王建超，何文濤，李明香

(沈陽建筑大學 土木工程學院，遼寧 沈陽110168)

目前，廢棄混凝土仍是建筑垃圾中占比最大、最難處理的一類.因此，再生混凝土受到了大量學者的高度重視并開展了廣泛研究[1-4].由于再生混凝土生產(chǎn)過程繁瑣，需要耗費大量能源且對設備損耗較大，使再生骨料的生產(chǎn)成本居高不下.為解決再生混凝土在推廣應用過程中存在的上述問題，因而提出一種方法——將骨料粒徑變大，減少骨料破碎過程中產(chǎn)生的能耗和環(huán)境污染，形成再生大骨料混凝土.

文獻[5]將節(jié)段型廢棄混凝土試塊與普通混凝土混合后形成再生組合混凝土，并給出了組合強度和峰值應變的計算方法.文獻[6]對鋼筋再生塊體混凝土短柱的軸壓性能進行了研究，研究表明:鋼筋再生塊體混凝土短柱的軸壓承載力與廢舊混凝土的強度及取代率有關(guān)，并在此基礎上給出了鋼筋再生塊體混凝土短柱軸壓承載力的計算方法.文獻[7-8]對鋼筋再生塊體混凝土梁的抗彎及抗剪性能進行了研究，結(jié)果表明:(1)鋼筋再生塊體混凝土梁的初始剛度僅與受拉鋼筋的直徑有關(guān)，而其他參數(shù)對其影響較??；(2)鋼筋再生塊體混凝土梁與鋼筋普通混凝土梁的抗彎承載力相近但前者開裂彎矩卻偏低；(3)無腹筋時，鋼筋再生塊體混凝土梁的開裂荷載和抗剪承載力低于鋼筋普通混凝土梁；有腹筋時，二者相當.文獻[9]研究了薄壁圓鋼管再生塊體混凝土柱的受剪性能.結(jié)果發(fā)現(xiàn):隨著廢舊混凝土取代率增大，鋼管再生塊體混凝土柱的受剪承載力逐漸降低，且利用中厚壁鋼管混凝土柱公式計算得到的抗剪承載力總體上小于試驗值，因此文獻中提出了新的計算公式.文獻[10]探究了再生粗骨料取代率對不銹鋼管再生混凝土構(gòu)件受彎性能的影響，結(jié)果表明：不銹鋼管再生混凝土構(gòu)件的極限抗彎承載力隨著再生粗骨料取代率的增大而出現(xiàn)了降低的趨勢.文獻[11]探究了再生粗骨料取代率對再生粗骨料混凝土梁的破壞形態(tài)特征和極限抗彎承載力的影響，研究結(jié)果表明：再生粗骨料混凝土梁的破壞形態(tài)與普通混凝土梁相似；與普通混凝土梁相比，再生粗骨料混凝土梁極限抗彎承載力平均降低12.91%.文獻[12]研究了再生混凝土強度對再生混凝土組合梁承載力的影響，結(jié)果表明：再生混凝土組合梁的承載力隨再生混凝土強度等級的提高而提高.文獻[13]研究了再生骨料填充不銹鋼管梁時再生骨料替代率對其彎曲行為的影響，通過規(guī)范中的6個計算公式評估了再生骨料填充不銹鋼管梁的彎矩承載力.文獻[14]分析了自密實混凝土的內(nèi)部抗凍性，研究結(jié)果表明：自密實混凝土抵抗寒冷的性能要優(yōu)越于普通混凝土.文獻[15]研究了粗骨料對自密實混凝土性能的影響，研究結(jié)果表明：隨著粗骨料最大尺寸的增加，自密實混凝土流動性逐漸降低；粗骨料為未破碎礫石的自密實混凝土與粗骨料為破碎礫石的自密實混凝土相比，前者的流動性好、粘聚力高、空隙較易通過；粗骨料為破碎石灰石的自密實混凝土與粗骨料為破碎礫石的自密實混凝土相比，前者的強度和彈性模量更高；而粗骨料為破碎礫石的自密實混凝土與粗骨料為未破碎礫石的自密實混凝土相比，前者的強度和彈性模量同樣更高.

通過以上的研究成果可以發(fā)現(xiàn)，目前為提高再生混凝土在實際工程中的應用，其主要做法是將尺寸較大的廢棄混凝土塊體直接放入模板中與新攪拌的混凝土直接進行澆筑，形成再生塊體混凝土.優(yōu)點是減小了破碎難度，缺點是再生塊體在模板中位置不容易固定，對于偏心受力構(gòu)件容易造成材料受力不均勻.正是由于上述原因，本文提出一種新的再生骨料利用方法.首先將粒徑為60～120 mm的再生骨料分層放入鋼管中，然后在上下層骨料之間澆筑自密實混凝土，進而形成鋼管再生大骨料自密實混凝土.優(yōu)點是既可以減少再生骨料制備過程中的資源浪費，又可以通過鋼管的約束作用提高核心區(qū)再生大骨料自密實混凝土的強度，且自密實混凝土填充的過程中無需振搗，加快了施工進度.由于該種結(jié)構(gòu)的受彎性能尚未有人開展研究，為此本文設計了8根鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件，目的是研究再生大骨料粒徑、再生大骨料強度、含鋼率這三種參數(shù)對其受彎承載力的影響規(guī)律，通過比較分析，探索出適用于鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件的受彎承載力計算方法.

1 試驗概況

1.1 材料制備

(1) 鋼管采用Q235 鋼材，實測厚度t、屈服強度fy、極限強度fu、彈性模量E和泊松比μ的實測值見表1.

表1 鋼材參數(shù)Tab.1 Steel parameters

(2) 再生大骨料來源于原設計強度為C30、C40、C50的實驗室廢棄構(gòu)件，齡期在0.5～1 a之間，廢棄混凝土立方體抗壓強度分別為30.4 MPa、47.1 MPa、53.1 MPa，機械加人工破碎，并篩分成60±5 mm、90±5 mm、120±5 mm三個粒徑范圍，如圖1所示.

圖1 再生大骨料塊體(60±5 mm)Fig.1 Maintenance of the specimens

(3) 自密實混凝土(SCC)采用普通硅酸鹽水泥(P.O 42.5)，一級粉煤灰，二級中區(qū)砂，粒徑5～10 mm碎石，聚羧酸系高性能減水劑(液體，摻量為膠凝材料質(zhì)量的2%)，具體配合比及同條件養(yǎng)護立方體試塊強度見表2.

表2 自密實混凝土配合比及立方體試塊抗壓強度Tab.2 Mixture ratio of self-compacting concrete and compressive strength of cube test block

1.2 構(gòu)件設計與制作

設計制作8根受彎構(gòu)件，總長度L為1 400 mm，計算長度L0為1 200 mm，外徑D=200 mm.設計參數(shù)有再生骨料粒徑、再生骨料強度、含鋼率α(鋼管與核心混凝土橫截面面積比值).表3為構(gòu)件設計分組.

鋼管采用直焊縫圓鋼管，并在上下焊接兩塊尺寸為240 mm×240 mm×20 mm的同材料鋼板.澆筑前先將空鋼管對準焊接下蓋板，為防止再生大骨料吸水率過高，將其放入水中浸泡24 h，并在“飽和面干”狀態(tài)下使用.先將自密實混凝土倒入鋼管底部約20 mm，然后放入1層再生大骨料，再澆筑自密實混凝土，反復操作，直至最終填充至自密實混凝土高出鋼管表面，構(gòu)件澆筑過程見圖2.薄膜覆蓋養(yǎng)護28 d后將構(gòu)件上表面打磨平整，焊接上蓋板.

構(gòu)件內(nèi)部填入再生大骨料以自然堆滿為準，稱量每個構(gòu)件中填入的再生大骨料的質(zhì)量與澆筑后鋼管中混合混凝土的總質(zhì)量，將兩者之比定義為再生大骨料混入量:60±5 mm粒徑的再生大骨料在構(gòu)件中的混入量為33.89%，粒徑為90±5 mm的混入量為28.89%，粒徑為120±5 mm混入量為23.89%.澆筑后的構(gòu)件見圖3.

圖2 構(gòu)件制作Fig.2 Specimen production

表3 構(gòu)件參數(shù)Tab.3 Test piece parameters

1.3 再生大骨料自密實混凝土組合強度驗證

為研究再生大骨料與自密實混凝土混合后的強度與再生大骨料強度、自密實混凝土強度以及兩者摻入量之間的關(guān)系，將不同強度的再生大骨料和自密實混凝土混合后澆筑成5組150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊，每組3塊，標準養(yǎng)護28 d后在2 000 kN壓力機上進行抗壓強度測試，具體分組及抗壓強度見表4.表中再生大骨料摻入量為再生大骨料質(zhì)量與混合混凝土總質(zhì)量之比.

表4 立方體試塊分組Tab.4 Test loading device

吳波[5]通過對再生混合構(gòu)件的研究，提出廢棄混凝土與新拌混凝土的組合強度可采用公式(1)進行計算，該公式利用廢棄混凝土的摻入量η將廢棄混凝土強度和新拌混凝土強度結(jié)合起來，構(gòu)成組合強度公式，即

(1)

式中：fcu,com為再生大骨料自密實混凝土的立方體抗壓強度(MPa)；fcu,new、fcu,old分別為自密實混凝土和再生大骨料的立方體抗壓強度(MPa).

為了驗證公式(1)是否適用于再生大骨料與自密實混凝土的組合強度，將表4中有關(guān)數(shù)值帶入公式(1)計算，并將組合抗壓強度計算值與表4中抗壓強度實測值進行比較，比較結(jié)果列于表4.從表4可以看出，組合強度的實測值和計算值誤差較小，因此可以采用公式(1)對再生大骨料自密實混凝土的抗壓強度進行計算.

1.4 加載裝置與測點布置

加載設備為1 000 kN液壓千斤頂，施加的荷載由分配梁傳遞到構(gòu)件三分點處.8根構(gòu)件的純彎段長均為400 mm.由于構(gòu)件的橫截面為圓形，為使構(gòu)件的加載結(jié)構(gòu)與簡支結(jié)構(gòu)一樣，本試驗設置了2對加載支座，每對由1個滾動鉸支座和1個固定鉸支座組成，分別放在支座和加載點處.試驗加載裝置如圖4所示.

荷載數(shù)值由力傳感器測得，每個構(gòu)件均布置4對應變片和5個量程為150 mm的位移計.其中，在構(gòu)件跨中位置沿鋼管上下左右表面的最高點處各粘貼1對橫縱應變片；在構(gòu)件純彎段部分布置3個位移計，分別位于三分點和跨中處，考慮到加載支座的變形，在兩個加載支座處各布置一個位移計.圖5為構(gòu)件測量裝置布置示意圖，其中，1～4表示縱向應變片，1′～4′表示橫向應變片.所有試驗數(shù)據(jù)均由電腦每隔一秒自動采集.

圖4 試驗加載裝置Fig.4 The load bearing

圖5 構(gòu)件測量裝置示意圖Fig.5 Schematic diagram of test piece measuring device

荷載由1 000 kN傳感器量測，每個構(gòu)件均布置4對應變片和5個量程為150 mm的位移計.其中，在構(gòu)件跨中位置沿鋼管上下左右表面的最高點處各粘貼1對橫縱應變片；在構(gòu)件純彎段部分布置3個位移計，分別位于三分點和跨中處，考慮到加載支座的變形，在兩個加載支座處各布置一個位移計，構(gòu)件測量裝置布置示意圖見圖5、其中，1～4表示縱向應變片，1′～4′表示橫向應變片.加載裝置圖見圖6.

圖6 加載裝置示意圖Fig.6 Schematic diagram of loading device

試驗前先通過有限元軟件對所有構(gòu)件進行有限元模擬，得到構(gòu)件所能承受的極限荷載.在正式加載前，為使構(gòu)件和加載支座接觸良好，同時確保應變片、位移計數(shù)據(jù)正常，需要先進行預加載，預加載的荷載值約為極限荷載的20%，加到預加載值后，停止繼續(xù)加載，維持此荷載約2 min，然后緩慢卸載.之后對加載裝置和測量裝置進行檢查，檢查無誤后開始正式加載.正式加載時，按照預計的極限荷載進行分級加載，構(gòu)件加載的過程大體分為3個階段.第一階段為彈性階段(小于60%的極限荷載范圍內(nèi))，按照極限荷載的1/8左右的荷載增加幅度進行分級加載；第二階段為鋼管屈服后(超過60%的極限荷載)，每級荷載的增加量減少，按照極限荷載的1/12左右的荷載增加幅度進行分級加載；第三個階段在構(gòu)件接近破壞時，放慢加載速度，連續(xù)加載.在構(gòu)件加載的前兩個階段中，每級荷載需停留2 min左右.待構(gòu)件跨中撓度達到60 mm時停止加載.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 宏觀破壞形態(tài)

鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件從加載到破壞的試驗現(xiàn)象為：1、加載初期，跨中撓度隨荷載的增加而增加，但增幅較慢，期間，構(gòu)件會發(fā)出輕微的噼啪聲響，可能是內(nèi)部混凝土不密實造成的；2、加載中期，當荷載增加到極限抗彎承載力的58%時，構(gòu)件會發(fā)出較大響聲，從彎矩-撓度曲線可以看出，構(gòu)件即將進入塑性階段，構(gòu)件撓度明顯增加，構(gòu)件兩端翹曲現(xiàn)象較為明顯；3、加載后期，構(gòu)件撓度急劇增大，發(fā)生明顯的大變形，直到試驗停止時，荷載值都沒有出現(xiàn)明顯下降，表現(xiàn)出良好的變形能力.

圖7(a)、(b)為鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件加載破壞后的變形圖.由圖可知，鋼管自密實混凝土構(gòu)件和鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件破壞后的破壞形態(tài)相同，整體呈弓形形狀，跨中位置撓度最大，在構(gòu)件純彎段部分的頂部受壓區(qū)，多數(shù)構(gòu)件鋼管表面未出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，只有少數(shù)構(gòu)件在接近三分點位置處出現(xiàn)鼓曲，這是由于加載點附近存在應力集中而造成的.

為了觀察構(gòu)件內(nèi)部混凝土的破壞情況，加載破壞后，切開構(gòu)件純彎段部分的鋼管，對純彎段部分核心混凝土的裂縫進行了分析.圖7(c)為構(gòu)件加載破壞后內(nèi)部混凝土的破壞情況.可見，在構(gòu)件純彎段部分的混凝土受拉區(qū)均勻分布著17條裂縫，裂縫的寬度越靠近受壓區(qū)越窄，試驗結(jié)束時，裂縫延伸至截面的3/4高度處.在受壓區(qū)，未出現(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象.

圖7 構(gòu)件的破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of specimens

2.2 彎矩-跨中撓度曲線

為了更加準確、方便地分析不同參數(shù)對鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件極限抗彎承載力(Mue)的影響，定義SIM為強度系數(shù)，SIα、SID、SIR分別定義為含鋼率系數(shù)、骨料粒徑系數(shù)和再生大骨料強度系數(shù).其計算公式如下.

(2)

(3)

(4)

(5)

式中，參考構(gòu)件均指含鋼率(α)、再生大骨料強度(fcu,old)以及再生大骨料粒徑(D)各個參數(shù)下三個構(gòu)件的其中之一.

(1)含鋼率對彎矩-跨中撓度曲線的影響：

圖8 含鋼率對受彎性能影響Fig.8 Influence of steel content on bending performance

由圖8(a)可知，含鋼率對鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的彎矩(M)-跨中撓度(Um)曲線影響較大.線彈性階段，曲線越來越陡，更加偏向縱軸，說明含鋼率提高，構(gòu)件的抗彎剛度也隨之提高，這是因為在受拉區(qū)，主要考慮鋼管承受拉應變，因此含鋼率越高，鋼管承受能力越強；非線性彈塑性階段，隨著含鋼率提高，構(gòu)件間的抗彎承載力差距逐步明顯，充分說明了含鋼率和抗彎承載力是呈正相關(guān).結(jié)合表3可知，構(gòu)件W3與構(gòu)件W2相比，含鋼率系數(shù)SIα提高了20.3%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SIα提高了13.15%；構(gòu)件W4與構(gòu)件W2相比，含鋼率系數(shù)SIα提高了56.1%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SIM提高了31.21%.隨著含鋼率的提高，構(gòu)件的極限抗彎承載力的增長速度基本呈線性增長，且增幅較快.塑性強化階段，直到試驗結(jié)束時，構(gòu)件的彎矩-跨中撓度曲線仍然保持緩慢上升的趨勢，這充分說明鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件具有很好的延性.

(2) 再生大骨料粒徑變化對彎矩-跨中撓度曲線的影響：

圖9 再生大骨料粒徑對受彎性能影響Fig.9 Influence of recycled large aggregate particle size on bending performance

如圖9(a)所示，線彈性階段，三條曲線幾乎重疊.非線性彈塑性階段，隨著再生大骨料粒徑的增加，構(gòu)件的抗彎承載力在減小，結(jié)合表3可知，構(gòu)件W3與構(gòu)件W5相比，再生骨料粒徑系數(shù)SIM增加50%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SID減低了3.89%；構(gòu)件W6與構(gòu)件W5相比，再生骨料粒徑系數(shù)SID增加100%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SIM減低了4.01%；說明隨著再生大骨料粒徑(D)的增加，構(gòu)件的極限抗彎承載力略有減低，且降低幅度較小，表明再生骨料粒徑對構(gòu)件極限抗彎承載力的影響可以忽略.塑性強化階段，直到試驗結(jié)束時，構(gòu)件的彎矩-跨中撓度曲線仍然保持緩慢上升的趨勢，這充分說明鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件具有很好的延性.

(3) 再生大骨料強度變化對彎矩-跨中撓度曲線的影響：

圖10 再生大骨料強度對受彎性能的影響Fig.10 Influence of Recycled Large Aggregate Strength on Bending Performance

如圖10(a)所示，線彈性階段，曲線越來越陡，更加偏向縱軸，說明隨著再生大骨料強度的增加，構(gòu)件的抗彎剛度也隨之增大，但不如鋼管壁厚對構(gòu)件的抗彎剛度影響大.隨著再生大骨料強度的增加，構(gòu)件間的抗彎承載力差距越來越大.結(jié)合表3可知，構(gòu)件W3與構(gòu)件W7相比，再生骨料強度系數(shù)SIR增加40.2%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SIM增加了1.02%；構(gòu)件W8與構(gòu)件W7相比，再生骨料強度系數(shù)SIR增加77.7%，極限抗彎承載力強度系數(shù)SIM增加了4.46%.說明隨著再生大骨料強度(fcu,old)的增加，構(gòu)件的極限抗彎承載力增加，但增長速度較慢.塑性強化階段，直到試驗結(jié)束時，構(gòu)件的彎矩-跨中撓度曲線仍然保持緩慢上升的趨勢，這充分說明鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件具有很好的延性.這是因為在受拉區(qū)主要考慮鋼管承受拉應變，而再生大骨料自密實混凝土因為比較早地退出工作使其對抗彎剛度的影響弱于鋼管壁厚.

(4)鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件與鋼管自密實混凝土構(gòu)件比較：

鋼管自密實混凝土構(gòu)件與再生大骨料強度系列、再生大骨料粒徑系列構(gòu)件的彎矩(M)-跨中撓度(Um)曲線比較見圖11，由圖11可見，鋼管自密實混凝土純彎構(gòu)件與鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件在彎矩(M)-跨中撓度(Um)曲線的走勢基本一致；可見，鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件代替普通鋼管自密實混凝土構(gòu)件是有不錯的發(fā)展前景.

圖11 彎矩(M)-跨中撓度(um)曲線比較Fig.11 Contrast of bending moment (M)-mid-span deflection (um) curves

2.3 彎矩(M)-縱向拉應變(ε)關(guān)系曲線

由圖12可知，在受力過程中，鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件劃分成三部分：第一部分(彈性部分)，加載前期，所有構(gòu)件上部最大縱向壓應變與下部最大縱向拉應變接近相等；第二部分(彈塑性部分)，構(gòu)件下部最大縱向拉應變增長速度越來越快，以至于構(gòu)件的跨中彎矩增加到極限抗彎承載力Mue時，構(gòu)件下部最大縱向拉應變比構(gòu)件上部最大縱向壓應變多4 586～6 391με左右.此外，由圖可見，從整體上來說所有構(gòu)件的彎矩(M)-縱向應變(ε)曲線的形狀是一致的.

圖12 彎矩(M)-縱向應變(ε)曲線Fig.12 Bending moment (M)-longitudinal strain (ε) curve

3 極限抗彎承載力公式的推導與驗證

對于鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件極限抗彎承載力的預測，目前尚無設計標準給出具體建議.為此本文參考中國的規(guī)范GB50936(2014)[14],鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件的純彎公式如下.

Mu=γmWscmfscy

(5)

式中：Mu為鋼管再生大骨料自密實混凝土構(gòu)件的極限抗彎承載力；γm為極限抗彎承載力的計算系數(shù)；Wscm為構(gòu)件截面抗彎模量，Wscm=πd3/32；ξ為約束效應系數(shù)，ζ=Asfv/Acfc；As為鋼管橫截面面積；Ac為核心混凝土截面積；fv為鋼材的實測屈服強度；d為鋼管的外直徑.

fscv為鋼管混凝土構(gòu)件軸壓強度指標，參考文獻[15]的研究成果，按下式計算.

fscv=(1.5+1.02ξ)fc

(6)

其中，fc為棱柱體抗壓強度，參考文獻[16]的研究成果，按下式計算.

fc=0.76fcu,com

(7)

由抗彎承載力試驗值及公式(5)，經(jīng)數(shù)據(jù)擬合發(fā)現(xiàn)，計算系數(shù)γm與約束效應系數(shù)ξ存在如下關(guān)系.

γm=0.565 4ln(ξ)+1.349 3

(8)

通過上面得到的鋼管再生大骨料自密實混凝土受彎構(gòu)件承載力計算公式，將8根鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的實測數(shù)據(jù)代入，并將所得到的計算值與試驗值列于表3.由表3可以看出，計算結(jié)果與試驗值吻合度非常好.因此，本文給出的鋼管再生大骨料自密實混凝土受彎構(gòu)件承載力計算方法可行.

4 結(jié)論

本文通過對鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件承載力試驗，對其力學性能進行了研究，得到主要結(jié)論如下：

(1) 鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的抗彎承載力受含鋼率影響最為顯著.隨著含鋼率的增加，構(gòu)件的極限抗彎承載力得到顯著提高且增長速度均呈線性；鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的抗彎承載力受再生大骨料強度影響較小.隨著再生大骨料強度的增加，構(gòu)件的極限抗彎承載力略有提高；

(2) 鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的抗彎承載力與再生大骨料粒徑呈負相關(guān).隨著再生大骨料粒徑的增加，構(gòu)件的抗彎承載力降低，且降幅較低；本文給出的極限抗彎承載力計算公式與試驗值吻合度良好，可用于鋼管再生大骨料自密實混凝土純彎構(gòu)件的設計.