预制UHPC-RAC组合短柱轴压性能

秦朝刚; 杜锦霖

doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20231020.002

预制UHPC-RAC组合短柱轴压性能

秦朝刚^,,
杜锦霖

长安大学　建筑工程学院，西安 710061

基金项目: 中国博士后科学基金(2021T140587)；陕西省自然科学基础研究计划项目(2023-JC-YB-326)；长安大学中央高校基本科研业务费高新技术项目(300102282208)

详细信息

通讯作者:
秦朝刚，博士，副教授，硕士生导师，研究方向为低碳装配式混凝土结构体系与设计理论　E-mail：qinchaogang@chd.edu.cn

中图分类号: TU375.3；TB332
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出版历程
- 收稿日期: 2023-08-10
- 修回日期: 2023-09-30
- 录用日期: 2023-10-15
- 网络出版日期: 2023-10-22
- 刊出日期: 2024-05-31

Axial compression performance of precast UHPC-RAC composite short column

QIN Chaogang^,,
DU Jinlin

School of Civil Engineering, Chang'an University, Xi'an 710061, China

Funds: China Postdoctoral Science Foundation (2021T140587); Natural Science Foundation of Shaanxi Province (2023-JC-YB-326); Fundamental Research Funds for the Central Universities, CHD (300102282208)

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摘要

摘要: 将优势互补的超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete，UHPC)和再生混凝土(Recycled aggregate concrete，RAC)组合设计为预制UHPC-RAC组合柱。以箍筋位置、UHPC壁厚和UHPC-RAC结合面粗糙度为参数，设计制作了7个预制UHPC-RAC组合短柱，通过轴压试验，分析了破坏形态、材料应变、荷载-位移曲线、承载力、泊松比和损伤等性能参数。结果表明：预制UHPC-RAC组合短柱改善了RAC短柱的破坏形态，因外围UHPC与箍筋形成组合作用对内部RAC约束效果的不同，分为强约束的剪切压溃破坏和弱约束的外壁UHPC劈裂破坏；配箍UHPC及其厚度的增加，增强了外围UHPC的约束作用，提高了预制UHPC-RAC组合短柱的轴压刚度和受压承载力，最大可提升93.3%和97.4%，降低了泊松比和损伤指数，其中泊松比的变化范围为0.26~0.18；UHPC-RAC结合面粗糙度对轴压性能呈现有利影响但差异较小。强约束效果保证了高性能材料力学性能的发挥，采用叠加原理，建立了可准确计算强约束预制UHPC-RAC组合柱的受压承载力计算公式，并提出了预制UHPC-RAC组合短柱的设计要求，提升材料的利用率。
- 超高性能混凝土 /
- 再生混凝土 /
- 预制组合短柱 /
- 约束作用 /
- 轴压性能 /
- 受压承载力
Abstract: The combination design of ultra-high performance concrete (UHPC) and recycled aggregate concrete (RAC) forms the precast UHPC-RAC composite columns. Seven precast UHPC-RAC composite short columns were designed and fabricated with the parameters of stirrup position, UHPC thickness and UHPC-RAC interface roughness. The failure form, material strain, load-displacement curve, bearing capacity, Poisson's ratio and damage were analyzed through the axial compression experiments. The results show that the precast UHPC-RAC composite short columns improve the failure pattern, which can be divided into strong confining shear collapse failure and weak confining of UHPC splitting due to the difference in the binding effect of the combination of external UHPC and stirrup on internal RAC. The increase thickness of hooped UHPC ensures the enhancement of external UHPC restraint. The restraint effect of the outer UHPC is enhanced with the increase of the hoop UHPC and its thickness. The axial compressive stiffness and compression capacity of the prefabricated UHPC-RAC short column are increased by 93.3% and 97.4% at the maximum, and the Poisson's ratio and damage index are decreased, with the Poisson's ratio varying from 0.26 to 0.18. The roughness of UHPC-RAC bonding surface has little difference on the favorable influence of axial compression performance parameters. The strong constraint effect can make full use of the mechanics of high performance materials. Based on the superposition principle, the calculation formula of the compression capacity of the strongly constrained precast UHPC-RAC composite column is established, and the design requirements of the precast UHPC-RAC composite short column are proposed to improve the utilization rate of the material.
- ultra-high performance concrete /
- recycled aggregate concrete /
- precast composite short column /
- restraining effect /
- axial compression performance /
- compressive capacity

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纤维增强树脂复合材料拥有高强、轻质、耐腐蚀、抗疲劳、吸波隐身等优异性能，在航空航天、军工、汽车、化工及电子等先进工业领域得到广泛应用^[1-4]。按树脂基体性质可以将纤维增强树脂复合材料分为两大类，即热固性树脂基复合材料和热塑性树脂基复合材料；相较而言，热塑性树脂基复合材料具有：(1)韧性好，疲劳强度高，冲击损伤容限高；(2)预浸料和热塑性树脂存储没有期限要求；(3)热成型工艺性好，成型周期短，生产效率高；(4)边角料或废料可再熔融成型或回收利用，环境友好^[5]。因此，热塑性树脂基复合材料随着工业技术发展越来越受到青睐。以聚醚醚酮(PEEK)、聚醚酮酮(PEKK)、聚苯硫醚(PPS)和聚醚酰亚胺(PEI)等为代表的高性能热塑性树脂基复合材料的出现，为航空航天结构材料选材提供了富有竞争性的解决方案，且随着产品线的延伸和技术成熟度的不断提高，高性能热塑性树脂基复合材料在航空航天结构材料体系中的地位越来越重要，并逐渐打破以环氧树脂及双马来酰亚胺树脂等为代表的传统热固性树脂基复合材料的垄断地位。

航空航天结构大而复杂，在制造和装配时需要通过连接技术将不同的部件连接在一起来实现，因此需要可靠、自动化和经济的连接技术。机械连接是目前航空结构的主要连接方法，具有制造工艺简单、厚度方向起到增强作用和便于拆装等优点；但也引入许多问题，特别是钻孔存在应力集中、孔边分层、纤维损伤、重量增加和热膨胀系数不匹配等问题^[6-7]。胶接连接使连接应力集中最小化，具有优越的抗疲劳性能，但胶接需要严格的表面处理，对污染和环境非常敏感(如粉尘、水分和加工油污等)，胶粘剂有存储寿命、胶接工艺复杂和周期长等问题^[8]。热塑性树脂基复合材料具有可焊性，其焊接工艺已被认为是热塑性树脂基复合材料连接的有效替代技术，利用热塑性树脂基复合材料焊接可以在很大程度上消除这些问题。最具潜力的焊接方法主要有超声波焊接^[9]、感应焊^[10]、电阻焊^[11]和激光焊^[12]等。

热塑性树脂基复合材料焊接在国外已经有较长的研究历程，且相应成果已经成功应用于民用客机及战斗机结构中^[2]，而国内热塑性树脂基复合材料的制造及相应技术尚处于起步阶段^[13]。因此，本文针对航空结构用碳纤维/聚苯硫醚(CF/PPS)热塑性复合材料，采用CF/PPS复合材料混编织物电阻元件对其织物层压板进行电阻焊接；电流、压力和加热时间是电阻焊接的重要工艺参数，采用正交实验、Taguchi方法和方差分析(ANOVA)研究分析CF/PPS热塑性复合材料电阻焊接最佳工艺参数和其对接头强度的影响，同时对其焊接接头单搭接剪切强度和断口进行测试分析，获取其失效机制。该方法也是热塑性树脂基复合材料焊接技术的有益探索。

1. 实验材料及方法

1.1 原材料

碳纤维/聚苯硫醚(CF/PPS)复合材料层压板是利用加拿大Barrday公司提供的AS4 3K 5HS CF织物/PPS树脂预浸料在XLB-660.660.3型平板硫化机上热压成型；热压工艺为：温度为320℃±10℃，保温时间为30 min，压力为2 MPa，冷却速率为5℃/min，压制过程排气两次；试板铺层结构为[0]₈，试板厚度为2 mm，CF体积分数约为54vol%。AS4 3K 5HS CF/PPS复合材料混编织物的混编方式如图1所示，PPS树脂薄膜由日本东丽公司提供，PPS树脂膜厚度为50 μm。

图 1 碳纤维/聚苯硫醚（CF/PPS）复合材料混编织物

Figure 1. Carbon fiber/polyphenylene sulfide (CF/PPS) composite mixed woven fabric

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1.2 电阻焊接装置

采用中国民航大学自主研制的复合材料焊接设备(CAUC-CW100)，如图2所示，该设备能进行多种形式电载荷施加(直流、交流和脉冲电流)，采用伺服电子压力缸进行多段恒位移或压力压装控制，数据采集器可进行焊接件的焊接接头温度、压力和位移变化的信息实时采集等功能。

图 2 热塑性树脂基复合材料焊接设备

Figure 2. Welding machine of thermoplastic resin matrix composites

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电阻焊接：利用CF电热特性，在试样的焊接表面放置CF混编织物，并在焊接件上下焊接表面放置PPS树脂薄膜，CF在电热作用时产生焦耳热，熔融被焊接的焊接表面及PPS树脂薄膜，并在压力作用下形成焊接接头。在焊缝中间布置K型伯劳焊点热电偶，对焊缝温度检测，焊接示意图及尺寸如图3所示。

图 3 CF/PPS复合材料单搭接焊接示意图

Figure 3. Schematic diagram of single lap welding of CF/PPS composite laminate

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1.3 Taguchi方法和实验设计

Taguchi方法是以正交表为基础来获取可得到CF/PPS复合材料层板焊接质量的优化工艺方案，与传统正交实验相比，该方法利用信噪比(S/N)来衡量指标的波动^[14-16]。本研究质量特性为CF/PPS复合材料层板电阻焊接单搭接的剪切强度，3个关键焊接工艺参数即电流、压力和焊接时间作为因素，基于相同比例给出水平变化，如表1所示；因此优化目标即是获得最大的信噪比。CF/PPS复合材料层板电阻焊接剪切强度属于越大越优的质量指标，其信噪比公式为^[11]

表 1 因素和水平

Table 1. Factors and levels

Parameters	Levels
Parameters	1	2	3	4
Factor A（Current/A）	8	10	12	14
Factor B（Pressure/MPa）	0.5	1.0	1.5	2.0
Factor C（Time/min）	10	20	30	40

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$\eta = - 10{{\rm{lg}}}\left[ {\frac{1}{n}\sum\limits_{i = 1}^n {\frac{1}{{{X_i}^2}}} } \right]$

(1)

式中：η是CF/PPS复合材料层板电阻焊接质量特性，即信噪比(dB)；X_i是第i个CF/PPS复合材料层板电阻焊接试样剪切强度(MPa)；n是每组试验中的重复数(本研究n=6)。

设计L₁₆实验，得到各次CF/PPS复合材料层板电阻焊接实验的焊接剪切强度，然后利用式(1)计算出各次实验的信噪比，结果如表2所示。

表 2 CF/PPS复合材料层板的正交实验参数及结果

Table 2. Input parameters of orthogonal arrays and performance characteristics of CF/PPS composite laminates

Expt.run	Factor			Performance
Expt.run	Current A/A	Pressure B/MPa	Time C/min	LSS/MPa	η
1	8	0.5	10	3.68	11.32
2	8	1.0	20	5.34	14.55
3	8	1.5	30	6.86	16.73
4	8	2.0	40	5.37	14.60
5	10	0.5	20	9.02	19.10
6	10	1.0	10	8.65	18.74
7	10	1.5	40	12.46	21.91
8	10	2.0	30	10.34	20.29
9	12	0.5	30	13.05	22.31
10	12	1.0	40	16.78	24.50
11	12	1.5	10	14.28	23.09
12	12	2.0	20	12.15	21.69
13	14	0.5	40	7.49	17.49
14	14	1.0	30	9.65	19.69
15	14	1.5	20	9.84	19.86
16	14	2.0	10	7.51	17.51
Average η					18.96
Notes: LSS—Lap shear strength; η—Signal to noise ratio.

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同时，采用方差分析(ANOVA)来获取CF/PPS热塑性复合材料层板电阻焊接各个工艺参数对其剪切强度影响的贡献度。

1.4 焊接接头力学性能测试

参考ASTM D1002—10标准^[17]，采用Instron5982电子万能材料试验机对CF/PPS复合材料层板焊接的单搭接剪切强度(LSS)进行测试，试验件尺寸如图4所示。

图 4 试验件尺寸

Figure 4. Test piece size

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剪切强度τ(MPa)计算如下：

$\tau = \frac{{{F_{\max }}}}{{Lb}}$

(2)

式中：L为搭接长度(mm)；b为搭接宽度(mm)；F_max为最大拉伸力(N)。

1.5 剪切断口分析

采用激光共聚焦显微镜(OLYMPUS 4100)和SEM(Quanta FEG250)对Taguchi方法优化最佳焊接参数的焊接试样(记为H-LSS)和本实验方案中较低剪切强度试样(记为L-LSS)的截面形貌和剪切测试断口形貌进行观察，分析焊缝结构、铺展形态及其失效形式和机制。

2. 结果与讨论

2.1 CF/PPS复合材料的焊接

图5为CF/PPS复合材料电阻焊接控制过程。可知，CF/PPS复合材料电阻焊接控制过程主要为五个阶段。第Ⅰ阶段：通电，以一定速率增加电流强度，CF/PPS复合材料混编织物电热作用产生的焦耳热也随之增加，PPS膜及焊接件表面受热软化变形，达到PPS树脂热熔温度(T_m)；第Ⅱ阶段：初始压紧(预压力P_s)，释放焊接件焊接界面与CF/PPS复合材料混编织物间的间隙，保证受热均匀；第Ⅲ阶段：增加焊接压力(达到额定压力P_m)，保持恒温恒压，焊接件的焊接界面及PPS膜热熔，在压力作用下热塑性树脂流动，分子链热运动和扩散缠结；第Ⅳ阶段：调节电流以一定冷却速率(T_f，本实验T_f≈5℃/min)冷却，固化；第Ⅴ阶段：采用压缩空气冷却，焊接接头热收缩，完成焊接。在第Ⅱ和第Ⅲ阶段施加压力时会出现温度小幅度迅速升高后降低，这是由于施加压力使焊缝紧密，焦耳热集聚增加，随后在热传导和热扩散作用下又缓慢减小，同时压力也增大，这是由于高温使焊接接头自由体积膨胀。依据表2焊接参数完成试样焊接，如图6所示，CF/PPS复合材料层板焊接接头无明显变形。

图 5 CF/PPS复合材料电阻焊接控制过程

Figure 5. Resistance welding control process of CF/PPS composites (T_m—PPS hot melt temperature; P_s—Pre-pressure during welding; P_m—Rated pressure during welding; T_f—Cooling rate; RT—Room temperature; t₁—Temperature rise time of resistance welding; t₂—Pre-pressure time; t ₃—Constant temperature and pressure time; t₄—Cooling time at T_f rate; t₅—Natural cooling time)

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图 6 CF/PPS复合材料的电阻试件

Figure 6. Resistance specimen of CF/PPS composites

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2.2 CF/PPS复合材料的工艺参数优化与性能预测

预测CF/PPS复合材料层板电阻焊接工艺参数最优组合需要计算各个因素的信噪比均值，计算如下：

${m_{fi}} = \frac{1}{N}\sum\limits_{i = 1}^n {{\eta _i}}$

(3)

式中：f是因素；i是水平；N是实验次数；η是信噪比。

利用式(3)计算得到各因素的信噪比，比较得到该因素下的最大值是该因素的主效应，所有因素都取主效应即是预测的最优组合。CF/PPS复合材料电阻焊接工艺参数主效应图如图7所示。

图 7 CF/PPS复合材料电阻焊接工艺参数主效应图

Figure 7. Main effect diagram of process parameters of CF/PPS composite resistance welding

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可以看出，随着焊接电流、压力和焊接时间的增加，CF/PPS复合材料层板电阻焊接单搭接剪切强度均呈先增大后减小的变化趋势，获得最优焊接参数水平为A3、B3、C3 (即电流为12 A，压力为1.5 MPa，时间为30 min)，其信噪比为^[11]

${\eta _{\rm A3B3C3}} = m + ({m_{\rm A3}} - m) + ({m_{\rm B3}} - m) + ({m_{\rm C3}} - m)$

(4)

式中：η_A3B3C3为优化因素水平的预测信噪比；m为总体信噪比均值；m_A3、m_B3、m_C3分别为因素的主效应。

由式(1)、式(3)、式(4)可得，预测最优因素水平焊接参数的CF/PPS复合材料层板电阻焊接单搭接剪切强度为18.07 MPa，同时用实验对预测结果进行验证，采用预测最优化焊接参数焊接CF/PPS复合材料单搭接试样，并测试了其剪切强度，如表3所示，可以看出，CF/PPS复合材料单搭接试样剪切强度均值为17.88 MPa，Taguchi方法预测剪切强度和实验测试剪切强度非常接近，表明Taguchi方法可有效应用到热塑性树脂基复合材料焊接工艺参数优化中。

表 3 CF/PPS复合材料Taguchi方法预测最优因子水平、焊接接头剪切强度和实验验证结果

Table 3. Taguchi method for predicting optimal factor level, weld joint shear strength and experimental verification results of CF/PPS composites

	Factor A	Factor B	Factor C
Optimal parameter	12	1.5	30
Taguchi method predicted optimum shear strength/MPa			18.07
Verification experiment results shear strength/MPa			17.88

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为了更准确地研究各焊接工艺参数对CF/PPS热塑性复合材料层压板焊接接头质量影响的大小，对表2中信噪比(S/N)进行方差分析，如表4所示。可以看出，各参数方差均值和贡献分数表明焊接电流强度为CF/PPS热塑性复合材料焊接剪切强度的最主要影响因素，其贡献值为83.37%，压力其次，贡献值为9.55%，时间贡献值为6.02%。同时所有参数均具有90%以上的置信度。

表 4 CF/PPS复合材料层压板焊接接头信噪比方差分析

Table 4. Analysis of variance of signal-to-noise ratio of CF/PPS composite laminate welded joints

ANOVA-Signal-to-noise ratio values
Process parameters	Level mean value				SS	df	Variance	F	Sig.	P
Process parameters	Level 1	Level 2	Level 3	Level 4	SS	df	Variance	F	Sig.	P
Factor A（Current）	14.30	20.01	22.90	18.64	153.704	3	51.235	156.957	0	83.37
Factor B（Pressure）	17.56	19.37	20.40	18.52	17.600	3	5.867	17.972	0.02	9.55
Factor C（Time）	17.67	18.80	19.75	19.62	11.107	3	3.702	11.343	0.05	6.02
Errors	–	–	–	–	1.959	6	0.326	–	–	1.06
Total	–	–	–	–	184.370	15	–	–	–	100.00
Notes: SS—Sum of squares of mean deviation; df—Degrees of freedom; F—F statistics; Sig.—Significance; P—Probability.

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2.3 CF/PPS复合材料电阻焊接剪切断口的微观形貌

图8和图9为H-LSS和L-LSS两类试样的截面形貌和剪切断口形貌。

图 8 CF/PPS复合材料电阻焊接接头截面形貌

Figure 8. Cross-sectional morphology of CF/PPS composite resistance welded joints

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图 9 CF/PPS复合材料电阻焊接单搭接剪切断口形貌

Figure 9. Shear fracture morphology of CF/PPS composite resistance welding single lap

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从图8可以看出，最佳焊接工艺参数焊接的H-LSS试样焊接接头中CF/PPS复合材料混编织物、PPS膜及接层板紧密结合，焊缝中无空隙及脱黏区域等缺陷，CF/PPS复合材料混编织物很好地植入到焊接层板结合界面，且PPS膜和层板PPS基体很好地融合、扩渗及结合。而L-LSS试样的焊缝中存在空隙，CF/PPS复合材料混编织物中CF和PPS树脂的浸润较差，有大量裸纤维存在，表明其焊缝结合较差。

由图9 可以看出，植入的CF/PPS复合材料混编织物断裂，焊接层板的焊接界面也有纤维拔出和断裂，表明焊接接头在剪切力作用时，CF/PPS复合材料混编织物起到了焊缝增强相作用，且与焊接层板很好地结合，是典型复合材料层板层间失效断裂破坏模式，即焊接层板和CF/PPS复合材料混编织物都受损失效。H-LSS试样中植入的CF/PPS复合材料混编织物的纤维断裂平齐，纤维上黏附大量树脂，与之对应黏结的层板表面树脂基体在纤维拔出后出现明显破碎和塑性变形，证明CF/PPS复合材料混编织物、PPS膜及层板焊接界面间树脂与纤维充分浸润、扩渗链接和结合，保证了力的有效传递。而 L-LSS试样在剪切力作用下焊接接头失效形式为CF/PPS复合材料混编织物与焊接层板界面脱黏失效，即CF/PPS复合材料混编织物和被焊接层板的焊接界面胶层脱黏。这是由于在该工艺参数下树脂和纤维的浸润差，焊缝区域边缘处有部分PPS膜未完全熔化，焊缝区域存在大量空隙和裸纤维(如图8 中L-LSS试样)，在剪切力作用下诱发裂纹产生，导致接头性能较低；由图9 也可看出，L-LSS试样中CF/PPS复合材料混编织物的纤维与树脂的浸润和包裹较差，拔出纤维上树脂附着很少且不均匀，与之黏接的层板树脂基体上有明显纤维压痕，在剪切力作用下，CF/PPS复合材料混编织物中的纤维拔出，而层板树脂无明显形变，表明其结合强度较弱，剪切强度低。

由上述实验结果及分析可知，CF/PPS复合材料层板电阻焊接工艺参数(电流、压力和时间)的变化直接影响着焊接接头的性能。随着电流强度的增加，焊接接头剪切强度呈先增大后减小的趋势，这是由于在较低电流时，CF混编织物电阻元件电热作用产生的焦耳热不足以充分软化和熔化PPS树脂，使焊缝处树脂扩渗和黏接不够充分，导致焊接接头剪切强度低；在较大电流时，CF电阻元件产生足够的焦耳热，使被焊接件的焊接界面充分均匀受热，PPS树脂充分受热软化、流动、扩渗和熔融胶接，使焊接接头剪切强度增大。但电流强度过大，产生热量过大，会使PPS树脂产生分子链断裂、热降解和烧蚀变性等不良影响^[7]，使焊接接头性能下降。CF/PPS复合材料层板电阻焊接需要一定的压力，由于熔融态PPS黏度较大，且流动困难，其流动是若干分子链段运动推动另一部分分子链段再运动并形成整个大分子重心移动^[18]，因此焊接压力是热塑性树脂基复合材料焊接的重要因素之一，压力过低时，不足以使受热软化和熔融的树脂充分流动与纤维浸润，无法排除焊缝中的气体，会增加焊缝中空隙等缺陷^[19-20]；而压力过高，会使焊缝软化和热熔树脂挤压排出，使焊缝的树脂含量过低，从而影响焊缝的有效黏接，因此，焊接压力过高或过低都会导致其剪切强度减小。焊接时间为电流流经CF混编织物电阻元件产生热量持续的过程，保证焊接接头所需热量，其对焊接接头性能的影响与焊接压力类似，焊接时间短，会引起树脂流动、扩渗和浸润不充分；焊接时间过长会导致焊接件的焊接界面树脂热解和烧蚀，同时引起焊接接头整体软化及纤维排布变形，使剪切强度减小。

3. 结论

对航空结构用碳纤维/聚苯硫醚(CF/PPS)热塑性复合材料层压板，通过植入CF/PPS复合材料混编织物电阻元件进行电阻焊接技术研究。

(1)采用植入CF/PPS复合材料混编织物电阻元件对CF/PPS复合材料层板进行电阻焊接，工艺简单，设备成本低，焊接接头无异质材料引入，无明显应力集中。

(2) Taguchi方法可用于CF/PPS复合材料电阻焊接工艺参数设计和优化分析中，优化预测得到最佳焊接工艺参数为：电流为12 A，压力为1.5 MPa，时间为30 min，剪切强度为18.07 MPa；采用该参数验证CF/PPS复合材料层板焊接剪切强度为17.88 MPa，与其预测结果相近。方差分析得到CF/PPS复合材料层压板电阻焊接工艺参数电流贡献率最高，为83.37%，其次是压力，为9.55%，时间贡献率为6.02%。

(3) CF/PPS复合材料层压板电阻焊接接头横截面和剪切断口观察分析表明，最佳参数焊接试样(H-LSS)焊接接头界面结合良好，CF/PPS复合材料混编织物很好融合进焊缝，主要剪切失效形式为层间失效。较低剪切强度试样(L-LSS)焊接接头失效形式主要为界面脱黏失效。

(4)电阻焊接技术可以推广于商业和工业任何类型热塑性树脂基复合材料的连接。

图 1 超高性能混凝土(UHPC)的主要成分

Figure 1. Main ingredients of ultra-high performance concrete (UHPC)

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图 2 UHPC的基本力学性能测试

Figure 2. Basic mechanical properties test of UHPC

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图 3 预制UHPC-RAC组合短柱的截面设计

R—Radius of the UHPC core column

Figure 3. Section design of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 4 预制UHPC-RAC组合短柱的制作

Figure 4. Construction of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 5 预制UHPC-RAC组合短柱的加载与测试装置

Figure 5. Loading and testing device of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 6 钢筋应变片的布置

Figure 6. Arrangement of reinforcement strain gauges

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图 7 预制UHPC-RAC组合短柱的破坏形态

Figure 7. Failure pattern of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 8 预制UHPC-RAC组合短柱的典型破坏形态

Figure 8. Typical failure patterns of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 9 不同因素影响下预制UHPC-RAC组合短柱试件的荷载-位移曲线

Figure 9. Load-displacement curves of the precast UHPC-RAC composite short column specimens under the influence of different factors

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图 10 预制UHPC-RAC组合短柱的受压承载力

Figure 10. Compressive capacity of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 11 不同因素影响下钢筋和UHPC的应变

Figure 11. Strain of steel rebar and UHPC under different influence factors

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图 12 预制UHPC-RAC组合短柱的泊松比

Figure 12. Poisson's ratio of the precast UHPC-RAC composite short columns

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图 13 预制UHPC-RAC组合短柱的损伤

Figure 13. Damage of the precast UHPC-RAC composite short columns

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表 1 再生混凝土(RAC)、UHPC和钢筋的力学性能参数

Table 1 Mechanical properties of recycled aggregate concrete (RAC), UHPC and reinforcements

Material	Compressive strength/MPa	Tensile strength/MPa	Material	Yielding strength/MPa	Ultimate strength/MPa
RAC	26.20	—	C6	400.5	568.4
UHPC	101.78	9.30	C10	456.5	621.3
Notes: C6—Steel bars with a diameter of 6 mm ; C10—Steel bars with a diameter of 10 mm.

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表 2 预制UHPC-RAC组合短柱的设计参数

Table 2 Design parameters of the precast UHPC-RAC composite short columns

Specimen	ρ_v/%	ρ/%	Thickness/ mm	Roughness/ mm
R-C1	0.97	1.01	—	—
U20¦S/L/R-C2	0.92		20	—
U20¦S¦L/R-C3	0.90		20	—
U20/S¦L/R-C4	0.87		20	0
U15/S¦L/R-C5	0.83		15	—
U30/S¦L/R-C6	0.96		30	—
U20/S¦L/R-I1.6-C7	0.87		20	1.6
U20/S¦L/R-I3.2-C8	0.87		20	3.2
Notes: U—UHPC; R—RAC; S—Stirrup; L—Longitudinal bar; "/"—S or L locating in RAC or UHPC; "¦"—Interface between UHPC and RAC; I—Interface roughness; ρ_v—Volume-stirrup ratio; ρ—Longitudinal reinforcement ratio. For example, U20/S¦L/R-I3.2-C8 represents the eighth column whose UHPC thickness is 20 mm, the “S” stirrup locating in UHPC, “L” longitudinal bar locating in the RAC, and the bonding surface roughness is 3.2 mm; and U20¦S¦L/R-C3 represents the third column whose UHPC thickness is 20 mm, “S” stirrup locating in the interface between UHPC and RAC, “L” longitudinal bar locating in the RAC.

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表 3 预制UHPC-RAC组合短柱的轴压性能参数

Table 3 Axial compression performance parameter of the precast UHPC-RAC composite short columns

Specimen	N_cr/kN	δ_cr/mm	N_y/kN	δ_y/mm	N_u/kN	δ_u/mm	K/(kN·mm^–1)	S_i
R-C1	1010.40	2.11	1305.36	2.78	1984.20	4.79	437.01	1.00
U20¦S/L/R-C2	1290.32	2.23	1960.04	3.43	2351.40	4.52	553.78	1.19
U20¦S¦L/R-C3	1463.40	2.15	2549.60	3.45	3024.60	4.46	740.73	1.52
U20/S¦L/R-C4	1747.84	2.40	2488.52	3.20	3370.40	4.74	772.26	1.70
U15/S¦L/R-C5	1645.40	2.11	2331.64	3.16	2692.20	4.21	721.44	1.36
U30/S¦L/R-C6	2668.98	3.16	3612.99	4.37	3779.52	4.94	844.79	1.90
U20/S¦L/R-I1.6-C7	1878.40	2.63	3430.56	4.40	3792.12	5.03	774.96	1.91
U20/S¦L/R-I3.2-C8	1682.02	1.96	3598.72	4.36	3916.36	4.83	818.66	1.97
Notes: N_cr—Cracking load; δ_cr—Cracking displacement; N_y—Yielding load; δ_y—Yielding displacement; N_u—Ultimate load; δ_u—Ultimate displacement; K—Compressive stiffness; S_i—Coefficient of increase of axial compressive capacity.

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表 4 预制UHPC-RAC组合短柱的受压承载力计算

Table 4 Compression capacity calculation of the precast UHPC-RAC composite short columns

Specimen	N_t/kN	N_c/kN	N_c/N_t
R-C1	1984.20	1924.18	0.97
U20¦S/L/R-C2	2351.40	3463.18	1.47
U20¦S¦L/R-C3	3024.60	3463.18	1.15
U20/S¦L/R-C4	3370.40	3463.18	1.03
U15/S¦L/R-C5	2692.20	3138.19	1.17
U30/S¦L/R-C6	3779.52	4067.82	1.08
U20/S¦L/R-I1.6-C7	3792.12	3531.32	0.93
U20/S¦L/R-I3.2-C8	3916.36	3598.93	0.92
Notes: N_t—Test ultimate load of the precast UHPC-RAC composite columns; N_c—Calculated ultimate load of the precast UHPC-RAC composite columns.

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参考文献(32)

[1]	蔡伟光. 中国城乡建设领域碳排放系列研究报告(2022)[R]. 重庆: 中国建筑节能协会建筑能耗与碳排放数据专委会, 2022. CAI Weiguang. Series of research reports on carbon emissions in Chinese urban and rural construction sector (2022)[R]. Chongqing: Special Committee on Building Energy Consumption and Carbon Emissions Data of China Building Energy Efficiency Association, 2022(in Chinese).
[2]	丁超, 贾子杰, 王振华, 等. 基于生命周期评价的UHPC碳排放控制潜力评估[J]. 硅酸盐通报, 2023, 42(4): 1242-1251. DOI: 10.3969/j.issn.1001-1625.2023.4.gsytb202304012 DING Chao, JIA Zijie, WANG Zhenhua, et al. UHPC carbon emission control potential based on life cycle assessment[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2023, 42(4): 1242-1251(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1001-1625.2023.4.gsytb202304012
[3]	王佃超, 肖建庄, 夏冰, 等. 再生骨料碳化改性及其减碳贡献分析[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2022, 50(11): 1610-1619. DOI: 10.11908/j.issn.0253-374x.21366 WANG Dianchao, XIAO Jianzhuang, XIA Bing, et al. Carbonization modification of recycled aggregate and its contribution to carbon reduction[J]. Journal of Tongji University (Natural Science Edition), 2022, 50(11): 1610-1619(in Chinese). DOI: 10.11908/j.issn.0253-374x.21366
[4]	XIAO J Z, LI W G, FAN Y H, et al. An overview of study on recycled aggregate concrete in China (1996-2011)[J]. Construction and Building Materials, 2012, 31: 364-383. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2011.12.074
[5]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 再生混凝土结构技术标准: JGJ/T 443—2018[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Technical standard for recycled concrete structures: JGJ/T 443—2018[S]. Beijing: China Architecture & Industry Press, 2018(in Chinese).
[6]	ABOUKIFA M, MOUSTAFA M A. Reinforcement detailing effects on axial behavior of full-scale UHPC columns[J]. Journal of Building Engineering, 2022, 49: 1-18. DOI: 10.1016/j.jobe.2022.104064
[7]	XIE J, FU Q H, YAN J B. Compressive behaviour of stub concrete column strengthened with ultra-high performance concrete jacket[J]. Construction and Building Materials, 2019, 204: 643-658. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2019.01.220
[8]	邓明科, 李睿喆, 张阳玺. HDC与RPC加固RC柱轴心受压性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(9): 74-83. DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045 DENG Mingke, LI Ruizhe, ZHANG Yangxi. Experimental study on axial compression performance of reinforced concrete columns strengthened with high-ductility cementitious composites and reactive powder concrete[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(9): 74-83(in Chinese). DOI: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.01.0045
[9]	成煜, 谢剑, 于敬海. 二次受力下UHPC加固钢筋混凝土柱轴压性能试验研究[J]. 硅酸盐通报, 2019, 38(7): 2295-2301. DOI: 10.16552/j.cnki.issn1001-1625.2019.07.049 CHENG Yu, XIE Jian, YU Jinghai. Experimental study on axial compressive performance of reinforced concrete columns strengthened with ultra-high performance concrete under biaxial loading[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2019, 38(7): 2295-2301(in Chinese). DOI: 10.16552/j.cnki.issn1001-1625.2019.07.049
[10]	王勃, 周家宇. UHPC加固钢筋混凝土柱轴压承载力研究[J]. 吉林建筑大学学报, 2022, 39(3): 1-8. DOI: 10.3969/j.issn.1009-0185.2022.03.001 WANG Bo, ZHOU Jiayu. Research on axial compressive bearing capacity of reinforced concrete columns strengthened with UHPC[J]. Journal of Jilin Jianzhu University, 2022, 39(3): 1-8(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1009-0185.2022.03.001
[11]	曹西, 缪昌铅, 潘海涛. 基于碳排放模型的装配式混凝土与现浇建筑碳排放比较分析与研究[J]. 建筑结构, 2021, 51(S2): 1233-1237. CAO Xi, MIAO Changqian, PAN Haitao. Comparative analysis and research on carbon emissions between prefabricated concrete and cast-in-place construction based on carbon emission models[J]. Building Structure, 2021, 51(S2): 1233-1237(in Chinese).
[12]	黄卿维, 王思睿, 黄伟, 等. RU-NC组合短柱轴压受力性能研究[J]. 湖南大学学报(自然科学版), 2022, 49(11): 137-149. HUANG Qingwei, WANG Sirui, HUANG Wei, et al. Study on axial compressive performance of RU-NC composite short columns[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences Edition), 2022, 49(11): 137-149(in Chinese).
[13]	杨医博, 杨凯越, 吴志浩, 等. 配筋超高性能混凝土用作免拆模板对短柱力学性能影响的实验研究[J]. 材料导报, 2017, 31(23): 120-124, 137. DOI: 10.11896/j.issn.1005-023X.2017.023.017 YANG Yibo, YANG Kaiyue, WU Zhihao, et al. Experimental study on the influence of ultra-high performance concrete used as permanent formwork for reinforcement on the mechanical properties of short columns[J]. Materials Review, 2017, 31(23): 120-124, 137(in Chinese). DOI: 10.11896/j.issn.1005-023X.2017.023.017
[14]	单波, 刘志, 肖岩, 等. RPC预制管混凝土组合柱组合效应试验研究[J]. 湖南大学学报(自然科学版), 2017, 44(3): 88-96. DOI: 10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.03.011 SHAN Bo, LIU Zhi, XIAO Yan, et al. Experimental study on composite effect of RPC prefabricated concrete composite columns[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences Edition), 2017, 44(3): 88-96(in Chinese). DOI: 10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.03.011
[15]	单波, 罗校炳, 肖岩, 等. 大尺寸RPC管-混凝土组合短柱轴压性能研究[J]. 湘潭大学学报(自然科学版), 2019, 41(2): 85-93. SHAN Bo, LUO Xiaobing, XIAO Yan, et al. Large-size RPC pipe-concrete composite short column axial compression performance study[J]. Journal of Xiangtan University (Natural Science Edition), 2019, 41(2): 85-93(in Chinese).
[16]	任志刚, 张成前, 李旗, 等. UHPC模板-钢管混凝土叠合短柱轴压性能研究[J]. 武汉理工大学学报, 2022, 44(9): 49-57. REN Zhigang, ZHANG Chengqian, LI Qi, et al. Research on axial compression performance of UHPC formwork-steel tube concrete composite short columns[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2022, 44(9): 49-57(in Chinese).
[17]	何肖云峰. UHPC-NSC圆形截面组合短柱轴压力学性能试验研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2021. HE Xiaoyunfeng. Experimental study on axial compressive mechanical properties of UHPC-NSC composite short columns with circular section[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2021(in Chinese).
[18]	陈宝春, 李聪, 黄伟, 等. 超高性能混凝土收缩综述[J]. 交通运输工程学报, 2018, 18(1): 13-28. DOI: 10.3969/j.issn.1671-1637.2018.01.002 CHEN Baochun, LI Cong, HUANG Wei, et al. Reviw of ultra-high performance concrete shrinkage[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2018, 18(1): 13-28(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1671-1637.2018.01.002
[19]	GUO H, SHI C J, GUAN X M, et al. Durability of recycled aggregate concrete: A review[J]. Cement and Concrete Composites, 2018, 89: 251-259. DOI: 10.1016/j.cemconcomp.2018.03.008
[20]	秦朝刚, 赵文浩, 杜锦霖, 等. 一种混凝土组合预制柱:中国专利,ZL 2021 2 28268736 [P]. 2022-03-11. QIN Chaogang, ZHAO Wenhao, DU Jinlin, et al. The utility model relates to a concrete composite precast column: China patent, ZL202122826873.6 [P]. 2022-03-11(in Chinese).
[21]	XUE W C, HU X Y, SONG J Z. Experimental study on seismic behavior of precast concrete beam-column joints using UHPC-based connections[J]. Structures, 2021, 34: 4867-4881. DOI: 10.1016/j.istruc.2021.10.067
[22]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土物理力学性能试验方法标准: GB/T 50081—2019[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2019. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Standard for test methods of concrete physical and mechanical properties: GB/T 50081—2019[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2019(in Chinese).
[23]	中国建筑材料联合会. 超高性能混凝土基本性能与试验方法: T/CBMF 37—2018、T/CCPA 7—2018[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2019. China Building Materials Federation. Fundamental characteristics and test methods of ultra-high performance concrete: T/CBMF 37—2018, T/CCPA 7—2018[S]. Beijing: China Building Industry Press, 2019(in Chinese).
[24]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土用再生粗骨料:GB/T 25177—2010[S]. 北京: 中国标准出版社, 2010. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Recycled coarse aggregate for concrete: GB/T 25177—2010[S]. Beijing: China Standards Press, 2010(in Chinese).
[25]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 混凝土结构设计规范: GB/T 50010—2010[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Code for design of concrete structures: GB/T 50010—2010[S]. Beijing: China Architecture & Industry Press, 2010(in Chinese).
[26]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 钢纤维混凝土结构设计标准: JGJ/T 465—2019[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2019. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Standard for design of steel fiber reinforced concrete structures: JGJ/T 465—2019[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2019(in Chinese).
[27]	张阳, 吴洁, 邵旭东, 等. 超高性能混凝土-普通混凝土界面抗剪性能试验研究[J]. 土木工程学报, 2021, 54(7): 81-89. DOI: 10.15951/j.tmgcxb.2021.07.006 ZHANG Yang, WU Jie, SHAO Xudong, et al. Experimental study on shear performance of interface between ultra-high performance concrete and ordinary concrete[J]. China Civil Engineering Journal, 2021, 54(7): 81-89(in Chinese). DOI: 10.15951/j.tmgcxb.2021.07.006
[28]	GARBACZ A, COURARD L, KOSTANA K. Characterization of concrete surface roughness and its relation to adhesion in repair systems[J]. Materials Characterization, 2006, 56(45): 281-289.
[29]	中华人民共和国住房和城乡建设部. 装配式混凝土结构技术规程: JGJ 1—2014[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014. Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China. Technical specification for precast concrete structures: JGJ 1—2014[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2014(in Chinese).
[30]	秦鹏, 周昱, 李开琼, 等. CFRP约束圆钢管高强混凝土短柱轴压试验研究[J]. 湖南大学学报(自然科学版), 2021, 48(5): 47-54. QING Peng, ZHOU Yu, LI Kaiqiong, et al. Experimental study on axial compression test of high-strength concrete short columns confined with CFRP confined circular steel tubes[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences Edition) 2021, 48(5): 47-54(in Chinese).
[31]	刘霞, 李峰, 佘殷鹏. 玄武岩纤维增强聚合物筋增强珊瑚礁砂混凝土柱轴压试验[J]. 复合材料学报, 2020, 37(10): 2428-2438. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20200219.003 LIU Xia, LI Feng, SHE Yinpeng. Experimental study on axial compression test of coral sand concrete columns reinforced with basalt fiber-reinforced polymer bars[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2020, 37(10): 2428-2438(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20200219.003
[32]	秦朝刚, 吴涛, 刘伯权, 等. 预制UHPC-RAC组合梁受弯性能试验与理论计算[J]. 复合材料学报, 2024, 41(3): 1420-1435. QIN Chaogang, WU Tao, LIU Boquan, et al. Experimental and theoretical study on flexural behavior of precast UHPC-RAC composite beams[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41(3): 1420-1435(in Chinese).

施引文献(7)

期刊类型引用(7)

1.	钱小琴. 基于3D打印的热塑性聚氨酯防护材料性能分析及应用. 粘接. 2025(03): 111-114 . 百度学术
2.	李世雄，侯琳，蔡普宁，刘泱，樊威. 纺织用X射线防护材料的研究进展. 棉纺织技术. 2024(03): 89-94 . 百度学术
3.	李昊，吴承承，王志新，王亚平，廖学品，石碧. 钆-钡/天然皮革复合可穿戴X射线屏蔽材料的制备及性能. 皮革科学与工程. 2024(03): 9-16 . 百度学术
4.	邱淑秀，马杨，汤新颖. 一种屏蔽X射线的新型纳米复材性能测试及应用效果研究. 粘接. 2024(06): 115-118 . 百度学术
5.	雷超，许维星，曾运航，石碧. 硅烷改性胶原纤维/聚氯乙烯复合材料的界面相容性及其高弹抗蠕变性研究. 复合材料学报. 2024(06): 2923-2934 . 本站查看
6.	王博宇，张栋栋，袁继龙，陆地，王琦，刘洋. 无铅柔性高分子复合材料X射线屏蔽性能研究. 辐射防护. 2024(06): 695-704 . 百度学术
7.	冯斯涵，韩刘佳，陈长洁，王新厚. 纤维基轻质高效X射线防护材料的制备及性能探究. 产业用纺织品. 2024(12): 20-26 . 百度学术

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目的
对于再生混凝土(Recycled aggregate concrete, RAC)轴心受压构件，结合预制工艺，用物理力学性能出色的超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete, UHPC)，替换RAC柱截面外轮廓一定厚度的RAC，形成受压UHPC-RAC组合截面，利用外部UHPC的约束作用，改善RAC受压构件的力学性能。本文创新设计了预制UHPC-RAC组合短柱，通过轴压试验，建立了预制UHPC-RAC组合短柱的受压承载力计算公式，并提出了外壁UHPC形成强约束作用的设计建议。
方法
根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)中轴心受压构件的设计要求，以箍筋位置、UHPC壁厚和UHPC-RAC结合面粗糙度为参数，设计了7个预制UHPC-RAC组合短柱和1个对比分析的再生混凝土短柱，按照预制工艺分两阶段完成制作。采用位移控制的加载制度，通过500t微机控制电液伺服压力试验机施加轴压荷载。记录并分析了各试件的混凝土应变、钢筋应变、竖向位移及荷载的变化规律，揭示了预制UHPC-RAC组合柱的受压破坏形态、荷载-位移曲线、承载力、泊松比和损伤等受压性能参数，检验了规范推荐的轴心受压承载力计算公式的适用性，结合预制UHPC-RAC组合短柱的破坏机理和受力特点，采用叠加原理，建立了可准确计算强约束预制UHPC-RAC组合柱的受压承载力计算公式，并提出了预制UHPC-RAC组合短柱的构造设计建议。
结果
预制UHPC-RAC组合短柱受压后，因组合截面构造设计的差异，外壁UHPC及箍筋对RAC芯柱形成的约束作用不同，使得破坏形态主要分为强约束的压溃失效和弱约束的UHPC劈裂破坏，其中强约束试件中UHPC内钢纤维的“桥接”作用，有效地控制了试件的开裂，保证了UHPC与箍筋形成的高效组合作用，共同承受组合截面内径向和环向的应力，对RAC芯柱提供了良好的被动约束，显著改善了RAC短柱的受压性能。预制UHPC-RAC组合短柱的受压荷载-位移曲线，分为组合截面未受损的线弹性增长阶段，受损后刚度逐渐减小的非线性弹塑性阶段和承载力明显减小且具有一定残余强度的下降破坏阶段。对于受压承载力，UHPC可以明显提高开裂荷载，其中配箍UHPC壁厚30mm时最大提升164.15%；箍筋位置和配箍UHPC壁厚的变化，使得极限承载力逐步增加，承载力提高系数最大为1.70和1.90，而界面粗糙度对极限承载力增幅的影响较小。此外，因UHPC内钢纤维的“桥接”作用，加之与箍筋的组合作用产生的约束效果，减小了预制UHPC-RAC组合柱的横向变形，泊松比变化范围为0.26-0.18，小于RAC短柱的0.35,；而损伤指标的变化，表明组合短柱轴向变形超过极限位移后，损伤量值呈现突增，之前的损伤指数均小于0.2。通过RAC、UHPC和钢筋的受压应变分析，UHPC与RAC界面粘结良好，各部分材料能协同变形，共同受压，组合截面整体性高，充分发挥了各自的力学性能，以UHPC外壁与箍筋组合作用形成的强约束作用消失，内部RAC轴压失效为最终的破坏形态，基于全截面受荷后的叠加原理，建立了强约束预制UHPC-RAC组合短柱的受压承载力计算公式，计算精度较高。为了提高UHPC的利用率，提出了组合截面的构造设计要求，即形成配箍UHPC，且壁厚不宜小于3倍的箍筋直径，且不大于40mm，UHPC与RAC结合面粗糙度不为0mm。
结论
为了提高再生混凝土柱的受压承载力，基于预制工艺，将物理力学性能出色的超高性能混凝土与再生混凝土组合，形成了外壁UHPC约束RAC芯柱的组合截面，制作的预制UHPC-RAC组合短柱具有良好的受压性能。本文揭示了预制UHPC-RAC组合短柱的破坏形态、材料应变、荷载-位移曲线、承载力、泊松比和损伤指数等受压性能参数的变化规律，明确了提高高性能材料利用率和形成强约束的组合构造设计参数，基于叠加原理，建立了强约束预制UHPC-RAC组合柱的受压承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好。

创新点

结合预制工艺，应用具有出色物理力学性能的超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete, UHPC)，创新结构构型技术，提升混凝土构件及结构的力学性能和耐久性，具有重要意义。因此，用UHPC替换再生混凝土(Recycled aggregate concrete, RAC)柱截面外轮廓一定厚度的RAC，形成UHPC-RAC组合截面，提出了预制UHPC-RAC组合柱。
本文以箍筋位置、UHPC壁厚和UHPC-RAC结合面粗糙度为参数，设计了预制UHPC-RAC组合短柱，通过轴压试验，分析了破坏形态、荷载-位移曲线和材料应变，揭示了轴压刚度、承载力、泊松比和损伤等性能参数的变化规律。研究表明：预制UHPC-RAC组合短柱外围的UHPC及箍筋对RAC芯柱提供了有效约束，改善了RAC短柱的破坏形态，因不同设计参数形成约束效果的差异，分为强约束的压溃破坏和弱约束的外壁UHPC劈裂破坏。其次，随着箍筋从RAC逐步进入UHPC形成配箍UHPC，以及配箍UHPC厚度的增加，外围UHPC与箍筋形成组合作用的约束效果逐渐增强，轴压刚度和承载力逐渐增大，其中承载力提高系数最大为1.97，泊松比和损伤系数逐渐减小；而UHPC-RAC结合面的粗糙度对轴压性能呈现有利影响，但差异较小。最后，基于组合截面材料的叠加原理，建立了强约束预制UHPC-RAC组合短柱的受压承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好；对配箍UHPC厚度和结合面粗糙度提出了设计建议，保证预制UHPC-RAC组合短柱具有强约束效果，以发挥UHPC的抗压强度，提升材料利用率。因此，在适宜的设计参数保证下，能显著提高预制UHPC-RAC组合短柱的轴压性能。
Typical failure pattern of the precast composite short columns
Bearing capacity of the precast composite short columns