方鋼管再生混凝土長(zhǎng)柱偏心受壓試驗(yàn)研究

余小龍, 王成剛, 柳炳康, 胡瓊芳, 陳金彪

(合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

方鋼管再生混凝土長(zhǎng)柱偏心受壓試驗(yàn)研究

余小龍, 王成剛, 柳炳康, 胡瓊芳, 陳金彪

(合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

文章設(shè)計(jì)8根方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱進(jìn)行加載試驗(yàn),獲得偏心受壓試件的承載力、破壞形態(tài)、軸向荷載-位移曲線、軸向荷載-柱中側(cè)向撓度曲線等試驗(yàn)數(shù)據(jù),分析了再生粗骨料取代率、鋼管壁厚、偏心率、長(zhǎng)細(xì)比等參數(shù)對(duì)試件受壓性能的影響。研究結(jié)果表明:方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱承載力,隨著偏心率和長(zhǎng)細(xì)比的增加而下降,隨著鋼管壁厚增大而增加;再生粗骨料取代率對(duì)偏心受壓試件的承載力有一定影響,隨著取代率的增加,偏心受壓試件承載力呈降低趨勢(shì);方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱軸向剛度,隨鋼管壁厚增大而增加,隨再生粗骨料取代率增加而減小,長(zhǎng)細(xì)比和偏心率則對(duì)軸向剛度影響不明顯;方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱的鋼管壁厚、長(zhǎng)細(xì)比以及偏心率越大,柱中側(cè)向撓度越大,再生骨料取代率對(duì)柱中側(cè)向撓度無(wú)明顯影響。

方鋼管再生混凝土長(zhǎng)柱;再生粗骨料取代率;偏心率;長(zhǎng)細(xì)比;鋼管壁厚;偏心受壓性能

隨著我國(guó)基礎(chǔ)建設(shè)的大力投入和城市化進(jìn)程的加快,城市建設(shè)進(jìn)入大發(fā)展時(shí)期,大量的建筑垃圾相應(yīng)產(chǎn)生,除了小部分用作道路的路基墊層外,大多未經(jīng)過(guò)處理直接運(yùn)往郊外或鄉(xiāng)村對(duì)其進(jìn)行填埋,造成了成本增加和環(huán)境污染問(wèn)題。與此同時(shí),我國(guó)混凝土用量已位居全球之首,混凝土骨料資源緊缺[1]。在考慮保護(hù)環(huán)境和節(jié)約資源的情況下,再生混凝土的利用成為了發(fā)展趨勢(shì)。

再生骨料是指利用廢棄混凝土經(jīng)破碎加工而成的再生集料,它可部分或全部代替天然集料形成新的混凝土。再生混凝土的利用能夠緩解廢棄混凝土處理困難、破壞生態(tài)環(huán)境以及混凝土骨料資源緊缺等問(wèn)題,實(shí)現(xiàn)環(huán)境可持續(xù)發(fā)展,符合國(guó)家政策[1-4]。但是再生混凝土的強(qiáng)度和彈性模量小,孔隙率大,造成了再生混凝土的力學(xué)性能差于普通混凝土,不利于其在實(shí)際工程結(jié)構(gòu)中使用[5]。

將再生混凝土填入鋼管內(nèi)形成的鋼管再生混凝土可以使鋼材和再生混凝土充分發(fā)揮2種材料的優(yōu)點(diǎn),彌補(bǔ)各自不足。鋼管對(duì)混凝土的約束作用使核心再生混凝土的力學(xué)性能得到改善,承載力增加,這為再生混凝土應(yīng)用于實(shí)際工程提供了廣闊前景。國(guó)內(nèi)研究者已對(duì)鋼管再生混凝土柱的受力性能、延性指標(biāo)等進(jìn)行了試驗(yàn)研究[1,6-9]。為了深入研究鋼管再生混凝土柱的受力性能和延性指標(biāo),本文通過(guò)長(zhǎng)細(xì)比、偏心率、鋼管壁厚和再生粗骨料取代率試驗(yàn)參數(shù)的變化,進(jìn)行方鋼管再生混凝土長(zhǎng)柱偏心受壓試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

試件材料為直焊縫焊接方鋼管,方鋼管采用Q235B級(jí)鋼,依據(jù)文獻(xiàn)[10],由安徽鴻路鋼結(jié)構(gòu)(集團(tuán))股份有限公司中心實(shí)驗(yàn)室對(duì)其材料性能進(jìn)行檢測(cè),檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)表1所列。

表1 鋼管材料性能

粗骨料采用天然粗骨料和再生混凝土粗骨料2種,再生混凝土粗骨料來(lái)自廢棄建筑物,按照文獻(xiàn)[11]對(duì)材料的基本性質(zhì)進(jìn)行檢驗(yàn),結(jié)果如下:粒徑為0～25 mm,表觀密度為2 627 kg/m3,吸水率為4.96%,含水率為1.83%,含泥量為3.3%。再生混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30,采用P42.5普通硅酸鹽水泥、普通天然河砂、粗骨料以及城市自來(lái)水,按照配合比w水泥∶w砂∶w粗骨料∶w水=2.05∶2.43∶5.17∶1.00拌制[12]。

1.2 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)選擇8根方鋼管再生混凝土柱試件,試件部分設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2所列。方鋼管邊長(zhǎng)為160 mm;試件FPXB5-1、FPXB5-4的方鋼管壁厚(t)為5 mm,其余試件的方鋼管壁厚均為3 mm;試件FPXC3-3的高度為2 400 mm,其余試件高度均為1 600 mm;試件FPXC3-3的長(zhǎng)細(xì)比(λ)為51.96,其余試件的長(zhǎng)細(xì)比均為34.64。

表2 試件部分設(shè)計(jì)參數(shù)及破壞荷載

本文以再生粗骨料取代率γ、偏心率η、長(zhǎng)細(xì)比λ、壁厚t為試驗(yàn)變化參數(shù)。

方鋼管制作時(shí),按照設(shè)計(jì)長(zhǎng)度截取直焊縫焊接方鋼管,方鋼管底端打磨平整,鋼管周邊與280 mm×280 mm×12 mm下蓋板焊接,焊接前要保證蓋板與鋼管幾何對(duì)中,同時(shí),為了避免加載時(shí)鋼管底端局部破壞,鋼管底端每側(cè)中部各焊接一個(gè)60 mm×60 mm×10 mm的三角形加勁肋。焊接完成后,從鋼管頂部澆筑混凝土,采用插入式振搗棒分層振搗。待自然養(yǎng)護(hù)28 d后,用同等強(qiáng)度水泥砂漿將鋼管頂部混凝土抹平,水泥砂漿凝固后,在柱頂加320 mm×320 mm×50 mm上蓋板。上蓋板下端與管壁周邊焊接,上端帶有槽口,槽口與上承壓板刃口吻合,蓋板槽口位置與偏心距相對(duì)應(yīng)。

1.3 加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用500 t的YES-500型壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行逐級(jí)加載,加載裝置如圖1所示。試件放在帶有刃口的下承壓板上,并將上承壓板刃口放入上蓋板槽口,保證柱子受力端為鉸接;調(diào)整試件上、下端槽口位置,保證試件受力在一條豎直線上。

為測(cè)得鋼管壁應(yīng)力變化情況,在試件上、下端和半高處每側(cè)各布置1個(gè)應(yīng)變花,共布置12個(gè)應(yīng)變花;在試件半高處每側(cè)沿縱向各布置2個(gè)應(yīng)變片,共布置8個(gè)應(yīng)變片。為測(cè)量試件跨中側(cè)向撓度和軸向位移,沿試件高度1/4、1/2、3/4處設(shè)置4個(gè)位移計(jì),試件上端板和下承壓板兩側(cè)各設(shè)置1個(gè)位移計(jì)測(cè)量試件軸向位移,具體測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

圖1 試件加載裝置

圖2 加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置

1.4 試驗(yàn)加載方案

正式加載前為了消除試件與試驗(yàn)機(jī)之間的縫隙進(jìn)行預(yù)加載,預(yù)加荷載值為預(yù)估極限荷載的10%。試驗(yàn)采用荷載控制的逐級(jí)加載制度,每級(jí)加載值取為預(yù)估極限荷載的10%。荷載通過(guò)下承壓板緩慢上升施加給偏心受壓構(gòu)件,加載至該級(jí)荷載最大值,持荷時(shí)間為2 min。在試件達(dá)到預(yù)估極限荷載的70%后,每級(jí)加載值取為預(yù)估極限荷載的5%,持荷時(shí)間為2～3 min。整個(gè)加載過(guò)程的加載速率保持在0.6 kN/s,應(yīng)變片、應(yīng)變花和位移計(jì)的數(shù)據(jù)均由儀器自動(dòng)采集。當(dāng)試件荷載下降到極限荷載的80%以下時(shí),為了保證安全,停止加載,試驗(yàn)結(jié)束。

2 試驗(yàn)破壞過(guò)程及形態(tài)

2.1 試驗(yàn)加載過(guò)程

試驗(yàn)過(guò)程中,方鋼管偏心受壓試件的受力過(guò)程都經(jīng)歷了彈性階段和彈塑性階段。加載初期,偏心受壓試件都處于彈性階段,軸向位移、跨中側(cè)向撓度發(fā)展緩慢。

當(dāng)壁厚3 mm試件和壁厚5 mm試件荷載分別達(dá)到各自極限荷載的56%～81%、79%～92%時(shí),試件鋼管開(kāi)始屈服,進(jìn)入彈塑性階段,軸向位移、跨中側(cè)向撓度變化加快,壁厚3 mm試件距端部150 mm處鋼管表面出現(xiàn)鐵屑脫落且輕微鼓起以及個(gè)別中截面處應(yīng)變花脫落,而壁厚5 mm試件跨中部位出現(xiàn)微小的彎曲變形。

達(dá)到極限值后,荷載迅速降低,壁厚3 mm的試件和壁厚5 mm小偏心率試件FPXB5-4端部鼓曲嚴(yán)重,成褶皺狀并且范圍擴(kuò)大,端部?jī)A斜,軸向位移迅速加快,壁厚5 mm大偏心率試件FPXB5-1軸向位移和跨中側(cè)向撓度變化迅速加快,跨中部位鋼管彎曲,表面鼓起[13]。當(dāng)試件荷載下降到極限荷載的80%以下時(shí)視為試件破壞,停止加載。

2.2 試件破壞形態(tài)

試件破壞形態(tài)如圖3所示。大偏心率試件多為整體屈曲失穩(wěn)破壞,破壞時(shí)試件中部屈曲外鼓(圖3a),端部150 mm范圍內(nèi)管壁嚴(yán)重鼓曲(圖3b)。小偏心率受壓試件在軸向荷載作用下,試件中部?jī)H發(fā)生輕微彎曲,隨著荷載的增加,試件端部管壁鼓曲程度較輕(圖3c)。

大偏心率受壓試件中部彎曲失穩(wěn)破壞時(shí),鋼管一側(cè)受拉、一側(cè)受壓使得試件產(chǎn)生彎曲變形,試件中部核心混凝土受壓,在管壁鼓曲處混凝土酥裂(圖3d)。小偏心率受壓試件在軸向荷載作用下,試件中部?jī)H發(fā)生輕微彎曲,核心區(qū)混凝土基本完好,試件端部受管壁鼓曲影響混凝土局部損傷。

偏心受壓試件破壞形態(tài)、管壁屈曲以及核心區(qū)混凝土損傷受偏心率影響較為明顯。

圖3 試件的破壞形態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 軸向荷載-位移曲線

通過(guò)對(duì)采集到的試件上、下端位移計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,可得各個(gè)偏心受壓試件的軸向荷載-位移曲線,如圖4所示。圖4中Δ為軸向位移。

由圖4可以看出,彈性階段,軸向荷載-應(yīng)變曲線為直線型,少部分為折線型,位移和荷載呈線性關(guān)系;彈塑性階段,軸向位移速度加快,極限荷載值點(diǎn)后,荷載開(kāi)始下降,軸向位移迅速增加。由圖4可知,偏心受壓試件曲線斜率越大,軸向剛度越大。

圖4 試件的軸向荷載-位移曲線

圖4a反映了鋼管壁厚對(duì)偏心受壓試件軸向剛度的影響。由圖4a可看出,當(dāng)試件偏心率均為0.50時(shí),試件FPXB5-1(t=5 mm)曲線斜率大于試件FPXB3-3(t=3 mm)的斜率;當(dāng)偏心率均為0.25時(shí),試件FPXB5-4(t=5 mm)曲線斜率明顯大于試件FPXB3-1(t=3 mm)的斜率。由此可見(jiàn),鋼管壁厚越大,軸向剛度越大,且隨著偏心率的增加增幅趨于平穩(wěn)。

試件FPXB5-4曲線在峰值后的趨勢(shì)與試件FPXB5-1曲線不一致,這是由于試件FPXB5-4破壞過(guò)程是先整體彎曲最終端部屈曲破壞,在峰值荷載時(shí),試件FPXB5-4端部鼓曲嚴(yán)重且變化速度加快,而彎曲變形較小且變化速度較低,彎曲破壞的趨勢(shì)被中斷,隨后端部鼓曲破壞,荷載迅速下降,曲線呈現(xiàn)下凹。

圖4b反映了再生骨料取代率對(duì)偏心受壓試件軸向剛度的影響。試件FPXB3-1(γ=100%)、試FPXB3-9(γ=40%)、FPXB3-7(γ=0%)的軸向剛度隨著取代率的減少依次增加,且當(dāng)核心混凝土為非再生混凝土?xí)r,試件軸向剛度最大,表明偏心受壓試件軸向剛度與再生粗骨料取代率相關(guān),且隨再生粗骨料取代率的減小,增加幅度明顯增大。其中,非再生混凝土試件FPXB3-7(γ=0%)軸向剛度與試件FPXB3-1(γ=100%)、FPXB3-9(γ=40%)相比顯著提高,其原因?yàn)榉窃偕炷帘旧韽?qiáng)度高以及與鋼管組合成的試件整體性好。

圖4c反映了長(zhǎng)細(xì)比對(duì)偏心受壓試件軸向剛度的影響。由圖4c可知,試件FPXB3-3(λ=34.64)比試件FPXC3-3(λ=51.96)軸向剛度略大,說(shuō)明在其他條件不變的情況下,長(zhǎng)細(xì)比對(duì)軸向剛度影響不明顯,軸向剛度隨長(zhǎng)細(xì)比增加而緩慢減小。

圖4d反映了偏心率對(duì)偏心受壓試件軸向剛度的影響。由圖4d可看出,在其他條件相同的情況下,試件FPXB3-1(η=0.25)與試件FPXB3-3(η=0.50)軸向剛度接近,試件FPXB3-9(η=0.25)與試件FPXB3-8(η=0.50)軸向剛度接近,說(shuō)明偏心率對(duì)軸向剛度影響不明顯。

進(jìn)入彈塑性階段,各偏心受壓試件軸向剛度曲線趨于平緩,表明各試件軸向剛度降低。到達(dá)峰值壓力后,軸向剛度曲線下降,構(gòu)件喪失承載力。

3.2 軸向荷載-柱中側(cè)向撓度曲線

各個(gè)偏心受壓試件的軸向荷載-柱中側(cè)向撓度(μ)曲線如圖5所示。

由圖5看出,不同長(zhǎng)細(xì)比、再生粗骨料取代率、鋼管壁厚、偏心率的偏心受壓試件的軸向荷載-柱中側(cè)向撓度曲線形態(tài)大致一樣,都有上升段和下降段。加載初期,偏心受壓試件側(cè)向撓度較小,側(cè)向撓度與荷載呈線性關(guān)系,隨著鋼管屈服,側(cè)向撓度變化加快,當(dāng)偏心受壓試件開(kāi)始破壞時(shí),隨著承載力增加,撓度迅速增加,直至試件破壞。

圖5 試件的軸向荷載-柱中側(cè)向撓度曲線

由圖5a可知,在其他條件相同的情況下,試件FPXB5-1(t=5 mm)破壞時(shí)柱中側(cè)向撓度遠(yuǎn)大于試件FPXB3-3(t=3 mm)的柱中側(cè)向撓度,試件FPXB5-4(t=5 mm)柱中側(cè)向撓度明顯大于試件FPXB3-1(t=3 mm)的柱中側(cè)向撓度,說(shuō)明鋼管壁厚越大,柱中側(cè)向變形能力越強(qiáng)。

由圖5b可知,不同再生骨料取取代率的試件FPXB3-1(γ=100%)、試件FPXB3-9(γ=40%)與非再生混凝土試件FPXB3-7(γ=0%)的柱中側(cè)向撓度接近,再生骨料取代率對(duì)柱中側(cè)向撓度無(wú)明顯影響。

由圖5c可知,試件FPXC3-3(λ=51.96)比試件FPXB3-3(λ=34.64)柱中側(cè)向撓度要大,在其他條件相同的情況下,柱中側(cè)向撓度隨長(zhǎng)細(xì)比增加而加大。

由圖5d可知,試件FPXB3-3(η=0.50)的柱中側(cè)向撓度大于試件FPXB3-1(η=0.25)側(cè)向撓度,試件FPXB3-8(η=0.50)的柱中側(cè)向撓度大于試件FPXB3-9(η=0.25)側(cè)向撓度,說(shuō)明偏心率越大,柱中側(cè)向撓度越大。

3.3 不同參數(shù)下試件承載力和軸向變形

將不同試驗(yàn)參數(shù)的試件進(jìn)行承載力和軸向變形對(duì)比,結(jié)果見(jiàn)表3所列。

(1) 偏心率的影響。其他條件相同的情況下,偏心受壓試件承載力受偏心率影響較為明顯,隨著偏心率的增加,承載力顯著下降,偏心率為0.50的試件與偏心率為0.25的試件相比承載力下降約24%。

試件軸向變形隨著偏心率加大而增加,增加幅度與鋼管壁厚相關(guān),壁厚為3 mm試件軸向變形增加幅度達(dá)31.7%,壁厚為5 mm增幅僅為5.5%。

表3 不同參數(shù)下試件承載力和軸向變形對(duì)比

(2) 長(zhǎng)細(xì)比的影響。其他條件不變,大偏心受壓試件隨長(zhǎng)細(xì)比增加承載力明顯下降,長(zhǎng)細(xì)比由34.64提高到51.96,試件的承載力下降9.9%,軸向變形基本相當(dāng),說(shuō)明長(zhǎng)細(xì)比對(duì)偏心受壓試件承載力有一定影響,對(duì)軸向變形影響不明顯,隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加,軸向變形緩慢增加。

(3) 再生粗骨料取代率的影響。再生粗骨料取代率為100%試件承載力低于非再生混凝土試件(取代率為0%試件)承載力4.4%;高于取代率為40%試件的承載力4.6%;這是由于再生骨料取代率為40%的混凝土配制強(qiáng)度較低造成的。一般情況下,再生骨料混凝土強(qiáng)度隨取代率的提高而降低,偏心受壓試件承載力呈降低趨勢(shì)。

(4) 鋼管壁厚影響。偏心受壓試件承載力隨著壁厚的增加而大幅提升,壁厚5 mm試件與壁厚3 mm試件相比承載力提高60%左右。偏心受壓試件的軸向變形受壁厚的影響不大。

3.4 軸向荷載-柱中縱向應(yīng)變曲線

鋼管壁受拉和受壓側(cè)軸向荷載-柱中縱向應(yīng)變曲線,如圖6所示。

圖6 軸向荷載-柱中縱向應(yīng)變曲線

試驗(yàn)試件偏心率分別為0.25和0.50,均為小偏心受壓試件。由圖6可知,加載初期,試件均處于彈性階段,柱中受拉側(cè)縱向應(yīng)變與受壓側(cè)縱向應(yīng)變均為負(fù)值,即柱中全截面處于受壓狀態(tài),其中,偏心率為0.50的試件柱中受拉側(cè)縱向壓應(yīng)變隨著荷載增加而線性增加,偏心率為0.25的試件柱中受拉側(cè)縱向壓應(yīng)變隨著荷載增加而線性減小,各試件柱中受拉側(cè)縱向應(yīng)變變化速度均明顯快于受壓側(cè)。

彈塑性階段,隨著荷載的持續(xù)增加,偏心受壓試件柱中縱向應(yīng)變?cè)黾用黠@加快,兩者呈非線性關(guān)系。偏心受壓試件柱中受壓側(cè)縱向壓應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變開(kāi)始屈服(壁厚3 mm鋼管屈服應(yīng)變?yōu)棣?=σ3/E3=329/215 000=1.349×10-3,壁厚5 mm鋼管屈服應(yīng)變?yōu)棣?=σ5/E5=329/215 000=1.530×10-3),受拉側(cè)縱向壓應(yīng)變逐漸減小,由圖6 a、圖6 d、圖6f及圖6 h可知,偏心率為0.50的試件柱中受拉側(cè)縱向壓應(yīng)變均轉(zhuǎn)為拉應(yīng)變,說(shuō)明偏心率越大,偏心受壓試件受拉側(cè)拉應(yīng)變發(fā)展越快。

達(dá)到極限荷載后,隨著承載力的下降,偏心受壓試件柱中縱向應(yīng)變持續(xù)增加,但是,除了試件FPXB5-1和試件FPXB5-4,其余試件柱中縱向應(yīng)變的增加幅度較小。

最終破壞時(shí),偏心受壓試件柱中受壓側(cè)縱向應(yīng)變?yōu)樨?fù)且均遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)變,受拉側(cè)縱向應(yīng)變?yōu)檎?但是只有試件FPXB5-1和試件FPXB5-4超過(guò)屈服強(qiáng)度,這與試件破壞形式有關(guān)。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)方鋼管再生混凝土長(zhǎng)柱試件進(jìn)行偏心受壓試驗(yàn),對(duì)比分析了再生粗骨料取代率、鋼管壁厚、偏心率、長(zhǎng)細(xì)比等變化參數(shù)對(duì)其偏心受壓性能的影響,研究了軸向荷載-柱中縱向應(yīng)變曲線,可得以下結(jié)論:

(1) 方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱破壞形態(tài)受偏心率影響明顯,大偏心率試件多為整體屈曲失穩(wěn)破壞,破壞時(shí)試件中部屈曲外鼓,端部范圍內(nèi)管壁嚴(yán)重鼓曲;小偏心率受壓試件,在軸向荷載作用下,試件中部?jī)H發(fā)生輕微彎曲,隨著荷載的增加,試件端部管壁鼓曲程度較輕。

(2) 偏心受壓長(zhǎng)柱的承載力隨著偏心率和長(zhǎng)細(xì)比的增加明顯下降;隨著鋼管壁厚增大而增加;再生粗骨料取代率對(duì)偏心受壓試件的承載力有一定影響,隨著取代率的增加,偏心受壓試件承載力呈降低趨勢(shì)。

(3) 方鋼管再生混凝土偏心受壓長(zhǎng)柱軸向剛度受鋼管壁厚和再生粗骨料取代率的影響明顯,隨鋼管壁厚增大而明顯增加,隨再生粗骨料取代率增加而顯著減小;長(zhǎng)細(xì)比和偏心率則對(duì)軸向剛度影響不明顯。

(4) 偏心受壓試件的柱中側(cè)向撓度與鋼管壁厚、長(zhǎng)細(xì)比、偏心率等因素有關(guān),鋼管壁厚越大,柱中側(cè)向變形能力越強(qiáng);長(zhǎng)細(xì)比增加,柱中側(cè)向撓度加大;偏心率越大,柱中側(cè)向撓度越大。再生骨料取代率對(duì)柱中側(cè)向撓度無(wú)明顯影響。

(5) 彈性階段,偏心受壓試件柱中受拉側(cè)縱向應(yīng)變與受壓側(cè)縱向應(yīng)變均處于受壓狀態(tài),柱中受拉側(cè)縱向應(yīng)變變化速度均明顯快于受壓側(cè);彈塑性階段,柱中受壓側(cè)縱向壓應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變,開(kāi)始屈服;達(dá)到極限荷載后,隨著承載力降低,柱中縱向應(yīng)變緩慢增加;最終破壞時(shí),柱中受壓側(cè)縱向應(yīng)變?yōu)樨?fù)且均遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)變,受拉側(cè)縱向應(yīng)變?yōu)檎?/p>

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(責(zé)任編輯 張淑艷)

Experimental study of the behavior of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression

YU Xiaolong, WANG Chenggang, LIU Bingkang, HU Qiongfang, CHEN Jinbiao

(School of Civil and Hydraulic Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China)

To study the influence of recycled coarse aggregate replacement percentage, thickness of steel tube, eccentricity and slenderness ratio on the eccentric compression performance of specimens, the load bearing capacity, the failure patterns, axial load-displacement curves, axial load-mid-span deflection curves of eight recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under step stress test were obtained. The results show that the recycled coarse aggregate replacement percentage has certain influence on the load bearing capacity of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube and in inverse proportion to the recycled coarse aggregate replacement percentage, eccentricity and slenderness ratio. The eccentricity and slenderness ratio have no obvious influence on the axial stiffness of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube and in inverse proportion to the recycled coarse aggregate replacement percentage. The recycled coarse aggregate replacement percentage has no obvious influence on the mid-span deflection of recycled aggregate concrete filled square steel tubular long columns under eccentric compression, which is in proportion to the thickness of steel tube, slenderness ratio and eccentricity.

recycled aggregate concrete filled square steel tubular long column; recycled coarse aggregate replacement percentage; eccentricity; slenderness ratio; thickness of steel tube; eccentric compression performance

2016-01-06；

2016-04-07

住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部科學(xué)技術(shù)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2013-K4-46)

余小龍(1988-),男,安徽合肥人,合肥工業(yè)大學(xué)碩士生; 柳炳康(1952-),男,安徽鳳陽(yáng)人,合肥工業(yè)大學(xué)教授,博士生導(dǎo)師,通訊作者,E-mail:liubingkang@hfut.edu.cn.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.08.020

TU398.9

A

1003-5060(2017)08-1110-07