加降低了外部GFRP管套箍作用.此外，試件GGCSC5的承載力為1818kN，比鋼管和煤矸石混凝土單獨承載力之和提高了395kN，提高率為28%.試件GGCSC6的承載力為2297kN，比鋼管和煤矸石混凝土單獨承載力之和提高了937kN，提高率為69%.因此，GGCSC柱的套箍作用隨著空心率的增加而減弱.同時，從GGCSC5、GGCSC6的結(jié)果可以看出，當內(nèi)部鋼管壁厚不變，而外徑增加時，鋼管對混凝土的約束作用將減弱，從而導致受壓剛度以及承載力的降低.

2.2.3鋼管壁厚的影響

不同鋼管壁厚的試件荷載-位移曲線見圖4(c).由圖4(c)可以看出，隨著鋼管壁厚的增加，鋼管對混凝土的徑向約束增加，進而提高了混凝土在三向應力狀態(tài)下的強度.

2.2.4混凝土類型的影響

不同混凝土類型的試件荷載-位移曲線見圖4(d).從圖4(d)可以看出，GCSC8中所用鋼管單獨的極限受壓荷載為512kN，普通混凝土柱自身的受壓屈服荷載為929kN，試件承載力為2213kN，提高率為54%.與試件GGCSC1的提高率(43%)對比可以看出，煤矸石混凝土的提高率比普通混凝土低.另外，煤矸石混凝土與普通混凝土相比，曲線第1段斜率減小，說明煤矸石混凝土的剛度比普通混凝土要??；但煤矸石混凝土曲線第2段斜率高于普通混凝土，而且具有更長的增強段.

2.3 荷載-GFRP管應變曲線

各試件的荷載-GFRP管應變曲線見圖5.圖中，縱坐標為試件的荷載，橫坐標正向為GFRP管的環(huán)向應變，橫坐標負向為GFRP管的縱向應變.由圖5可以看出，隨著荷載的增加，GFRP管的縱向和環(huán)向應變均呈現(xiàn)出三階段的變化規(guī)律：初始的直線段、彈塑性微彎曲段和強化直線段.總體上看，GFRP管的環(huán)向應變要比縱向應變增加緩慢，由于GFRP管內(nèi)部的玻璃纖維纏繞方向與管軸線的角度為80°，因此GFRP管的軸向承載能力很弱，其橫向應變對GGCSC柱的力學性能更有意義.

從圖5(a)可以看出，盡管試件GGCSC3的GFRP管壁厚較小，但其前期的荷載-GFRP管應變曲線與GFRP管壁厚較大的試件GGCSC1基本相同.隨著荷載的持續(xù)增加，較薄的GFRP管提前發(fā)生損壞.這說明外部GFRP管的應變發(fā)展趨勢與壁厚無關(guān).

不同空心率對試件荷載-GFRP管應變曲線的影響見圖5(b).由圖5(b)可見：荷載-GFRP管應變曲線受空心率影響較大，空心率小的試件第1段斜率明顯大于空心率大的試件，在相同荷載下，空心率小的試件應變值小于空心率大的試件；在相同應變值處，空心率小的試件荷載值大于空心率大的試件.

不同鋼管壁厚對試件荷載-GFRP管應變曲線的影響見圖5(c).由圖5(c)可以看出，不同鋼管壁厚的試件荷載-GFRP管應變曲線基本一致，說明，鋼管壁厚對GFRP管應變的影響比較小.

不同混凝土對試件荷載-GFRP管應變曲線的影響見圖5(d).由圖5(d)可見：GFRP-普通混凝土-鋼管空心柱試件GCSC8的荷載-GFRP管應變曲線第1段斜率大于GFRP-煤矸石混凝土-鋼管空心柱試件GGCSC1，進入強化直線段后前者斜率小于后者.說明采用煤矸石混凝土時，GFRP管的約束效果發(fā)揮提前，且發(fā)揮效果更為顯著.

圖5 各試件荷載-GFRP管應變曲線

2.4 荷載-鋼管應變曲線

各試件荷載-鋼管應變曲線見圖6.圖中，縱坐標為試件的荷載，橫坐標正向為鋼管的環(huán)向應變，橫坐標負向為鋼管的縱向應變.由圖6可以看出，隨著荷載的增加，鋼管的縱向和環(huán)向應變也呈現(xiàn)出三階段的變化規(guī)律：初始的直線段、彈塑性微彎曲段和強化直線段.

圖6 各試件荷載-鋼管應變曲線

對比圖5、6可以看出，內(nèi)部鋼管與外部GFRP管的應變增長趨勢截然不同.外部GFRP管的應變增加是由于內(nèi)部混凝土的受壓膨脹，而內(nèi)部鋼管由于軸向剛度較大，因此直接承受軸壓的作用.對比縱向和環(huán)向的應變發(fā)展趨勢可以看出，鋼管在2個方向上幾乎同時屈服，試件GGCSC9的荷載-鋼管應變曲線表明其內(nèi)部鋼管發(fā)生了局部屈曲.由于試件GGCSC3的GFRP管厚度較薄，因此當剛度還處于彈性階段時，整個柱子便發(fā)生破壞.

圖6總體表明，外部GFRP管的壁厚、混凝土類型、鋼管壁厚和空心率對GGCSC內(nèi)部鋼管的應變發(fā)展趨勢沒有明顯影響.由于鋼管的良好塑性變形能力，鋼管對混凝土的約束作用一直持續(xù)到試件破壞.GGCSC的破壞最終均由外部GFRP管中玻璃纖維的斷裂引起.

3 結(jié)論

(1)由于內(nèi)鋼管的存在，GFRP-煤矸石混凝土-鋼管空心柱荷載-位移曲線下降段相比實心柱明顯變緩，說明加入內(nèi)鋼管有利于提高試件的延性.由于套箍作用，構(gòu)件承載力的提高率隨空心率的增加而降低.

(2)隨著鋼管壁厚的增加，鋼管對混凝土的徑向約束增加，進而提高了混凝土在三向應力狀態(tài)下的強度.

(3)相同條件下，GFRP-普通混凝土-鋼管空心柱承載力的提高率為54%，GFRP-煤矸石混凝土-鋼管空心柱承載力的提高率為43%.這是由于套箍作用的影響.煤矸石混凝土與普通混凝土相比，荷載- 位移曲線第1段斜率減小，說明煤矸石混凝土的試件初始剛度比普通混凝土小；但煤矸石混凝土荷載-位移曲線第2段斜率高于普通混凝土，而且具有更長的增強段.

(4)鋼管由于直接承受軸壓，因此很早就發(fā)生屈服.但是鋼管對混凝土的約束作用一直持續(xù)到試件破壞.GGCSC柱的破壞最終均由外部GFRP管中玻璃纖維的斷裂引起.