《内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的力学性能试验与分析》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在学术论文-天天文库。
硕士学位论文内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的力学性能试验与分析作者姓名申超学科专业土木工程指导教师吴波研究员所在学院土木与交通学院论文提交日期2018年4月 StudyonsquaresteelstubsofmechanicalpropertiesfilledwithsectionsteelandprecastsegmentscontainingdemolishedconcretelumpsandfreshconcreteADissertationSubmittedfortheDegreeofMasterCandidate：ShenChaoSupervisor：Prof.WuBoSouthChinaUniversityofTechnologyGuangzhou,China 分类号：ＴＵ３学校代号：１０５６１学号：２０１５２０１０６０１６华南理工大学硕士学位论文内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的力学性能试验与分析作者姓名：申超指导教师姓名、职称：吴波研宄员申请学位级别：工学硕士学科学科专业名称：土木工程研宄方向：再生块体混凝土组合结构论文提交日期：２０１８年４月１２日论文答辩日期：２０１８年６月４日：学位授予单位华南理工大学学位授予日期：年月曰答辩委会成气主席：［委员：Ｔ＾ｉ＾ｒ 华南理工大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加以标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡。献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。：作者签名：＼曰期２。年月曰丰｜丨《＋｜学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留，ＢＰ：、使用学位论文的规定研究生在校攻读学位期间论文工作的知识产权单位属华南理工大学。学校有权保存并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许学位论文被查阅（除在保密期内的保密论文外）；学校可以公布学位论文的全论部或部分内容，可以允许采用影印、缩印或其它复制手段保存、汇编学位文。本人电子文档的内容和纸质论文的内容相一致。本学位论文属于：Ｗ□保密，在年解密后适用本授权书。保密，同意在校园网上发布，供校内师生和与学校有共享协议的单位浏览；同意将本人学位论文提交中国学术期刊（光盘版）电子杂志社全文出版和编入ＣＮＫＩ《中国知识资源总库》，传播学位论文的全部或部分内容。“”（请在以上相应方框内打Ｖ）作者签名：曰期：指导教师签名：日期：＞联作者联系电话：电子邮箱：系地址（含邮编）： 摘要为了提高采用再生块体混凝土的竖向构件的现场施工效率，对再生块体混凝土进行工厂化预制不失为一种有效对策。据此，本文提出了内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱，并对其常温下及火灾后的轴压力学性能进行了初步探索。具体研究工作如下：1、开展了15个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压试验，考察了施工方式、废旧混凝土块体取代率、钢管壁厚和型钢强度对试件轴压性能的影响，分析了现有公式预测试件轴压承载力的有效性。研究表明：（1）与现场施工相比，对再生块体混凝土节段进行工厂化预制，不会对该类柱的轴压承载力和初始刚度产生不利影响；（2）预制节段的数量及其表面粗糙程度，对该类柱的轴压力学性能影响有限；（3）从该类柱的轴压承载力、初始刚度和延性系数角度看，内置高强型钢比内置普强型钢更具优势，此优势对于延性系数最为明显，轴压承载力次之，初始刚度再次；（4）若型钢屈服强度在核心混凝土达到其峰值应力之前达到，或二者同时达到，则在相同的轴压承载力要求下，内置Q690高强型钢的柱与内置普强型钢的柱相比，可节省用钢量30%左右，降低钢材成本约20%。2、针对不含粗、细骨料的水泥基灌浆料，开展了25个棱柱体和25个立方体的高温后受压试验，揭示了该灌浆料的立方体抗压强度、棱柱体抗压强度、弹性模量、泊松比和应力-应变曲线随温度的变化规律，并与前人给出的其他灌浆料的相应结果进行了对比。研究表明：（1）随着温度的升高，高温后该灌浆料的棱柱体抗压强度和弹性模量总体呈现出逐渐减小的趋势，且后者的降低速率总体上比前者更快，但300℃以前二者的降幅都相对有限；（2）该灌浆料遭受300℃以内的高温作用后，其泊松比随应力比的变化范围相对有限（0.15～0.30），但当温度超过500℃之后，其泊松比随应力比的增大而显著增大；（3）针对该灌浆料所建立的高温后质量损失率、体积收缩率、棱柱体抗压强度、弹性模量、无量纲应力-应变曲线上升段与目标加热温度的定量变化关系，与实测结果吻合良好；（4）与水泥砂浆、地聚物净浆和豆石型灌浆料相比，该灌浆料的高温后力学性能更优。3、开展了9个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的明火处理以及火灾后的轴压测试，考察了施工方式、废旧混凝土块体取代率、受火时间对试件剩余轴压性能的影响。研究表明：（1）受火后方钢管半高处出现了不同程度的鼓胀，受火时间越长，鼓胀变形越大，相同受火时间后预制柱的鼓胀变形大于现浇柱；（2）废旧混凝土块体的I 采用对柱截面温度场影响不大，预制柱的内部温度相比现浇柱有所降低；（3）与现浇柱相比，火灾后预制柱的初始刚度退化幅度明显偏小，但轴压承载力的降幅偏大；（4）在荷载达到峰值荷载之前的很长一段时间内，火灾后柱钢管的纵向和横向应变的增长近乎停滞，只有当荷载达到峰值荷载时（后），它们才迅速增大。关键词：方钢管；再生块体混凝土；高强型钢；水泥基灌浆料；预制工艺；高温；轴压性能II ABSTRACTToimprovethefieldconstructionefficiencyofverticalstructuralmemberscastedwithdemolishedconcretelumps(DCLs)andfreshconcrete(FC),factoryprefabricationofcompoundconcretemadeofDCLsandFCisaneffectivestrategy.ThesquaresteeltubefilledwithsteelandprecastsegmentscontainingDCLshasbeenproposedinthisdissertation.Furtherly,thepreliminarystudyonmechanicalbehaviorsofthismemberunderaxialloadingatnormaltemperatureandafterfirehasbeencarriedon.Themainresearchworksareasfollows:1.Testsonfifteenspecimensunderaxialloadingwereconducted,andtheinfluencesofsomeparameters(i.e.constructionmethod,replacementratioofDCLs,thicknessofsteeltube,andstrengthofsectionsteel)onthespecimens’axialloadingbehaviorshavebeendiscussed.Accordingtotheexistingformulasforsteeltubesfilledwithsteel-reinforcedconcrete,theaxialstrengthofthespecimenswerecalculatedandcomparedwiththetestresults.Itisfoundthat:(1)comparedwithsiteconstruction,factoryprefabricationofsegmentscontainingDCLshasbeennotharmfultotheaxialstrengthandinitialstiffnessofsuchcolumns;(2)Thenumberandthesurfaceroughnessofprecastsegmentshavelimitedinfluencesonthespecimens’axialbehaviors.(3)Thespecimensbuiltinhigh-strengthsteelhasmoreadvantagesthanthosebuiltinplainsteelaccordingtoaxialstrength,initialstiffnessandductilitycoefficientofsuchcolumns.Thisadvantageismostobviousforductilitycoefficient,followedbyaxialstrengthandinitialstiffness.(4)Ifthestressofsectionsteelreachestheyieldstrengthbeforethestressofcoreconcretereachesthepeakvalue,ortwoofthemreachatthesametime,Comparedwiththosebuiltinplainsteel,thecolumnsbuiltinhigh-strength(Q690)steelcansaveabout30%oftheamountofsteelandreducethecostofsteelbyabout20%inthecaseofthesameaxialstrength.2.Testsoncompressivestrengthof25prismsand25cubesmadeofgroutingmaterialwithoutcoarseaggregatesorfineaggregatesafterexposuretoelevatedtemperatures,andtheeffectsoftemperaturesonthegroutingmaterial’scubiccompressivestrength,prismaticcompressivestrength,elasticmodulus,Poisson'sratioandstress-straincurveshavebeendiscussed.Atthesametime,thecorrespondingresultsofothergroutingmaterialswereIII compared.Itisfoundthat:(1)prismaticcompressivestrengthandelasticmodulusofthegroutingmaterialwilldecreasewithincreasingtemperature.Thereductionrateofthelatterisfasterthanthatoftheformer,butthedeclineofthetwoisrelativelylimitedbefore300℃.(2)Whenthegroutingmaterialissubjectedtohightemperaturewithin300℃,itsPoisson'sratiohasarelativelynarrowvariationrange(0.15to0.30)withthechangeofstressratio.Howeverthetemperatureisover500℃,thePoisson'sratioincreasessignificantlywiththeincreaseofstressratio.(3)Thequantitativerelationshipbetweenproperties(i.e.masslossrate,volumecontractionrate,prismaticcompressivestrength,elasticmodulusandascendingsegmentofthedimensionlessstress-straincurve)ofthegroutingmaterialsafterexposuretoelevatedtemperaturesandthetargetheatingtemperaturewereestablished,whichagreedwellwithtestresults.(4)Comparedwithcementmortar,geopolymerpasteandbeanstonegroutingmaterial,thegroutingmaterialhasbettermechanicalpropertiesafterhightemperature.3.TestsofninespecimensafterexposuretoISO834standardfireunderaxiallyloadingwereconducted,andtheinfluencesofsomeparameters(i.e.constructionmethod,replacementratioofDCLs,andtimeoffireexposure)onthespecimens’residualaxialloadingbehaviorshavebeendiscussed.Itisfoundthat:(1)Thereweredifferentdegreesofbulgingdeformationatthehalfheightofthesquaresteeltubeafterfire.Thelongerthetimeoffireexposure,thegreaterthebulgingdeformation.Enduringthesametimeoffireexposure,bulgingdeformationofprefabricatedspecimensisgreaterthanthatofthecast-in-situspecimens.(2)TheuseofDCLshaslittleeffectonthetemperaturefieldofcolumnsection.Theinternaltemperatureofprefabricatedspecimensislowerthanthatofcast-in-situspecimens.(3)Comparedwithcast-in-situspecimensafterfire,theinitialstiffnessdegenerateamplitudeofprefabricatedspecimensafterfireissmallerthanthatofcast-in-situspecimens,buttheaxialstrengthdegenerateamplitudeismuchlarger.(4)Foralongtimebeforetheloadreachesthepeakload,thelongitudinalandlateralstraingrowthofthesteeltubeafterfirearealmoststagnant.Onlywhentheloadreachespeakload,theywillincreaserapidly.Keywords：squaresteeltube；compoundconcretemadeofDCLsandFC；high-strengthsectionsteel；cement-basedgroutingmaterial；prefabricationtechnique；hightemperature；axialloadingbehaviorsIV 目录摘要................................................................................................................................................IABSTRACT.................................................................................................................................III第一章绪论.................................................................................................................................11.1课题研究背景及意义......................................................................................................11.2再生块体混凝土柱的研究现状......................................................................................31.2.1钢筋再生块体混凝土柱..........................................................................................31.2.2再生块体混凝土组合柱..........................................................................................31.3内置型钢的钢管混凝土柱的研究现状.........................................................................41.3.1轴压性能...................................................................................................................41.3.2偏压性能...................................................................................................................51.3.3滞回性能...................................................................................................................51.3.4高温性能...................................................................................................................51.4高强钢-混凝土组合柱的研究现状................................................................................61.4.1高强钢管混凝土柱..................................................................................................61.4.2内置高强型钢混凝土柱..........................................................................................81.5水泥基灌浆料的力学性能研究现状.............................................................................91.6预制装配式组合柱的研究现状....................................................................................101.7本文主要工作.................................................................................................................10第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析................122.1引言................................................................................................................................122.2试验概况.........................................................................................................................122.2.1预制施工工艺........................................................................................................122.2.2试件设计与材料特性............................................................................................132.2.3加载方式与测点布置............................................................................................192.3试验结果与分析.............................................................................................................192.3.1宏观破坏现象........................................................................................................192.3.2荷载-轴向变形关系..............................................................................................222.3.3横向应变-纵向应变关系......................................................................................25V 2.4轴压承载力计算.............................................................................................................262.5本章小结.........................................................................................................................32第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析..........................................................333.1引言................................................................................................................................333.2试验概况.........................................................................................................................333.2.1试件设计与制作....................................................................................................333.2.2加热制度.................................................................................................................343.2.3测点布置与加载装置............................................................................................363.3试验结果与分析.............................................................................................................373.3.1宏观现象.................................................................................................................373.3.2质量损失与收缩变形............................................................................................403.3.3抗压强度.................................................................................................................423.3.4峰值应变.................................................................................................................433.3.5弹性模量.................................................................................................................443.3.6泊松比.....................................................................................................................453.3.7应力-应变曲线.......................................................................................................463.4与前人试验结果的对比................................................................................................483.5本章小结.........................................................................................................................48第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析...504.1引言................................................................................................................................504.2试验概况.........................................................................................................................504.2.1试件设计与制作....................................................................................................504.2.2测点布置与试验装置............................................................................................544.2.3试验步骤.................................................................................................................574.3明火处理结果及分析....................................................................................................584.3.1宏观现象.................................................................................................................584.3.2截面温度场............................................................................................................594.4轴压测试结果及分析....................................................................................................614.4.1宏观破坏现象........................................................................................................614.4.2荷载-轴向变形关系..............................................................................................64VI 4.4.3荷载-应变关系.......................................................................................................664.5本章小结.........................................................................................................................68结论及展望...................................................................................................................................70参考文献.......................................................................................................................................72攻读硕士学位期间取得的研究成果.........................................................................................78致谢.............................................................................................................................................79附录.............................................................................................................................................80VII 第一章绪论第一章绪论1.1课题研究背景及意义随着城镇化建设、基础设施建设进程的加快，新建建筑物和构筑物会消耗大量新混[1]凝土。据统计，2017年房地产开发企业房屋施工面积达781484万平方米，房屋竣工面积达101486万平方米，新改建公路里程达313607公里；与此同时城市改造的持续推进，旧有建筑物和构筑物的拆除又会产生大量的建筑垃圾，通常废旧混凝土含量占建筑垃圾的48.35%。据粗略统计，建筑施工过程中产生的建筑垃圾约为500～600吨/万平方[2]米，而且建筑施工产生的垃圾还不及旧有建筑物拆除产生建筑垃圾的一半。因此可以大致估算，2017年度全国新建建筑施工至少产生建筑垃圾5074.30万吨，2017年度全国旧有建筑物拆除可产生建筑垃圾10148.60万吨，那么2017全国产生废旧混凝土至少7387.67万吨。由此会对生态环境、自然资源产生很多不良后果，一方面建筑垃圾的堆放和填埋会侵占土地、污染土壤和水体；另一方面，新建建筑又需要大量的水泥、骨料，其生产过程又将引起一系列环境问题，如过度开山采石破坏地表植被和原有地貌，造成水土流失和生态环境恶化；大量掏挖河沙毁坏河床和堤坝，危机河流安全；水泥生产消耗大量资源、能源并造成严重环境污染。如何科学的循环利用废旧混凝土，是实现建筑行业可持续发展、发展循环经济、建立环境友好型社会所亟待解决的问题之一。作为废旧混凝土循环利用的重要途径之一，再生骨料混凝土在国内外已得到较广泛[3-6]的研究。再生骨料混凝土是采用废旧混凝土破碎而成的再生粗骨料（4.75mm～31.5mm）或再生细骨料（0.075mm～4.75mm），部分或全部代替天然骨料配置而成的新混[7][8]凝土。考虑到再生骨料的制备过程繁琐，能耗较大等一系列问题，文献首次提出了在新建工程中直接采用大尺度废旧混凝土块体（特征尺寸与60mm～300mm）的思想。[9]旧混凝土块体与新混凝土混合浇捣形成的混合物，称为再生块体混凝土（由原来“再生混合混凝土”的叫法更名为现在的叫法“再生块体混凝土”）。从再生骨料混凝土到再生块体混凝土，本质上将废旧混凝土的循环利用从骨料层次（0.075～31.5mm）提升至大尺度块体层次（60～300mm），显著降低了废旧混凝土回收利用成本。据此，本课题[10-18]组对再生块体混凝土材料及构件开展了一系列的试验研究及工程应用，本人研究生期间参与的工程应用见图1-1。1 华南理工大学硕士学位论文（a）广州恒盛大厦工程应用（b）增城国际花园E2座工程应用（c）广州荔港南湾教学楼工程应用图1-1部分再生块体混凝土工程应用Fig.1-1Partialengineeringapplicationsofcompoundconcretemadeofdemolishedconcretelumps(DCLs)andfreshconcrete随着科学技术的进步和社会的发展，现代建筑不断向大跨、高层、地下、重载方向[19,20]发展。王清湘、朱美春等人首先提出了一种重载柱设计的新模式，即内置型钢的圆（方）钢管混凝土组合柱。研究结果表明该组合柱具有很高的承载力、延性以及耗能能力。高强度结构钢材是指采用微合金化和热机械轧制技术生产出的具有高强度（强度等[21]级≥460MPa）、良好延性、韧性以及加工性能的结构钢材。清华大学的石永久团队和[22-25]同济大学的李国强团队对高强钢材料和构件展开了一系列研究。在组合结构中采用高强度钢材，能适应现代工程结构重载的需求，同时还能减小构件截面、增大使用面积、降低工程造价，取得很好的经济效益和社会效益。基于高强钢的性能优势，且出于防火角度考虑，将内置型钢的方钢管混凝土柱中的普强型钢由高强型钢替换，方钢管继续由普通钢材制作。1）借助混凝土的约束作用，2 第一章绪论型钢的几何稳定性得以增强，局部屈曲现象得以延缓或避免；2）得益于混凝土材料的热惰性，型钢在火灾过程中得到很好的保护。基于以上两点考虑，可以充分发挥高强钢的强度。根据实际工程现场施工时因再生块体混凝土施工步骤多而影响整个施工进度的问题，本文提出了一种新型的预制施工工艺：采用预制的再生块体混凝土节段，将再生块体混凝土的施工流程单独提前完成。为进一步拓展再生块体混凝土构件的形式并为工程应用提供良好的技术支撑，本课题对内置高强型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱常温下及火灾后的轴压力学性能进行了初步探索。1.2再生块体混凝土柱的研究现状1.2.1钢筋再生块体混凝土柱[12]文献开展了8根钢筋再生块体混凝土短柱的轴压试验，其中废旧混凝土的形式分为块体式、节段式两种，节段式在特征尺寸上比块体式更大。在其他参数相同的情况下，节段式试件的轴压承载力大于块体式试件。虽然从破碎工艺和力学性能上看，节段式的试件会很占优，但是考虑到实际应用推广，本课题组往后研究的重点放在了废旧混凝土形式为块体式的。1.2.2再生块体混凝土组合柱[13-15,17]文献开展了17个中厚壁圆钢管再生块体混凝土柱短柱、20个薄壁圆钢管再生块体混凝土短柱、16个薄壁方钢管再生块体混凝土短柱和20个内置横向约束的薄壁圆钢管再生块体混凝土短柱的轴压试验，从课题研究的方向来看，在结合废旧混凝土块体循环利用的同时，钢管的壁厚存在由厚减薄的趋势，这当然是出于降低钢材用量，减少材料成本的角度考量。同时试验结果也打消了我们的疑虑：对于新、旧混凝土强度差较小的情况，再生块体混凝土组合柱的初始刚度、轴压承载力以及延性与全新混凝土组合柱的相当，仍适用于现行的规范标准。但是较低强度废旧混凝土的加入，由于薄壁方钢管对混凝土的约束效应较弱，低强度的废旧混凝土块体对核心混凝土的劣化作用较明显，所以薄壁方钢管再生块体混凝土短柱的轴压承载力在现有规范标准计算值的基础上乘以0.9的系数。在相同用钢量的情况下，通过减薄钢管并在钢管内部设置横向约束的箍筋，可以明显改善该类构件常温下的延性指标和延长火灾下的耐火极限。3 华南理工大学硕士学位论文[16,18]文献分别开展了36个薄壁圆钢管再生块体中长柱的轴压和偏压试验、9根部[16]分外包再生块体混凝土组合柱的轴压试验。文献算是对薄壁圆钢管再生块体混凝土短[18]柱的进一步研究，文献进一步拓展了再生块体混凝土构件的形式。1.3内置型钢的钢管混凝土柱的研究现状1.3.1轴压性能[20]文献开展了13根轴心受压型钢-方钢管自密实高强混凝土短柱的试验研究，型钢屈服强度425MPa～439MPa，混凝土fc=48.4MPa、70.8MPa。试验结果表明，方钢管、混凝土和型钢的协同工作使该类构件具有很高的承载力和延性。型钢的存在有效延缓或避免了核心混凝土剪切滑移裂缝的产生，从而改变了柱的破坏模式。[26]文献开展了8根轴心受压型钢-圆钢管混凝土短柱的试验研究，型钢采用Q235，钢管采用Q345，混凝土采用C30、C50和C60。主要讨论了混凝土强度和套箍系数对组合柱延性、承载力的影响。[27]文献开展了，13根轴心受压型钢-圆钢管混凝土短柱的试验研究，型钢屈服强度288MPa～314MPa，混凝土是C60。主要研究了套箍指标、配骨指标和长细比对组合柱承载力、延性的影响。[28]文献开展了8根长细比11～43的型钢-方钢管混凝土轴压长柱试验研究，型钢屈服强度338MPa，混凝土fc=48.4MPa。组合柱的承载力和延性随长细比的增加而明显降低。作者还给出了长柱的稳承载力公式，计算值与试验值吻合良好。[29]文献开展了5个型钢-圆钢管混凝土短柱、2个型钢-圆钢管混凝土中长柱的轴压试验，型钢屈服强度256.8MPa～405.8MPa，混凝土采用C60、C70。在其他参数一致的情况下，增加内部型钢用钢量51.3%、110.4%，承载力分别增加7.4%、8.2%；增加外部钢管用钢量19.6%、58.2%，承载力分别增加6.0%、9.0%。因此增加内部型钢用量对试件承载力的提升不明显，或者说用钢量一定，增加壁厚能明显提升试件承载力。[30]文献开展了12个内置型钢组合L形截面钢管混凝土短柱的轴压试验，型钢屈服强度259.4MPa～305.6MPa，混凝土fc=34.3MPa。考察了配箍率和套箍指标对组合柱力学性能的影响。[31]文献开展了4根内置十字形型钢的方钢管混凝土柱的轴压试验，型钢屈服强度311MPa，混凝土fcu=34.3MPa、57.4MPa。考察了混凝土强度对组合柱轴压性能的影响，4 第一章绪论并且给出了轴压承载力计算公式，对工程实践有指导意义。1.3.2偏压性能[32]文献开展了9根方钢管—型钢混凝土柱双向偏压试验，型钢屈服强度320MPa～420MPa，混凝土fc=48.4MPa，研究了其破坏形态以及工作机理，分析了不同长细比、偏心率、加载角度对构件力学性能的影响。在编制了程序的基础上，对大量计算结果进行回归分析，得出了试件承载力的计算公式。[33]文献开展了10根方钢管-型钢高强混凝土柱单向偏压试验，型钢屈服强度355MPa～420MPa，混凝土fcu=48.4MPa。研究了其破坏形态以及工作机理，分析了不同长细比、配骨指标、偏心率和不同加载方向对构件力学性能的影响。利用纤维模型法，分析了不同因素对承载力的影响。最后，对大量计算结果进行线性回归，得出了试件承载力的计算公式。[34]文献开展了，13个型钢-圆钢管混凝土柱的偏压试验，型钢屈服强度303MPa，混凝土fc=39.0MPa～53.1MPa。随着初始偏心率（0mm～75mm）和长细比（16～42）的增大，偏压组合柱的承载力急剧降低，偏心率的影响尤为明显。1.3.3滞回性能[35]文献开展了13个内置十字形（工字形）型钢的方钢管混凝土中长柱在高轴压比下的水平荷载低周往复试验，1个传统方钢管混凝土柱作为对比。型钢屈服强度327MPa～338MPa，混凝土fcu=73.2MPa～103.8MPa。研究结果表明该组合柱滞回曲线饱满，等效阻尼比0.30～0.42，具有良好的耗能能力。[36]文献开展了4个内置十字形（不带翼缘）型钢的圆钢管混凝土柱的低周往复试验。其中型钢屈服强度未知，混凝土fcu=50.2MPa。等效阻尼比>0.3，能量耗系数集中在2.74～3.88之间，满足结构抗震设计要求。位移延性系数>3，可用于高烈度地震区建筑的结构设计。[37]文献开展了6个外方内圆复合钢管混凝土柱的拟静力试验，型钢屈服强度305.5MPa～367.7MPa，混凝土fcu=71.9MPa～86.5MPa。考察了轴压比、方钢管宽厚比及圆钢管混凝土套箍指标对试件位移角、初始刚度和骨架曲线的影响。1.3.4高温性能5 华南理工大学硕士学位论文[38]文献开展了1根方钢管-型钢混凝土柱的双面受火试验，运用有限元分析软件ANSYS建立模型，与试验结果比较，验证模型和计算程序的可靠性。试验仅涉及温度场，没有给出型钢和混凝土的强度。[39]文献开展了8个内置型钢的方（圆）钢管混凝土短柱的温度场测试和10个内置型钢的方（圆）钢管混凝土中长柱的耐火性能试验，型钢采用Q345B，混凝土采用C55。试验参数包括：截面形式、受火方式（单面、双面和三面受火）、轴压比和配箍率。研究发现经过合理的设计，无防火保护的型钢-钢管混凝土柱可以达到3h的一级耐火极限要求。[40]文献开展了3根型钢-方钢管混凝土柱火灾后的轴压力学性能研究，型钢屈服强度368MPa，混凝土fc=47.2MPa分析结果表明受火时间、截面边长以及配骨指标都对火灾后构件轴压承载力的影响较大。1.4高强钢-混凝土组合柱的研究现状1.4.1高强钢管混凝土柱[41]文献分别开展了3根截面尺寸110mm×110mm、3根截面尺寸160mm×160mm、3根截面尺寸210mm×210mm的高强箱形钢管混凝土短柱（柱高未公布）的轴压试验，[41]研究了宽厚比、混凝土强度、偏心距对构件轴压性能的影响；文献也开展了2根截面尺寸110mm×110mm、3根截面尺寸160mm×160mm、2根截面尺寸210mm×210mm（柱高3000mm）高强箱形钢管混凝土长柱的偏压试验，研究了宽厚比、混凝土强度、[41]偏心距对构件偏压性能的影响；文献还开展了1根截面尺寸110mm×110mm、1根截面尺寸160mm×160mm、1根截面尺寸210mm×210mm（柱高3000mm）的高强箱形钢管混凝土长柱的纯弯试验，研究了宽厚比、混凝土强度对构件抗弯性能的影响。以上所用钢管屈服强度750MPa，混凝土圆柱体抗压强度28MPa～32MPa。短柱轴压研究表明：1）短柱的主要破坏模式包括钢管局部屈曲，核心混凝土压碎，焊缝断裂等等；2）所有试件混凝土压溃发生在钢管局部非弹性屈曲之前；3）大部分构件一旦达到峰值荷载，核心混凝土被压碎，这时钢管应力发生重分布，并且承担大部分的轴向荷载；4）基于混凝土完全压溃和钢管全截面屈服的EC4模型高估了构件承载力；5）假设混凝土压溃和钢管截面部分弹性，将EC4模型进行了修改，修改后的EC4模型可用于设计。[42]文献分别开展了3根截面尺寸150mm×150mm×6mm，3根截面尺寸150mm×6 第一章绪论150mm×3mm，高度都是450mm的高强不锈方钢管混凝土短柱的轴压试验,；开展了2根截面尺寸200mm×110mm×4mm（高度为600mm），3根截面尺寸160mm×80mm×3mm（高度为480mm），3根截面尺寸140mm×80mm×3mm（高度为420mm）的高强不锈矩形钢管混凝土短柱的轴压试验，研究了不锈钢管截面形状、混凝土强度、钢管壁厚对构件轴压性能的影响。以上所用钢管屈服强度448～536MPa，混凝土选用C40、C60、C80。研究表明：1）构件的延性随着核心混凝土强度的增加而降低；2）对于紧凑型截面的短柱的破坏模式是混凝土压溃伴随有钢管局部屈曲，对于柔性截面的短柱的破坏模式都是由钢管局部屈曲造成，这时钢管的局部屈曲是破坏的主导因素；3）用美规和澳规对短柱轴压承载力进行预测时，不锈钢管的设计强度值应由相应的不锈钢管短柱测试得到，而不是由标准试件拉伸得到，后者往往会高估短柱的承载力。[43]文献采用ABAQUS有限元软件通过大量的参数分析来研究钢管混凝土柱的力学性能。参数包括管径、钢材强度、砼强度、轴压比、粗骨料类型以及含水率。对柱子的时间-温度曲线和时间-轴向变形进行了评估。研究表明：1）管径和砼强度比钢材强度对钢管混凝土柱的耐火时间影响更大；2）在相同轴压比下，耐火时间总体上随着钢管强度增加而减少，随着砼强度降低而增加；3）在相同轴压比下，钢管强度为690MPa的钢管混凝土柱的耐火性能比屈服强度为275MPa的要显著优异。[44]文献开展了3根截面尺寸为150mm×6mm，柱高为1200mm的高强圆钢管混凝土柱抗震试验，开展了4根截面尺寸为150mm×6mm，柱高为1200mm的高强方钢管混凝土柱抗震试验，研究了钢管强度、柱子截面形式、轴压比、侧向循环加载次数对构件抗震性能的影响。以上所用钢管屈服强度387MPa～788MPa，混凝土圆柱体抗压强度42.3MPa～82.3MPa。研究表明：1）高强钢管混凝土柱具有较大的弹性变形能力，使钢管在弹性范围内达到2.3%的位移角，这个数据是普强钢管混凝土柱的1.5～1.8倍；2）相比于普强钢管混凝土柱，高强钢管混凝土柱的局部屈曲将被延迟；3）虽然高强钢延性较低，但是高强钢管混凝土柱在位移角范围内发生大的塑性变形，并没有遭遇严重损害。[45]文献开展了29根方形钢管混凝土长柱的轴压试验，钢管屈服强度为334.80MPa～528.55MPa，混凝土为C30。研究了钢管强度、宽厚比、长细比对构件失稳破坏模式的影响。研究表明：1）绝大部分构件是整体失稳破坏，少数构件破坏模式既包含整体失稳又包含局部失稳；2）宽厚比越大，构件的局部失稳越容易发生；3）长细比越大，构7 华南理工大学硕士学位论文件的承载力越低；4）南非规范和欧规都高估了高强钢管混凝土柱的承载力。[46]文献开展了4根（构件尺寸分别为110mm×110mm×5mm×430mm、160mm×160mm×5mm×580mm、210mm×210mm×5mm×730mm、260mm×260mm×5mm×880mm）方形钢管混凝土短柱的轴压试验，4根（构件尺寸分别为110mm×110mm×5mm×3020mm、160mm×160mm×5mm×3020mm、210mm×210mm×5mm×3020mm、260mm×260mm×5mm×3020mm）方形钢管混凝土长柱的偏压试验，研究了采用高强钢管对短柱轴压和长柱偏压性能的影响。以上所用钢管屈服强度761MPa，混凝土圆柱体抗压强度20.34MPa。研究表明：1）由于钢管局部屈曲和核心混凝土未完全约束，欧规给出的短柱轴压承载力不合适，应该给混凝土贡献的承载力予以0.85的修正；2）钢管局部屈曲之后，就要忽略掉钢管对核心混凝土的约束作用；3）对于高强钢管混凝土长柱，修改后的模型偏保守，更适合于用来设计。[47]文献开展了11根长柱的偏压试验，所用钢管屈服强度468MPa～517MPa，混凝土圆柱体抗压强度31.5MPa、59MPa。研究了钢管强度、混凝土强度、宽厚比、偏心距对构件偏压性能的影响。研究表明：1）内填31.5MPa混凝土的钢管混凝土柱的延性要比内填59MPa混凝土的要好；2）构件的轴向刚度、抗弯刚度随径厚比的增大而减小；3）规范AISC和KBCS能都很好地预测圆钢管混凝土柱的偏压承载力，但是欧规高估了承载力；4）为了补充现行规范对高强钢管混凝土柱的预测，需要做大批量大径厚比的高强钢管混凝土柱的试验。[48]文献开展了2根截面尺寸为350mm×350mm、柱高为900mm的高强钢管混凝土柱的偏压试验，研究了怎样才能充分发挥高强钢的强度，论证了现行规范对高强钢管混凝土柱的适用性。以上所用钢管屈服强度800MPa，混凝土圆柱体抗压强度100MPa。研究表明：1）为了避免混凝土的过早压溃而不能充分发展高强钢的塑性强度，应该使用高强混凝土，并提供良好侧向约束；2）对于偏压柱而言，应该合理布置钢材在柱截面的位置，比如靠近柱截面边缘。1.4.2内置高强型钢混凝土柱[49]文献先后开展了8根截面尺寸为300mm×300mm、柱高为1000mm的高强型钢混凝土柱的轴压试验，30根高强型钢混凝土柱的偏压试验，30根高强型钢混凝土柱的抗剪试验，所用型钢屈服强度296MPa～859MPa，混凝土圆柱体抗压强度21.6MPa～8 第一章绪论39.1MPa。得到的主要结论有：高强型钢最好与高强混凝土共同使用，达到协调变形，否则钢材不能达到屈服强度，浪费材料。再者可以提高配箍率，更有效的约束混凝土的破坏，提高高强型钢与混凝土共同工作，使型钢达到屈服。[48,50]文献先后开展了7根方形高强型钢混凝土柱，1根圆形高强型钢混凝土柱的偏压试验，研究了怎样才能充分发挥高强钢的强度，论证了现行规范对高强钢管混凝土柱的适用性。以上所用型钢屈服强度806MPa～913MPa，混凝土圆柱体抗压强度94MPa～184MPa。研究表明：1）为了避免混凝土的过早压溃而不能充分发展高强钢的塑性强度，应该使用高强混凝土，并提供良好侧向约束；2）对于偏压柱而言，应该使合理布置钢材在柱截面的位置，比如靠近柱截面边缘。1.5水泥基灌浆料的力学性能研究现状[51]装配式混凝土结构中预制构件的拼接常用的是混凝土和水泥基灌浆料。实际工程中，工程人员在节点及接缝处的纵向钢筋连接经常采用套筒灌浆连接的施工方式。基于[52]水泥基灌浆料良好的工作性能，也被广泛应用于建筑结构加固工程当中。因此，对灌浆材料的研究成为国内外学者关注的焦点之一。[53]文献采用CGM-1加固型高强无收缩灌浆料，骨料粒径大于4.75mm，制作100mm×100mm×300mm的标准试件，进行了高温后（常温、150℃、350℃、550℃）灌浆料抗压强度、弹性模量试验，得出了掺水率、高温温度、高温前龄期、冷却方式、静置时间对高温后灌浆料力学性能的影响。抗压强度和弹性模量与掺水率、高温温度呈负相关，喷水冷却相比自然冷却有利于灌浆料力学性能的恢复，灌浆料的力学性能随着静置时间延长趋于稳定。[54]文献采用PVA纤维增强水泥基复合材料，含有细集料（粒径≤4.75mm），制作40mm×40mm×160mm的标准试件，进行了高温后（常温、200℃、400℃、600℃、800℃）灌浆料抗折强度、抗压强度试验，并进行了微观分析。研究结果表明：PVA纤维的加入可有效抑制水泥基材料因高温产生的裂纹，并提高高温后的剩余抗压强度。[55]文献采用掺有MK（偏高岭土）、RHA（稻谷灰）的水泥材料，制作40mm×40mm×40mm的非标准试件，进行了高温后（常温、200℃、400℃、600℃、800℃）抗压强度试验，同时对高温后试件再水化养护后的性能变化进行了研究。研究结果表明，水泥浆体的抗压强度随着温度的升高呈现先升后降的趋势，在400℃高温后强度迅速下降。9 华南理工大学硕士学位论文高温后再养护，大部分水泥浆体的抗压强度持平或下降；经400℃高温后，再养护不能细化其孔结构，其孔结构和物相组成无明显变化。[56]文献采用不同再生细骨料（粒径0.075mm～4.75mm）取代率的再生砂浆，制作70.7mm×70.7mm×216mm的非标准试件，实测了20℃～800℃温度作用后试件的应力应变全曲线。试验结果表明再生细骨料的加入，经历相同温度后，峰值应力和弹性模量与之呈负相关，峰值应变呈正相关，泊松比基本没有影响。[57]文献比较系统地对比了地聚物净浆、砂浆和混凝土高温后的力学性能。分别制作40mm×40mm×160mm的标准试件，进行高温后（常温、100℃、300℃、500℃、700℃、800℃）的抗折抗压试验。按照本文献配方配制出的地聚物净浆高温后的抗折强度明显高于水泥净浆；地聚物净浆、砂浆和混凝土的高温后抗压强度分别高于相应的水泥净浆、砂浆和混凝土的抗压强度。而且高温后的体积收缩也比水泥的小。相比于水泥砂浆、水泥混凝土，地聚物砂浆、地聚物混凝土表现出优良的耐火特性。1.6预制装配式组合柱的研究现状基于预制装配式混凝土结构具有施工周期短，施工方便，可以和电气水暖有效结合的优点，近几年受到政府部门红利政策的大力扶持。对于这一热点方向，国内外学者针对预制装配式组合柱做了一些研究。[58]文献提出了一种钢筋混凝土柱的预制形式，半预制叠合柱，分为外部预制混凝土叠合柱、内部预制混凝土叠合柱两种。并通过6根半预制叠合柱的试验，验证了在低周反复荷载作用下，预制柱和现浇柱的受力特性、破坏机制没有明显的差异，只是初始刚度前者低于后者。[59][58]文献提出的预制形式与文献的外部预制混凝土叠合柱有点类似，区别在于本文献做的是足尺拟静力试验，而且在预制混凝土的内腔表面预留了齿牙，以便于预制混凝土和后浇混凝土界面受力良好；同时在预制混凝土内腔布置了横向拉筋，使试件整体受力更好。[60]文献首先提出了预制混凝土节段的概念，通过10根圆钢管部分预制再生块体混凝土中长柱的轴压试验，深入探讨了该预制形式组合柱的轴压力学性能。1.7本文主要工作虽然前人对内置型钢的方钢管混凝土柱常温下和高温下（后）的力学性能展开了较10 第一章绪论为系列的试验研究，但仍可以从以下几个方面进行进一步研究：（1）为了解决再生块体混凝土竖向构件的施工难题，提出预制的施工工艺。如何进行施工，可以将这种形式的构件与废旧混凝土的循环利用有效结合。（2）跟现浇试件相比，预制试件常温下和火灾后的力学性能到底如何。（3）高强型钢的加入，是否能提升该类形式构件常温下的力学性能，以及火灾后的剩余力学性能。如果可以，效果如何。针对上面的疑问，本文开展了以下工作：（1）探索出了一种高效方便的预制施工工艺。（2）开展了15个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压试验，考察了施工方式、废旧混凝土块体取代率、钢管壁厚和型钢强度对试件轴压性能的影响，分析了现有公式预测试件轴压承载力的有效性。（3）针对不含粗、细骨料的水泥基灌浆料，开展了25个棱柱体和25个立方体的高温后受压试验，揭示了该灌浆料的立方体抗压强度、棱柱体抗压强度、弹性模量、泊松比和应力-应变曲线随温度的变化规律，并与前人给出的其他灌浆料的相应结果进行了对比。（4）开展了9个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的明火处理以及火灾后的轴压测试，考察了施工方式、废旧混凝土块体取代率、受火时间对试件剩余轴压性能的影响。11 华南理工大学硕士学位论文第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析2.1引言为了提高采用再生块体混凝土的竖向构件的现场施工效率，对再生块体混凝土节段进行工厂化预制不失为一种有效对策。本章以施工方式、废旧混凝土块体取代率、钢管壁厚、型钢强度为主要参数，开展了15个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱（见图2-1）的轴压试验，揭示了主要参数对试件轴压力学性能的影响，分析了现有公式预测试件轴压承载力的有效性。型钢灌浆料方钢管预制再生块体混凝土节段图2-1内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的示意图Fig.2-1SchematicdiagramofsquaresteeltubefilledwithsteelandprecastsegmentscontainingDCLs2.2试验概况2.2.1预制施工工艺首先制作预制再生块体混凝土节段，如图2-2所示：支模分为外模板和内模板，再把预先湿润后的废旧混凝土块体一次性投放到模板所围空间内部，然后一边灌注新混凝土，一边用振捣棒充分振捣，最后人工收面。待其自然养护后，拆模得到预制再生块体12 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析混凝土节段。内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的拼装过程如图2-3所示。将H型钢直立焊接在钢底板的几何中心位置；再把2个预制再生块体混凝土节段对称摆放，在此过程中H型钢从侧面插入预制节段上的预留型钢通道；然后将方钢管套装在预制节段的外部，并使型钢和预制节段居中，将方钢管与钢底板焊接固定；最后用玻璃胶在上端固[61]定一块临时的有机玻璃板，以起到灌浆过程中密封以及便于观察的作用。参考标准的做法，有机玻璃板上留有出浆孔，通过压浆泵将灌浆材料从方钢管底部侧面的灌浆孔由下而上高压灌注，直至填满方钢管内部的全部间隙，即预留型钢通道的壁面与型钢外表面之间的约6mm间隙，预制节段外壁与方钢管内壁之间以及左、右两预制节段之间的约10mm间隙，上、下两预制节段之间的约15mm间隙。废旧混凝土块体预留型钢通道图2-2预制再生块体混凝土节段的制作过程Fig.2-2CastingprocessofprecastconcretesegmentcontainingDCLs出浆孔灌浆孔图2-3预制试件的拼装过程Fig.2-3Assemblyprocessofprefabricatedspecimen2.2.2试件设计与材料特性以钢管壁厚、型钢强度和废旧混凝土块体取代率为试验参数：实测钢管壁厚t=5.73mm（名义壁厚6mm）、2.98mm（名义壁厚3mm），实测型钢屈服强度fys=819MPa13 华南理工大学硕士学位论文（对应Q690钢材）、432MPa（对应Q345钢材），废旧混凝土块体取代率η=0%、30%，进行3组共15个短柱的轴压试验，其中每组包括4～6个不同构造模式的试件，如图2-4和表2-1所示。第1组为现浇试件，包含2种构造模式，模式a为方钢管混凝土柱，模式b为内置型钢的方钢管混凝土柱；第2组和第3组都是预制试件，两者之间的区别在于预制再生块体混凝土节段的表面是否粗糙，“粗糙”是通过粘贴在模板内侧的齿高为2mm的防滑垫来实现的。模式c和模式f均包含上、下两部分预制节段，节段与节段之间的竖向间距约为15mm；模式d和模式g都只包含通长的预制节段；模式e和模式h均未配置型钢。各试件的基本参数和几何尺寸分别见表2-1和图2-5。图2-5中实测屈服强度819MPa的型钢的横截面尺寸Bs×Ds×tw×tf=180×120×8×8mm；实测屈服强度432MPa的型钢的横截面尺寸Bs×Ds×tw×tf=180×120×7.41×7.41mm。废旧混凝土块体取代率是指试件中废旧混凝土块体质量与全部混凝土质量之比。图2-6所示为试件的命名方式。图2-4构造模式Fig.2-4Patternsofspecimens14 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析表2-1试件基本参数Table2-1Parametersofspecimens试件试件构造B×t×Lfcu,newfcu,oldAcfytAtfysAs222组别编号模式(mm)(MPa)(MPa)(mm)(MPa)(mm)(MPa)(mm)R30T6a350×5.73×10501146094057891--R30T6Y690b350×5.73×105011137740578918193232第1组54.348.7R30T6Y345b350×5.73×105011160740578914323002R30T3Y690b350×2.98×105011513236441368193232GS2R30T6Y690c350×5.73×105011137740578918193232GS1R30T6Y690d350×5.73×105011137740578918193232第2组GS1R30T6Y345d350×5.73×105054.348.711160740578914323002GS1R00T6Y690d350×5.73×105011137740578918193232GS1R30T6e350×5.73×10501146094057891--CS2R30T6Y690f350×5.73×105011137740578918193232CS1R30T6Y690g350×5.73×105011137740578918193232CS1R00T6Y690g350×5.73×105011137740578918193232第3组54.348.7CS1R30T6Y345g350×5.73×105011160740578914323002CS1R30T3Y690g350×2.98×105011513236441368193232CS1R30T6h350×5.73×10501146094057891--注：表中B为试件边长；t为钢管壁厚；L为试件长度；fcu,new和fcu,old分别为试验当天新混凝土和废旧混凝土的150mm立方体抗压强度；Ac是混凝土横截面积（预制试件中的灌浆料也近似当做新混凝土一并计算面积）；fyt和At分别为钢管的实测屈服强度和横截面积；fys和As分别为型钢的实测屈服强度和横截面积。15 华南理工大学硕士学位论文（a）内置型钢的预制试件（b）不含型钢的预制试件图2-5预制试件的几何尺寸（单位：mm）Fig.2-5Dimensionsofprefabricatedspecimens（unit:mm）2.98mm-3钢管壁厚型钢屈服强度432MPa-3455.73mm-6819MPa-690G/C-S#R#T#Y#预制光滑-G节段表面粗糙-C废旧混凝土1-1预制节段数块体取代率0%-002-230%-30图2-6试件命名方式Fig.2-6Specimencode所有试件均采用边长350mm、长度1050mm的直缝焊接方钢管，试件两端各设置一块500×500×20mm的端板。现浇试件制作时，先将型钢直立焊接在钢底板上，然后套装外层方钢管，使型钢和方钢管的几何中心重合，再将方钢管围焊在钢底板上。现浇试件浇筑过程中，先从试件顶部灌入一层新混凝土，随后人工投放一层废旧混凝土块体并采用插入式振捣棒充分振捣，交替重复上述过程直至浇筑完成，人工收面。现浇试件16 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析浇筑过程的典型照片如图2-7所示。预制再生块体混凝土节段与现浇试件一起浇筑，并且使用同一批新混凝土，以达到相同龄期的目的。养护10d后，预制节段已达到吊装强度，随后拆除内、外模板，按图2-3所示进行预制试件的拼装，然后完成其灌浆（见图2-8）。11个预制试件灌浆完成后，和先前已经浇筑完毕的4个现浇试件一起敞口自然养护。试验前在试件上端用高强石膏找平，然后焊接上端板。废旧混凝土块体新混凝土振捣棒图2-7现浇试件的浇筑Fig.2-7Fabricationofcast-in-situspecimen[62]新混凝土采用C30商品混凝土，其配合比见表2-2。试验前，按照标准测得新混凝土的150mm立方体抗压强度fcu,new=54.3MPa（龄期约140天）。表2-2新混凝土的配合比Table2-2Mixproportionoffreshconcrete水水泥砂石子减水剂粉煤灰333333（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）17025878610413.58100废旧混凝土采用广州某建筑工地的基坑支护梁，将其破碎成特征尺寸约为60～[63]80mm的废旧混凝土块体（见图2-7）。参考标准对基坑支护梁进行钻芯取样，测得直径和高度均为80mm的芯样的抗压强度，然后再根据该标准换算成废旧混凝土的150mm立方体抗压强度fcu,old=48.7MPa。再生块体混凝土的立方体抗压强度取新混凝土和废旧[13]混凝土的组合强度，即：fcu,com(1)fcu,newfcu,old(2-1)式中fcu,com为再生块体混凝土的立方体抗压强度；η为废旧混凝土块体的取代率。当η=30%时，计算可得fcu,com=52.6MPa。17 华南理工大学硕士学位论文防滑垫内模板废旧混凝土块体新混凝土外模板（a）预制再生块体混凝土节段的浇筑灌浆料搅拌出浆孔灌浆料入槽灌浆孔（b）预制试件灌浆图2-8预制试件的制作过程Fig.2-8Fabricationprocessofprefabricatedspecimens灌浆材料选用深圳红威达建材有限公司提供的高性能管道压浆料HLD，它具有早[61]强、无收缩、微膨胀的特性。参考标准选用水灰比0.28，实测得到试验前灌浆料的力学特性，具体见表2-3。18 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析表2-3灌浆料的力学特性Table2-3Mechanicalpropertiesofgroutingmaterial密度40mm立方体抗压强度40×40×160mm棱柱体抗折强度3(kg/m)(MPa)(MPa)196855.08.82.2.3加载方式与测点布置所有试验均在华南理工大学结构实验室15000kN长柱压力机上进行。测点布置如图2-9所示，在方钢管的角部位置对称布置4个量程100mm的位移传感器，用以测量试件的轴向总变形；在方钢管的半高处对称布置12个横向应变片和12个纵向应变片（边长中点布置一对应变片，距离钢管边缘15mm处对称布置一对应变片），用以测量方钢管的局部应变。正式加载前先预加载至1000kN，然后卸载至0。正式加载采用先力控制后位移控制的方式进行，具体分为三个阶段：（1）钢材屈服前采用力控制方式加载，加载速率2kN/s；（2）钢材屈服后到峰值荷载之间采用位移控制方式加载，加载速率0.005mm/s；（3）峰值荷载之后，位移加载速率逐步调至0.01mm/s。2.3试验结果与分析2.3.1宏观破坏现象图2-10所示为所有试件的最终破坏形态，具体破坏现象总结如下：（1）对于壁厚6mm的现浇和预制试件，当竖向荷载增至峰值荷载的64.5%～86.8%时，钢管受压屈服，试件进入弹塑性工作阶段；当竖向荷载增至峰值荷载的81.0%～88.4%时，试件中部附近开始鼓胀；随着荷载的继续增加，试件的中上部或者中下部发生钢管局部屈曲并不断发展，直至试验结束。19 华南理工大学硕士学位论文压力机位移计横向、纵向应变片（a）示意图（b）照片图2-9加载装置与测点布置Fig.2-9Testingsetupandmeasuringapparatuses（2）对于壁厚3mm的现浇和预制试件，钢管受压屈服和中部附近开始鼓胀的时间相对较早，分别为竖向荷载增至峰值荷载的40.0%～57.9%和51.0%～60.1%时。当竖向荷载下降至峰值荷载的约70.0%时，钢管角部出现了钢材撕裂的现象（见图2-11（a））。（3）对于预制试件，剥开钢管之后可见预制节段之间、方钢管内壁与预制节段之间的灌浆料均填充密实，如图2-11（b）所示。（4）再生块体混凝土中的废旧混凝土与其周围的新混凝土结合良好，如图2-11（c）所示。（5）不含型钢的试件的核心混凝土存在较明显的剪切滑移面（见图2-11（d）），而内置型钢的试件则无此滑移面（见图2-11（c）），即型钢的存在可有效抑制混凝土中剪切斜裂缝的产生。（6）当竖向荷载增至峰值荷载的79.5%～87.3%时，预制试件开始出现灌浆料压碎的声音；竖向荷载到达峰值荷载附近时，灌浆料压碎声密集且脆耳。20 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析R30T3Y690R30T6R30T6Y690R30T6Y345GS1R30T6GS2R30T6Y690GS1R30T6Y690GS1R30T6Y345GS1R00T6Y690CS1R30T6Y345CS1R30T3Y690CS1R30T6Y690CS1R30T6CS1R00T6Y690CS2R30T6Y690图2-10试件整体破坏形态Fig.2-10Globalfailurepatternsofspecimens21 华南理工大学硕士学位论文钢管局部屈曲灌浆料混凝土压碎（a）试件R30T3Y690（b）试件CS2R30T6Y690废旧混凝土块体腹板局部屈曲剪切斜裂缝（c）试件CS1R30T6Y690（d）试件GS1R30T6图2-11试件局部破坏形态Fig.2-11Localfailurepatternsofspecimens2.3.2荷载-轴向变形关系图2-12所示为所有试件的荷载-轴向变形曲线，其中轴向变形是4个位移传感器读数的平均值。各试件的轴压承载力Nu,exp、初始刚度和延性系数见表2-4，其中初始刚度为荷载-轴向变形曲线上升段的0.4倍峰值荷载点与原点连线的斜率，延性系数T.I.按[64]下式计算：22 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析AuTI..(2-2)Nu,expAu12000120001050010500900090007500750060006000(kN)(kN)荷载4500荷载4500GS1R30T6Y690R30T6Y6903000R30T6Y3453000GS1R30T6Y345R30T3Y690GS1R30T61500R30T61500GS2R30T6Y690GS1R00T6Y69000036912151821242730036912151821242730轴向变形(mm)轴向变形(mm)（a）构造模式a～b的试件（b）构造模式c～e的试件12000120001050010500900090007500750060006000(kN)(kN)GS1R30T6Y690荷载45004500CS1R30T6Y690荷载CS1R30T6Y6903000CS1R30T6Y3453000R30T6Y690CS1R30T3Y690CS2R30T6Y690CS1R30T615001500GS2R30T6Y690CS2R30T6Y690CS1R00T6Y69000036912151821242730036912151821242730轴向变形(mm)轴向变形(mm)（c）构造模式f～h的试件（d）不同施工方式的试件图2-12荷载-轴向变形曲线Fig.2-12Axialloadvs.deformationcurves式中δAu=15.75mm为有效延性计算变形（文献[5]给出的有效延性计算应变εAu=0.015，而本章所有试件的长度L均为1050mm，据此可得效延性计算变形δAu=εAu×L）；Au为有效延性计算变形之前的曲线与坐标横轴之间的面积；Nu,exp为峰值荷载（即试件轴压承载力）。从图2-12和表2-4可以看出：（1）在其它参数相同的情况下，每组试件自己组内对比，内置高强型钢和普强型钢的方钢管混凝土柱的轴压承载力分别比常规方钢管混凝土柱提高17.1%～25.0%和9.3%～16.9%；同时内置型钢还可不同程度提高柱的初始刚度和延性，型钢材质采用Q345时柱的初始刚度和延性系数分别比未设置型钢时提高5.5%～16.0%和2.6%～13.4%，型钢材质采用Q690时柱的初始刚度和延性系数分别比未设置型钢时提高23 华南理工大学硕士学位论文8.5%～19.1%和14.8%～23.1%。显然，无论是从轴压承载力还是初始刚度和延性系数考虑，内置高强型钢均比内置普强型钢更具优势，该优势对于延性系数相对最为明显，轴压承载力次之，初始刚度再次。表2-4试验结果Table2-4Summaryoftestresults初始延性Nu,expNu,cal1Nu,cal2Nu,cal3Nu,cal4试件组别试件编号刚度系数(kN)Nu,expNu,expNu,expNu,exp(kN/mm)R30T630510.71179460.8930.9650.9810.933R30T6Y69036340.81699350.9691.0251.0351.026第1组R30T6Y34535400.74291640.9040.9650.9760.951R30T3Y69029000.74284920.9500.9770.9870.978GS2R30T6Y69026720.775103090.9340.9870.9970.989GS1R30T6Y69028610.79497710.9861.0421.0521.043第2组GS1R30T6Y34527450.73191100.9100.9700.9820.956GS1R00T6Y69032950.764107000.9100.9620.9700.962GS1R30T624780.64583440.8500.9190.9340.889CS2R30T6Y69029890.757104740.9190.9720.9810.973CS1R30T6Y69028950.78998580.9771.0331.0431.034CS1R00T6Y69029700.743112000.8700.9190.9270.919第3组CS1R30T6Y34528130.69893620.8850.9440.9550.931CS1R30T3Y69023930.70389790.8980.9240.9330.925CS1R30T626670.68080070.8860.9580.9740.926（2）对比第2组和第3组试件，预制节段表面是否进行粗糙处理对试件轴压承载力的影响较为有限。在其它参数相同的情况下，第3组试件的轴压承载力约为第2组试件的96.0%～104.7%。（3）在其它参数相同的情况下，内置高强型钢的方钢管再生块体混凝土柱的轴压承载力和初始刚度分别约为内置高强型钢的方钢管全新混凝土柱的88.0%～91.3%和86.8%～97.5%，而前者的延性系数相比后者提升约3.8%～6.2%。显然，这与废旧混凝24 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析土强度相比新混凝土偏低有关（见表2-1）。（4）与通长预制节段的试件相比，预制节段分为上、下两部分的试件的初始刚度有增有减，未呈现单调变化趋势，但后者的轴压承载力相比前者提高约5.5%～6.2%，而后者的延性系数相比前者降低约2.4%～4.0%。（5）如图2-12（d）所示，与再生块体混凝土现场施工相比，对再生块体混凝土节段进行工厂化预制并不会对试件的轴压承载力和初始刚度产生不利影响，只是荷载-轴向变形曲线下降段的后期略微有所变陡。预制试件的轴压承载力相比现浇试件偏差约-1.7%～5.7%。（6）壁厚6mm的内置普强型钢方钢管混凝土柱和壁厚3mm的内置高强型钢方钢管混凝土柱相比，用钢量增加了47.8%，但轴压承载力仅提升4.3%～7.9%。显然，在相同的承载力要求下，内置高强型钢可有效节省总用钢量。2.3.3横向应变-纵向应变关系图2-13（a）所示为试件半高处截面中部的钢管横向应变-纵向应变曲线，其中横向应变和纵向应变均为试件不同侧面4个应变片读数的平均值；图2-13（b）所示为试件半高处截面中部和角部的钢管横向应变-纵向应变曲线的对比，其中角部的横向应变和纵向应变均为试件不同侧面8个应变片读数的平均值。由图2-13可以看出：（1）对于内置高强型钢的试件，在纵向应变达到2000με之前，曲线的斜率约等于钢材的泊松比0.3，表明在此之前钢管和核心混凝土近乎独立工作，相互作用很小；但当纵向应变较大时，横向应变的增长速率显著增大，这是因为内部微裂缝的快速发展使核心混凝土的体积膨胀所致，此时钢管和核心混凝土由于变形协调而产生相互作用，核[20]心混凝土受到钢管的有效约束。（2）采用再生块体混凝土的试件与采用全新混凝土的试件相比，前者横向应变的增长速率出现显著增大的时刻更早，增大后的应变速率也更陡。这是因为强度相对较低的废旧混凝土块体的加入，使得核心混凝土的体积膨胀出现更早，膨胀程度更大所致。（3）内置高强型钢的试件与常规方钢管混凝土试件相比，前者横向应变的增长速率出现显著增大的时刻明显滞后。这是因为型钢的加入不仅替核心混凝土分担了一部分竖向荷载，同时还对部分核心混凝土起到约束作用，从而减缓了核心混凝土的体积膨胀。（4）加载后期，钢管角部的横向应变的增长速率明显大于钢管中部的，这表明钢管角部对混凝土的约束效应明显强于钢管中部。25 华南理工大学硕士学位论文10CS1R00T6Y690GS1R00T6Y6908CS1R30T6Y690)GS1R30T6Y69036CS1R30T610(GS1R30T6约束效应4横向应变2泊松效应00123456783纵向应变(10)（a）截面中部的应变10CS1R00T6Y690中部CS1R00T6Y690角部GS1R00T6Y690中部8GS1R00T6Y690角部)GS1R30T6Y690中部36GS1R30T6Y690角部10(4横向应变200123456783纵向应变(10)（b）截面中部和角部的应变图2-13纵向应变-横向应变关系Fig.2-13Axialstrain-lateralstrainrelationship2.4轴压承载力计算目前，还没有设计标准涉及内置型钢的方钢管混凝土柱的轴压承载力计算问题。根据国内外现有研究成果，下面针对该类构件总结归纳出4种轴压承载力计算方法。为考察这4种计算方法的有效性，对其计算结果与试验结果的差异进行了比较。计算方法1：如图2-14（a）所示，将组合截面分解成方钢管、核心混凝土和型钢三部分，不考虑三者之间的相互作用，轴压承载力按下式计算：Nu,cal1AfccAftytAfsys（2-3）式中Ac、At和As分别为核心混凝土（含灌浆料）、钢管和型钢的横截面积；fc、fyt和fys26 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析分别为核心混凝土的轴心抗压强度、钢管和型钢的屈服强度。计算方法2：如图2-14（b）所示，将组合截面分解为方钢管混凝土和型钢两部分，考虑方钢管对核心混凝土的约束作用，但不考虑方钢管混凝土和型钢之间的相互作用，[65]轴压承载力按下式计算：NAfAfAf(2-4)u,cal2cctytsys式中α和β分别体现了钢管对混凝土的约束效应，以及钢管横向受拉对其纵向屈服应力的削弱效应，具体为：tfyt11.2(2-5)Bfc1.080.045lnB(2-6)t式中B和t分别为钢管的边长和壁厚。（a）计算方法1（b）计算方法2图2-14组合截面的分解Fig.2-14Decompositionofcombinedcrosssection计算方法3：如图2-15所示（图中b为核心混凝土的边长，即b=B-2t），将核心[31]混凝土划分为无约束和有约束两部分，轴压承载力按下式计算：Nu,cal3L,cAc2fAcc1L,tAtfAyss(2-7)式中Ac1为无约束的混凝土面积；Ac2为有约束的混凝土面积。Ac1和Ac2由图2-15确定，且有：f3.4(2-8)L,ccr,c27 华南理工大学硕士学位论文2t,t(2-9)r,cb,tyt0.36f(2-10)L,tyt0.77f(2-11)需要指出的是，文献[7]在采用式（2-8）～（2-11）时，是针对内置带翼缘的十字型钢的方钢管混凝土柱而言的，本章在此近似将其拓展应用于内置H型钢的方钢管混凝土柱。[66]计算方法4：轴压承载力Nu,cal4扔按式（2-7）计算，但其中ζL,c改由下式确定：L,ccr,cfk(2-12)Afsyskf(21.3/)(2-13)rccAfcc[67][66]式（2-13）的右边第1项和第2项分别是按文献和确定的。图2-15组合截面的应力分布Fig.2-15Stressdistributiononcombinedcrosssection[68]根据GB50010-2010《混凝土结构设计及规范》的相关规定，以上各式中fc的具体取值如下：采用全新混凝土的试件：ff0.880.770.95(2-14)ccu,new采用再生块体混凝土的试件：ff0.880.770.96(2-15)ccu,com式中fcu,com由式（2-1）确定。需要指出的是，对于预制试件，由于灌浆材料只占管内横截面积的约15%，且其具有较高抗压强度，因此为简便起见，计算时可近似将灌浆材料当成新混凝土一并考虑。采用上述4种计算方法所得到的试件轴压承载力计算结果见表2-4和表2-5，从表中28 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析可以看出：表2-5计算结果与试验结果之比的统计特性Table2-5Statisticalcharacteristicsoftheratiosofcalculationresultstotestresults计算轴压承载力/实测轴压承载力试件统计参数Nu,cal1/Nu,expNu,cal2/Nu,expNu,cal3/Nu,expNu,cal4/Nu,exp均值0.91610.97070.98180.9624全部试件变异系数0.04360.03960.03880.0473均值0.92900.98280.99460.9720现浇试件变异系数0.03930.02900.02720.0418均值0.91140.96630.97720.9589预制试件变异系数0.04580.04330.04240.0506预制均值0.98100.98330.98240.9866现浇均值预制全新均值0.89010.94030.94860.9409试件变异系数0.03230.03230.03230.0323预制再生均值0.91610.97210.98350.9630试件变异系数0.04800.04440.04290.0542预制全新均值0.97160.96730.96450.9771预制再生均值（1）由于没有考虑方钢管、核心混凝土和型钢三者之间的相互作用，式（2-3）的计算结果与试验结果之间的偏差相对较大，前者比后者平均偏低约8.4%；式（2-4）和式（2-7）的计算结果总体上与试验结果吻合良好，前者仅比后者平均偏低约0.4%～3.8%。（2）针对后3种计算方法，11个预制试件的轴压承载力计算值与试验值之比的均值除以4个现浇试件的轴压承载力计算值与试验值之比的均值可得0.9824～0.9866，表明这些计算方法预测预制试件和现浇试件的轴压承载力具有相近的精度，而且预测预制试件比预测现浇试件具有相对更高的安全性。（3）针对后3种计算方法，2个预制全新混凝土试件的轴压承载力计算值与试验值之比的均值除以9个预制再生块体混凝土试件的轴压承载力计算值与试验值之比的均值可得0.9645～0.9771，表明这些计算方法预测预制再生块体混凝土试件的轴压承载力具29 华南理工大学硕士学位论文有相对更高的精度。（4）在其它参数相同的情况下，内置高强型钢的方钢管混凝土柱的轴压承载力试验值比内置普强型钢的方钢管混凝土柱提高约5.3%～8.4%，此提高幅度与后3种计算方法计算得到的理论提升幅度15.0%～17.0%偏小。这主要是因为混凝土和高强型钢两种材料的应力-应变关系不协调所致。本文所采用的高强钢材的屈服应变约为4100με，而素混凝土的峰值应变约为2000με，考虑钢管对核心混凝土的约束效应，其峰值应变会有[69]所提高。参考文献，计算得到本文试件核心混凝土的峰值应变约为3600με，即使这样核心混凝土的峰值应力也将比高强型钢的屈服强度更早达到，随后逐渐降低，这就导致了内置高强型钢试件的实际轴压承载力相比计算值（注：前面4种计算方法均假设核心混凝土的峰值应力与型钢的屈服强度同时达到）有所偏低。为了对比内置高强型钢方钢管混凝土柱和内置普强型钢方钢管混凝土柱的经济性，下面采用上述后3种计算方法进行初步对比分析。考虑截面边长500×500mm的方钢管和截面尺寸Bs×Ds×tw×tf=320×280×12×12mm的H型钢（型钢横截面积与柱横截面积之比为4.1%），钢管和普强型钢的屈服强度取为345MPa，高强型钢的屈服强度取为690MPa，钢管内部浇筑C45混凝土，其轴心抗压强度取为29.6MPa。当钢管内部采用普强型钢时，钢管壁厚取为10mm，此时利用后3种计算方法可得内置普强型钢的方钢管混凝土柱的轴压承载力为17858～18121kN。在保持轴压承载力相同的情况下，若将内置普强型钢替换为内置高强型钢，经反复试算可知钢管壁厚可减薄为4.82～5.23mm。对于本算例，内置普强型钢的方钢管混凝土柱的总用钢量为246.2kg（考虑单位柱长1m），而内置高强型钢的方钢管混凝土柱的总用钢量为163.4～170.0kg，后者比前者节省[70]31.0%～33.7%。参照2018年1月上海的钢材市场价（Q345：4560元/吨，Q690：5600元/吨），后者的钢材成本比前者降低23.1%～25.8%。类似地，若将内置普强型钢替换为内置Q890高强型钢，则在轴压承载力保持不变的情况下，后者的总用钢量为118.8～125.0kg，后者用钢量比前者节省58.4%～65.0%，后者的钢材成本比前者降低36.9%～39.4%（Q890钢材的市场价按6200元/吨计算）。在组合结构柱中采用高强型钢，其屈服应变往往会大于素混凝土的峰值应变2000με。为了避免混凝土过早压碎而钢材没有充分发挥强度，各国规范对组合结构中钢材的强度明确规定了上限值。30 第二章内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析表2-6钢材强度上限值Table2-6Upperlimitofsteelstrengthgrades规范名称强度上限值（MPa）ACI2008350CEN2005460ANSI/AISC2010525AIJ2001588[69]基于本文内置高强型钢的方钢管混凝土柱的研究，利用文献的公式计算出核心混凝土的峰值应变εc，引入钢材强度利用系数λ（混凝土的峰值应变εc比上钢材的峰值应变εy，比值大于100%取100%）。参照工程实际常用的柱截面尺寸，考虑400mm、450mm、500mm、550mm和600mm五种方钢管边长（在所有计算工况中方钢管的强度等级为Q345），考虑5mm、10mm、15mm和20mm四种方钢管壁厚，考虑C30～C120十种混凝土强度等级，且考虑型钢的强度等级为：Q345、Q460、Q550、Q690、Q890和Q960。[69]以上总计1200种工况，且所有计算参数均在文献公式的计算范围之内。如表2-7所示，单独列出一些工况（方钢管B=500mm，t=15mm，混凝土C30～C120，型钢Q345～Q960）。表2-7不同工况下的钢材强度利用系数λTable2-7SteelstrengthutilizationcoefficientunderdifferentworkingconditionsQ345Q460Q550Q690Q890Q960C30100%100%100%91%71%66%C40100%100%100%100%77%72%C50100%100%100%100%84%78%C60100%100%100%100%91%84%C70100%100%100%100%97%90%C80100%100%100%100%100%96%C90100%100%100%100%100%100%C100100%100%100%100%100%100%C110100%100%100%100%100%100%C120100%100%100%100%100%100%经过计算总结，归纳出内置型钢的方钢管混凝土柱中核心混凝土强度等级和型钢强度等级相互适用的范围表，以便指导工程施工。31 华南理工大学硕士学位论文表2-8工程适用范围Table2-8ScopeofengineeringapplicationD：400mm～600mmD：400mm～600mmt：5mm～10mmt：15mm～20mmQ345～Q550≥C30≥C30Q690≥C60≥C40Q890≥C80≥C60Q960≥C100≥C802.5本章小结通过本文的研究，可得到如下结论：（1）采用所提施工工艺，可确保方钢管内部的预制节段之间，以及钢管内壁与预制节段之间的灌浆料充填密实。（2）与现场施工相比，对再生块体混凝土节段进行工厂化预制，不会对柱的轴压承载力和初始刚度产生不利影响。（3）预制节段的数量及其表面粗糙程度，对柱的轴压力学性能影响有限。（4）从柱的轴压承载力、初始刚度和延性系数角度看，内置高强型钢比内置普强型钢更具优势，该优势对于延性系数最为明显，轴压承载力次之，初始刚度再次。（5）若型钢屈服强度在核心混凝土达到其峰值应力之前达到，或二者同时达到，则在相同的轴压承载力要求下，内置Q690高强型钢的柱与内置普强型钢的柱相比，可节省用钢量30%左右，降低钢材成本约20%。（6）当废旧混凝土强度低于新混凝土时，与全新混凝土柱相比，再生块体混凝土柱的钢管横向应变显著增大时刻更早，增大后的应变速率更陡；与常规方钢管混凝土柱相比，内置高强型钢柱的钢管横向应变显著增大时刻明显滞后。（7）采用计算方法2、计算方法3和计算方法4，均可较好地预测内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱的轴压承载力。32 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析3.1引言针对第二章所涉及的内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱，为定量把握其火灾后的剩余力学性能，本章首先对其制作过程中用到的水泥基灌浆料（不含粗、细骨料）的高温后受压性能开展了试验研究，揭示了高温后灌浆料立方体抗压强度、棱柱体抗压强度、弹性模量、泊松比和应力-应变关系随温度的变化规律，并分别与前人给出的水泥基灌浆料（含有粗、细骨料）的相应结果进行了对比。3.2试验概况3.2.1试件设计与制作本章共设计水泥基灌浆料试件共50个，其中包含5组25个70.7mm×70.7mm×216mm的棱柱体试件和5组25个边长为70.7mm的立方体试件。考虑试件经受5种温度，分别为20℃、100℃、300℃、500℃和700℃。各试件的详细参数见表3-1。表3-1试件参数Table3-1Parametersofspecimens试件编号试件尺寸（mm）个数水灰比温度（℃）P-20520P-1005100P-30070.7×70.7×21650.28300P-5005500P-7005700C-20520C-1005100C-30070.7×70.7×70.750.28300C-5005500C-7005700水泥基灌浆料选用深圳红威达建材有限公司提供的高性能管道压浆料HLD，其中33 华南理工大学硕士学位论文不含粗、细骨料。从抗压强度和流动性考虑，并参照提供方建议的水灰比范围0.26～0.28，[71]本试验选取水灰比0.28。按照GB/T50448-2008《水泥基灌浆材料应用技术规范》进行灌浆料浆体搅拌制作。制备工艺包括以下步骤：先倒入称取好的灌浆料，然后向桶中一边加入2/3的水一边用手持电动搅拌器进行约3min的搅拌，接着加入剩余水量搅拌直至均匀，最后将灌浆料浆体装入70.7mm×70.7mm×216mm的棱柱体或边长为70.7mm的立方体模具中，使灌浆料浆体与模具的上边缘齐平。常温静置24h后拆模，然后放入标准养护箱标养28d（温度20℃±2℃，湿度≥95%）。将标养好的试件从标准养护箱中取出，放置于干燥、通风的环境1周（见图3-1），然后进行高温处理。（a）棱柱体（b）立方体图3-1高温前的试件Fig.3-1Specimensbeforehightemperature3.2.2加热制度采用洛阳西格马仪器制造有限公司提供的箱式电阻炉（见图3-2）对试件进行高温处理。预定加热制度为：升温速度8℃/min，恒温3小时，然后敞开炉门，自然冷却至室温。目标加热温度分别为20℃、100℃～700℃，温度间隔为200℃。加热之前，在炉膛内放入棱柱体和立方体试件，并且在炉膛中央布置一个型号为WRNK-101-K-φ3的热电偶（肇庆自动化仪表有限公司提供）。加热过程中，利用温度模块采集系统全程自动采集炉膛内的温度数据，采样频率0.5Hz。图3-3所示为实测的炉内温度-时间曲线。34 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析温度模块采集系统热电偶试件图3-2箱式电阻炉Fig.3-2Box-typeresistancefurnace153.3400150384.5336.7120300113.9))C90C((200温度60温度100300005010015020025005010015020025010时间(min)19035时间(min)178（a）100℃（b）300℃700816.2623.8800600725.7536.4500600)400)CC((400300温度温度20020010000050100150200250300050100150200250300时间86时间(min)17959180(min)（c）500℃（d）700℃图3-3炉内温度-时间曲线Fig.3-3Measuredtemperature-timecurvesinfurnacechamber35 华南理工大学硕士学位论文3.2.3测点布置与加载装置棱柱体试件用来测定应力-应变曲线、棱柱体抗压强度、弹性模量、泊松比，立方体试件用来测定立方体抗压强度。由于试验设备的限制，编号为P-20、P-100、P-300的棱柱体试件和编号为C-20、C-100、C-300的立方体试件在华南理工大学力学试验中心200吨电液伺服试验机上进行试验，其余棱柱体试件和立方体试件在华南理工大学力学试验中心50吨电液伺服试验机上进行试验。由于两台试验机本身刚度不足，棱柱体试件在进行单轴受压试验时，超过峰值应力后试件立即崩碎，呈脆性破坏特征，故试验过程中只能测得应力-应变曲线的上升段。[71]立方体受压试验采用全程力控制，加载速率为2400N/s。棱柱体单轴受压试验采用全程位移控制，加载速率取0.018mm/min。试件的纵向变形采用位移计和纵向应变片同时测量。本试验采用特制的铁支架装置（如图3-4所示），用于对称布置2个精度为0.002mm的位移计，以测定棱柱体试件中间段80mm标距范围内的变形值。上、下两个方形铁箍之间的距离80mm满足规范GB/T7897-2008《钢丝网用水泥砂浆力学性能试验[72][72]方法》的要求。纵向应变片的栅长40mm（满足文献的要求，即标距不小于20mm及集料最大粒径的4倍，且不大于试件高度的1/2），总共2个，粘贴于试件相对两面中线的中点处。试件的横向应变采用横向应变片测量，应变片栅长40mm，总共2个，粘贴于试件另外两个相对面中线的中点处。位移计应变片方形铁箍（铁支架装置）受压试件快硬石膏图3-4单轴受压试验的加载装置Fig.3-4Loadingdeviceforuniaxialcompressivetest36 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析在正式加载之前，采用如图3-5所示的找平装置和快硬石膏对试件的两个加载面进行找平。试验过程中，把压力机的荷载信号、位移计的变形信号和应变片的应变信号都接入扬州精明静态数据采集仪，以实现力、位移和应变的同步采集与自动存储，采样频率0.5Hz。正式加载前，对试件进行预压，加载至棱柱体抗压强度的30%左右卸载，重复2次。（a）找平装置（b）找平后图3-5试件找平Fig.3-5Levlingofspecimens3.3试验结果与分析3.3.1宏观现象试件加热过程中，当炉温达到200℃时，可以从炉口处观察到少量的水汽，原因是试件本身少量的自由水受热蒸发。炉温到达300℃～500℃时，炉口处发现有大量白色的水雾，并伴随出现水珠，这是因为灌浆料浆体中的C-S-H凝胶脱水所致；随着炉温的继续升高或随着炉温的持续恒温，炉口的水雾基本消失。整个加热过程中，加热温度为500℃的一组试件明显听到了一次爆裂声，待冷却完毕之后，经检查发现是一个立方体的角部发生了爆裂。其余各组试件均没有发生爆裂现象。高温处理过程中，水泥基灌浆料会发生不同程度的物理、化学变化，从而导致试件的表面特征出现不同程度的改变。经历不同高温处理后灌浆料的表面颜色和损伤状况，如表3-2和图3-6所示。当加热温度为100℃时，试件表面的颜色呈现青灰色，与常温的相比无明显变化。37 华南理工大学硕士学位论文当炉温达到300℃～500℃时，试件表面的颜色由青灰色变为浅黄色，再变为浅灰白色。炉温在300℃～500℃时，灌浆料浆体中的C-S-H凝胶大部分脱水，试件表面附近的Ca(OH)2部分脱水（Ca(OH)2的脱水温度是580℃，而瞬时炉温最高达623.8℃），从而引起试件表面的颜色变化。当炉温达到700℃时（瞬时高达816.2℃），试件表面的颜色呈现明显的灰白色，这是因为700℃时Ca(OH)2脱水完全，生成大量的CaO，因此试件表面呈现CaO的本色。表3-2高温后水泥基灌浆料的表面特征Table3-2Surfacecharacteristicsofcementitiousgroutingmaterialafterhightemperature温度颜色变化裂纹掉皮缺角疏松20℃青灰色无无无否100℃青灰色几乎没有几乎没有几乎没有否300℃浅黄色细微轻微少量否500℃浅灰白色多而明显很少少量轻度700℃灰白色宽而多且连通稍多少量较严重（a）100℃（b）300℃（c）500℃（d）700℃图3-6高温后水泥基灌浆料的表观颜色变化Fig.3-6Colorchangeofcementitiousgroutingmaterialafterexposuretoelevatedtemperature在加热温度为100℃时，试件表面无肉眼可见的裂纹；当炉温达到300℃时，细微的裂纹开始出现；随着温度的升高，裂纹数量逐渐增多，宽度逐渐增大变宽，且开始连38 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析通；当温度达到700℃时，试件表面裂纹密布，多而连通，试件变得酥松且易碎。参考前人的分析，试件表面裂纹发展主要有以下几个原因：1）灌浆料浆体内部结构密实，导热性能比较差，温度梯度大，从而导致试件内外变形不协调；2）试件内部自由水逸出至表面，导致试件表面出现裂纹；3）浆体的主要水化产物C-S-H胶凝和Ca(OH)2随着温度的升高，发生不同程度的分解，从而导致浆体结构疏松多孔。以上对灌浆料试件高温后的表观特征的描述和分析，可以作为工程人员判断火灾对含有水泥基灌浆料的构件或结构的作用温度和烧损程度的参考依据。20℃～300℃后的立方体试件，在加载到峰值荷载的50%时，试件角部开始出现微小裂缝；加载峰值荷载的80%时，可以听到持续的脆响声，试件表面产生大量的竖向裂缝，较大的碎片从试件表面剥落分离；达到峰值荷载时，只听见“嘭”的一声，试件迅速破坏。卸载后，用手拿开被压酥的残余碎片，破坏后的试件呈双角锥状，如图3-7所示。500℃～700℃后立方体试件的最终破坏模式同样呈现双角锥状，但是属于延性破坏，当荷载达到峰值荷载时，没有剧烈的响声，荷载缓慢下降。（a）加载前（b）加载后图3-7立方体试件的破坏形态Fig.3-7Failurepatternofcubespecimen20℃～300℃的棱柱体试件，在加载达到峰值荷载的50%时，可以用肉眼观察到试件表面出现纵向细小的裂缝；随着加载的持续进行，纵向裂缝逐渐延长；加载到峰值荷载的80%时，持续发出脆耳的压碎声，且裂缝逐渐向两端斜向扩展，棱柱体角部剥落明显；试件破坏的瞬间，可听到巨大的响声。当温度超过500℃时，水泥基灌浆料的脆性破坏有所改善，尤其是温度达到700℃时，试件的破坏过程有些类似于延性破坏。图3-8所示为不同温度后棱柱体试件的破坏模式，其中20℃～300℃后试件的劈裂面相对较为39 华南理工大学硕士学位论文光滑，而500℃～700℃后的试件的劈裂面凹凸不平。20℃100℃300℃500℃700℃图3-8棱柱体试件的破坏形态Fig.3-8Failurepatternsofprismspecimens3.3.2质量损失与收缩变形质量损失率η定义为试件高温前、后的质量差与高温前的初始质量之比，用这个指标来衡量试件因受热而发生的质量变化。采用量程为15kg，精度为0.5g的电子秤称量高温前、后棱柱体试件的质量。试件的质量损失率η与其目标加热温度T之间的关系如图3-9所示。从图中可以看出，随着温度的升高，质量损失率不断增大，且分别在100℃和300℃出现了两个明显的拐点，据此可以把整个质量损失分为三个阶段：1）20℃～100℃阶段，试件质量比较稳定，仅损失了1.02%，此阶段试件水分蒸发较少，只是自由水的[73][55]蒸发，但普遍认为自由水在120℃才能完全蒸发；2）100℃～300℃阶段，试件质量快速损失，原因是大量的水分开始逸出；3）300℃～700℃阶段，质量损失有所变缓。[53][56]图3-9还分别给出了冯世贤所研究的豆石型灌浆料（含粗、细骨料）和徐明所研究的水泥砂浆（含细骨料）的质量损失率随温度的变化趋势。通过与本文所研究的不含粗、细骨料的水泥基灌浆料的质量损失率进行对比发现：1）在300℃以前，三者的质量损失率总体上均随着温度的升高而快速增大；2）300℃以后，水泥砂浆和豆石型灌浆料的质量损失率相比于本文灌浆料要小很多，原因是粗、细骨料占前两者质量的很大一部分，而粗、细骨料的主要化学成分为CaCO3和SiO2，它们在700℃温度下很难分解。40 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析25252020(%)15(%)15式（3-1）1010本文试验质量损失率[56]质量损失率5徐明5本文试验值[53]拟合曲线冯世贤0001002003004005006007008000100200300400500600700800温度T(ºC)温度T(°C)图3-9温度对质量损失率的影响图3-10质量损失率与温度的关系Fig.3-9EffectoftemperatureonmasslossrateFig.3-10Relationshipbetweenmasslossrateandtemperature如图3-10所示，采用最小二乘法对质量损失率与温度的关系进行回归拟合，具体2见式（3-1），拟合相关系数为R=0.970。T20()28.9628.960.81100(20700CT)C(3-1)式中，η是高温后水泥基灌浆料的质量损失率（%）；T是温度（℃）。体积收缩率θ定义为试件高温前、后的体积差与高温前的初始体积之比，用这个指标来衡量试件因受热而产生的体积收缩。采用游标卡尺量取高温前和高温后冷却至室温的棱柱体试件的长、宽、高，然后计算相应的体积。试件体积收缩率θ与其目标加热温度T之间的关系如图3-11所示。从图3-11可以看出，试件的体积收缩率随着温度的升高不断增大，且没有出现明显的拐点。造成体积收缩的原因主要有以下几点：1）试件本身的自由水受热蒸发引起干燥收缩；2）C-S-H凝胶和Ca(OH)2的受热分解，同样导致失水收缩。如图3-11所示，采用最小二乘法对体积收缩率与温度的关系进行回归拟合，具体2见式（3-2），拟合相关系数为R=0.998。T20()1.341.341.27100(20CT700C)(3-2)根据式（3-1）和式（3-2），可以得到水泥基灌浆料的质量密度ρ与温度T的如下关系（图3-12）：TT20201/100()()[71.0428.960.81100]/[101.341.341.27100](20CT700C)1/100(3-3)041 华南理工大学硕士学位论文式中ρ0为常温下水泥基灌浆料的质量密度。71.006本文试验拟合曲线50.96(%)4(%)0.923/20.88式（3-3）体积收缩率1式（3-2）0.840-101002003004005006007000100200300400500600700温度T(ºC)温度T(°C)图3-11体积收缩率与温度的关系图3-12质量密度与温度的关系Fig.3-11RelationshipbetweenvolumeshrinkageFig.3-12Relationshipbetweenmassdensityandrateandtemperaturetemperature3.3.3抗压强度图3-13（a）所示为高温后水泥基灌浆料的棱柱体抗压强度以及相对棱柱体抗压强度（即高温后抗压强度与常温下抗压强度之比）随温度的变化情况。从图中可以看出：随着温度的升高，棱柱体抗压强度总体呈现出逐渐减小的趋势。300℃以前，抗压强度的降低幅度不大，目标加热温度100℃和300℃所对应的抗压强度分别为常温抗压强度的101.4%和94.5%。当温度超过500℃之后，抗压强度的下降速率明显加快，目标加热温度500℃和700℃所对应的抗压强度分别为常温抗压强度的71.9%和33.0%。高温作用造成水泥基灌浆料的强度损失的主要原因是：1）水分蒸发后形成的内部空隙和裂缝；2）300℃～500℃时，贡献大部分强度的C-S-H凝胶逐渐脱水分解；3）580℃时，贡献强度的Ca(OH)2逐渐脱水分解，其分解物CaO吸水，促使体积膨胀，加剧裂缝发展。通过对试验数据的回归分析，可采用式（3-4）近似描述高温后灌浆料棱柱体抗压2强度随温度T的变化关系，拟合相关系数R=0.998，具体见图3-13（b）。Tf1cfcT204.55(20CT700C)(3-4)12.27()700T式中，fc是高温后棱柱体的抗压强度；fc是常温下棱柱体的抗压强度。42 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析1001.01.080c0.8f/0.8Tcf(MPa)60Tc式（3-4）f0.6f/c0.6Tfc40抗压强度抗压强度相对抗压强度0.4相对抗压强度0.42000.20.201002003004005006007000100200300400500600700温度（C）温度(ºC)（a）抗压强度（b）公式拟合图3-13棱柱体抗压强度与温度的关系Fig.3-13Relationshipbetweenprismaticcompressivestrengthandtemperature高温后水泥基灌浆料的棱柱体抗压强度和立方体抗压强度的比较如图3-14所示。从图中可以看出：100℃时，棱柱体抗压强度和立方体抗压强度均与常温下几乎相同；100℃～300℃范围内，立方体抗压强度几乎保持不变，棱柱体抗压强度却有所降低；300℃～500℃范围内，立方体抗压强度的下降速率明显快于棱柱体抗压强度；500℃～700℃范围内，二者的降低速率大体相同。受压过程中试件上、下端面所受到的摩擦作用对立方体的影响要强于对棱柱体的影响，这可能是300℃时立方体抗压强度几乎不降而棱柱体抗压强度有所降低的原因。但当温度继续升高时，由于灌浆料的自身劣化已十分显著，上述摩擦作用对立方体抗压强度的有利影响就无法充分体现了。1.00.80.6抗压强度相对0.4棱柱体立方体0.20100200300400500600700800温度(ºC)图3-14高温后棱柱体抗压强度与立方体抗压强度与的比较Fig.3-14Comparisonbetweencompressivestrengthofprismsandcubesafterexposuretoelevatedtemperature3.3.4峰值应变43 华南理工大学硕士学位论文图3-15所示为高温后水泥基灌浆料的峰值应变随温度的变化情况。从图中可以看出，灌浆料的峰值应变整体上随目标温度的升高而逐渐增大。通过对试验数据的回归分析，可采用式（3-5）近似描述高温后灌浆料的峰值应变随温度T的变化关系，拟合相2关系数R=1.000，具体见图3-15。TcTTT20T20202320411.27()6.36()9.86()4.91()(20700CTC)(3-5)700700700700cT式中，εc是高温后棱柱体的峰值应变；εc是常温下棱柱体的峰值应变。1.680001.2)6000(Tc0.8c式(3-5)4000c峰值应变20000.400.001503004506007500150300450600750温度(ºC)温度(ºC)（a）峰值应变（b）公式拟合图3-15棱柱体峰值应变与温度的关系Fig.3-15Relationshipbetweenprismaticpeakstrainandtemperature3.3.5弹性模量[74]从静力角度考虑，火灾后构件力学性能的降低包括强度下降和刚度减小两个方面。刚度与材料的弹性模量关系密切，因此测定高温后水泥基灌浆料的弹性模量具有一定价值。弹性模量ET取棱柱体单轴受压应力-应变曲线的原点与其上升段40%峰值应力点之间的割线模量，其中应变为两个位移计测得的试件纵向变形的平均值与位移计测量标距80mm之比；应力为实测荷载与试件横截面积之比。图3-16（a）所示为高温后灌浆料的弹性模量随温度的变化情况。从图中可以看出，弹性模量随温度的升高而逐渐降低，且降低速率总体上比抗压强度更快，此现象与常规[73]混凝土类似。300℃之前，灌浆料的弹性模量降低幅度相对有限，但在此后却迅速降低，700℃时弹性模量比常温下降低了80.1%，仅为4.3GPa。值得一提的是，当加热温度为100℃时，弹性模量与常温下相比略有提升，涨幅为3.2%。一定的高温范围内，灌44 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析浆料内部的毛细孔水和物理吸附水的蒸发使其内部压力提高，形成了一种高温蒸压效应，促使未完全水化的水泥颗粒形成更多的水化产物，材料因此更加致密，弹性模量有所提[55]升。251.01.0200.80.8)c式（3-6）(GPa)T150.6f/fT00.6E(E/0TEE/0.4T10弹性模量E0.4弹性模量相对值弹模本文试验0.2拟合曲线相对抗压强度0.250.001002003004005006007000100200300400500600700温度(ºC)温度(ºC)（a）弹性模量（b）公式拟合图3-16弹性模量与温度的关系Fig.3-16Relationshipbetweenelasticmodulusandtemperature上述变化规律可以用下式近似描述（图3-16（b））：E0.84T0.17ET432.06(20CT700C)（3-6）01exp()80.49式中ET为温度T作用后灌浆料的弹性模量；E0为常温下灌浆料的弹性模量。3.3.6泊松比图3-17所示为高温后棱柱体试件的泊松比ν-应力比λ关系曲线（注：应力比为实T际应力ζ与峰值应力fc之比，泊松比为2个横向应变片的读数的平均值与2个纵向应变片的读数的平均值之比），图中每个数据点为同组多个试件的平均结果。从图中可以看出：1）在0.6倍峰值荷载以内，除温度700℃的试件以外，灌浆料的泊松比总体呈现出随温度升高而逐渐降低的趋势；2）在300℃以内，泊松比随应力比的变化范围为0.15～0.30，变动幅度相对较小；3）温度超过500℃之后，泊松比随应力比的增大而显著增大，这是因为此时灌浆料已变得十分疏松，裂缝数量众多且连通，受压过程中横向变形的增幅明显加大所致。45 华南理工大学硕士学位论文1.00.80.620°C应力比0.4100°C300°C0.2500°C700°C0.00.00.10.20.30.40.50.60.70.8泊松比图3-17泊松比与温度的关系Fig.3-17Relationshipbetweenpoisson’sratioandtemperature3.3.7应力-应变曲线为了评估火灾后构件的力学性能，往往会涉及到高温后材料的本构关系。本章通过5组25个棱柱体的单轴受压试验，得到了不同温度后的灌浆料的应力-应变曲线。T将试件受压应力-应变曲线转换为无量纲化的标准曲线，横坐标x=ε/εc，纵坐标TT[75]y=ζ/fc，其中εc为高温后灌浆料的受压峰值应变。参考过镇海提出的混凝土单轴受压本构方程的形式，高温后水泥基灌浆料的应力-应变曲线的上升段采用下式进行描述：23yax(32)ax(a2)x(01)x(3-7)234(0x1)(3-8)ybxcx(43b2)cx(2bc3)x式中a、b、c是控制曲线上升段的参数，具体取值见表3-3。式（3-7）适用于常温及100℃后的灌浆料，式（3-7）适用于300℃～700℃后的灌浆料。图3-18所示为式（3-7）和式（3-8）与实测数据对比，从中可以看出前两者与后者总体吻合良好。表3-3受压本构方程的参数取值Table3-3Parametersofconstitutiveequation参数20℃100℃300℃500℃700℃a1.271.14---b--1.710.851.00c---2.09-1.54-3.452R0.9900.9900.9970.9770.96046 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析1.01.00.8式（3-7）0.8式（3-7）0.60.6TfcTf/c/0.40.4试验数据试验数据拟合曲线0.2拟合曲线0.20.00.00.00.20.40.60.81.00.00.20.40.60.81.0//（a）20℃（b）100℃1.01.00.80.8式（3-8）0.60.6式（3-8）TcTcf/f/0.40.4试验数据拟合曲线试验数据0.20.2拟合曲线0.00.00.00.20.40.60.81.00.00.20.40.60.81.0//（c）300℃（d）500℃1.00.80.6式（3-8）Tcf/0.4试验数据0.2拟合曲线0.00.00.20.40.60.81.0/（e）700℃图3-18受压应力-应变曲线Fig.3-18Compressivestress-straincurves47 华南理工大学硕士学位论文3.4与前人试验结果的对比随着灌浆料的工程应用日益广泛，其品种不断增多，而且性能越来越优良。前人曾对高温后地聚物净浆、水泥砂浆、豆石型灌浆料的受压力学性能进行过试验研究，如图3-19所示为本文试验结果与前人试验结果的对比。从图中可以看出：[56]1.01.0水泥砂浆[53]豆石型灌浆料0.80.8本文试验0.60.60.4[56]0.4水泥砂浆相对抗压强度[57]相对弹性模量地聚物净浆0.2[53]0.2豆石型灌浆料本文试验0.00.001503004506007509000150300450600750900温度(ºC)温度(ºC)（a）抗压强度（b）弹性模量图3-19不同灌浆料高温后力学性能的比较Fig.3-19comparisonofmechanicalpropertiesofdifferentkindsofgroutingmaterialsafterhightemperature（1）只有当温度超过300℃以后，本试验所采用的灌浆料的抗压强度才会明显降低，而其他品种灌浆料的抗压强度在300℃之前就已经明显衰减；（2）高温后不同品种灌浆料的弹性模量随温度升高而降低的速率均大于各自抗压强度的衰减速率。在500℃之前，本试验所采用的灌浆料弹性模量的降低速率要小于水泥砂浆和豆石型灌浆料。3.5本章小结通过本文的研究，可得到以下结论：（1）随着温度的升高，高温后水泥基灌浆料的质量损失率和体积收缩率不断增大，前者在100℃和300℃出现了两个明显拐点，但后者无明显拐点。（2）随着温度的升高，水泥基灌浆料的棱柱体抗压强度和弹性模量总体呈现出逐渐减小的趋势，且后者的降低速率总体上比前者更快，但300℃以前二者的降幅都相对有限。（3）水泥基灌浆料遭受300℃以内的高温作用后，其泊松比随应力比的变化范围相48 第三章高温后水泥基灌浆料的受压性能试验与分析对有限（0.15～0.30），但当温度超过500℃之后，其泊松比随应力比的增大而显著增大。（4）所建立的高温后水泥基灌浆料的质量损失率、体积收缩率、棱柱体抗压强度、弹性模量、无量纲应力-应变曲线上升段与目标加热温度的定量变化关系，与实测结果吻合良好。（5）与水泥砂浆、地聚物净浆和豆石型灌浆料相比，本章所采用的水泥基灌浆料的高温后力学性能更优。49 华南理工大学硕士学位论文第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析4.1引言第二章的研究结果表明内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱具有良好的常温轴压力学性能。在此基础上，本章以施工方式、废旧混凝土块体取代率、受火时间为主要参数，先后开展了9个内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的明火处理以及火灾后的轴压测试，考察了上述参数对试件截面温度和火灾后剩余轴压力学性能的影响。4.2试验概况4.2.1试件设计与制作本章设计了9个内置型钢的方钢管再生块体混凝土短柱，主要试验参数包括：1）施工方式（现浇施工、预制施工）；2）废旧混凝土块体取代率（0、25%）；3）升温时间（0、60min、120min）。按照升温时间的不同，9个试件分为3组，每组包括3种构造模式，如图4-1所示。模式a为取代率为0的内置型钢的方钢管现浇全新混凝土试件，废旧混凝土块体新混凝土图4-1构造模式Fig.4-1Patternofspecimens模式b为取代率25%的内置型钢的方钢管现浇再生块体混凝土试件，模式c为取代率25%的内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土试件。第1组、第2组和第3组试件的升温时50 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析间分别为0、60min和120min。预制试件的施工方式详见第二章2.2.1节。各试件的基本参数见表4-1，表中试件编号的具体含义见图4-2，试件的几何尺寸见图4-3。表4-1试件基本参数Table4-1Parametersofspecimens组试件构造升温时间B×t×Lfcu,newfcu,oldAcfytAtfysAs222别编号模式（min）(mm)(MPa)(MPa)(mm)(MPa)(mm)(MPa)(mm)第CT00R00a-1CT00R25b0350×5.72×105031.048.710940343378777524800组PT00R25c48.7第CT60R00a-2CT60R25b60350×5.72×105031.048.710940343378777524800组PT60R25c48.7第CT120R00a-3CT120R25b120350×5.72×105031.048.710940343378777524800组PT120R25c48.7注：表中B为试件边长；t为钢管壁厚；L为试件长度；fcu,new和fcu,old分别为试验当天新混凝土和废旧混凝土的150mm立方体抗压强度；Ac是混凝土横截面积（预制试件中的灌浆料也近似当做新混凝土一并计算面积）；fyt和At分别为钢管的实测屈服强度和横截面积；fys和As分别为型钢的实测屈服强度和横截面积。C-现浇00-0min施工方式升温时间60-60minP-预制120-120minC/P-T#R#00-0%废旧混凝土块体取代率25-25%图4-2试件命名方式Fig.4-2Specimencode51 华南理工大学硕士学位论文图4-3预制试件的几何尺寸（单位：mm）Fig.4-3Dimensionsofprefabricatedspecimens（unit:mm）注：预制试件中型钢的横截面尺寸Bs×Ds×tw×tf=180×160×10×10mm，现浇试件中型钢的横截面尺寸与之一致。所有试件均采用边长350mm、长度1050mm的直缝焊接方钢管，试件两端各设置一块500×500×20mm的端板。现浇试件和预制试件的详细制作过程与第二章2.2.2节[76]的描述一致，如图4-4所示。根据《矩形钢管混凝土结构技术规范》，为保证明火处理时核心混凝土中水蒸气的及时逸出，在方钢管相对的两个侧面距离上、下端板各100mm的中点处分别设计一个直径14mm的排气孔。考虑到预制试件灌浆过程中的密闭性要求，统一在现浇和预制试件养护完成之后，采用钻孔工具进行钻孔。新混凝土采用C30商品混凝土（广东基础新世纪混凝土有限公司提供），其配合比[62]见表4-2。试验前，按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》测得新混凝土的150mm立方体抗压强度fcu,new=31.0MPa。由于混凝土浇筑和养护的时间正值广州冬季，所以新混凝土强度比预期有所偏低。52 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析（a）现浇试件浇筑现场（b）预制节段一次性投放块体图4-4试件浇筑Fig.4-4Concretecastingofspecimens表4-2新混凝土的配合比Table4-2Mixproportionoffreshconcrete水水泥砂石子减水剂粉煤灰333333（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）（kg/m）1652008109804.50100废旧混凝土采用和第二章同一批来源的基坑支护梁，将其破碎成特征尺寸约60mm～80mm的废旧混凝土块体（如图4-5所示）。已经测定废旧混凝土的150mm立方体抗压强度fcu,old=48.7MPa。参照第二章2.2.2节，计算可得取代率25%的再生块体混凝土的组合抗压强度fcu,com=35.4MPa。灌浆料继续选用深圳红威达建材有限公司提供的高性能管道压浆料HLD，水灰比为0.28。实测得到试验前灌浆料的力学特性，具体见表4-3。表4-3灌浆料的力学特性Table4-3Mechanicalpropertiesofgroutingmaterial70.7mm立方体抗压强度100mm立方体抗压强度(MPa)(MPa)72.467.753 华南理工大学硕士学位论文（a）某建筑工地基坑支护梁（b）废旧混凝土破碎现场（c）试验用废旧混凝土块体（d）废旧混凝土块体的特征尺寸图4-5废旧混凝土块体Fig.4-5Demolishedconcretelumps4.2.2测点布置与试验装置本章试验分为两个阶段进行：明火处理阶段和轴压测试阶段。明火处理在华南理工大学结构耐火实验室的水平构件耐火试验炉进行，试验装置全貌如图4-6所示。为了量测受火过程中试件内部不同位置处的温度变化，在第2组和第[77,78]3组试件内部布置了5个WRNK-101-K-φ3型的热电偶。根据前人的研究，试件升温时沿柱长方向的温度变化较小，因此5个热电偶均布置在柱半高处的同一截面上，如图4-7所示。图中测点T3位于方钢管外壁，测点T2位于混凝土区域，测点T1位于型钢腹板的中心，测点T4和T5和位于型钢翼缘。54 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析（a）设备外貌（b）炉膛图4-6水平构件耐火试验炉Fig.4-6Fire-resistancetestfurnaceforhorizontalcomponents（a）CT#R00（b）CT#R25（c）PT#R25图4-7热电偶的布置（单位：mm）Fig.4-7Arrangementofthermocouples（unit：mm）热电偶的安装方式如下：1）对于设置在型钢和方钢管表面的热电偶，先把若干孔径6mm的螺母焊接在钢材表面，然后利用铁丝将热电偶牢固地绑扎在螺母上，并参照[79]GB/T9978.1-2008《建筑构件耐火试验方法第一部分：通用要求》，确保热电偶的测温尖端与测点处的钢材表面垂直接触，如图4-8所示；2）对于设置在混凝土区域的热电偶，用一定长度的短钢筋棒起固定作用，使热电偶延伸至预定位置，并保证其测温尖端与短钢筋棒有一定距离，以尽量避免短钢筋棒对测点温度的干扰。55 华南理工大学硕士学位论文（a）测点T3（b）测点T4、T5（c）测点T1、T2图4-8热电偶的安装Fig.4-8Installationofthermocouples轴压测试在华南理工大学结构实验室的1500吨电液伺服长柱压力机上进行，测点布置如图4-9所示。在方钢管的角部位置对称布置4个量程100mm的位移传感器，用以测量试件的轴向总变形。在方钢管的半高处对称布置8个横向应变片和8个纵向应变片（边长中点布置一对应变片，距离钢管边缘15mm处布置一对应变片），用以测量方钢管的局部应变。CT0R25压力机位移计横向、纵向应变片（a）示意图（b）照片图4-9加载装置与测点布置Fig.4-9Testingsetupandmeasuringapparatuses56 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析4.2.3试验步骤明火处理按以下步骤进行：（1）为防止端板被灼烧发生变形，影响后期力学试验，也为了尽量防止热量由端板传入试件内部，以便更加真实地模拟试件四面受火的情况，明火处理之前采用防火棉粘贴保护上、下端板。具体做法为：在试件上端板均匀涂抹一层高温粘接胶，接着在上面覆盖一层防火棉并压实，然后再在其表面铺设一层防火棉，并每隔50～60cm用耐高温的钼丝进行绑扎固定；在炉膛底部先覆盖一层防火棉，等试件吊入炉膛定位之后，再在试件下端板上面覆盖一层防火棉，如图4-6（b）所示。（2）按照升温时间60min、120min，分为2组进行明火处理。使用吊车吊入试件并封好炉盖。连接热电偶和温度采集系统。（3）按照ISO834标准升温曲线进行升温，炉温数据和试件内部温度数据由计算机自动采集，每20s采集一次。（4）升温结束后，等炉温降至常温，再吊出试件备用。图4-10所示为明火处理过程中实测的炉内平均温度-时间曲线。从图中可以看出，实测升温曲线和标准升温曲线总体上吻合较好。1200120010001000800800ISO834))炉内平均温度C°600ISO834Cº600((炉内平均温度温度400温度400200200000408012016020024004080120160200240280时间(min)时间(min)（a）60min（b）120min图4-10炉膛内部的实测升温曲线Fig.4-10Mesauredtemperature-timecurvesinfurnacechamber轴压阶段按以下步骤进行：（1）正式加载前先预加载至500kN，然后卸载至0。（2）正式加载采用先力后位移控制的方式进行，具体分为三个阶段：1）钢材屈服前采用力控制方式加载，加载速率3kN/s；2）钢材屈服后到峰值荷载之间采用位移控制57 华南理工大学硕士学位论文方式加载，加载速率0.005mm/s；3）峰值荷载之后，位移加载速率调至0.01mm/s。（3）当试件承载力降至峰值荷载的75%，或者试件的竖向位移达到25mm以上，停止加载，结束试验。4.3明火处理结果及分析4.3.1宏观现象明火处理结束后，待试件冷却至常温。以CT#R25系列试件为例，未受火、受火60min和受火120min的试件表面情况如图4-11所示。与未受火试件CT00R25相比，受火60min的试件CT60R25表面金属光泽减弱，呈铁青色，部分区域钢管变红，并小范围出现鼓起的氧化层。受火120min的试件CT120R25，完全失去金属光泽，变为铁青色，大范围出现“酥脆”的氧化层并伴有脱落现象。低碳钢在空气中加热至575℃～1370℃时，铁因高温氧化在钢材表面会产生氧化层。氧化层的成分由里至外依次是结构疏松多孔的[80]FeO，较为致密且易形成剥离状断口的Fe3O4，非常少量且结构致密的Fe2O3。因为FeO低于575℃时的状态不稳定，FeO将分解为Fe3O4和Fe，因此常温状态下的氧化层是开裂多孔的。CT00R25CT60R25CT120R25（a）未受火（b）受火60min（c）受火120min图4-11受火后钢管的表面状况Fig.4-11Surfaceconditionsofsteeltubesafterfireexposure受火之后，方钢管半高处出现不同程度的鼓胀变形。通过观察发现，相比于受火60min的试件，受火120min的试件鼓胀变形更大；如果是相同的受火时间，预制试件58 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析的鼓胀变形大于现浇试件。试件因受热发生鼓胀变形的原因有二：1）钢材是良好的热导体，在高温环境中迅速吸热膨胀，但其内部混凝土的热膨胀系数较小，且由表及里存在巨大温度梯度，这在一定程度上制约了钢管的纵向膨胀，进而使其产生向外鼓胀的趋势；2）钢管内部的混凝土受热产生水蒸汽，当水蒸汽来不及通过设在试件上、下两端的排气孔及时逸出时，就会在钢管内部不断累积而产生蒸汽压力，从而造成钢管向外鼓胀。试件升温时间越长，钢管的侧向鼓胀变形越大。4.3.2截面温度场各试件关键测点的实测温度-时间曲线如图4-12所示，各测点的历史最高温度及其对应时刻如表4-4所示。在试验过程中，有一个热电偶损坏（CT120R25试件的T1测点），没有采集到有效数据。从图表中可以看出：（1）钢管外壁T3的实测温度-时间曲线与炉膛内部的实测升温曲线比较吻合，说明在整个升温过程中炉膛内部的温度比较均匀。（2）从试件表面到截面中心所达到的最高温度逐渐降低，且距离受火面越远，达到最高温度的时间越滞后，甚至降温阶段试件内部不同测点的温度仍在一定时间范围内继续升高。这是因为混凝土是一种热惰性材料，导热系数低，热容大，吸热能力强，加热过程中试件内部存在较大温度梯度，进入降温阶段后，外部环境温度下降，导致靠近表面的混凝土单元的热量向两个方向传递，一部分通过导热性能好的钢材间接与外界气体以热对流方式损失掉，另一部分则向内部温度较低的混凝土单元传递，使得内部单元[81]的温度进一步升高。（3）截面中心的最高温度比钢管外壁最高温度偏低70.4%～85.9%。这是因为混凝土作为型钢的天然防火保护层，很大程度上降低了型钢在火灾过程中的温度，从而确保火灾中以及火灾后型钢的力学性能仍能得以较好保留。（4）多数测点在100℃附近有温度平台，越靠近截面中心，温度平台持续的时间越长。这是因为在这个温度附近，混凝土吸收的热量主要被用来蒸发自由水，因而温度升高处于停滞状态。（5）再生块体混凝土CT#R25系列试件和全新混凝土CT#R00系列试件相比，两者在60min和120min升温过程对应测点的温度变化趋势总体上类似，说明废旧混凝土块体的加入对试件截面温度场影响不大。PT#R25预制系列试件与CT#R25现浇系列试件相比，测点T1、T2、T4和T5的最高温度分别降低了18.5%（CT120R25试件的测点59 华南理工大学硕士学位论文12001200实测炉温实测炉温100060minT160minT11000T2T2T3T3800T4800T4)T5)T5C°600Cº600((温度400温度400200200000408012016020024004080120160200240时间(min)时间(min)（a）CT60R00（b）CT60R2512001200实测炉温120min实测炉温60minT1T110001000T2T2T3T3T4800T4800T5)T5)C°600C°600((温度400温度400200200000408012016020024004080120160200240280时间(min)时间(min)（c）PT60R25（d）CT120R0012001200120min实测炉温120min实测炉温T1（失效）T11000T21000T2T3T3T4T4800T5800T5))C°600C°((600温度400温度400200200000408012016020024028004080120160200240280时间(min)时间(min)（e）CT120R25（f）PT120R25图4-12实测温度-时间曲线Fig.4-12Measuredtemperatures-timecurvesT1失效）、1.3%～17.5%、28.5%～34.4%和27.2%～30.3%。这是因为预制试件的钢管内壁与预制混凝土节段之间有10mm厚的灌浆料，灌浆料占整个混凝土面积的19.2%。混[68][82]凝土的导热系数为2.95W/(m·℃)，灌浆料的导热系数为0.52W/(m·℃)，前者60 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析是后者的5倍多，因此在单位时间内、单位温度梯度情况下，灌浆料单位面积所通过的热量比混凝土明显偏少。表4-4关键测点的最高温度及其对应时刻Table4-4Maximumtemperaturesofmeasuringpointsandcorrespondingtimes腹板中点混凝土钢管外壁翼缘角点翼缘中点试件编号变量T1T2T3T4T5Tmax(℃)160+167+895233217CT60R00t(min)222+222+62108107Tmax(℃)157+155+878235211CT60R25t(min)222+222+62102107Tmax(℃)128+153909154147PT60R25t(min)222+15762145182Tmax(℃)304+294+1026325334CT120R00t(min)282+282+122210161Tmax(℃)失效332+1038404381CT120R25t(min)失效282+122153151Tmax(℃)259+274+1024289277PT120R25t(min)282+282+1221982744.4轴压测试结果及分析4.4.1宏观破坏现象图4-13所示为所有试件的最终破坏形态，具体破坏现象总结如下：（1）无论是常温试件还是受火后试件，其方钢管均在不同高度处出现外凸鼓曲，但总体上未出现明显的剪切滑移面，这是因为型钢的存在有效抑制了混凝土中剪切斜裂缝的产生。（2）相比于常温试件，受火之后的试件在加载过程中，钢管表面的氧化层随着荷载的增加逐渐脱落。受火时间越长，氧化层脱落的范围和速率越大，受压过程中钢管发生鼓曲变形的程度越严重。（3）用火焰切割开预制试件外层的方钢管，可以发现预制节段之间、方钢管内壁61 华南理工大学硕士学位论文与预制节段之间的灌浆料均填充密实，如图4-14（c）所示。再生块体混凝土中的废旧混凝土块体与其周围的新混凝土结合良好，如图4-14（b）所示。灌浆料经受高温之后由青色变为灰白色，表面裂纹多而连通，且疏松易碎，如图4-14（a）所示。压碎的混凝土区域出现了剥落现象，受火时间越长，混凝土的剥落越严重。（4）试件受火之后，灌浆料与预制混凝土节段之间脱开严重，如图4-14（b）所示，两者之间有明显的缝隙，而图4-14（c）显示常温下灌浆料与预制混凝土节段之间粘结紧密。这是因为灌浆料在高温冷却之后的收缩率要大于普通混凝土，导致灌浆料与混凝土界面处的变形不协调所致。CT0R00CT0R25PT0R25CT60R00CT60R25PT60R25CT120R00CT120R25PT120R25图4-13试件整体破坏形态Fig.4-13Globefailurepatternsofspecimens62 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析PT120R25PT120R25灌浆料混凝土（a）PT120R25PT60R25PT60R25钢管混凝土废旧混凝土块体局部屈曲灌浆料（b）PT60R25PT0R25PT0R25钢管灌浆料灌浆料混凝土（c）PT0R25图4-14试件局部破坏形态Fig.4-14Localfailurepatternsofspecimens63 华南理工大学硕士学位论文4.4.2荷载-轴向变形关系图4-15所示为所有试件的荷载-轴向变形曲线，其中轴向变形是4个位移传感器读数的平均值。各试件的峰值变形、初始刚度、延性系数和轴压承载力Nu,exp见表4-5，其中初始刚度和延性系数的计算方法与第二章2.3.2节一致。从图4-15和表4-5可以看出：10000100008000800060006000(kN)(kN)荷载4000CT00R00荷载4000CT00R25CT60R00PT00R25CT60R2520002000PT60R2500036912151821242730036912151821242730轴向变形(mm)轴向变形(mm)（a）受火0min（b）受火60min10000100008000800060006000(kN)(kN)40004000荷载CT120R00荷载CT0R25CT120R25CT60R252000PT120R252000CT120R2500036912151821242730036912151821242730轴向变形(mm)轴向变形(mm)（c）受火120min（d）不同受火时间的试件对比图4-15荷载-轴向变形曲线Fig.4-15Axialloadvs.deformationcurves（1）相比于常温试件的初始刚度，受火60min后，试件CT60R00、CT60R25和PT60R25的初始刚度分别降低了51.0%、41.5%和30.5%，而受火120min后，试件CT120R00、CT120R25和PT120R25的初始刚度分别降低了73.7%、70.6%和56.7%。与现浇试件相比，火灾后预制试件的初始刚度退化幅度明显偏小。这是因为：1）基于第三章的研究，本试验所选用的水泥基灌浆料具有良好的耐火性能，经历500℃高温后，[83]弹性模量还有40%左右，但是混凝土只剩20%左右；2）由于灌浆料比混凝土更具热64 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析惰性，从而使得预制试件的内部温度比现浇试件偏低，高温后混凝土和型钢的力学性能退化相对较少。表4-5试验结果Table4-5Testresults峰值变形初始刚度轴压承载力组别试件编号延性系数(mm)(kN/mm)(kN)第CT00R004.9929910.8592821CT00R255.2030630.869557组PT00R255.6033660.7910703第CT60R007.4314650.7586252CT60R257.6917910.789169组PT60R258.2223380.809492第CT120R0010.257860.7177333CT120R259.789020.737972组PT120R2510.9514590.797911（2）相比于常温试件的轴压承载力，受火60min后，试件CT60R00、CT60R25和PT60R25的轴压承载力分别降低了7.1%、4.1%和11.3%，而受火120min后，试件CT120R00、CT120R25和PT120R25的轴压承载力分别降低了16.7%、16.6%和26.1%。与现浇试件相比，火灾后预制试件的轴压承载力下降幅度偏大，这跟试验之前的预期效果相悖。通过分析，发现其原因可能在于：1）预制试件和现浇试件共同升温冷却后，预制试件的方钢管半高处的鼓胀变形更大，导致预制试件加载过程中钢管局部屈曲的时刻更早；2）剥开预制试件外层的方钢管发现，试件受火之后，由于灌浆料与混凝土高温冷却后的收缩变形不协调，导致灌浆料与预制混凝土节段之间脱开严重（如图4-14（b）所示），从而使方钢管所受到的侧向支撑变弱，在加载过程中更容易发生局部屈曲，进而使核心混凝土受到的横向约束减弱，最终导致轴压承载力的降低幅度偏大。（3）相比于常温试件的延性系数，受火60min（120min）后，内置型钢的方钢管再生块体混凝土柱和内置型钢的方钢管全新混凝土柱的延性系数分别降低了9.3%（15.1%）和11.1%（16.2%）。结合前面两点提到的初始刚度和轴压承载力可知，火灾后再生块体混凝土试件的力学性能退化程度比全新混凝土试件偏小，显然这与本章试验65 华南理工大学硕士学位论文所采用的废旧混凝土的强度比新混凝土偏高有关（见表4-1）。图4-16更直观地展示了火灾后试件初始刚度和轴压承载力的衰减情况，可以看出前者的衰减幅度明显大于后者。100100%100%100%100%100%100%10095.5%92.9%88.7%83.3%83.4%808073.9%69.5%(%)(%)6058.5%6049.0%43.3%4040初始刚度26.3%29.4%200min剩余轴压承载力200min60min60min120min120min00CT#R00CT#R25PT#R25CT#R00CT#R25PT#R25组别组别（a）初始刚度（b）轴压承载力图4-16剩余力学性能的对比Fig.4-16Comparisonofresidualmechanicalproperties4.4.3荷载-应变关系图4-17给出了部分试件钢管半高处角部和中部测点的荷载-应变关系，其中εh为横向应变，εv为纵向应变。从图中可以看出：（1）对于未受火试件，在荷载达到约70%峰值荷载之后，纵向应变和横向应变同时迅速增大，说明此时钢管对混凝土的约束作用增强。对于受火60min后的试件，在荷载达到峰值荷载的35%左右之后，纵向应变的增长速度明显放缓，只有当荷载达到峰值荷载时（后）；纵向应变才显著增长，与此同时横向应变在整个加载过程中增长十分有限，只是当荷载达到峰值荷载时（后），横向应变才迅速增大。受火120min后的试件，也呈现出类似的变化趋势。这可能是因为试件受火后，由于方钢管的热膨胀变形要大于内部混凝土和受混凝土保护的型钢，导致上端板与核心混凝土和型钢之间有些微脱开，使得加载初期方钢管承受的轴力相对较多；随着加载的进行，上端板与核心混凝土和型钢紧密接触，此时火灾后带有鼓胀缺陷且材料退化的方钢管所分担的轴力基本保持不变，加之钢管鼓胀导致其对核心混凝土的约束作用难以施加，因此在荷载达到峰值荷载之前的很长一段时间内，钢管的纵向应变和横向应变的增长近乎停滞。（2）受火时间越长，试件峰值荷载所对应的钢管纵向应变越小。未受火试件、受火60min试件、受火120min试件的峰值荷载所对应的钢管纵向应变的范围分别为5000～66 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析10000με、800～1400με、800～1400με。100001000080008000角部h1中部角部h1h2(kN)6000中部(kN)6000角部h3h2角部中部h4h340004000角部中部v1轴向荷载v1轴向荷载角部中部v22000v22000角部v3中部v3角部v400-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（a）CT00R00100001000080008000角部中部h1h1角部中部h2(kN)6000h2(kN)6000角部中部h3h3角部中部h44000h44000角部中部v1轴向荷载v1轴向荷载角部中部v2v220002000角部中部v3v3角部v400-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（b）CT00R251000010000800080006000中部h16000角部h1(kN)中部(kN)角部h2h2中部角部h34000h34000角部中部h4h4角部轴向荷载中部轴向荷载v1v1角部20002000v2中部v2角部v3中部v300-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（c）CT60R0067 华南理工大学硕士学位论文10000100008000800060006000角部h1(kN)中部(kN)h1角部h24000中部h24000角部h3中部h3角部轴向荷载轴向荷载v1中部角部2000v12000v2中部角部v2v300-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（d）CT60R2580008000中部6000h16000中部h2角部h1(kN)中部h3(kN)角部h24000中部4000h4角部h3中部v1角部v1轴向荷载中部轴向荷载2000v2角部2000v2中部v3角部v3中部v400-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（e）CT120R0080008000中部6000h16000角部h1中部h2角部(kN)(kN)h2中部h3角部h34000中部4000h4角部h4中部v1角部轴向荷载轴向荷载v1中部2000v22000角部v2中部v3角部v3中部v400-9000-6000-30000300060009000-9000-6000-30000300060009000应变()应变()（f）CT120R25图4-17试件的荷载-应变关系Fig.4-17Loadstraincurvesofspecimens4.5本章小结通过本章的试验研究，可得到以下初步的结论：68 第四章火灾后内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱的轴压性能试验与分析（1）受火后方钢管半高处出现了不同程度的鼓胀变形，受火时间越长，鼓胀变形越大，相同受火时间后预制柱的鼓胀变形大于现浇柱。（2）废旧混凝土块体的采用对柱截面温度场影响不大；与现浇柱相比，预制柱的内部温度有所降低。（3）与轴压承载力相比，火灾后柱初始刚度的衰减幅度明显更大。（4）与现浇柱相比，火灾后预制柱初始刚度的退化幅度明显偏小，但轴压承载力的下降幅度偏大。为此，在后续研究中，有必要对水泥基灌浆料高温后收缩变形较大的问题予以特别关注，以图缩减火灾后预制柱的轴压承载力降幅。（5）对于受火柱，在荷载达到峰值荷载之前的很长一段时间内，钢管纵向和横向应变的增长近乎停滞，只有当荷载达到峰值荷载时（后），它们才迅速增大。69 华南理工大学硕士学位论文结论及展望本文围绕内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱进行了三批试验。首先，为了提高采用再生块体混凝土的竖向构件的现场施工效率，对该类构件的预制施工工艺进行了成功的探索。然后对不同参数试件常温下的轴压力学性能进行了试验探索，分析了各参数对该类构件轴压性能的影响，对比了现有公式预测试件轴压承载力的有效性。为了定量把握该类构件火灾后的剩余力学性能，本文下一步对预制试件用到的水泥基灌浆材料（不含粗、细骨料）的高温后受压性能开展了试验研究，揭示了高温后灌浆料各力学性能指标随温度的变化关系。本文最后开展了不同参数试件的明火处理和火灾后的轴压测试，考察了各参数对该类构件截面温度和火灾后剩余轴压力学性能的影响。本文主要得出了以下结论：（1）与现场施工相比，对再生块体混凝土节段进行工厂化预制，不会对该类柱的轴压承载力和初始刚度产生不利影响。（2）预制节段的数量及其表面粗糙程度，对该类柱的轴压力学性能影响有限。（3）从该类柱的轴压承载力、初始刚度和延性系数角度看，内置高强型钢比内置普强型钢更具优势，此优势对于延性系数最为明显，轴压承载力次之，初始刚度再次。（4）若型钢屈服强度在核心混凝土达到其峰值应力之前达到，或二者同时达到，则在相同的轴压承载力要求下，内置Q690高强型钢的柱与内置普强型钢的柱相比，可节省用钢量30%左右，降低钢材成本约20%。（5）随着温度的升高，高温后该灌浆料的棱柱体抗压强度和弹性模量总体呈现出逐渐减小的趋势，且后者的降低速率总体上比前者更快，但300℃以前二者的降幅都相对有限。（6）该灌浆料遭受300℃以内的高温作用后，其泊松比随应力比的变化范围相对有限（0.15～0.30），但当温度超过500℃之后，其泊松比随应力比的增大而显著增大。（7）针对该灌浆料所建立的高温后质量损失率、体积收缩率、棱柱体抗压强度、弹性模量、无量纲应力-应变曲线上升段与目标加热温度的定量变化关系，与实测结果吻合良好。（8）与水泥砂浆、地聚物净浆和豆石型灌浆料相比，该灌浆料的高温后力学性能更优。（9）受火后方钢管半高处出现了不同程度的鼓胀，受火时间越长，鼓胀变形越大，70 结论及展望相同受火时间后预制柱的鼓胀变形大于现浇柱。（10）废旧混凝土块体的采用对柱截面温度场影响不大，预制柱的内部温度相比现浇柱有所降低。（11）与现浇柱相比，火灾后预制柱的初始刚度退化幅度明显偏小，但轴压承载力的降幅偏大。（12）在荷载达到峰值荷载之前的很长一段时间内，火灾后柱钢管的纵向和横向应变的增长近乎停滞，只有当荷载达到峰值荷载时（后），它们才迅速增大。虽然本文对内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土短柱进行了系列研究，作者认为还有很多工作有待进一步开展，例如：（1）火灾下内置（高强）型钢的方钢管预制（现浇）再生块体混凝土中长柱的力学性能研究。（2）内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱的抗震性能研究。（3）常温下内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土中长柱的强轴、弱轴偏压力学性能的研究。（4）建立合适的有限元模型对内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱的常温下和火灾后的轴压性能进行模拟，并分别与第二章和第四章的试验进行对比分析。（5）基于上述科学合理的有限元模型，对不同强度等级（Q235～Q960）的型钢和不同强度等级的混凝土（C30～C120）进行该类构件的组合参数分析，得到发挥出最强组合效应的型钢和混凝土各自的强度等级范围建议值。（6）如何把本文的科研成果与现实生产技术相结合，从而把该类构件推广到工程应用中去。71 华南理工大学硕士学位论文参考文献[1]中华人民共和国国家统计局.中国统计年鉴（2017）[M].北京:中国统计出版社,2017.[2]王罗春，赵有才.建筑垃圾处理与资源化[M].北京:化学工业出版社,2004.[3]EguchiK,TeranishiK,NakagomeA,etal.Applicationofrecycledcoarseaggregatebymixturetoconcreteconstruction[J].ConstructionandBuildingMaterials.2007,21(7):1542-1551.[4]LimbachiyaMC,MarrocchinoE,KoulourisA.Chemical–mineralogicalcharacterisationofcoarserecycledconcreteaggregate[J].WasteManagement.2007,27(2):201-208.[5]孙跃东，周德源.我国再生混凝土的研究现状和需要解决的问题[J].混凝土.2006(04):25-28.[6]肖建庄，李佳彬，兰阳.再生混凝土技术研究最新进展与评述[J].混凝土.2003(10):17-20.[7]肖建庄.再生混凝土[M].北京:中国工业出版社,2008.[8]吴波，刘琼祥，刘伟.钢管再生混合构件初探[J].工程抗震与加固改造.2008,30(4).[9]DBJ/T15-113-2016再生块体混凝土组合结构技术规程[S].中国:2016.[10]WuB,ZhangS,YangY.Compressivebehaviorsofcubesandcylindersmadeofnormal-strengthdemolishedconcreteblocksandhigh-strengthfreshconcrete[J].ConstructionandBuildingMaterials.2015,78:342-353.[11]张金锁.薄壁方钢管再生混合柱的轴压和抗震性能试验研究[D].华南理工大学,2011.[12]吴波，刘伟，刘琼祥，等.再生混合钢筋混凝土短柱的轴压性能试验[J].工程抗震与加固改造.2010(03):81-85.[13]吴波，刘伟，刘琼祥，等.钢管再生混合短柱的轴压性能试验[J].土木工程学报.2010,43(2):32-38.[14]吴波，刘伟，刘琼祥，等.薄壁钢管再生混合短柱轴压性能试验研究[J].建筑结构学报.2010(08):22-28.[15]吴波，张金锁，赵新宇.薄壁方钢管再生混合短柱轴压性能试验研究[J].建筑结构72 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参考文献2017(03):1-6.[81]吴波，马忠诚，欧进萍.高温后钢筋混凝土柱抗震性能的试验研究[J].土木工程学报.1999,32(2):53-58.[82]FuX,ChungDDL.Effectofadmixturesonthermalandthermomechanicalbehaviorofcementpaste[J].AciMaterialsJournal.2000,4(96):455-461.[83]路春森.建筑结构耐火设计[M].北京:中国建材工业出版社,1995.77 华南理工大学硕士学位论文攻读硕士学位期间取得的研究成果一、已发表（包括已接受待发表）的论文，以及已投稿、或已成文打算投稿、或拟成文投稿的论文情况：作者（全相当于学被索发表或投稿发表的卷序体作者，位论文的引收题目刊物名称、级期、年月、号按顺序排哪一部分录情别页码列）（章、节）况二、与学位内容相关的其它成果（包括专利、著作、获奖项目等）国家实用新型专利1、一种内置高强型钢的半预制钢管混凝土柱申请号：CN201620552536.9专利号：ZL201620552536.9发明人：吴波，申超78 致谢致谢三年弹指一挥间，在华园的求学是如此的短暂而又充实。我一直特别珍惜能在如此优秀的母校，优秀的团队里学习的宝贵机会。回望三年的点点滴滴，有下工地时大家的齐心协力，有每次开例会时团队的真知灼见，有试验室里大家撸起袖子干的热火朝天，有工作室里同门之间的欢声笑语。那些年，那些人，那些事，弥足珍贵。借此毕业之际，我想把感谢献给所有帮助、关心过我的老师、同学、朋友和亲人，愿你们一生平安幸福！首先特别感谢我的导师吴波研究员！吴老师在三年期间给予我莫大的指导和关怀，没有您的付出就没有今天毕业的我。您在工作上的严厉，我逐渐从害怕到适应，从逃避问题到正视难题；您在工作之余对我们的寒暄与慰问，让远在他乡的我感受到家的温暖。更不用说课题的匠心立意，试验的成功进行，论文的顺利完成，每一个环节都凝聚着吴老师的大量心血。这三年我也犯了很多错误，您对我的包容是对我的些许体谅，您对我的斥责是对我的人生鞭策，让我从一个不自信的男孩慢慢成长为一个内心坚强的男人。教书育人，治学严谨，一丝不苟，洞察敏锐，让我领略到一名科研工作者的魅力。谢谢您！感谢张海燕老师、赵新宇老师、侯爽老师、熊焱老师、周林仁老师等在我研究过程中给予的意见和帮助；特别感谢康澜老师对我试验的指导和帮助；感谢杨柳老师和张正先老师在实验室工作方面的大力支持。感谢我的15级同门，张茹佳，吴导中，李卫峰，陈宇菲，张志坚和胡忠豪；感谢带我试验入门的彭博，给我毫无保留帮助的余博，默默支持给我意见的波哥；感谢曾经帮助过我的师兄弟姐妹：计博、张硕、李祯、曹嘉利、罗跃春、金和卯、简思敏、闫佳、魏之凯、聂良珍、傅翼飞、何国晖、彭昕杰、吕昊然和张涛。感谢耐火的钟师傅、郭师傅，结构的黎师傅、何师傅、赵师傅，力学的成师傅、赵师傅，还有土材的王恒昌老师。谢谢你们给予的帮助。感谢我的室友，曾启，郝定迪，范泽，冯帅，谢谢你们的陪伴。感谢生我养我，给予我无私关爱、不求回报的亲爱的父母，我会好好报答你们的养育之恩。最后衷心感谢所有论文评审专家和答辩委员会专家的批评指正。二零一八年四月申超于华园79 Ｖ－Ｉ２答辩委员会对论文的评定意见将预制混凝土及高强钢材与再生块体混凝土技术结合，可提高后者的力学性能与施工一效率。论文提出了内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱这新的构件形式，并对其开展了初步的试验研宄与分析。选题具有较好的创新性和工程应用前景。论文的主要研究内容及成果如下：（１）对内置型钢的方钢管预制再生块体裩凝土柱的轴压力学性能进行了试验研宄，考察了钢管壁厚、型钢强度、再生块体取代率、预制节段个数和预制节段表面粗糙度等参数对试件轴压性能的影响规律，对比分析了现有设计公式预测试件轴压承载力的有效性（２）；对水泥基灌浆材料高温后的受压性能开展了试验研宄，建立了水泥基灌浆料高温后的力学性能指标与最髙历经温度的定量关系（）；３开展了内置型钢的方钢管预制再生块体混凝土柱的火灾后轴压试验、，考察了再生块体取代率升温时间和施工方式等参数对试件温度场变化特征与火灾后剩余轴压力学性能的影响。论文研宄思路清晰，试验工作量大，数据准确，结论可信，表明作者理论基础较为扎一实，，动手能力强具备了定独立从事科研工作的能力。答辩时阐述清楚，回答问题正确；，经论文答辩委员会无记名投票表决一，致通过其论文答辩，并建议授予申超同学工学硕士学位。答论文答辩日期：＂年＾月屮日辩委员会委员共５人，到会委员＆人表决票数：优秀“（”￥）票；良好（）票；及格（）票；不及格（）票表决结果（打Ｖ）：优秀（１Ａ良好（）；及格（）；不及格（）决议：同意授予硕士学位（＼／）不同意授予硕士学位（）１Ｍ，（糊＿第１１页共１３页
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