胡 耀，陳尚鴻，林 偉，祁 皚

(福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350108)

0 引言

隨著我國鎳鐵需求量逐漸增加，鎳鐵冶煉行業(yè)蓬勃發(fā)展[1]，但是巨量鎳鐵渣的堆置和填埋不僅占用土地，還將污染周邊環(huán)境，因此工業(yè)廢渣資源化利用是一個亟需解決的問題[2]. 國外冶金爐渣的主要利用途徑包括制備波特蘭水泥、 用作高強混凝土集料的替代材料等[3]. 鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料作為一種新型的環(huán)保摻合料應(yīng)用于混凝土結(jié)構(gòu)中，一方面可以有效地改善環(huán)境壓力，另一方面積極響應(yīng)國家資源化利用的號召以及可以帶來更大的經(jīng)濟效益. 劉梁友等[4]研究了摻量10%～40%的鎳鐵渣粉對水泥強度的影響，發(fā)現(xiàn)隨著鎳鐵渣摻量的增加，3、 28 d抗壓強度逐漸降低. 李劍鋒等[5]研究發(fā)現(xiàn)鎳鐵渣取代水泥將不利于維持混凝土的強度. 劉暢等[6]研究發(fā)現(xiàn)不僅鎳渣和礦渣均具有火山灰活性，而且鎳渣-礦渣復(fù)合微粉應(yīng)用于水泥中的活性和水泥砂漿強度均隨著礦渣的增加而增加. 本研究通過對兩根摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁、 柱及一根普通混凝土梁、 柱進行三分點靜力加載試驗，試驗過程中觀察裂縫開展、 屈服狀態(tài)以及極限破壞狀態(tài)，并對摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁、 柱進行抗震性能分析.

1 試驗概況

1.1 原材料

摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料混凝土的原材料主要包括：水泥、 砂、 石、 鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料(FSPC)、 減水劑及水.

1) 水泥. 本試驗所用水泥為P·O 42.5普通硅酸鹽水泥.

2) 砂. 福建省福州市閩江中的河砂，采用的中砂，最大粒徑0.5 mm，細(xì)度模數(shù)3.0～2.3，連續(xù)級配. 由于砂中含有大量水分、 土質(zhì)和卵石，因此必須先進行翻曬，再篩掉所含的雜質(zhì)，使其含水率符合配合比的要求. 含泥量(按質(zhì)量計)和含石量(按質(zhì)量計)均低于1.0%.

3) 石. 粗骨料采用的是天然碎石，共3種級配，粒徑分別為：15～25、 9～15、 4～9 mm.

4) 鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料(FSPC). 由福建鑫源投資集團有限公司提供，是提煉金屬鎳或鎳鐵合金冶煉過程中排出的廢棄物，經(jīng)水淬后形成的一種?；癄t渣，鎳渣的密度為2.86 g·cm-3，比表面積為425.6 m2·kg-1，平均粒徑為13.953 μm，主要粒徑分布在1～100 μm. 具體化學(xué)組成成分如表1所示. 由表1可知，本次試驗所研究的鎳渣主要成分以SiO2、 CaO、 Al2O3和MgO為主，共占84%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，以下同)以上，其中以CaO含量最高，高達32%.

表1 水泥與鎳鐵渣復(fù)合礦物摻料的化學(xué)組成成分Tab.1 Chemical composition of composite mineral admixtures with cement and nickel iron slag

5) 減水劑. 由福建省建筑科學(xué)研究院提供.

1.2 試件設(shè)計

為研究摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁在單調(diào)荷載作用下的受力性能，依據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn) (GB/T 50081—2016)》[7]分別設(shè)計和制作3根試驗梁，即：普通預(yù)制混凝土梁一個(PL)、 摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料15%(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，以下同)與30%的預(yù)制混凝土梁兩個(FSPC-L1、 FSPC-L2). 試驗梁采用強度等級為C30的混凝土，配合比如表2所示.

表2 試驗梁混凝土的配合比Tab.2 Mix proportion of concrete

根據(jù)結(jié)構(gòu)試驗理論，按照縮尺比例模型確定試驗梁的尺寸，試驗的梁長度l=1.8 m，截面尺寸b×h=120 mm×240 mm. 試驗梁的受力鋼筋采用HPB335，箍筋和架立筋均采用HPB300. 實測HPB335強度為471 MPa，HPB300強度為376 MPa. 圖1為摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土試驗梁尺寸及配筋圖.

圖1 試驗梁尺寸及配筋圖(單位：mm)Fig.1 Size and reinforcement drawing of beams(unit: mm)

為了研究摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土柱在豎向軸力與低周往復(fù)荷載作用下的變形特性、 承載力、 延性性能、 耗能能力和剛度退化力學(xué)特性，分別設(shè)計并制作了3根試驗柱(PZ、 FSPC-Z1、 FSPC-Z2)，F(xiàn)SPC-Z1摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料15%，F(xiàn)SPC-Z2摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料30%，3根試驗柱除了鎳鐵渣復(fù)合礦物摻和料摻量之外其他指標(biāo)均一致[8]. 3根試驗柱為縮尺模型，截面尺寸和配筋均相同，混凝土強度等級均采用C40，配合比如表3所示. 試件尺寸如圖2，截面尺寸200 mm×200 mm，保護層厚度c=25 mm，柱子的理論加載高度為柱子底座上表面到柱頂水平力作用點的高度，即為1 350 mm. 3根柱子均采用對稱配筋，兩側(cè)均布置2Φ16+1Φ18，柱子縱向受力筋采用HRB400，箍筋采用HPB300，配筋如圖3所示. 具體柱頭和柱底座尺寸及配筋圖如圖4、 5所示.

表3 試驗柱混凝土的配合比Tab.3 Mix proportion of concrete

圖2 試件尺寸圖(單位：mm)Fig.2 Size of specimen(unit: mm)

圖3 柱身配筋圖(單位：mm)Fig.3 Reinforcement drawing of columns(unit: mm)

圖4 柱頭配筋圖(單位：mm)Fig.4 Reinforcement drawing of column capital(unit: mm)

圖5 柱底座配筋圖(單位：mm)Fig.5 Reinforcement drawing of column base(unit: mm)

1.3 加載方案

3個試驗梁加載制度相同，均采用三分點加載，由型號為MAS-500的伺服作動器通過分配梁進行單調(diào)加載，作動器通過型號為JAW-500A的電液伺服結(jié)構(gòu)試驗系統(tǒng)控制. 試驗梁與分配梁以及試驗梁與底座之間均是鉸接，從而在梁的中部形成純彎段，即只有彎矩而無剪力作用且彎矩均勻分布，因此便于加載過程中裂縫觀察[9]. 另外為了保護混凝土兩邊端部以及加荷處不被壓碎，采用以下兩種手段：第一，支座設(shè)置在距梁端150 mm位置； 第二，支座以及施加荷載的位置均放置墊板. 具體加載裝置見圖6.

圖6 試驗梁的加載模型Fig.6 Experiment loading setup of beam

研究摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料混凝土柱在往復(fù)加載過程中其裂縫開展、 剛度退化、 強度退化以及耗能方面與普通鋼筋混凝土柱的異同點，試驗以水平位移為主要參數(shù)進行控制加載[10]. 試驗?zāi)Ｐ筒捎玫氖?00 kN的電液伺服加載系統(tǒng)，豎向軸力通過固定在反力架上千斤頂施加，水平力通過連接在反力墻上的作動器控制，模型圖及實物圖如圖7、 8所示.

圖7 加載模型圖Fig.7 Loading model

圖8 加載實物圖Fig.8 Loading physical map

2 試驗現(xiàn)象

3根試件梁的破壞特征及加載過程相似，以試件FSPC-L2為例進行說明. 剛開始以預(yù)估開裂荷載的10%～20%(1.0 kN)進行加載，荷載呈線性增長，加荷至9.0 kN時，在跨中約100 mm的位置出現(xiàn)一條長100 mm左右的垂直裂縫，如圖9(a)所示. 荷載繼續(xù)增加，荷載達到95.94 kN時，受拉鋼筋達到屈服應(yīng)變，改用位移方式控制加載如圖9(b)所示. 繼續(xù)增加位移，裂縫寬度明顯增加，當(dāng)荷載達到135.07 kN時，荷載開始下降，F(xiàn)SPC-L2梁達到峰值荷載，進一步增大位移，使得荷載下降至峰值荷載的85%時停止試驗. 如圖9(c)所示，此時梁跨中上部混凝土完全被壓碎.

圖9 試驗現(xiàn)象(FSPC-L2)Fig.9 Experimental phenomena of beam(FSPC-L2)

FSPC-Z2柱與FSPC-Z1柱、 PZ柱的加載方案完全相同，加載過程中的試驗現(xiàn)象基本一致，以試件FSPC-Z2為例進行說明. 當(dāng)位移為2 mm時，從應(yīng)變采集系統(tǒng)采集的數(shù)據(jù)中發(fā)現(xiàn)此時混凝土應(yīng)變片已經(jīng)超過開裂拉應(yīng)變，仔細(xì)觀察發(fā)現(xiàn)第一條裂縫出現(xiàn)在A1-3處，如圖10(a)，反向加載時，并未發(fā)現(xiàn)A2面出現(xiàn)裂縫. 繼續(xù)增加位移，細(xì)微裂縫會延伸，縫寬會逐漸增加，發(fā)現(xiàn)應(yīng)變采集系統(tǒng)上顯示的部分混凝土應(yīng)變片已經(jīng)溢出. 當(dāng)位移為12 mm時，F(xiàn)SPC-Z2柱底部的鋼筋達到屈服應(yīng)變，因此取Δy=12 mm作為屈服位移，試驗柱屈服之后，采用以屈服位移Δy為級差，每次加載循環(huán)三次. 當(dāng)位移為2Δy時，裂縫出現(xiàn)的位置沿柱身逐漸向上發(fā)展，裂縫的數(shù)目基本上不再增加，觀察荷載—位移曲線發(fā)現(xiàn)折線現(xiàn)象消失，曲線趨于平滑. 此時柱底會有少許混凝土碎屑，并伴隨起皮現(xiàn)象如圖10(b)所示. 當(dāng)位移為3Δy時，繼續(xù)增加位移，發(fā)現(xiàn)荷載—位移曲線荷載的最高點有所降低，因此荷載在3Δy時達到峰值點. 此時柱底部出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土應(yīng)變片大部分溢出，部分鋼筋應(yīng)變片溢出. 繼續(xù)增加位移，柱底部的混凝土由于擠壓明顯突出，可從擠壓的縫隙看到內(nèi)部縱向受力筋. 當(dāng)位移為7Δy時，柱底部被壓酥，許多大塊混凝土被擠出并脫落，鋼筋外露，F(xiàn)SPC-Z2柱的荷載也已經(jīng)下降至峰值荷載的85%，認(rèn)為試件達到破壞狀態(tài).

圖10 試驗過程(FSPC-Z2)Fig.10 Experimental phenomena of column(FSPC-Z2)

3 梁試驗結(jié)果及分析

3.1 應(yīng)變分析

為進一步了解鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料對梁的力學(xué)性能的影響，作荷載-應(yīng)變曲線圖，見圖11. 結(jié)合圖中3條曲線，可以看出3根試驗梁(PL、 FSPC-L1、 FSPC-L2)的荷載-應(yīng)變曲線的大致形狀基本一致. 加載初期，構(gòu)件無裂縫，荷載與鋼筋應(yīng)變呈線性關(guān)系，荷載增長十分穩(wěn)定，此時鋼筋的應(yīng)變很小，為完全彈性階段. 當(dāng)荷載達到開裂荷載時，鋼筋的應(yīng)變急劇提高，出現(xiàn)明顯的折點，荷載-應(yīng)變曲線進入非線性階段. 這主要是因為裂縫的出現(xiàn)，裂縫處大部分混凝土退出工作，再加上混凝土與鋼筋之間的粘結(jié)作用，使得混凝土將力傳遞給鋼筋，鋼筋所受拉力急劇增加，因此應(yīng)變也隨之急劇增加. 隨著裂縫的增多、 延伸與縫寬的增大，曲線的非線性更加明顯. 當(dāng)試驗梁底部受拉鋼筋達到屈服應(yīng)變之后，曲線出現(xiàn)第二個拐點，斜率顯著減小，幾乎變成一條水平直線直至試件破壞.

圖11 荷載-應(yīng)變曲線Fig.11 Load-strain curve of beam

通過試驗中對鋼筋應(yīng)變片數(shù)據(jù)的處理，不難發(fā)現(xiàn)在所有試驗梁完全破壞時，受力鋼筋應(yīng)變片的應(yīng)變均遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過屈服拉應(yīng)變，因此3根試驗梁的破壞模式均為底部鋼筋屈服，受壓區(qū)混凝土壓碎，可以認(rèn)為這3根梁均發(fā)生了彎曲破壞.

3.2 消耗能力分析

試件的彎矩-曲率曲線所包圍的面積為試件彎曲時單位長度的應(yīng)變能，該值可以反映試件的耗能能力. 各個試件的單位長度應(yīng)變能與曲率的關(guān)系見圖12.

從圖中可以得到以下結(jié)論：摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料混凝土梁相較于普通混凝土梁，其結(jié)構(gòu)的耗能能力都有不同程度的提高. 當(dāng)摻量從0增加到15%，摻量對結(jié)構(gòu)耗能能力影響不顯著. 但當(dāng)摻量從15%變化到30%時，摻量能有效地提高結(jié)構(gòu)的耗能能力.

4 柱試驗結(jié)果及分析

4.1 骨架曲線

3根試驗柱(PZ、 FSPC-Z1、 FSPC-Z2)的骨架曲線(見圖13)基本重合. 根據(jù)表4的骨架曲線特征值，F(xiàn)SPC-Z1柱 和FSPC-Z2柱的位移延性系數(shù)均遠(yuǎn)高于PZ柱且同時3根試件都大于4，F(xiàn)SPC-Z1柱位移延性系數(shù)提高56.3%，F(xiàn)SPC-Z2柱位移延性系數(shù)提高30.2%. FSPC-Z2柱. 說明鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料可以顯著提高柱子的延性性能，可以認(rèn)為摻量在30%以內(nèi)的摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土柱滿足有抗震要求的延性性能.

圖13 骨架曲線Fig.13 Skeleton curve

表4 骨架曲線特征值Tab.4 Eigenvalue of Skeleton curve

4.2 耗能能力

依據(jù)圖14等效粘滯阻尼系數(shù)-位移曲線圖可知，3根試件的等效粘滯阻尼系數(shù)均隨著位移的增加而上升. 這是由于試件屈服之后滯回環(huán)愈加飽滿，試件吸收了更多的能量導(dǎo)致的，從而說明試件在耗散能量，具備較好的抗震性能. FSPC-Z1柱和FSPC-Z2柱的等效粘滯阻尼系數(shù)都比PZ柱大，說明摻量≤15%時，鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料可以有效地提高試件的耗能能力.

圖14 等效粘滯阻尼系數(shù)-位移曲線圖Fig.14 Equivalent viscous damping coefficient displacement curve

4.3 剛度退化

各試件的剛度退化曲線見圖15. 從圖15可以得出，加載初期，3根試件的剛度退化的尤為明顯，但是加載后期剛度退化速度顯著降低，基本趨于水平狀態(tài). 3根試件的剛度退化曲線近似吻合，說明鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料的摻入對柱子剛度退化的影響可以忽略不計.

圖15 剛度退化曲線圖Fig.15 Stiffness degradation curve

5 結(jié)語

通過對摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料混凝土基本性能的研究以及對摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁、 柱試驗研究，總結(jié)歸納出以下結(jié)論.

1) 在相同的加載機制下，摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁比普通預(yù)制混凝土梁先出現(xiàn)裂縫. 至于極限荷載，鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料對梁的影響基本可以忽略. 綜上, 兩根摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土梁的力學(xué)性能完全可以滿足普通預(yù)制混凝土梁的要求.

2) 3根試驗柱的骨架曲線幾乎吻合，剛度退化都不是很明顯. 但對柱子的延性性能以及耗能能力影響尤為突出，可以顯著改善柱子的延性性能和耗能能力. 綜上，兩根摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料預(yù)制混凝土柱的抗震性能滿足要求.

3) 通過試驗研究鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料應(yīng)用于混凝土梁以及柱子中對其性能的影響，了解到兩種摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料混凝土以及其制作的梁和柱均滿足要求，因此在實際生產(chǎn)中，為了達到更大經(jīng)濟效益以及最大化利用鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料，可以選擇摻量為30%的摻鎳鐵渣復(fù)合礦物摻合料制作混凝土梁和混凝土柱.