圆形钢管地聚合物再生混凝土短柱轴压力学性能试验研究

陈宇峰，林镇源，廖飞宇，

林志平，张伟杰，陈志刚

摘要： 以再生骨料取代率为主要参数，完成了6根圆形钢管地聚合物再生混凝土短柱和2根圆形钢管地聚合物普通混凝土短柱在轴压作用下的试验研究。基于试验结果，考察了试件的破坏模式、荷载-变形关系曲线、极限承载力、延性等，结果表明：圆形钢管地聚合物再生混凝土和普通钢管混凝土的破坏模式无明显差异。与钢管混凝土试件相比，圆形钢管地聚合物再生混凝土的荷载-变形关系曲线下降段更为平缓。随着再生骨料取代率的增大，试件极限承载力随之降低，而延性有提高的趋势。最后，采用现有规范提供的普通钢管混凝土设计公式对试验实测的极限承载力进行计算比较，结果表明现有规范的计算结果均偏于安全。

关键词： 地聚合物再生混凝土；再生骨料；钢管混凝土；短柱；承载力；延性

Abstract： Using the replacement ratio of recycled coarse aggregate as the primary parameter， an experiment is performed on 6 circular steel tubular stub columns filled with geopolymer recycled concrete and 2 reference specimens filled with conventional concrete under axial compressive stress. On the basis of the test findings， the failure modes， load-deformation relationship curves， load bearing capacity， and ductility of the specimens are analysed. The test results indicate that there is no noticeable difference in the failure mode of composite columns filled with geopolymer recycled concrete or regular concrete. However， the descending stage of the load-deformation curve of the specimen with geopolymer recycled aggregate concrete is relatively more gradual than that of the specimen with natural aggregate. As the replacement ratio rises， the ultimate bearing capacity of the specimen declines， but its ductility tends to increase. The ultimate strengths of concrete-filled steel tubes predicted by current codes are compared with the measured ultimate strengths， and the findings indicate that the code predictions are often conservative.

Keywords： geopolymer recycled concrete；recycled aggregate；concrete-filled steel tube；stub column；bearing capacity；ductility

随着我国土木工程建设的迅猛发展，对混凝土的需求日益增长，也对建筑材料的绿色和可持续性提出了更高的要求。地聚合物作为一种新型胶凝材料 ^[1] ，具有耐久性能好、初凝快、早期强度和后期强度高、与钢筋的黏结性能好和在高温下的工作性能好等特点 ^[2-4] ，可作为水泥的替代品用于制备地聚合物混凝土。据估算，每年人类活动产生的CO ₂ 总量中的7%为利用水泥制备混凝土 ^[5] ，而生产1t地聚合物，其CO ₂ 和能耗排放量分别只有生产1t的普通硅酸盐水泥的20%和41%。因此，利用地聚合物制备混凝土可以作为推动建筑材料朝着可持续方向发展的一条新途径 ^[6] 。目前，国际上已经有了一些地聚合物的实际应用和商品。例如，美国洛杉矶机场采用地聚合物水泥修补受损的飞机跑道；美国、法国、德国等欧洲国家的水泥公司利用地聚合物制备水泥；日本利用地聚合物制造人造大理石等 ^[7] 。

在制备混凝土的过程中，利用地聚合物取代水泥，掺入再生骨料替代天然粗骨料，制备出地聚合物再生混凝土，二者同时使用可达到环保叠加效应。研究表明，随着再生骨料取代率的增加，地聚合物再生混凝土的抗压强度、抗拉强度和弹性模量均降低，再生骨料的掺入影响了其力学性能 ^[8-11] 。为此，可将地聚合物再生混凝土浇筑在空钢管中，形成一种新型的钢-混凝土组合结构，可利用钢管对核心混凝土的约束作用，改善地聚合物再生混凝土的力学性能。

目前，国内外学者已对钢管再生混凝土及钢管地聚合物混凝土的力学性能开展了一系列的研究工作 ^[12-19] 。但是关于钢管地聚合物再生混凝土力学性能的研究报道尚少，仅石宵爽等 ^[20] 进行了方形钢管地聚合物再生混凝土短柱在轴心受压状态下的力学性能研究。相较而言，圆钢管混凝土柱对核心混凝土有更强的约束作用，钢管与核心混凝土之间的组合效应更加明显 ^[21] 。

但是，有关圆形钢管地聚合物再生混凝土轴压力学性能的研究尚未见报道。因此，本文以再生骨料取代率为主要试验参数，进行了圆钢管地聚合物再生混凝土短柱在轴心受压作用下的力学性能试验研究，对比了其破坏模式和荷载-变形曲线，分析了再生骨料取代率对试件极限承载力和延性的影响。研究结果可为钢管地聚合物再生混凝土结构的实际应用提供参考。

1　试验概况

1.1　试件设计

以再生骨料取代率r为主要试验参数，共设计了6个圆形钢管地聚合物再生混凝土试件和2个圆形钢管地聚合物普通混凝土试件，为避免试验过程中存在的偶然误差，相同参数的试件均制作了2根。表1为试件参数，其中，所有试件均为圆形截面，钢管直径D _o 均为180mm，钢管壁厚t _o 均为4mm，钢管长度L均为540mm；截面含钢率α（钢管横截面面积和核心混凝土横截面面积的比值）均为0.095；f _cu 为混凝土立方体抗压强度；N _ue 为试件的极限承载力；r为再生骨料取代率；约束效应系数ξ的表达式为：

试件编号中CGC和CGRC分别表示圆形钢管地聚合物混凝土试件和圆形钢管地聚合物再生混凝土试件，数字表示再生骨料取代率（其中0、1、2、3表示取代率分别为0、0.25、0.50和0.75），a、b表示同组第1、第2根试件。采用分层浇筑法对试件核心混凝土进行浇筑，混凝土顶面浇筑高度高出钢管顶面5mm左右，在养护28d后将试件顶部混凝土高出的部分打磨平整，使钢管与混凝土表面平齐，再焊接试件顶部端板，以期使钢管和混凝土在受荷初期能够共同受力。

端板焊接时保证钢管与顶部、底部端板对中，焊接严格按照《钢结构设计标准》（GB 50017—2017） ^[22] 的要求进行。

1.2　材料性能

钢管采用Q235焊接直缝圆管，按照《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2010） ^[23] 的材性试件标准，设计制作了3个材性试件并进行拉伸试验。表2为所用钢材的材性。其中，f _y 为屈服强度；f _u 为极限抗拉强度；υ和E _s 分别为泊松比和弹性模量；δ为伸长率。

地聚合物再生混凝土用料如下：F级粉煤灰，化学成分如表3所示；S95级高炉粒化矿渣；粗骨料采用天然骨料和再生骨料两种，天然骨料为花岗岩碎石（骨料粒径为9~16mm）；再生骨料源于强度为C50的混凝土立方体试块，由XPC-125×100破碎机破碎后，在实验室中机械筛分得到再生骨料（吸水率经由试验测得为4.1%），粒径级配如表4所示；细骨料采用细砂（细度模数为1.9，砂率为0.35）；碱激发剂由氢氧化钠片状固体（纯度为99%）和硅酸钠水玻璃（液态，模数为3.39）配制而成，NaOH和Na ₂ SiO ₃ 溶液在混凝土浇筑当天配制。试件的地聚合物混凝土（C50）配合比为（kg·m ^-3 ）∶矿渣∶粉煤灰∶粗骨料∶砂子∶碱激发剂∶水∶减水剂=86.7∶346.7∶1,283.9∶698.7∶208.2∶51.8∶8.7。其中地聚合物再生混凝土配合比中粗骨料按照再生骨料取代率等量替换为再生骨料，其他保持不变。表5给出了地聚合物再生混凝土的工作性能，其中E _c 为混凝土的弹性模量。可以看出，试件CGRC-1（r=0.25）、CGRC-2（r=0.50）和CGRC-3（r=0.75）较CGC-0（r=0）而言，3d混凝土立方体抗压强度分别降低了6.3%、13.2%和16.3%；28d混凝土立方体抗压强度分别降低了5.3%、11.9%和24.0%；试验中f _cu 分别降低了7.5%、16.4%和25.7%，弹性模量分别降低了7.2%、12.5%和16.7%。当再生骨料取代率r超过0.50，试件的坍落度和扩展度仅降低2.2%，说明随着再生骨料取代率r的增大，地聚合物再生混凝土的早期强度、后期强度和弹性模量降低的幅度均随之增大。

1.3　加载装置与加载程序

加载装置为500t压力机。在加载前，先对试件进行几何对中，再对试件施加50kN的轴力进行预加载，并进行物理对中，目的在于确保试件在加载过程中始终保持轴心受压状态。在试件中截面上，每隔90°设置横向、纵向应变计各1个共8个，并在500t压力机加载装置平台的对角线方向上设置2个位移计用来测量试件轴向压缩量。测点布置和试验装置如图1所示。

图1　加载装置及测点布置

Fig.1　Loading setup and measuring point layout

荷载数据由500t压力机采集，变形数据由数据采集系统IMC自动采集。加载方式采用分级加载：先采用力控制的加载方式，分级加载，每级加载取预估极限荷载的10%，每级荷载加载时间为120s。加载至极限荷载的60%时，改为采用位移控制的加载方式，加载速率为0.75mm·min ^-1 。试验过程中，当荷载-位移曲线的下降段荷载下降至峰值荷载的70%以下时，停止加载。

2　试验结果及分析

2.1　试验现象及破坏模式

试件的破坏全过程为：加载初期，试件无明显破坏，持续加载，随着荷载逐渐接近峰值点，混凝土局部被压碎并发出声响，此时外钢管没有出现明显变化，试件的混凝土强度越高，压碎的声音越响；荷载超过峰值点之后，变形开始明显，局部鼓曲最早出现在试件端部，随后出现在试件的中部，相较而言，中部鼓曲的发展趋势更快更显著，对试件的破坏起着决定性作用。图2给出了试件的破坏模式。所有试件均发生剪切型破坏，破坏时试件中部和端部出现2~3道波浪形褶皱，继而形成明显的剪切滑移线。总体而言，是否采用再生骨料对试件破坏模式影响不大。

图2　试件破坏模式

Fig.2　Failure modes of specimens

韩林海 ^[24] 的研究表明：圆钢管普通混凝土短柱在轴心受压状态下，当试件的约束效应系数ξ≤1.12时，试件的破坏模式为剪切型破坏；当约束效应系数ξ>1.12时，试件的破坏模式为腰鼓型破坏。本文研究的CGC-0、CGRC-1、CGRC-2、CGRC-3四组试件的约束效应系数ξ分别为0.67、0.72、0.80、0.90，均小于1.12，与圆钢管普通混凝土短柱在轴心受压状态下的破坏模式相同，说明圆形钢管对核心地聚合物再生混凝土的约束作用与其对普通核心混凝土的约束作用无明显差异。对于CGC-0的没有加入再生骨料的试件，破坏时试件的中部和端部均出现明显的局部鼓曲，产生剪切滑移线，表现为明显的剪切型破坏。切开CGC-0a试件的外钢管后，发现在局部鼓曲处核心混凝土沿着剪切滑移线被压碎，与所描述的试件破坏模式吻合。CGRC-1、CGRC-2、CGRC-3三组加入再生骨料的试件在破坏时，对于再生骨料取代率越大的试件，由于其约束效应系数ξ的增大，试件的局部鼓曲趋向于四面连通，端部鼓曲逐渐变小，但仍形成明显的剪切滑移线，试件仍呈现明显的剪切型破坏模式。说明再生骨料取代率对试件的破坏模式影响不大。

2.2　荷载-变形关系曲线

图3为各试件轴向荷载-横向应变（N-ε _L ）关系曲线。可以看出：由于圆形钢管的约束作用，无论地聚合物混凝土的再生骨料取代率如何，各试件的荷载-位移关系曲线和圆钢管普通混凝土短柱在轴心受压状态下的荷载-位移关系曲线的变化规律无明显差异，均分为3个阶段，分别为弹性阶段、弹塑性阶段、下降阶段。在弹性阶段，曲线呈线性增长，发展较快，此时钢管与核心混凝土二者处于独立工作状态；进入弹塑性阶段，钢管与核心混凝土协同工作，曲线呈非线性增长，随着荷载的不断增大，曲线斜率逐渐减小，钢管对核心混凝土的约束作用不断增强；随着核心混凝土被压碎，曲线进入下降阶段，荷载持续降低，横向变形不断增大。

2.3　荷载-应变关系曲线

图4为各试件轴向荷载-应变（N-ε）关系曲线，其中横轴正值表示横向应变ε _sl ，负值表示纵向应变ε _st ；ε _scy 为钢管混凝土达到轴压强度指标f _scy 时对应的应变。可以看出：在弹性阶段，纵向应变ε _st 的增长速率明显大于横向应变ε _sl 的增长速率，此时核心混凝土的横向变形较小，尚未与钢管发生接触；在进入弹塑性阶段后，由于混凝土的横向变形增大，钢管和核心混凝土之间开始发生相互作用，此时钢管的横向应变开始迅速增大，横向应变ε _sl 的增长速度超过纵向应变ε _st ，反映了钢管对核心混凝土的约束作用越发明显。达到峰值荷载后，试件的荷载随轴向变形的增大而缓慢下降，总体上表现出较好的延性和变形性能。随着再生骨料取代率的增大，试件的荷载-应变关系曲线的下降段呈现出愈加缓和的趋势。

图3　试件轴向荷载-横向应变（N-ε _L ）关系曲线

Fig.3　Axial load-lateral strain （N-ε _L ）relationship curves of specimens

图4　试件轴向荷载-应变（N-ε）关系曲线

Fig.4　Axial load-strain （N-ε）relationship curves of specimens

3　试验结果分析

3.1　试件承载力分析

图5给出了各试件的极限承载力的比较，极限承载力取试件实测的轴向力-轴向位移关系曲线的峰值点所对应的荷载。可以看出：圆形钢管混凝土地聚合物轴压试件的极限承载力随着再生骨料取代率的增大而减小。

为定量分析圆形钢管对地聚合物混凝土的约束效应，定义了承载力系数S _I1 ：

图5　试件极限承载力比较

Fig.5　Comparison of ultimate bearing capacity of specimens

表6列出了各试件的承载力系数S _I1 值。可以看出：S _I1 值均大于1，说明圆形钢管对地聚合物混凝土产生了明显的约束作用，使试件的轴压极限承载力实测值均大于圆形钢管和地聚合物混凝土二者的叠加承载力。

为定量分析再生骨料取代率对各试件极限承载力的影响，定义了承载力系数S _I2 ：

图6给出了承载力系数-再生骨料取代率（S _I2 -r）关系曲线。可以看出：S _I2 值越小，说明圆形钢管地聚合物混凝土试件因再生骨料取代天然粗骨料引起的试件承载力降低幅度越大；r=0.25时，S _I2 值为0.95；r=0.50时，S _I2 值为0.89；r=0.75时，S _I2 值为0.83。可见，随着再生骨料取代率r的增大，承载力系数S _I2 值随之减小，表明圆形钢管地聚合物再生混凝土试件的承载力也随之降低；当r=0.75时，其承载力已降低至r=0时试件承载力的83%。

图6　承载力系数-再生骨料取代率（S _I2 -r）关系曲线

Fig.6　Relationship curves of bearing capacity coefficient-recycled coarse aggregate replacement ratio （S _I2 -r）

3.2　试件延性分析

参考TAO等 ^[25] ，采用延性系数D _I 来分析再生骨料取代率对试件延性的影响：

图7给出了各试件延性系数D _I 随着再生骨料取代率r的变化情况。r=0时，D _I 值为4.18；r=0.25时，D _I 值为6.02；r=0.50时，D _I 值为5.98；r=0.75时，D _I 值为6.67。

图7　试件延性对比

Fig.7　Ductility comparison of specimens

可以看出：随着再生骨料取代率r的大，延性系数D _I 总体上呈线性增大的趋势，究其原因在于随着再生骨料取代率r的增大，试件的荷载-位移关系曲线的下降段愈加平缓，导致ε _85% 值增大，ε _y 值降低，延性系数D _I 值随之增大。当再生骨料取代率r由0.50增大至0.75时，延性系数D _I 略有减小，但不明显。原因在于核心地聚合物混凝土的流动性差，黏性大，再生骨料和矿渣分布并不均匀，导致试件的延性系数D _I 略有减小。总体上看，随着再生骨料取代率r的增大，试件的延性系数D _I 值也随之增大，试件表现出较好的延性。

4　规范计算对比

目前，尚无有关圆形钢管地聚合物再生混凝土的设计规范，为分析现有的钢管混凝土规范有关轴心受压构件承载力计算的规定是否适用于圆形钢管地聚合物再生混凝土构件，选用了美国规范ANSI/AISC（2010） ^[26] 、欧洲规范（2004） ^[27] 、中国《钢管混凝土结构技术规范》（GB 50936—2014） ^[28] 、福建省地方标准《钢管混凝土结构技术规程》（DB/T J13-51—2010） ^[29] 对本文试验的圆钢管地聚合物再生混凝土轴压承载力进行计算。需要说明的是：核心混凝土的支撑作用能避免或显著延缓外钢管的局部屈曲。上述4本规范的钢管混凝土轴压承载力计算公式均考虑了钢管局部屈曲的影响，如《钢管混凝土结构技术规程》（DB/T J13-51—2010） ^[29] 规定了避免钢管局部失稳先于强度破坏发生的径厚比限值，欧洲规范（2004） ^[27] 考虑局部屈曲影响将构件的截面分为4个类型，不同类型截面的承载力按照局部屈曲有效面积进行计算。4本规范计算的试件承载力与试验实测值的比较列与表7中。可见，4本规范的计算结果均偏于保守，欧洲规范（2004） ^[27] 的计算结果最为接近，其承载力实测值和计算值比值的平均值为1.17，标准差为0.05。

5　结  论

本文进行了6根圆形钢管地聚合物再生混凝土短柱和2根圆形钢管地聚合物普通混凝土短柱的轴压力学性能研究，可以得出以下主要结论：

（1）由于圆钢管对核心混凝土良好的约束作用，圆钢管地聚合物再生混凝土短柱和圆钢管普通混凝土短柱在轴心受压状态下的破坏模式和荷载-变形关系曲线没有明显差异，所有试件均表现出较好的延性。

（2）各试件的承载力系数S _I1 值均大于1，且当再生骨料取代率r超过0.25时，圆形钢管混凝土地聚合物再生混凝土的S _I1 值随着约束效应系数ξ增大而增大，说明圆形钢管对核心地聚合物再生混凝土具有较强的约束作用。随着再生骨料取代率的增大，圆钢管地聚合物再生混凝土试件的承载力随之降减小低，与此同时，各试件的延性系数D _I 值随之增大，表明试件具有较好的延性。

（3）采用4本现行钢管混凝土规范对本文实测的钢管地聚合物混凝土的轴压承载力进行计算。结果表明：计算值和试验值相比均偏于安全，其中欧洲规范（2004）的计算结果最为接近。

需要说明的是：现行钢管混凝土规范均未有关于核心混凝土采用地聚合物再生混凝土的设计公式，因此未来有必要建立钢管地聚合物再生混凝土有限元分析模型，开展系统的参数分析，考察再生骨料取代率等重要参数对极限承载力的影响规律，在此基础上提出轴压承载力实用计算公式。本文的试验结果可为有限元模型的验证提供必要数据。

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