王建超，宋洪緣，馬光卓

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110168；2.華博建筑設(shè)計(jì)院，遼寧 沈陽(yáng) 110000)

自從進(jìn)入21世紀(jì)以來(lái)，我國(guó)開(kāi)始了大規(guī)?；ǎ浇陙?lái)提出的“可持續(xù)發(fā)展”戰(zhàn)略.對(duì)于建筑行業(yè)來(lái)說(shuō)，隨著科技的進(jìn)步，各類(lèi)建筑層出不窮，并伴隨產(chǎn)生大量建筑廢料.因此，近年來(lái)再生混凝土受到了大量學(xué)者的研究[1-3]，但是，由于再生混凝土的制備需要消耗較多資源以及對(duì)設(shè)備損耗較大，所以，解決資源問(wèn)題勢(shì)在必行.為解決在實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中再生塊體存在的上述問(wèn)題，我們通過(guò)將塊體粒徑變大的方式，減少在制作再生塊體的過(guò)程中對(duì)環(huán)境產(chǎn)生的污染以及能耗問(wèn)題.國(guó)內(nèi)學(xué)者吳波課題組[4-8]已經(jīng)進(jìn)行了部分研究，將廢棄混凝土破碎成了大的節(jié)段型與混凝土組成再生塊體混凝土結(jié)構(gòu).并對(duì)其進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，探究了應(yīng)用于鋼管混凝土、混凝土板等結(jié)構(gòu)中的力學(xué)性能.文獻(xiàn)[4]將再生混凝土大骨料塊體與節(jié)段混入鋼管混凝土短柱中進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，探究了薄壁鋼管再生混合短柱的力學(xué)性能.文獻(xiàn)[5]將再生大骨料應(yīng)用于混凝土板中，得出了再生大骨料混凝土板的承載力折減系數(shù)為0.95的結(jié)論.文獻(xiàn)[6]探究了再生大骨料與自密實(shí)混凝土混合后試件的力學(xué)性能，提出了試件組合強(qiáng)度和峰值應(yīng)變的計(jì)算方法.文獻(xiàn)[7]通過(guò)采用大尺度廢棄混凝土摻入鋼管混凝土短柱、鋼板混合墻和組合樓板中進(jìn)行了力學(xué)性能探究.文獻(xiàn)[8]將節(jié)段型再生骨料摻入到薄壁鋼管中，并對(duì)其軸壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明該種結(jié)構(gòu)的承載力與薄壁鋼管再生混凝土承載力相當(dāng).

目前國(guó)內(nèi)針對(duì)自密實(shí)混凝土已經(jīng)出版了相應(yīng)的規(guī)范[12].馮乃謙、徐仁崇、余志武等[13-15]針對(duì)自密實(shí)混凝土的配合比進(jìn)行了有關(guān)研究，并對(duì)自密實(shí)混凝土進(jìn)行多種方式的力學(xué)測(cè)試，均能滿(mǎn)足要求.安雪暉等[16]指出高性能自密實(shí)混凝土的造價(jià)從常規(guī)混凝土的1.5倍到目前下降到1.1～1.2倍，經(jīng)濟(jì)效益更加明顯.文獻(xiàn)[17]通過(guò)提出了一個(gè)理論模型，研究了自密實(shí)混凝土的填充能力對(duì)質(zhì)量的影響；文獻(xiàn)[18]研究了在火災(zāi)情況下溫度升高對(duì)自密實(shí)混凝土的影響，給出了自密實(shí)混凝土在高溫狀態(tài)下的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系.

國(guó)外學(xué)者Anatoly L等[19]研究發(fā)現(xiàn)，在鋼管中加入自密實(shí)混凝土可以使自密實(shí)混凝土試件強(qiáng)度提高10%左右，同時(shí)，試件的彈性極限可以提高20%～33%，在預(yù)應(yīng)力試件中效果更加明顯；學(xué)者YU Feng[20]經(jīng)過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)再生粗骨料自密實(shí)鋼管混凝土柱在偏壓狀態(tài)下，偏壓長(zhǎng)柱發(fā)生屈曲破壞，而短柱發(fā)生鼓形屈曲破壞；Leila Shahryari[21]研究了在自密實(shí)混凝土中加入再生骨料與高爐礦渣對(duì)力學(xué)性能的影響.并進(jìn)行多種方式的實(shí)驗(yàn)對(duì)比，研究表明，再生粗骨料對(duì)自密實(shí)混凝土力學(xué)性能產(chǎn)生的正面影響大于再生細(xì)骨料.

根據(jù)以上學(xué)者的研究成果，對(duì)再生塊體的應(yīng)用提出了一種新的方法.為保證鋼管內(nèi)部混凝土的澆筑質(zhì)量，本文采用分層澆筑的方法以提高試驗(yàn)的準(zhǔn)確性.首先在鋼管中逐層放入粒徑為50～100 mm的再生塊體，然后分層澆筑自密實(shí)混凝土，待養(yǎng)護(hù)完成.最后形成鋼管-RBSCC(鋼管再生塊體自密實(shí)混凝土).本文通過(guò)改變?cè)偕鷫K體(RB)粒徑、再生塊體強(qiáng)度、自密實(shí)混凝土(SCC)強(qiáng)度、偏心距、鋼管壁厚等參數(shù)，共制作了12根試件.用以研究鋼管-RBSCC短柱在偏壓狀態(tài)下，上述參數(shù)變化對(duì)極限承載力的影響規(guī)律.通過(guò)對(duì)12根試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較分析，給出了針對(duì)鋼管-RBSCC構(gòu)件偏心受壓承載力的計(jì)算方法.

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料制備

(1)鋼管用Q235號(hào)鋼材，設(shè)計(jì)使用t=4、5、6 mm三種壁厚，其各項(xiàng)參數(shù)的實(shí)測(cè)值見(jiàn)表1.

表1 鋼材參數(shù)

(2)再生塊體取自本校結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的廢棄混凝土構(gòu)件，廢棄構(gòu)件按原設(shè)計(jì)強(qiáng)度分為C30、C40、C50，齡期在0.5～1 a之間，考慮到多數(shù)廢棄構(gòu)件不滿(mǎn)足鉆芯要求，我們采用回彈法進(jìn)行無(wú)損檢測(cè)，測(cè)得廢棄混凝土構(gòu)件強(qiáng)度分別為30.2 MPa、47.5 MPa、53.8 MPa，隨后進(jìn)行機(jī)械破碎，對(duì)個(gè)別不規(guī)則大碎塊進(jìn)行人工破碎，并篩分成50～70 mm、70～85 mm、85～100 mm三個(gè)粒徑范圍，如圖1所示.

圖1 再生塊體

(3)采用42.5普通硅酸鹽水泥，一級(jí)粉煤灰，二級(jí)中區(qū)砂，5～10 mm碎石，聚羧酸系高性能減水劑原液(液體，摻量為膠凝材料質(zhì)量的2%)，具體參數(shù)見(jiàn)表2.

表2 自密實(shí)混凝土材料摻量及立方體試塊抗壓強(qiáng)度

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)制作長(zhǎng)徑比為L(zhǎng)/D=3的12根偏壓短柱試件.設(shè)計(jì)參數(shù)有再生塊體粒徑、自密實(shí)混凝土強(qiáng)度、再生塊體強(qiáng)度、軸向力偏心距、鋼管壁厚.表3為偏壓試件設(shè)計(jì)分組.

表3 偏壓試件參數(shù)

首先保持鋼管對(duì)中，焊接試件的下蓋板，隨后放置再生塊體，在放置前需將再生塊體在前一天放入水中浸泡24 h，然后拿出放置飽和面干，目的是防止再生塊體吸水率過(guò)高對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性產(chǎn)生影響.然后澆筑20 mm的自密實(shí)混凝土，再放1層再生塊體，以此為循環(huán)直至澆筑完成，然后養(yǎng)護(hù)28 d，最后焊接上蓋板.見(jiàn)圖2.

圖2 試件澆筑

50～70 mm、70～85 mm、85～100 mm三個(gè)粒徑區(qū)間的再生塊體混入量分別為37.56%、34.34%、31.09%.混入量為再生塊體與澆筑后去除鋼管后試件的總質(zhì)量之比.試件養(yǎng)護(hù)見(jiàn)圖3.

圖3 試件養(yǎng)護(hù)

1.3 RBSCC組合強(qiáng)度驗(yàn)證

為了對(duì)試件進(jìn)行組合強(qiáng)度驗(yàn)證，本文通過(guò)改變?cè)偕鷫K體、自密實(shí)混凝土的強(qiáng)度，以及調(diào)整兩者摻入量比例的方式來(lái)研究對(duì)組合強(qiáng)度的影響，采用上述三種調(diào)整方式澆筑成5組150 mm的立方體試塊，每組3塊，薄膜覆蓋標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d.具體參數(shù)見(jiàn)表4.

表4 立方體試塊分組

對(duì)再生混合構(gòu)件進(jìn)行組合強(qiáng)度計(jì)算，可采用吳波[5.9]給出的組合強(qiáng)度公式(1)進(jìn)行計(jì)算.

(1)

式中：fcu,com為混合混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度；fcu,new為新拌混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度；fcu,old為廢棄混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度.

由表4中強(qiáng)度差值可知，用吳波給出的組合強(qiáng)度公式與實(shí)驗(yàn)真實(shí)數(shù)據(jù)相差不大，說(shuō)明可以用公式(1)對(duì)試件的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算.

1.4 加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置

偏心受壓試驗(yàn)在5 000 kN壓力機(jī)上進(jìn)行，用刀鉸控制偏心距.首先在加載板上下兩端各設(shè)置1個(gè)豎向位移計(jì)，共計(jì)2個(gè)豎向位移計(jì).然后在試件上設(shè)置4個(gè)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)打磨光亮，用502膠水貼橫豎兩片電阻應(yīng)變片，共計(jì)8個(gè)應(yīng)變片.四個(gè)測(cè)點(diǎn)分布在鋼管的四個(gè)方向.最后在試件受拉側(cè)四分點(diǎn)處分別設(shè)置1個(gè)橫向位移計(jì)，共計(jì)3個(gè)橫向位移計(jì).如圖4所示.

圖4 偏壓試驗(yàn)加載裝置

在實(shí)驗(yàn)之前，為檢查測(cè)試儀器設(shè)備、位移計(jì)、應(yīng)變片的工作情況及數(shù)據(jù)讀取情況是否存在異常，可先進(jìn)行預(yù)加載.隨后進(jìn)行分級(jí)加載，前期加載迅速，每級(jí)加載為極限荷載的1/15，直至加載到預(yù)估極限承載力的70%左右，載荷時(shí)間大約三 min.第二階段加載緩慢，加載后期接近預(yù)估極限承載力，此階段需緩慢持續(xù)地加載并進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，加載過(guò)快會(huì)對(duì)后期數(shù)據(jù)質(zhì)量產(chǎn)生影響.直到試件主體發(fā)生較大的變形時(shí)停止加載.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 偏壓實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象

當(dāng)P2～P11試件加載到極限承載力的75%左右、P0和P1試件加載到極限承載力的80%左右時(shí)，試件端部附近均開(kāi)始出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象，并且表面開(kāi)始出現(xiàn)覆蓋物，隨著荷載的持續(xù)增加，鐵銹慢慢剝離掉落，并且鋼管內(nèi)部出現(xiàn)輕微聲響.荷載繼續(xù)增加，P0、P1試件受壓區(qū)高度1/3和2/3處發(fā)生鼓曲變形且逐漸明顯，P2～P11試件受壓區(qū)高度1/3、1/2、2/3處發(fā)生鼓曲變形且逐漸明顯，并且鋼管內(nèi)部出現(xiàn)明顯聲響.試件達(dá)到最大承載力，所有構(gòu)件均為強(qiáng)度破壞，其中P0、P1試件撓曲的變形相對(duì)較小，P2、P4～P11試件表現(xiàn)出一定的撓曲變形，P3試件撓曲變形相對(duì)較大.

每個(gè)試件的具體變形如圖5所示.

圖5 偏壓試件變形圖

鋼管表面剝開(kāi)后內(nèi)部典型破壞如圖6所示.由圖6可見(jiàn)，內(nèi)部RBSCC澆筑良好.受壓側(cè)混凝土被壓碎但是被鋼管壓實(shí)鼓起.在受拉側(cè)混凝土無(wú)混凝土壓碎現(xiàn)象，在試件中部有垂直于試件高度方向的裂縫向兩端延伸，并且越來(lái)越短.可見(jiàn)鋼管對(duì)核心RBSCC有緊箍力的作用，但是受壓區(qū)鋼管的緊箍力要遠(yuǎn)大于受拉區(qū).

圖6 混合混凝土破壞圖

2.2 荷載與柱中側(cè)向撓度和縱向應(yīng)變變化規(guī)律

圖7(a)為鋼管-RBSCC偏心受壓短柱極限承載力隨偏心距的變化曲線(xiàn).從曲線(xiàn)上可以看出，當(dāng)偏心距為0 mm時(shí)，極限承載力為2 893 kN；當(dāng)偏心距為20 mm時(shí)，極限承載力為2 120 kN，比偏心距為0 mm時(shí)減小26.7%.當(dāng)偏心距為40 mm時(shí)，極限承載力為1 624 kN；比偏心距為0 mm時(shí)減小43.9%.當(dāng)偏心距為60 mm時(shí)，極限承載力為1 354 kN，比偏心距為0 mm時(shí)減小53.2%.從以上數(shù)據(jù)可知，試件的極限承載力隨偏心距的增加而減小；

(2)含鋼率對(duì)荷載-柱中側(cè)向撓度曲線(xiàn)的影響

圖7(b)為鋼管-RBSCC偏心受壓短柱極限承載力隨含鋼率的變化曲線(xiàn).從曲線(xiàn)上可以看出，當(dāng)含鋼率為8.01%(鋼管實(shí)測(cè)壁厚t=3.78 mm)時(shí)，試件的極限承載力為1 590 kN.當(dāng)含鋼率為9.33%(鋼管實(shí)測(cè)壁厚t=4.36 mm)時(shí)，試件的極限承載力為1 635 kN，比含鋼率為8.01%時(shí)增加2.83%.當(dāng)含鋼率為12.55%(鋼管實(shí)測(cè)壁厚=5.74 mm)時(shí)，試件的極限承載力為1 750 kN，比含鋼率為8.01%時(shí)增加10.06%.從以上數(shù)據(jù)可知，鋼管-RBSCC偏壓短柱極限承載力隨著管壁厚度的增加而增加；

(3)再生塊體粒徑對(duì)荷載-柱中側(cè)向撓度曲線(xiàn)的影響

圖7(c)為鋼管-RBSCC偏心受壓短柱極限承載力隨再生塊體粒徑的變化曲線(xiàn).從曲線(xiàn)上可以看出，試件的極限承載力隨著粒徑的增大而呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，當(dāng)再生塊體粒徑區(qū)間為50～70 mm時(shí)，試件的極限承載力為1 627 kN；當(dāng)再生塊體粒徑區(qū)間為70～85 mm時(shí)，試件的極限承載力為1 635 kN，相比再生塊體粒徑區(qū)間為50～70 mm時(shí)提高0.5%；當(dāng)再生塊體粒徑區(qū)間為85～100 mm時(shí)，試件的極限承載力為1 655 kN，相比再生塊體粒徑區(qū)間為50～70 mm時(shí)提高1.7%.即試件的極限承載力隨著再生塊體粒徑增大而提高，但是再生塊體粒徑對(duì)試件極限承載力的影響并不大；

(4)再生塊體強(qiáng)度對(duì)荷載-柱中側(cè)向撓度曲線(xiàn)的影響

圖7(d)為鋼管-RBSCC偏心受壓短柱極限承載力隨再生塊體強(qiáng)度的變化曲線(xiàn).從曲線(xiàn)上可以看出，當(dāng)再生塊體強(qiáng)度分別為30.2 MPa、47.5 MPa、53.8 MPa時(shí)，極限承載力為1 540 kN、1 635 kN、1 778 kN；后兩個(gè)試件的極限承載力相繼提升了6.2%和15.5%.由此可知，隨著再生塊體強(qiáng)度的提高，鋼管-RBSCC偏心受壓短柱的承載力增大；

(5)自密實(shí)混凝土強(qiáng)度對(duì)荷載-柱中側(cè)向撓度曲線(xiàn)的影響

這一階段，也是努力向?qū)崿F(xiàn)黨在新時(shí)代的強(qiáng)軍目標(biāo)、把人民軍隊(duì)全面建成世界一流軍隊(duì)邁進(jìn)的階段。改革開(kāi)放使我國(guó)經(jīng)濟(jì)建設(shè)較長(zhǎng)時(shí)間快速增長(zhǎng)，近年來(lái)由高速度增長(zhǎng)向高質(zhì)量發(fā)展轉(zhuǎn)型，并繼續(xù)穩(wěn)中有進(jìn)，保持中高速增長(zhǎng)。黨的十八大以來(lái)，改革開(kāi)放和國(guó)家建設(shè)取得歷史性成就，為國(guó)防和軍隊(duì)建設(shè)加快發(fā)展創(chuàng)造了有利條件、提供了強(qiáng)力支持。

圖7(e)為鋼管-RBSCC偏心受壓短柱極限承載力隨自密實(shí)混凝土強(qiáng)度的變化曲線(xiàn).從曲線(xiàn)上可以看出，當(dāng)自密實(shí)混凝土強(qiáng)度為51.3 MPa、55.3 MPa、62.0 MPa時(shí)，試件極限承載力分別為1 569 kN、1 605 kN、1 635 kN.后兩個(gè)試件的極限承載力相繼提升了2.3%和4.2%.由此可知，隨著自密實(shí)混凝土強(qiáng)度的提高，鋼管-RBSCC偏心受壓短柱的承載力增大.

圖7 荷載-側(cè)向位移曲線(xiàn)圖

圖8所示為所有試件在偏心受壓狀態(tài)下受拉側(cè)和受壓側(cè)柱中處應(yīng)變隨荷載的變化曲線(xiàn).圖中每個(gè)試件均給出兩條曲線(xiàn)，其中壓應(yīng)變?yōu)樨?fù)，拉應(yīng)變?yōu)檎?通過(guò)圖像可以看出，基本分為兩個(gè)階段，第一階段為線(xiàn)性階段(小于極限荷載的80%階段)，荷載-縱向應(yīng)變基本保持線(xiàn)性，為彈性階段.第二階段為非線(xiàn)性階段(大于極限荷載的80%階段)，試件進(jìn)入彈塑性階段，在達(dá)到極限荷載后，設(shè)備加載值產(chǎn)生輕微波動(dòng)，表示鋼管開(kāi)始屈服，應(yīng)變急速增加.對(duì)于偏心距為20 mm的試件，初始彎矩較小，加載初期試件整體為受壓狀態(tài)，隨著荷載的繼續(xù)增加，由于壓彎作用試件開(kāi)始發(fā)生側(cè)向彎曲，受拉側(cè)的壓應(yīng)變?cè)絹?lái)越小逐漸轉(zhuǎn)為拉應(yīng)變.對(duì)于偏心距為40 mm和60 mm的試件，由于初始彎矩比較大，所以在加載初期存在受拉區(qū).隨著荷載的持續(xù)增加，試件的拉應(yīng)變急速增加.極限荷載以后，荷載-縱向應(yīng)變曲線(xiàn)開(kāi)始下降，表明中和軸逐漸開(kāi)始偏向受壓區(qū)，核心混凝土裂縫區(qū)域擴(kuò)大.通過(guò)對(duì)比可以看出，由于鋼管對(duì)混凝土的約束性提高了混凝土的抗壓性能，使得受拉區(qū)比受壓區(qū)的應(yīng)變值更小，同時(shí)，偏壓柱的受壓區(qū)變形能力也優(yōu)于受拉區(qū).鋼管在荷載增長(zhǎng)緩慢時(shí)應(yīng)變繼續(xù)增大，表明鋼管的延性性能得到了良好的發(fā)揮.

圖8 五種參數(shù)變化對(duì)荷載-縱向應(yīng)變曲線(xiàn)的影響

3 承載力計(jì)算

本文參考相關(guān)研究成果[10-11]，給出其具體計(jì)算方法.

N0=φcNu

(2)

式中：N0偏壓承載力；φc偏心折減系數(shù)，按式(6)、(7)計(jì)算；Nu軸壓承載力，按式(3)、(4)計(jì)算.

當(dāng)ξc≤1.235時(shí)

Nu=Acfc(1+2ξc)

(3)

當(dāng)ξc≥1.235時(shí)

(4)

(5)

式中：ξc約束效應(yīng)系數(shù)，按式(5)計(jì)算；Ac截面混凝土面積；Ay截面鋼管面積；fc混凝土軸心抗壓強(qiáng)度,MPa；fy鋼管的屈服強(qiáng)度,MPa.

當(dāng)e0/rc≤1.55時(shí)

(6)

當(dāng)e0/rc≥1.55時(shí)，

(7)

式中：rc試件截面半徑,mm；e0初始偏心距,mm.

按照上式計(jì)算的鋼管-RBSCC的偏心受壓承載力列于表3.通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，本文給出的計(jì)算方法可以用于該種構(gòu)件的承載力計(jì)算.

4 結(jié)論

本文針對(duì)鋼管-RBSCC短柱開(kāi)展了偏心受壓試驗(yàn)研究，得到主要結(jié)論如下：

(1)鋼管-RBSCC短柱偏心受壓承載力隨偏心距的增加而減小，隨含鋼率、再生塊體粒徑、再生塊體強(qiáng)度、自密實(shí)混凝土強(qiáng)度的增加而增加；對(duì)承載力的影響從大到小依次為偏心距、含鋼率、再生塊體強(qiáng)度和自密實(shí)混凝土強(qiáng)度，再生塊體粒徑對(duì)其承載力影響可以忽略；

(2)本文建議的鋼管-RBSCC短柱偏心受壓承載力計(jì)算方法可以用于該類(lèi)結(jié)構(gòu)的計(jì)算，為廢棄混凝土的工程應(yīng)用提供了一種途徑.