鋼管含磚骨料再生混凝土柱軸壓力學試驗研究

黃靚，林明明，高暢，鄧鵬

鋼管含磚骨料再生混凝土柱軸壓力學試驗研究

黃靚1, 2，林明明1，高暢1，鄧鵬1

(1. 湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2. 湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，湖南 長沙 410082)

通過20根鋼管含磚骨料再生混凝土圓柱試件的軸壓試驗，分析再生粗骨料取代率、套箍系數等對試件軸壓性能影響，觀察試件受力全過程以及破壞形態，得到鋼管含磚骨料再生混凝土試件的應力-應變全過程曲線，分別分析2個參數對試件承載、應力應變行為等影響，試驗表明：鋼管含磚骨料再生混凝土與普通鋼管混凝土具有相似的破壞過程，再生粗骨料取代率與套箍指標均對承載能力和變形性能有影響。同時，分別用套箍混凝土理論、統一強度理論和疊加計算理論中的12個公式進行承載力計算分析，與試驗值進行比較，結果表明：套箍混凝土理論計算值較接近試驗值，統一強度理論較為安全，疊加計算理論值安全儲備最大。最后，對計算結果較為安全且精確度較高的規范GB(50936—2014)中的公式進行修正，考慮再生粗骨料取代率的影響，提出修正系數，并驗證修正系數的正確性。

再生粗骨料；鋼管混凝土；軸壓；承載力計算；修正系數

隨著我國城鎮化與新農村建設的不斷推進，此過程中拆遷建筑物產生大量建筑垃圾，據中華研普行業調研報告2018年產量近30億t，其中廢棄碎磚砌塊占50%以上，而我們國家對建筑垃圾的再生利用不到5%[1]。近年來，有關再生混凝土及相關構件研究越來越多，但因其強度低、徐變大、再生骨料成分復雜和離散性明顯等劣勢，致其止步于非主要受力構件或實驗室研究，在實際建筑結構中的推廣應用受到阻礙。有效橫向約束可改善再生混凝土力學性能，規避配制強度離散性大等缺陷[2?4]，鋼管混凝土具有良好的受力性能和抗震性能，把再生混凝土和鋼管約束形成組合材料，具有重要工程意義與理論意義[5?6]。研究[7?14]表明鋼管再生混凝土構件承載力和變形性能具有較大提升。眾多研究中，再生混凝土采用的再生骨料成分較為單一，實際工程經濟性及試用性較低，本文采用未經過度篩選處理的含磚骨料再生粗骨料，通過鋼管含磚骨料再生混凝土短柱的軸壓試驗，觀察其破壞過程和破壞形態，分析再生粗骨料取代率、套箍系數對其力學性能的影響，其試驗成果對再生混凝土在工程使用中成本控制及技術實現上具有重大價值。

1 試驗概述

1.1 試驗材料

試驗參數為粗骨料取代率和套箍指標，采用A與B 2種壁厚的鋼管，管徑均為165 mm，其中A管壁厚為2.5 mm，B管壁厚為3.75 mm，根據《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T228—2002)指導與要求，分別測得2種鋼管的材料強度指標如表1。含磚再生骨料由許昌金科資源再生股份有限公司將建筑垃圾堆場分揀、破碎、篩選分級制備而來，如圖1所示，其主要由質量分數為45%再生燒結磚及55%再生混凝土骨料。本試驗再生燒結磚粗骨料篩分粒徑在5~10 mm，選用P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥、天然細骨料、天然連續級配花崗巖碎石粗骨料，有關指標見表2。

表1 鋼管力學性能指標

表2 骨料主要性能指標

本文共制作了5組不同再生磚骨料含量的含磚骨料鋼管再生混凝土試件，其取代率分別為0%，30%，50%，70%和100%，取代率為再生粗骨料質量與總粗骨料質量之比。再生粗骨料取代率為0%的普通混凝土強度C30設計，水灰比為0.55，水:水泥:細骨料:粗骨料=297.5:540.9:520.2:1 041.4，各不同取代率下嚴格保證該比值不變，且采用相同材料，在粗骨料總質量不變的情況下，只改變再生粗骨料與總粗骨料質量比。不同取代率下通過試驗得到標準混凝土立方體塊抗壓強度如表3。

1.2 試件設計與制作

試驗參數為粗骨料取代率和套箍指標，共計設計了20個試件，分別為10個壁厚為2.5 mm的A系列試件，10個壁厚為3.75 mm的B系列試件，長=500 mm，外徑=165 mm，取代率分別為0%，30%，50%，70%和100%。所有試件設計與各實測參數值見表3。鋼管采用直縫鋼管，按指定長度在工廠截好并兩端刨平，為便于更好的澆筑振搗，前期在鋼管材料底部對中焊接厚度3 mm，長寬是200 mm×200 mm的鋼板對中封底，混凝土由頂部注入，并分3次進行振動棒振搗，端部稍微高出鋼管。因鋼管易銹蝕，試件放置室內自然條件下，標準養護28 d后用磨平試件端部突出位置。

1.3 加載裝置及加載制度

加載裝置為YAM6506微機控制電液伺服壓力機(加載量程0~2 000 kN)，該裝置可在加載過程中自行采集數據，見圖1。本試驗采用位移控制，加載速度為0.02 mm/s。

圖1 試驗加載裝置

表3 試件參數

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗破壞過程及形態

試驗開始，試件最開始進入彈性階段，此時期荷載?變形呈線性關系，構件外觀無太大變化。施加荷載約極限荷載的70%，試件端部產生短且少的剪切滑移線(圖2)，并伴隨著鐵銹逐漸脫落；繼續加載，交叉剪切滑移線逐漸變長、變密，臨近極限荷載95%時，交叉剪切滑移線布滿整個試件，鋼管局部外凸；試件達到極限荷載后，承載力開始下降，但下降趨勢不大，試件變形繼續增大，開始整體向外膨脹，交叉剪切滑移線痕跡逐漸變淡，局部凸出位置不斷發展、增大，變形到某一位置后，承載力會再次增大。因試件荷載下降段較緩，在變形達到35 mm時荷載下降并不大。構件最后呈現為中部鼓曲、斜剪切破壞，試件荷載變形曲線如圖2所示，圖3為部分試件的破壞形態。

圖2 試件荷載?變形曲線

圖3 試件的破壞形態

試驗過程中，由于此次試件鋼管厚度分別是2.5 mm和3.75 mm，且試件的長度均為500 mm，試驗均在試件變形達到35 mm后停止，因此，試驗中試件均未出現鋼管鼓曲開裂現象，試件均為中部鼓曲、斜剪切破壞。且在加載進行中，觀察得到B系列構件破壞時長相對A系列構件破壞時長更緩慢。

2.2 試驗實測的應力?應變曲線

本次研究利用式(1)可得試件名義應力?應變全過程曲線。

式中：為試件軸心受壓壓力值；為試件全截面面積，即鋼管與核心混凝土截面之和；?為試件加載過程中軸向壓縮變形位移；為試件總長度。計算結果如圖4所示。

各組試件峰值應力以及與之相對應的應變如表4、表5所示，鋼管約束后得到含磚骨料再生混凝土試件峰值時的應力接近為未約束時的2倍，對應的峰值應變均在0.008以上，也是普通混凝土峰值應變的4倍以上，由此看來鋼管對含磚骨料再生混凝土的約束效應較為明顯。對比表4中各組構件峰值應力，以取代率為0%的鋼管混凝土構件峰值應力為基準，將各組構件測試得到的峰值應力與之相比，可發現，隨著取代率的增加，A系列各組構件得到的峰值應力先增大后降低，B系列試件的峰值應力逐漸遞減(B-50%中一個試件在試驗中因誤差峰值應變達25，此處忽略不考慮)，當取代率為100%時，A系列減少了13.3%，B系列減少了14.6%。對含磚骨料再生混凝土強度相對于相同配合比的普通混凝土是提高還是降低，取決于再生粗骨料的吸水率、自身所帶水泥基和微裂縫，在此次試驗條件下，因再生骨料吸水率較大，拌和過程中將吸取部分水灰比中的水分，從而降低了真實拌和的水灰比，致使混凝土強度提高，同理，水泥基以及微裂縫的存在，將會使混凝土強度減小，對于以上2種因素，最終決定含磚骨料再生混凝土強度的提高與否[15]。從總體來看，伴隨取代率的提高，含磚骨料鋼管再生混凝土的軸壓強度呈減小趨勢。

從圖4中觀察各組構件試驗得到的應力?應變全曲線，可見A和B系列普通鋼管混凝土與含磚骨料鋼管再生混凝土的軸壓應力?應變曲線有著大致相同的變化形態，含磚骨料再生混凝土破壞過程與普通鋼管混凝土相似，兩者都有彈性段→彈塑性段→峰值點→下降段→谷值點→二次上升段→二次下降段。彈性階段初始所有試件應力?應變曲線重合較好，可見取代率對試件應力?應變曲線上升階段作用效果不明顯。而對比A系列與B系列的下降段，鋼管套箍指標表現出一定的作用，套箍系數大的B系列下降段更平緩且較均勻集中，套箍指標小的A系列下降段更陡峭且較離散，而B系列更平緩，離散性較小。

圖4 試件應力-應變曲線

2.3 再生骨料取代率對應力?應變曲線的影響

比較套箍指標相同的A系列與B系列試件，如圖6~7。可見伴隨取代率的提高，A系列試件的峰值應力在取代率為30%有略微提高，然后逐漸遞減；B系列試件逐漸遞減，總體來說，試件峰值應力呈現出伴隨取代率的提高，呈現逐漸減小趨勢。而對其所對應的峰值應變伴隨取代率的提高呈現出增加的趨勢。盡管試件強度呈減小趨勢，但峰值應變卻逐漸增大，這可能與再生粗骨料所帶水泥基有關，水泥基的存在會導致混凝土膠凝體含量提高，構件的峰值應變會隨之提高而提高[15]。

表4 試件的峰值應力

表5 試件的峰值應變

2.4 套箍指標對應力?應變曲線的影響

其他參數均相同，而套箍指標作為變量，各組構件應力?應變曲曲線形狀類似，如圖4所示，套箍指標高的B系列峰值應力與峰值應變均比套箍指標低的A系列大，不同套箍指標對所有構件峰值應力、峰值應變影響如表6。可知，試件峰值應力及所對應的峰值應變伴隨套箍指標的提高而提高，且對峰值應變的提高略大于峰值應力，當套箍指標平均提高1.38倍時，峰值應力平均值與峰值應變平均值分別提高1.136倍和1.215倍，可見套箍指標的上升對承載力和延性有提升效果，在前者和后兩者所表現的關系中，并未呈現明顯的線性關系，且對于套箍指標提升較多時，峰值應力與峰值應變沒有得到相應提升，甚至相對更高的提升。故工程中想要通過提高套箍指標來改善含磚骨料鋼管再生混凝土試件的強度與延性，需要在一定合理范圍內與經濟情況綜合考慮。

表6 取代率相同情況下試件(B/A)的套箍指標、峰值應力及峰值應變的比值

圖5 峰值應力與再生粗骨料取代率的關系

圖6 峰值應變與再生粗骨料取代率的關系

3 承載力計算對比與公式修正

3.1 各規范承載力計算結果對比分析

鋼管混凝土構件在國內外已有大量研究與工程應用，當前主要有3類理論公式用于求出鋼管混凝土柱軸壓承載力：套箍混凝土理論、統一強度理論和疊加計算理論。套箍混凝土理論包括《鋼管混凝土結構設計與施工規范》(CECS28—2012)[16]、《鋼管混凝土結構技術規范》(GB50936—2014)[17]、蔡紹懷[18]公式、JCJ01—89《鋼管混凝土結構設計與驗收規程》[19]；統一強度理論包括鐘善桐[20]公式、韓林海[21]公式、DJB4142—2000[22]；疊加計算理論有日本AIJ(1997)[23]、歐洲EC4(1994)[24]。

通過利用上述公式計算各試件承載力，并分別于試驗值進行比較，如表7可知：

1) 通過統一強度理論和疊加計算理論結果比試驗結果偏小，其中統一強度理論均略小于試驗結果，最小減少12%，疊加計算理論均較大小于試驗值，最小減少28%，2種均偏安全，疊加計算理論安全儲備更多。

2) 采用套箍混凝土理論，CECS28—2012與GB50936—2014為同一個公式，且計算值略小于試驗值，而蔡紹懷公式與JCJ01—89均大于試驗值，最大高出8%；

3) 綜合表7可以看出，疊加計算理論安全儲備最大，其次是統一強度理論，最后是套箍混凝土理論，而經濟效益反之。

3.2 規范公式修正

由圖5可知，再生粗骨料取代率作為一個重要參數對試件軸壓承載力具有作用效果，總體伴隨取代率的提高，承載力逐漸減小。從表7各個鋼管混凝土承載力計算公式對比發現，從安全性、經濟性和計算準確性等角度出發，現行規范《鋼管混凝土結構設計規范》中的公式對于含磚骨料鋼管再生混凝土軸壓短柱具有更好的適用性。但此公式未考慮取代率所帶來的影響效果，而此次試驗發現伴隨取代率的提高，承載力逐漸降低。所以，需考慮取代率影響，開展對規范公式的適當修正。

圖7 θ-r擬合曲線

設立參數，=N/N，具體所得值見表7，式中，u為含磚骨料鋼管再生混凝土承載力計算值，N為含磚骨料鋼管再生混凝土承載力試驗值。利用回歸的方法，可得與取代率之間的關系，如圖7所示。擬合后，可得參數與取代率相互間的表達式如下：

因此，對規范公式修正后的表達形式如下：

由表7可知，由式(3)所得結果和試驗值進行對比，平均值是1.00，標準差是0.014 1，變異系數為0.014，相比原公式平均值0.95，標準差0.033 6，變異系數0.035，修正后的公式考慮了再生粗骨料取代率的影響，計算結果更加精確，且具有一定安全儲備，經濟效益會更好。因此，式(3)可用于含磚骨料鋼管再生混凝土軸壓短柱的計算。

表7 各理論計算結果與試驗結果比值之比

4 結論

1) 含磚骨料鋼管再生混凝土短柱與普通鋼管混凝土短柱具有相似的受力過程，具有彈性階段→彈塑性階段→峰值點→下降階段→谷值點→2次上升階段→2次下降階段，最終呈現中部鼓曲剪壓 破壞。

2) 含磚骨料鋼管再生混凝土柱峰值應力總體呈現隨取代率的提高而變小的趨勢，范圍在15%以內波動，而峰值應變呈現隨取代率的增加逐漸提高的趨勢，增大范圍在30%以內波動；含磚骨料鋼管再生混凝土短柱承載力和峰值應變隨著套箍指標的提高而提升。

3) 運用套箍混凝土理論、統一強度理論及疊加計算理論承載力計算值與試驗值比較，疊加計算理論安全儲備最大，其次是統一強度理論，最后是套箍混凝土理論，經濟效益反之。

4) 通過綜合分析，《鋼管混凝土結構設計規范》(GB50936—2014)和《鋼管混凝土結構設計與施工規范》(CECS28—2012)中的公式對于含磚骨料鋼管再生混凝土更適應，但該公式未考慮取代率的影響。因此，開展對公式的適當修正，提出修正系數。修正后的公式計算結果相對之前所得結果更加精確，離散性更小，且有安全儲備，經濟效益會更好。適用于含磚骨料鋼管再生混凝土軸壓短柱的計算。

[1] 劉榮濤, 朱建輝, 朱瑋杰, 等. 建筑廢棄黏土磚資源化綜合利用綜述 [J]. 硅酸鹽通報, 2016(10): 3191?3195.LIU Rongtao, ZHU Jianhui, ZHU Weijie, et al. Comprehensive research on utilizing the wasted building clay brick[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2016(10): 3191?3195.

[2] GAO C, HUANG L, YAN L, et al. Behavior of glass and carbon FRP tube encased recycled aggregate concrete with recycled clay brick aggregate[J]. Composite Structures, 2016, 155: 245?254.

[3] HUANG L, CHEN L, YAN L, et al. Behavior of polyester FRP tube encased recycled aggregate concrete with recycled clay brick aggregate: Size and slenderness ratio effects[J]. Construction and Building Materials, 2017, 154:123?136.

[4] YAN B, HUANG L, YAN L, et al. Behavior of flax FRP tube encased recycled aggregate concrete with clay brick aggregate[J]. Construction and Building Materials, 2017, 136(Complete): 265?276.

[5] 肖建莊, 楊潔, 黃一杰, 等. 鋼管約束再生混凝土軸壓試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2011, 32(6): 92?98. XIAO Jianzhuang, YANG Jie, HUANG Yijie, et al. Experimental study on recycled concrete confined by steel tube under axial compression[J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(6): 92?98.

[6] 丁發興, 余志武. 圓鋼管混凝土軸壓短柱受力機理影響因素分析[J]. 鐵道科學與工程學報, 2006, 3(1): 6?11. DING Faxing, YU Zhiwu. Parametes analysis of behaxior of concrete filled circular steel tubular stub columns[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2006, 3(1): 6?11.

[7] 陳宗平, 何天瑀, 徐金俊, 等. 鋼管再生混凝土柱軸壓性能及承載力計算[J]. 廣西大學學報(自然科學版), 2015(4): 897?907. CHEN Zongping, HE Tianyu, XU Jinjun, et al. Performance and bearing capacity of recycled aggregate concrete-filled circular steel tube-column under axial compression[J]. Journal of Guangxi University, 2015(4): 897?907.

[8] CHEN Z P, XU J J, XUE J Y, et al. Performance and calculations of recycled aggregate concrete-filled steel tubular (RACFST) short columns under axial compression[J]. International Journal of Steel Structures, 2014, 14(1): 31?42.

[9] 徐金俊, 陳宗平, 陳宇良. 鋼管再生混凝土軸壓構件的力學性能分析[J]. 應用力學學報, 2015, 32(6): 979?984. XU Jinjun, CHEN Zongping, CHEN Yuliang. Mechanical behavior of axially loaded recycled aggregate concrete filled steel tubular stubs[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2015, 32(6): 979?984.

[10] 黃宏, 郭曉宇, 陳夢成. 圓鋼管再生混凝土軸壓短柱對比試驗研究[J]. 建筑結構, 2016(4): 34?39. HUANG Hong, GUO Xiaoyu, CHEN Mengcheng. Comparative experimental research on recycled aggregate concrete filled steel tubular columns subjected to axial compression[J]. Building Structure, 2016(4): 34?39.

[11] WANG Y Y, CHEN J, GENG Y. Testing and analysis of axially loaded normal-strength recycled aggregate concrete filled steel tubular stub columns[J]. Engineering Structures, 2015, 86: 192?212.

[12] 周桂香, 蔣鳳昌. 圓鋼管再生混凝土短柱承載力試驗研究[J]. 工業建筑, 2016, 46(3): 131?135. ZHOU Guixiang, JIANG Fengchang. Experimental study of compressive bearing capacity of recycled concrete- filled circular steel tubular short columns[J]. Industrial Construction, 2016, 46(3): 131?135.

[13] HUANG Y J, XIAO J Z, ZHANG C. Theoretical study on mechanical behavior of steel confined recycled aggregate concrete[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2012, 76: 100?111.

[14] XIAO J Z, HUANG Y J, YANG J, et al. Mechanical properties of confined recycled aggregate concrete under axial compression[J]. Construction and Building Materials, 2012, 26(1): 591?603.

[15] 陳宗平, 徐金俊, 鄭華海, 等. 再生混凝土基本力學性能試驗及應力?應變本構關系[J]. 建筑材料學報, 2013(1): 24?32.CHEN Zongping, XU Jinjun, ZHENG Huahai, et al. Basic mechanical properties test and stress-strain constitutive relations of recycled coarse aggregate concrete[J]. Journal of Building Materials, 2013(1): 24?32.

[16] CECS28: 2012, 鋼管混凝土結構技術規程[M].北京: 中國計劃出版社, 2012.CECS: 2012, Technical specification for concrete-filled steel tubular structures[M]. Beijing: China Planning Press, 2012.

[17] GB 50936—2014, 鋼管混凝土結構技術規范[S].GB 50936—2014, Technical code for concrete filled steel tubular structures[S].

[18] 蔡紹懷. 現代鋼管混凝土結構[M]. 北京: 人民交通出版社, 2003: 10?70. CAI Shaohuai. Modern steel tube concrete structure[M]. Beijing: People’s Communications Press, 2003: 10?70.

[19] JCJ 01—1989, 鋼管混凝土結構設計施工及驗收規程[S]. JCJ01—1989, Specification for design and construction of concrete-filled steel tubular[S].

[20] 鐘善桐. 鋼管混凝土結構[M]. 北京: 清華大學出版社, 2003: 5?33. ZHONG Shantong. The concrete-filled steel tube structures[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2003: 5?33.

[21] 韓林海. 鋼管混凝土結構?理論與實踐[M]. 北京: 科學出版社, 2004: 1?50. HAN Linhai. Steel tube concrete structure-theory and practice[M]. Beijing: Science Press, 2004: 1?50.

[22] GJB 4142—2000, 戰時軍港搶修早強型組合結構技術規程[S]. GJB 4142—2000, Technical specifications for early- strength model composite structure used for navy port emergency repair in wartime[S].

[23] Architectural Institute of Japan. AIJ-1997, Recommendations for design and construction of concrete filled steel tubular structures[S].

[24] European Committee for Standardization. EC 4—2004, Design of composite steel and concrete structures[S].

Experimental study on axial compressive behavior of recycled aggregate concrete-filled in steel tube with partially clay brick aggregate

HUANG Liang1, 2, LIN Mingming1, GAO Chang1, DENG Peng1

(1. School of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China; 2. Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficient of the Ministry of Education, Hunan University, Changsha 410082, China)

Through the axial compression tests of 20 cylindrical specimens of recycled aggregate concrete-filled in steel tube with partially clay brick aggregate, the influence of the substitution rate of coarse aggregate and the hoop coefficient on the axial compression performance of the specimen was analyzed at first. Meanwhile, the whole process of the specimen and the failure mode were observed, and the whole process curves of stress-strain of recycled concrete specimen with brick-bearing aggregate were obtained. Then, the effects of two parameters on the bearing capacity, stress-strain behavior of the specimens were analyzed. The results show that the failure mode of the specimens is similar to that of ordinary concrete filled steel tube, and the substitution rate of recycled coarse aggregate and the index of hoop have influence on the bearing capacity and deformation performance. Further, this paper employed the 12 formulas originated from the ferrule concrete theory, the unified strength theory and the superposition calculation theory, respectively, to carry out the calculation and analysis of bearing capacity.Comparisons among the tests, the results indicated that the ferrule concrete theoretical calculationvalues were close to the experimental values. Unified strength theory was relatively safe. And superposition calculation theoretical maximum safety reserves. Finally, the formulas in code GB (50936—2014), which was safer and more accurate, was modified. Considering the influence of the substitution rate of recycled coarse aggregate, the correction coefficientwas put forward, and the correctness of the correction coefficient was verified.

recycled coarse aggregate; concrete-filled steel tube; the axial compress; bearing capacity formula; correction factor

TU398

A

1672 ? 7029(2020)03 ? 0699 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190366

2019?04?30

“十三五”國家重點研發計劃資助項目(2017YFC0703305)

黃靚(1974?)，男，湖南株洲人，教授，博士，從事混凝土和砌體結構、建筑垃圾資源化利用研究；E?mail：huangliangstudy@126.com

(編輯 陽麗霞)