煤灰渣混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能研究

中圖分類號(hào)：TU375.4 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A DOI：10.7535/hbkd.2025yx04010

Seismic performance of coal ash slag concrete beam-column joints

WEI Jiaqi1，ZHANG Mingqian1，WANG Zhuo1，MA Kang1，YUHaifeng ¹ ，F(xiàn)ENG Y LI Huawei2，NIE Qingke2，CAO Kangjia1

（1.School of Civil Engineering，Hebei Universityof Science and Technology，Shijiazhuang，Hebei O5oo18，China; 2.Research Center for Geotechnical Engineering Technology of Hebei Province/Key Laboratory for Industrial Solid Waste Comprehensive Utilization of Hebei Province，China Hebei Construction amp;. Geotechnical Investigation Group Limited，Shijiazhuang，Hebei O50227，China）

Abstract：Toivestigate the high-valueand high-dose utilizationofsolid waste gasification ashinconcretecomponents，lowcyclereciprocating loading tests were performedonjoints within one ordinary concrete and threegasifiedash concrete beamcolumn oints.The failure modes，hystereticbehavior，energydisipation，ductityand stiffessdegradation were studied. The failure mechanisms of concrete jointswithcoal ashasanadmixture wereexplored，and theefectsof dosage，axial compressionratio，as wellasconcrete strengthon the seismic performanceof thesejoints were analyzed.Theresults reveal thatplastic hinge failureatthebeamendsoccurs inallofthecoalashslagconcrete joints.During thisprocess，the reinforcement yieldsand theconcreteis crushed，which includes fourstages：initialcracking，extensivecracking，ultimate strength andfailure.The hysteresis curves of the specimens are relatively full.When the dosage ratioofcoalash slagis 20% ， the bearing capacity of joints made with coal ash slag concrete increases by 14% compared to those made with ordinary concrete.Using properdesignedcoalashslagconcretecanimprovethebearingcapacitywhileconserving cement，andlowering carbonemisions inconcrete，which providessomereferencefortheargescaleandhigh-valueutilizationofsolidwastecoalash in concrete engineering.

Keywords：concreteand reinforced concrete structures；coal gasificationash residue；quasi-static test；axial compresior ratio；seismic performance；bearing capacity

煤灰渣是由多種化學(xué)組分構(gòu)成的復(fù)雜體系，其中 SiO₂?Al₂O₃?CaO_?Fe₂O₃ 是煤灰渣中的主要成分，質(zhì)量分?jǐn)?shù)的總和通常在 80% 以上[1]。燃煤電廠排放的主要固體廢棄物是粉煤灰和粉煤灰渣，粉煤灰渣主要為鍋爐爐底排出的大粒徑灰渣，約占灰渣總量的 10% （質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同）[2-3]。氣化爐產(chǎn)生的粗渣和細(xì)渣中存在殘余碳和無機(jī)礦物質(zhì)，但由于粉煤灰渣顆粒較粗、活性較低，不能直接用作活性摻合料[4-5]，因此，需要激發(fā)再生粉料的活性。激發(fā)方法通常分為物理激發(fā)和化學(xué)激發(fā)2種，其中物理激發(fā)主要是機(jī)械研磨，而化學(xué)激發(fā)則涉及添加堿性激發(fā)劑的類型和用量，如 Na₂CO₃ 、 NaHCO₃ 、 Na₂SiO₃ 、 ΔNaOH 和 Na₂SO₄ 等[6]。堿性氧化物通常在低階煤中廣泛存在，在煤氣化過程中可以作為優(yōu)良的催化劑[]。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)煤灰渣混凝土進(jìn)行了研究，并取得了一系列研究成果。VASHISTHA等[8]研究表明，煤灰渣與普通硅酸鹽水泥混合可以減少水泥制造過程中的碳排放，此外，它還可以減少熟料生產(chǎn)過程中自然資源的使用。GANESAN等[9提出用超細(xì)爐渣材料和煤底灰替代部分水泥與細(xì)骨料，提高了混凝土的抗壓強(qiáng)度，減小了混凝土中的空隙空間。YANG等[10]探究了粉煤灰渣替代高強(qiáng)混凝土細(xì)骨料的力學(xué)性能，結(jié)果表明粉煤灰渣混凝土可達(dá)到高強(qiáng)混凝土的強(qiáng)度水平。張卉等[1]研究了粉煤灰替代細(xì)骨料對(duì)砂漿混凝土強(qiáng)度的影響，試驗(yàn)表明在水泥提供的氫氧化鈣環(huán)境下粉煤灰渣表面生成水化硅酸鈣，從而增加了水泥和粉煤灰渣界面膠結(jié)強(qiáng)度，強(qiáng)化了水泥與粉煤灰渣界面區(qū)域，保證了試件的強(qiáng)度。張揚(yáng)等[12]研究表明高摻量高鈣粉煤灰單軸對(duì)稱矩形鋼管混凝土受彎試件具有良好的延性和承載能力，能夠滿足工程的需要。胡達(dá)清等[13]對(duì) CO₂ 在工業(yè)固廢加氣混凝土中的應(yīng)用進(jìn)行了研究，結(jié)果表明燃煤灰渣、礦渣、脫硫石膏等工業(yè)固廢的摻雜可減少 CO₂ 礦化加氣混凝土中水泥等高排放膠凝材料的用量，從而降低加氣混凝土全生命周期的碳排放，符合低碳減排的行業(yè)發(fā)展需求。煤灰渣混凝土可解決因固體廢棄物造成的環(huán)境問題，是實(shí)現(xiàn)工業(yè)固廢規(guī)模化、資源化利用的重大舉措，現(xiàn)有技術(shù)已能制備出力學(xué)性能與普通混凝土相近的粉煤灰渣混凝土，使用粉煤灰渣代替機(jī)制水泥，既能處理粉煤灰渣、減輕環(huán)境壓力，又能緩解細(xì)集料短缺困難，符合混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的規(guī)范要求[14]。

目前國內(nèi)外關(guān)于煤灰渣混凝土的研究主要集中在煤灰渣材料的物理和化學(xué)性質(zhì)方面，部分學(xué)者開展了摻煤灰渣的水泥和混凝土研究，但對(duì)煤灰渣混凝土構(gòu)件及力學(xué)性能鮮有研究[15]，這直接制約著煤灰渣用于混凝土結(jié)構(gòu)的實(shí)際推廣和應(yīng)用。由于節(jié)點(diǎn)是混凝土框架中重要的傳力和受力試件，而中節(jié)點(diǎn)在受力時(shí)又起到了關(guān)鍵性作用，鑒于此，本文選取混凝土框架結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)，將煤灰渣摻入混凝土替代水泥，對(duì)1個(gè)普通混凝土和3個(gè)煤氣化灰渣混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)實(shí)施低周往復(fù)循環(huán)加載，研究摻量、混凝土強(qiáng)度、軸壓比對(duì)煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響，以期為今后工程中煤灰渣的規(guī)?；?、高值化綜合利用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為探究煤氣化灰渣摻量、軸壓比的變化以及混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，設(shè)計(jì)了4個(gè)試件，編號(hào)分別為 ZJ-1、ZJ-2、ZJ-3 和 ZJ-4。不同試件的尺寸及配筋相同，梁截面尺寸均為 120mm×240mm 柱截面尺寸均為 220mm×220mm ，煤灰渣取代水泥率為 20% ，試驗(yàn)軸壓比設(shè)計(jì)為0.1和0.2，混凝土強(qiáng)度為C40和C50，分別如表1和圖1所示。

1.2 材料力學(xué)性能

將試驗(yàn)所用的粗粒狀煤灰渣研磨成細(xì)粉，其與水泥性能指標(biāo)對(duì)比見表2。水泥型號(hào)采用硅酸鹽42.5號(hào)，其混凝土質(zhì)量配合比及抗壓強(qiáng)度見表3。梁、柱縱筋均采用HRB400級(jí)熱軋鋼筋，鋼筋直徑為 12mm 時(shí)實(shí)測 f_y= 438MPa E=161MPa ;鋼筋直徑為 16mm 時(shí)實(shí)測 f_y= 452MPa E=180MPa 。箍筋采用HPB300級(jí)直徑 8mm 鋼筋，實(shí)測 f_y=222MPa . E=164 MPa。

1.3加載裝置與制度

混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)采用擬靜力加載，試驗(yàn)裝置如圖2所示。將梁兩端通過鉸支座與壓力傳感器連接起來，傳感器上方連接千斤頂，再與自平衡框架相連，柱子上、下通過鉸支座與框架相連，柱上方放置小型千斤頂施加軸向壓力，通過千斤頂上方的傳感器讀數(shù)。左、右梁上方的傳感器連接到DHDAS應(yīng)變箱上，應(yīng)變箱連接到電腦記錄數(shù)據(jù)。正式加載前，先進(jìn)行預(yù)加載，施加工作荷載的 10% 測試。加載初期，首先是中間的千斤頂向下施加軸壓力，分別為 95.25kN（ZJ-1），101.74kN（ZJ-2） 和ZJ-4）、114.74kN（ZJ-3）;然后左、右梁同時(shí)施加相反方向的低周往復(fù)豎向荷載，試驗(yàn)采用位移控制加載。試件屈服前，位移采用 2mm 增量，循環(huán)2次；屈服后，位移采用 5mm 增量，循環(huán)加載2次，直到試件破壞。試驗(yàn)加載制度如圖3所示。

1.4 量測內(nèi)容

采集梁兩端豎向加載的荷載及相應(yīng)位移；柱上下兩端靠近梁端塑性鉸區(qū)布置位移計(jì)，測量位移，用來計(jì)算節(jié)點(diǎn)處轉(zhuǎn)角；在梁靠近柱端的縱向鋼筋、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)箍筋上粘貼應(yīng)變片，測量應(yīng)變數(shù)據(jù)；用顯示儀表讀取軸向壓力；加載過程中量取裂縫寬度并記錄對(duì)應(yīng)荷載。應(yīng)變片和位移傳感器的數(shù)據(jù)采用D3816靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)記錄。

2試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在試驗(yàn)過程中，煤灰渣混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)均發(fā)生了梁端彎曲破壞，破壞過程分為初裂、通裂、極限及破壞4個(gè)階段。不同試件的受力過程相似，但結(jié)束標(biāo)志不同。ZJ-1和ZJ-3以混凝土被壓碎破壞為試驗(yàn)結(jié)束，此時(shí)ZJ-1和ZJ-3的承載力分別下降至極限荷載的 85.6% 和 85.1% ；ZJ-2以施加荷載下降至極限荷載的 85% 以下為試驗(yàn)結(jié)束，但是混凝土壓碎現(xiàn)象不明顯；ZJ-4以施加荷載下降至極限荷載的 85% 以下為試驗(yàn)結(jié)束，此時(shí)混凝土出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象。以煤灰渣混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)ZJ-3為例描述試驗(yàn)的破壞現(xiàn)象。加載初期，ZJ-3 處于彈性狀態(tài)，荷載-位移曲線直線上升，荷載加載至 9. 29kN 時(shí)，ZJ-3梁端出現(xiàn)第1條裂縫，寬度為 0. 02mm ，如圖4a）所示；裂縫的發(fā)展不斷靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，繼續(xù)加載至 29.22kN 時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開始出現(xiàn)裂縫，梁兩端裂縫有延伸，進(jìn)入通裂階段，寬度達(dá) 0.8mm ，此時(shí)卸去荷載裂縫幾乎閉合，如圖4b）所示;通裂后繼續(xù)加載，位移增長較快，荷載增幅有所降低，裂縫寬度明顯增加，混凝土出現(xiàn)剝落情況，裂縫寬度最大可達(dá) 2mm ，此時(shí) ZJ-3進(jìn)人極限狀態(tài)，荷載不再增加，如圖4c）所示;梁根部產(chǎn)生塑性鉸，繼續(xù)對(duì)梁端施加荷載，出現(xiàn)承載力降低的現(xiàn)象，位移持續(xù)增長，混凝土繼續(xù)脫落，試件表現(xiàn)出明顯的脆性性質(zhì)，此時(shí)ZJ-3的承載力降低至極限荷載的 85% 以下，如圖4d）所示，試驗(yàn)停止。

2.2 破壞形態(tài)

各個(gè)試件不同階段的特征值如表4所示，破壞形態(tài)對(duì)比如圖5所示。ZJ-2與ZJ-3均摻加 20% 煤灰渣，但軸壓比不同，試件ZJ-2比ZJ-3承載力高 6.25kN ，破壞位移小 5.33mm ，ZJ-3破壞現(xiàn)象較為明顯，說明軸壓比越大，試件抗震性能越好。ZJ-1的破壞現(xiàn)象與ZJ-2有差異，摻加煤灰渣后的節(jié)點(diǎn)破壞現(xiàn)象不明顯。ZJ-1加載至極限荷載的 26% 時(shí)，出現(xiàn)初始裂縫，裂縫數(shù)量比ZJ-2多，加載至極限荷載的 78% 時(shí)，試件進(jìn)入通裂階段，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)裂縫較ZJ-2早，核心區(qū)形成交叉裂縫，極限承載力比ZJ-2小 5.24kN ，說明混凝土中摻加煤灰渣后延緩了節(jié)點(diǎn)的開裂荷載，能有效抑制混凝土的裂縫。ZJ-4摻加 20% 煤灰渣但混凝土強(qiáng)度等級(jí)有所提高，承載力較ZJ-3提高 3.70kN ，說明摻加 20% 煤灰渣混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50的節(jié)點(diǎn)抗震性能最佳。

3試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

4個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線如圖6所示。為了詳細(xì)說明滯回曲線的特點(diǎn)，以摻加煤灰渣的試件 ZJ-3為例敘述。在加載初期，試件的滯回曲線呈直線增長，節(jié)點(diǎn)處于彈性工作狀態(tài)，卸載幾乎沒有殘余變形，如圖6a）所示;位移繼續(xù)增長，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)輕微損傷，荷載增長速度逐漸變緩，卸載時(shí)試件存在殘余變形，但鋼筋未完全屈服，滯回曲線出現(xiàn)不明顯的捏攏現(xiàn)象，如圖6b）所示;鋼筋屈服后，位移在增長的同時(shí)荷載增幅幾乎為0，當(dāng)位移偏轉(zhuǎn)角達(dá) 1.78% 和 -1.92% 時(shí)，荷載達(dá)到峰值，分別為 49.34kN 和 -49.87kN ，如圖6c）

所示；最后加載到極限荷載的 85% 以下試件破壞，如圖6d）所示。ZJ-2比ZJ-1曲線更飽滿，因?yàn)榛炷羶?nèi)摻入煤灰渣后，內(nèi)部結(jié)構(gòu)更致密，孔隙更少，沒有明顯微裂縫，提高了混凝土的強(qiáng)度，所以摻入 20% 煤灰渣的混凝土節(jié)點(diǎn)滯回曲線較為飽滿光滑，同時(shí)位移增加其滯回環(huán)面積也增加，說明煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)具有較好的塑性變形能力。

3.2 骨架曲線

骨架曲線代表加載過程荷載-位移的峰值，用來確定4個(gè)特征點(diǎn)，即開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)[16]。試件ZJ-1—ZJ-4的骨架曲線如圖7所示。通過對(duì)比不同試件可以發(fā)現(xiàn)：試件ZJ-2比ZJ-1破壞位移大 8.18mm ，ZJ-2屈服后強(qiáng)化段較為平緩，這是因?yàn)閾郊用夯以蠊?jié)點(diǎn)核心區(qū)損傷程度較輕，延緩了梁筋的黏結(jié)滑移，承載力更高。試件ZJ-2與ZJ-3相比，ZJ-2先達(dá)到破壞位移 39.98mm ，較ZJ-3先破壞，ZJ-3骨架曲線的下降速度比ZJ-2更快，因?yàn)榧哟筝S壓力能延緩節(jié)點(diǎn)混凝土的累積損傷，使節(jié)點(diǎn)在加載后期的承載能力得到改善。試件ZJ-4承載力比ZJ-3的高 6.68kN ，說明摻加煤灰渣的混凝土強(qiáng)度等級(jí)越高，試件的抗震能力越強(qiáng)，在一定程度上提高了節(jié)點(diǎn)的水平抗剪承載力和梁端抗彎承載力。

3.3耗能能力

耗能能力可以用能量耗散系數(shù) E 和等效黏滯阻尼系數(shù) ζ_eq 來評(píng)價(jià)[17]，2個(gè)系數(shù)的計(jì)算結(jié)果見表5。試件的累積耗散能量以荷載-位移滯回曲線包圍的面積進(jìn)行計(jì)算，如圖 8所示，試件的耗能與滯回環(huán)的面積呈正比，如圖9所示。累積耗散能量隨著位移的增長而增大，其中試件 ZJ-1能量耗散系數(shù)大，耗能能力強(qiáng)，加載后期由于承載力退化導(dǎo)致耗能下降。摻入煤灰渣后的試件ZJ-2能量耗散系數(shù)比ZJ-1低0.63，耗能能力降低 29% ，說明煤灰渣混凝土的耗能能力比普通混凝土稍低。試件ZJ-3比ZJ-2 等效黏滯阻尼系數(shù)降低0.05，表明摻入煤灰渣的混凝土節(jié)點(diǎn)軸壓比提高后耗能能力降低。試件ZJ-4比ZJ-3等效黏滯阻尼系數(shù)升高0.01，表明摻人煤灰渣的混凝土節(jié)點(diǎn)混凝土強(qiáng)度提高后耗能能力有所提高。

3.4 延性分析

延性是衡量試件彈塑性變形能力的一個(gè)指標(biāo)，為節(jié)點(diǎn)的破壞位移與屈服位移的比值，梁端位移延性系數(shù)（20 μ_Δ=Δ_u/Δ_y，Δ_u 為梁端承載力下降到極限荷載 85% 時(shí)對(duì)應(yīng)的位移值， ??Δ_y 為試件屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的位移值[18]。4個(gè)試件的位移延性系數(shù)見表4。由表可知，試件ZJ-1的延性系數(shù)為 1.93～2.17 ，試件ZJ-2的延性系數(shù)為1.84～2.69 ，試件ZJ-2的位移延性系數(shù)比ZJ-1的稍高，主要因?yàn)樵嚰J-1比ZJ-2節(jié)點(diǎn)核心區(qū)先出現(xiàn)裂縫，試件ZJ-2的梁端縱筋充分發(fā)揮抵抗變形能力，鋼筋屈服較晚，在混凝土中摻人煤灰渣能適當(dāng)提高試件的延性。摻入 20% 煤灰渣的試件ZJ-3比ZJ-2的延性好，說明在煤灰渣摻量相同的情況下，適當(dāng)提高軸壓比能抑制裂縫的開展，提高試件的延性。試件ZJ-4與ZJ-3相比延性系數(shù)更大，說明 20% 煤灰渣摻量下，混凝土等級(jí)的提高更有助于梁端縱筋應(yīng)力變形的發(fā)揮，形成可轉(zhuǎn)動(dòng)的塑性鉸。

3.5 剛度退化

不同試件的剛度退化曲線如圖10所示。試件的剛度隨著位移的增加而逐漸減小，在彈性階段試件的剛度較大，前2個(gè)循環(huán)剛度退化不明顯，裂縫產(chǎn)生并變大后，剛度退化明顯，試件進(jìn)入了初裂階段。摻人 20% 煤灰渣的混凝王節(jié)點(diǎn)ZJ-3與ZJ-2相比，剛度退化曲線在加載初始階段下降得較快，后期逐漸平緩，由于軸壓比變大，梁端塑性鉸出現(xiàn)較早，開裂荷載較低，導(dǎo)致其剛度在加載初始下降較快。試件ZJ-4比ZJ-3剛度退化速度快，在加載后期，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)損傷嚴(yán)重，縱筋產(chǎn)生滑移，剛度下降速率加快。

3.6梁端縱向鋼筋應(yīng)變分析

試驗(yàn)過程中梁縱筋應(yīng)變片的位置及對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?nèi)鐖D11所示。由于試驗(yàn)后期應(yīng)變片損傷，只記錄到加載位移 20mm 的應(yīng)變，最大應(yīng)變小于2500，應(yīng)變隨著位移的增加而增長。試件ZJ-1位置在 -100mm 的應(yīng)變片加載到位移 15mm 時(shí)應(yīng)變最大，試件ZJ-2、ZJ-3、ZJ-4位置在 -200mm 的應(yīng)變片加載到位移 20mm 時(shí)應(yīng)變最大，試件ZJ-2比ZJ-3應(yīng)變大515.03，ZJ-2的塑性較好。摻人煤灰渣的混凝土節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞較輕，節(jié)點(diǎn)的壓應(yīng)變明顯大于拉應(yīng)變，梁端塑性鉸形成后，靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的梁兩端的混凝土逐漸被壓碎，鋼筋屈服，應(yīng)變逐漸減小。

3.7框架中節(jié)點(diǎn)極限承載力計(jì)算

為了更好地預(yù)測煤氣化灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)的承載力，在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，參考國內(nèi)外對(duì)節(jié)點(diǎn)的理論計(jì)算研究，結(jié)合煤氣化灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到節(jié)點(diǎn)抗剪承載力計(jì)算公式。節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，梁兩端混凝土壓碎破壞，鋼筋屈服，符合節(jié)點(diǎn)破壞的模式，煤灰渣混凝土試件和普通混凝土試件在框架節(jié)點(diǎn)受剪承載力，理論上可以按照國內(nèi)外計(jì)算公式計(jì)算節(jié)點(diǎn)極限承載力。

結(jié)合規(guī)范計(jì)算模型[19]、修正通用計(jì)算模型[20]和簡化拉-壓桿模型[21]計(jì)算煤灰渣混凝土框架中節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力，計(jì)算值簡寫為 V_i1^c?V_i2^c?V_i3^c ，將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)際數(shù)值 V_j^t 進(jìn)行對(duì)比，見表6。由于節(jié)點(diǎn)的破壞模式為梁端受彎破壞，所以取節(jié)點(diǎn)的峰值承載力作為核心區(qū)承載力。 γ₁ 為框架節(jié)點(diǎn)類型對(duì)抗震承載力的影響系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[22]取1.0。

通過計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)，節(jié)點(diǎn)的計(jì)算值均比試驗(yàn)值大，試件的安全系數(shù)小于1，考慮到節(jié)點(diǎn)的破壞是梁端彎曲破壞，節(jié)點(diǎn)區(qū)域受剪承載力偏低。對(duì)比表6數(shù)據(jù)可知，計(jì)算值和試驗(yàn)值較符合，3種計(jì)算模型均適用于煤灰渣鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的受剪承載力計(jì)算。然而實(shí)際工程中對(duì)于工程研究煤氣化灰渣混凝土試件按照材性數(shù)值計(jì)算較為繁瑣，因此本文在不同規(guī)范計(jì)算的基礎(chǔ)上，引入煤氣化灰渣放大系數(shù) λ_s=1.3 ，提出煤灰渣摻量為 20% 的煤氣化灰渣混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的核心抗剪承載力計(jì)算公式，見式（1）。

式中： V_i 為煤氣化灰渣混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的核心抗剪承載力； γ_?RE 為承載力抗震調(diào)整系數(shù)； λ_s 為煤灰渣放大系數(shù)； η_j 為正交梁對(duì)節(jié)點(diǎn)的約束影響系數(shù)； f_t 為混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； b_j 為框架節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的截面有效驗(yàn)算寬度； h_j 為框架節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的截面高度； N 為軸向力設(shè)計(jì)值； b_c 為混凝土柱的截面寬度； f_yv 為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值； A_s 為箍筋截面面積； h_b0 為框架梁截面有效高度； a_s^′ 為梁縱向受壓鋼筋合力點(diǎn)至截面近邊的距離； s 為箍筋間距。

在實(shí)際工程中，試驗(yàn)前計(jì)算煤灰渣摻量為 20% 的不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的核心抗剪承載力時(shí)，無需對(duì)煤灰渣混凝土進(jìn)行材性試驗(yàn)，可直接根據(jù)該公式計(jì)算。

4煤灰渣混凝土生產(chǎn)階段碳排放計(jì)算

混凝土在生產(chǎn)階段的碳排放是指混凝土在生產(chǎn)過程中對(duì)各種原材料進(jìn)行采集、加工等所產(chǎn)生的二氧化碳總和。碳排放計(jì)算公式見式 （2）^[23] ，碳排放因子按照參考文獻(xiàn)[24]選取。由表7可知，煤灰渣固廢材料的利用不僅可以減少混凝土中水泥的用量，還可以降低生產(chǎn)階段水泥的碳排放量，試件ZJ-2、ZJ-3與 ZJ-1相比，碳排放量減少 6.06kg ，試件ZJ-4與ZJ-1相比，碳排放量減少 2.41kg ，說明混凝土內(nèi)摻加煤灰渣可以降低混凝土全生命周期的碳排放，符合低碳減排的行業(yè)發(fā)展需求。

式中： Q 為碳排放量， 為第 i 種建材用量， 為第 i 種建材生產(chǎn)過程中排放的二氧化碳強(qiáng)度值，kg/kg;n 為所用建材總數(shù)。

表7碳排放對(duì)比

5結(jié)語

通過對(duì)3組煤氣化灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)試件的循環(huán)加載試驗(yàn)，研究了煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)的抗震性能，可拓展煤灰渣用于混凝土工程的應(yīng)用范圍。主要結(jié)論如下。

1）煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷了初裂、通裂、極限和破壞4個(gè)階段，破壞時(shí)梁端鋼筋屈服，混凝土壓碎破壞，具有典型混凝土節(jié)點(diǎn)破壞特征。煤灰渣摻量為 20% 時(shí)，煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)于普通混凝土，承載力提高 14% 。提高煤灰渣混凝土強(qiáng)度等級(jí)，可以顯著提高節(jié)點(diǎn)延性。

2）將固廢煤灰渣應(yīng)用于混凝土節(jié)點(diǎn)構(gòu)件中，可以有效減少水泥用量，降低全生命周期碳排放量，提高固廢利用價(jià)值，符合煤化工和建筑企業(yè)的清潔生產(chǎn)發(fā)展要求。

本文僅初步完成了煤灰渣混凝土節(jié)點(diǎn)的抗震試驗(yàn)研究，未來需在混凝土構(gòu)件、結(jié)構(gòu)層面開展數(shù)值模擬和理論計(jì)算研究，為煤灰渣在混凝土工程中大規(guī)?；瘧?yīng)用提供設(shè)計(jì)參考。

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