阿里甫江·夏木西，谭锬
(新疆大学 建筑工程学院，新疆 乌鲁木齐 830017)
有效利用建筑垃圾中的废弃骨料，不仅可以减少对环境的破坏，同时也可以减少资源浪费，但再生混凝土在实际应用时由于粗骨料上的裂缝、新旧砂浆结合面黏结力薄弱等原因，相较普通混凝土存在强度降低、弹性模量降低、脆性大等缺点[1]．短柱是长径比（L/D）低于4的构件，在实际工程中应用较多，其强度大，破坏主要表现为强度破坏，在破坏前有明显裂缝，而研究再生混凝土在短柱结构中的应用有利于实现建筑垃圾的大规模再利用．因此，Konno等[2]利用钢管混凝土结构（Concrete-Filled Steel Tube,CFST）来改善再生混凝土的力学性能，组成钢管再生混凝土结构（Recycled Aggregate Concrete-Filled Steel Tube,RACFST），通过对CFST试件和RACFST试件进行对比轴压试验，发现再生骨料的脆性得到较大延缓，延性有较大提升．
肖建庄等[3]对0∼100%不同取代率下的RACFST进行了研究，发现随着取代率的增加，RACFST的承载力逐渐下降，脆性不断增大．周琼瑶[4]对10种取代率和4种壁厚条件下的钢管再生混凝土叠合柱进行了研究，发现取代率的增加与承载力的减少存在线性关系，而壁厚增加会增大套箍系数．王刚[5]对3种取代率和2种壁厚的RACFST试件进行了轴压实验，发现随着壁厚增加，试件的承载力有较大提高，而取代率对承载力的影响不如壁厚，且壁厚增加对侧向刚度和轴向刚度都产生有利影响．Mohanraj等[6]研究了方圆截面径厚比等参数对RACFST的力学性能的影响，发现在25%取代率下构件强度反而比CFST的高，径厚比相同的方形试件强度略大于圆形试件，且径厚比越小，试件承载力越大．Xu等[7]在前人实验研究的基础上利用实验数据建立了有限元模型，通过有限元方法研究了5种钢管壁厚和4种取代率条件下的RACFST力学性能，发现取代率对承载力影响较小，但对试件的延性影响较大．Yang等[8]对之前学者所做的方圆钢管试件的实验研究进行了总结，给出了承载力计算公式与包括破坏模式和刚度研究的分析结论．Tam等[9]对不同的RACFST内部掺和料进行了研究，同样验证了随着取代率的增加、承载力有所降低，尤其是加入膨胀剂后，承载力下降更为明显．Nour等[10]采用遗传算法，收纳了之前学者的实验数据，建立了包括各项RACFST参数在内的承载力预测模型，并发现钢管壁厚对承载力结果影响较大．
综上，较多学者针对取代率和钢管壁厚进行了研究，并分别得到取代率增加会导致试件力学性能下降和壁厚增加会提升力学性能的结论，但专门针对100%取代率条件下的钢管再生混凝土钢管壁厚的研究不多．目前，现行《钢管再生混凝土结构技术规程（T/CECS 625―2019）》（简称2019规程）[11]对C50以下再生混凝土取代率设计推荐70%以下．本文将钢管壁厚作为参数，分别对CFST和再生粗骨料取代率为100%的RACFST试件进行了轴压试验，对比了两者的各项力学性能，研究了钢管壁厚对RACFST受力性能的影响规律，旨在明确100%取代率情况下国内承载力计算方法的适用性．
1.1 试件设计依据
根据《钢管混凝土结构技术规范（GB 50936―2014）》（简称2014规范）[12]和建材市场材料的现有情况，共设计了20根圆形试件，分别为10根CFST试件和10根RACFST试件，每种试件分为5种壁厚，分别为t=2.3 mm、t=3.0 mm、t=3.5 mm、t=4.0 mm、t=4.5 mm，每一类试件分为两组，一组作为对照，分别将其命名为XCFt、XRCFt，X代表圆形截面，同时对再生混凝土和普通混凝土各增加3个素混凝土柱试件，分别将其命名为XC、XRAC．在浇筑混凝土时，每搅拌浇筑一组试件，也浇筑3个立方体试块和1个圆柱体试块．普通混凝土和再生混凝土目标试配强度均为40 MPa，即C40和RC40．使用天山水泥厂生产的425水泥，按照100%取代率粗骨料来设计．
1.2 材料准备
1.2.1钢材
钢管选用新疆八一钢铁股份有限公司生产的Q355B钢.由鑫鼎激光金属制品有限公司按照外直径D=165 mm、长度H=500 mm用激光进行切割，确保断面平整、光滑．
1.2.2 再生骨料
通过查阅相关文献发现[13−14]，粗骨料来源对于再生混凝土凝结之后的最终强度存在影响，但是影响的误差范围不大，能够保证达到RC40的设计强度，同时强度偏差的范围非常小[13]．因此，本文选用试验室废弃的混凝土作为再生骨料来源，用颚式破碎机进行破碎，破碎的过程中将钢筋等较大的杂质剔除，得到大小不一的混凝土碎块，再使用旋振筛对混凝土进行筛分，区分出粒径5∼25 mm之间的粗骨料．
1.3 材性试验
1.3.1钢材
使用WEY-600万能试验机进行钢材的拉伸试验，根据《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法（GB/T 228.1―2010）》[15]所得试验数据如表1和图1所示．
表1 钢材材料数据
图1 钢材材料试验结果
1.3.2 混凝土
使用微机控制电液伺服万能试验机WAW-1000级进行立方体与圆柱体材料试验，设备精度等级为一级，详细数据见表2．
表2 混凝土材料数据
1.4 应变片测点与加载方式
圆钢管在高度等分的位置分别绕周长等距设置4个横向应变片，与横向应变片对应的垂直方向设置4个竖向应变片，共8个应变片如图2所示．轴心加载试验在YJW10000微机控制液压伺服压力机上进行.钢管变形由应变箱采集，采用位移加载，圆钢管加载极限为35 mm，加载速度为4 mm/min．为避免加载时偏心受压，在试件上铺设细砂，用钢垫板抹平后进行覆盖．试验加载装置如图3所示，每次加载完成后，清理干净加载台和垫板上的细砂，避免底部垫板由于细砂存在影响下一个试件、导致偏心受压．
图2 应变片测点
图3 加载装置
2.1 破坏模式
如图4∼7所示，薄壁试件的破坏形式为剪切破坏，试件中部伴随有腰部鼓曲．将外部钢管切开后，发现随着壁厚的增加，核心混凝土完整度逐渐提高，证明钢管壁厚的增加会提高试件的变形能力，减少脆性破坏，而再生骨料的掺入会明显增加试件的脆性．与XCFt相比，XRCFt内部裂缝宽度更大，切开后更易断裂成多段块体；
当XCFt壁厚小于3.5 mm时，试件沿45˚线（剪切滑移线）较为明显，而当壁厚大于等于3.5 mm时，混凝土剪切滑移线逐渐模糊，整体塑性破坏增强，内部混凝土的完整度随壁厚的增加而逐渐提高，表现为延性破坏的特征；
当XRCFt壁厚小于4.0 mm时，仍然沿45˚线有较大裂缝，证明XRCFt混凝土在承受侧向应力时更容易形成断裂面，内部混凝土形成延性破坏特征，需要更大的钢管壁厚．因此，当壁厚大于3.5 mm、对应套箍系数为1.22时，试件整体破坏模式较安全．
图4 XCFt试件破坏模式
图5 XCFt试件剖面图
图7 XRCFt试件剖面图
2.2 荷载-位移曲线分析
XCFt试件与XRCFt试件荷载-位移曲线对比如图8（a∼e）所示，所有试件遵循着弹性阶段-弹塑性阶段-下降段的基本规律．XCFt试件在各个壁厚条件下，下降段承载力都高于XRCFt试件，说明XRCFt试件的脆性受到再生骨料的影响要大于XCFt试件，但当钢管壁厚大于3.5 mm时，XRCFt试件的下降段开始变得平缓，说明壁厚增加能有效减小脆性．由图8（f）可知，相同混凝土条件下，XCFt试件的上升阶段弹性模量随着钢管壁厚的增加有增加的情况，但也较为接近；
XRCFt试件上升段也存在随着壁厚增加、弹性模量略微上升的趋势，但差异并不是很大．因此，当钢管壁厚大于3.5 mm、即套箍系数大于1.22时，试件较为安全．
图8 试件的荷载-位移曲线
2.3 荷载-应变曲线分析
如图9所示，从上升段看，随着钢管壁厚的增加，XCFt试件和XRCFt试件的纵向应变有所减缓，刚度相对变大．引入屈强比[16]（试件屈服强度与峰值荷载的比值），XCFt、XRCFt试件达到钢管屈服应变时，XCFt试件的屈服荷载分别达到峰值荷载的92.1%、88.9%、86.8%、80.0%、80.9%，而XRCFt试件的屈服荷载则达到峰值荷载的94.5%、89.2%、90.4%、86.7%、85.4%．可以说明壁厚增加能增加试件的承载力储备，提高试件的可靠度；
XRCFt试件整体屈强比高于XCFt，脆性更大，可靠度低．XCFt试件在壁厚小于等于3.0 mm时塑性阶段表现为塑性软化，而当壁厚大于3.0 mm时表现为塑性硬化；
XRCFt试件则在壁厚小于等于3.5 mm时塑性阶段表现为塑性软化，当壁厚大于3.5 mm时表现为塑性硬化；
因此，推荐对应套箍系数为1.22．
图9 试件荷载-应变曲线
2.4 刚度退化
刚度是描述试件抵抗变形的指标，为了分析试件在轴压情况下刚度退化的情况，引入了刚度指标．本文刚度系数采用试件的应力应变曲线上各个点的割线模量．如图10所示，XCFt随着壁厚的增加，弹性阶段刚度逐渐增加，但进入弹塑性阶段时，2.3 mm壁厚的刚度下降较快，而3.0 mm相比2.3 mm有明显缓和，刚度下降减缓；
3.5 mm时下降段有所加快，但仍缓于2.3 mm；
4.0 mm时又有所减缓，而4.5 mm时下降段又有所加快．XRCFt试件则在3.0∼4.0 mm处有较明显的缓和，在4.5 mm处下降速度又快于这一阶段壁厚的试件，说明壁厚的增加对刚度并不会一直提升，在3.0∼4.0 mm之间存在一个刚度提升峰值．因此，当壁厚在3.0∼4.0 mm之间、即套箍系数在1.04∼1.41之间时，为较优刚度区间．
图10 刚度退化曲线
2.5 韧性分析
断裂韧性是材料抵抗裂纹持续增加的性质，通常用物体断裂前吸收能量的多少来衡量物体韧性的好坏，Husem等[17]用应力应变曲线的包络面积作为断裂韧性因子（χ）来衡量钢管混凝土的单位体积抵抗变形的能量．表达式如下：
式中：δf为破坏位移，N为荷载，δ为位移，εf为破坏应变（取值为50 000μm/m），D为直径或边长，H为高度，σ和ε分别为应力和应变．试件根据材料试验和钢管的轴压试验，取破坏位移δf=25 mm．如图11所示，通过计算韧性因子，发现随着壁厚的增加，试件的断裂韧性不断增大，XCFt试件的断裂韧性系数相比XRCFt试件按壁厚从小到大分别提高了5.8%、10.0%、8.8%、7.9%、3.3%，在t=3.0 mm时达到峰值，之后持续下降，随壁厚增加，试件应变能增加的效率越来越缓慢．因此，壁厚在3.0∼4.0 mm之间时，韧性较好，对应套箍系数为1.07∼1.41．
图11 断裂韧性示意图
2.6 延性分析
圆形试件由于下降段荷载-位移曲线多数无法达到85%峰值荷载的荷载值，而3倍峰值位移处位移过大，因此采用下式进行计算：
式中：Eu为峰值荷载处的荷载-位移曲线包络面积，Ey为试件屈服时的曲线包络面积（即能量）．图12为5种壁厚的延性率曲线，随着钢管壁厚的增加，延性率系数不断增加，说明试件的延性随着钢管壁厚的增加在逐步增大；
不同壁厚的XCFt试件的延性始终大于XRCFt试件的延性，并且呈现平行趋势，说明XRCFt试件中由于加入再生混凝土，导致试件的延性降低．通过计算比值可以发现，XRCFt试件延性系数分别达到XCFt试件的75.4%、64.9%、46.0%、52.0%、61.2%，原因是薄壁时钢管套箍效应弱，两者因此较为接近，但随着壁厚增加，再生混凝土的缺陷凸显，延性提升缓慢；
而达到较大壁厚时，如3.5 mm左右，侧向约束力增加较多，套箍效应增加，弥补了再生混凝土内部缺陷．试验结果与所有力学指标见表3．综上，延性较优区间为壁厚3.5∼4.0 mm，对应套箍系数为1.22∼1.41．
图12 延性分析
表3 试验结果
2.7 峰值荷载与含钢率分析
如图13所示，截面含钢率相同时，试件的峰值荷载随着含钢率的增加也在不断增加，按钢管壁厚从小到大排列，XRCFt试件分别达到XCFt试件峰值荷载的97.89%、94.09%、98.80%、95.30%、96.72%，XRCFt峰值荷载基本低于XCFt．而采用(Nexan−Nexan−1)/(ρn−ρn−1)公式（ρ表示含钢率，n表示此梯度含钢率）进行计算，XCFt结果为241.53 kN、177.53 kN、5.16 kN、172.96 kN、90.37 kN，XRCFt结果为236.43 kN、138.51 kN、64.90 kN、121.08 kN、107.18 kN，随着钢管壁厚增加，单位含钢率增加对试件承载力的提升效率越来越低，因此，增加壁厚的经济效益逐渐降低．
图13 承载力与含钢率曲线
2.8 离散性分析
采用变异系数CV表示试件的离散性，衡量数据之间的波动和离散程度．计算公式如下：
式中：S为标准差，Xi为各组单个试件峰值荷载值，¯X为对应峰值荷载的平均值．如图14所示，变异系数总体表现为薄壁钢管时较高、随着壁厚的增加逐渐降低的趋势，除了3.0 mm出现两者都较低的情况，其它各个壁厚CV基本表现为XCFt 图14 钢管壁厚与变异系数 目前，我国现有的钢管再生混凝土计算公式只收录于2019规程[11]，但是普通钢管混凝土计算公式较多，使用较广泛的有2014规范[12]，两个计算公式如下： （1）2019规程 式中：fsc,r为截面组合轴压强度，ξr为约束效应系数（ξr=Asfy/Acfc,r），fc,r为再生混凝土轴心抗压强度. （2）2014规范 式中：θsc为套箍系数（取值同约束效应系数），fc为混凝土轴心抗压强度． 圆形试件B、C取值如下： 将13位学者的14个试件的100%取代率的短柱轴压试验峰值荷载结果代入公式进行计算，结果如表4和图15所示，其中∆表示实验值对公式预估值的比值．两个公式的∆平均值分别为0.97和1.02，CV值均为4.72%，说明100%替代率时，2019规程可能存在承载力过高预估的情况．将∆根据套箍系数的大小划分为两个区间，其一是低区间，即θ=0.38至θ=1.5； 图15 实验值与计算值对比结果 表4 实验值与计算值对比 （1）XCFt与XRCFt的破坏模式随着壁厚的增加，逐渐由剪切破坏变成多折腰鼓破坏，但XCFt试件改变破坏模式时壁厚比XRCFt试件更薄，而且内部混凝土的完整度也随壁厚增加而增加．从各项力学性能指标看，壁厚的增加能有效改善XRCFt试件力学性能． （2）在相同含钢率条件下，XCFt试件与XRCFt试件的承载力相差并不大，但随着含钢率的增加，两种试件的单位含钢率提升承载力的效率越来越低．100%取代率条件下套箍系数大于1.5的RACFST构件可以使用2019规程和2014规范进行承载力预估，结果是偏安全的．与此相反，套箍系数低于1.5时，2019规程和2014规范均不适合计算RACFST承载力． （3）综合考虑经济因素、延性、承载力和离散性，与XCFt趋势较为接近的钢管壁厚为3.5∼4.0 mm，对应套箍系数为1.22∼1.41．针对100%取代率条件下，现有规范和规程承载力计算公式无法应用于低套箍系数构件，可以考虑在混凝土内加配加筋件来提高试件承载能力和稳定性．
2.9 承载力计算方法
其二是高区间，即θ>1.5．根据表4和图15可以发现：在θ低区间时，∆值大多低于1.0，说明预估值偏高，不安全，两个规范的可靠性得不到保证；
在θ高区间时，∆值均高于1.0，说明预估值偏低，偏安全．由此得出结论：100%取代率条件下，套箍系数大于1.5的RACFST构件可以使用2019规程和2014规范进行承载力预估，结果是偏安全的；
与此相反，套箍系数低于1.5时，2019规程和2014规范均不适合计算RACFST承载力．
