趙福超， 馬 坤， 蔡少熳， 韓 冰， 向天宇

(1. 西華大學 土木建筑與環(huán)境學院， 四川 成都 610039； 2. 貴州省交通規(guī)劃勘察設計研究院， 貴州 貴陽 550025； 3. 北京交通大學 土木工程學院， 北京 100044 )

作為傳統(tǒng)建筑材料，全世界每年約生產(chǎn)數(shù)十億噸混凝土，由于天然骨料的大量開采，對生態(tài)環(huán)境造成了嚴重的影響和破壞[1]。使用人造輕骨料部分取代天然粗骨料配制而成的復合骨料混凝土(又稱次輕混凝土)具有綠色環(huán)保的特性。復合骨料混凝土結合了普通骨料致密、高強與彈性模量高，以及輕骨料輕質(zhì)、 “內(nèi)養(yǎng)護”機制和界面錨固良好等優(yōu)點。當天然骨料與輕骨料配合比例恰當時，能配制得到力學性能優(yōu)異的混凝土[2～8]。前期研究還發(fā)現(xiàn)，隨著輕骨料取代率的增加，復合骨料混凝土軸向受壓時的橫向峰值應變較縱向峰值應變的增加更為顯著，也即橫向膨脹效應更為明顯[8]。因而可以預測，利用復合骨料混凝土橫向膨脹效應大的特性，將其用于鋼管混凝土結構可獲得較強的套箍應力，從而提高結構的軸壓承載能力。然而，在已有的研究工作中，尚無關于復合骨料混凝土在鋼管混凝土結構中應用的研究。本文采用試驗手段，研究在不同輕骨料取代率和不同鋼管壁厚的情況下，鋼管復合骨料混凝土短柱的軸壓承載力問題。

1 試驗研究

1.1 試件概況

影響鋼管復合骨料混凝土短柱軸壓承載力的因素很多，例如：材料強度、套箍系數(shù)及長徑比等。一般而言，鋼管壁厚越大，對核心混凝土的套箍效應越強。同時，由于輕骨料的摻加比例不一樣，混凝土的強度以及泊松效應也會發(fā)生改變。在其它試驗參數(shù)保持不變的情況下，本文共進行了4種不同輕骨料體積取代率和3種不同鋼管壁厚共12根圓鋼管復合骨料混凝土短柱試件的軸壓試驗。主要分析了輕骨料體積取代率與鋼管壁厚對鋼管混凝土短柱軸壓承載能力的影響程度。其中，試件的截面直徑D為140 mm，試件長度L為300 mm，長徑比為2.14，鋼管壁厚t分別為3，5，6 mm。鋼材材料性能通過萬能試驗機拉伸試驗確定。其中，3 mm壁厚鋼管屈服強度fy為298 MPa；5和6 mm壁厚鋼管對應fy為315 MPa。鋼管彈性模量Es為2.05×105MPa。

核心混凝土配制采用42.5級普通硅酸鹽水泥，以機制砂為細骨料，粒徑為5～20 mm的碎石作為天然粗骨料，使用減水效率為25%的高效減水劑，人造輕骨料采用粒徑5～20 mm、筒壓強度8.5 MPa且吸水率為5%的頁巖陶粒。輕骨料在使用前需進行12 h預濕，且晾至表面干。以普通混凝土配合比為基準，并按照0%，20%，40%和60%的輕骨料體積取代率配制復合骨料混凝土，配合比如表1所示。混凝土立方體抗壓強度fcu由28 d齡期的150 mm×150 mm×150 mm 立方體試件測定，軸心抗壓強度fc和對應的平均縱向、橫向峰值應變通過同齡期的150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試件測得，基本力學性能如表2所示。

表1 混凝土配合比 kg/m3

注：編號C-0代表普通混凝土，C-20，C-40和C-60分別代表輕骨料取代率為20%，40%和60%的復合骨料混凝土

表2 混凝土基本力學性能

灌注混凝土前，先將圓鋼管的一端安放在蓋板上，在周圍涂抹一層砂漿以防止?jié)B漿現(xiàn)象發(fā)生。在鋼管內(nèi)部灌注混凝土，使用振搗棒振搗密實后，將混凝土表面與鋼管頂端端面抹平。室內(nèi)自然養(yǎng)護28 d后進行軸壓試驗。本文試件的主要試驗參數(shù)詳見表3。

表3 試驗結果

注：試件號CFT-m-n中m的取值0，20，40和60分別表示填充核心混凝土的編號為C-0，C-20，C-40和C-60，n為3，5，6，分別代表鋼管壁厚為3，5，6 mm；Ac和As分別為核心混凝土與鋼管截面面積；Nue為實測極限荷載；fcc=(Nue-fyAs)/Ac

1.2 加載裝置與試驗方法

試驗裝置采用YAW-2000型壓力試驗機。試驗正式加載前需進行預加載，正式加載采用分級加載模式，在試件達到70%預估極限荷載前，每級施加荷載相當于預期極限荷載的1/10～1/15，試件接近極限荷載時，分級加載級差減小為預期荷載的1/20～1/25，并緩慢加載直至試件破壞。試件中部設置3片縱向應變片測量鋼管表面的應變，其測點布置如圖1所示。

圖1 應變測點布置

2 主要試驗結果與分析

2.1 破壞形態(tài)

大量試驗結果表明，鋼管混凝土軸壓荷載-應變關系曲線有的出現(xiàn)下降段，而對于具有較高鋼材屈服強度的試件則不出現(xiàn)明顯的下降段[9]。如何確定此類試件的承載力存在一定困難，本文結合文獻[10]的結果，將軸壓應變近似為3000 με時對應荷載定義為軸壓極限荷載。

圖2為部分鋼管復合骨料混凝土的軸壓荷載-應變關系實測曲線，可以看到，試件的荷載-應變關系曲線在加載初始階段基本表現(xiàn)為線彈性，當軸壓荷載接近極限荷載時，鋼材屈服，混凝土逐步壓潰，試件荷載-應變關系曲線呈現(xiàn)明顯的塑性流動。

圖2 鋼管復合骨料混凝土軸壓荷載-應變關系曲線

隨著軸壓荷載的不斷增加，鋼管壁逐漸出現(xiàn)呂德爾斯剪切滑移線。最終滑移線布滿整個管壁，鋼管壁發(fā)生剪切破壞，喪失對核心混凝土的套箍約束作用。部分破壞試件可觀察到核心混凝土端面高于鋼管端面1 mm左右，分析其原因在于，卸載后鋼管環(huán)向的彈性回縮造成其內(nèi)部核心混凝土被擠出，典型破壞形態(tài)如圖3所示。

圖3 鋼管復合骨料混凝土典型破壞形態(tài)

2.2 軸壓承載能力

表3給出了各試件的軸壓承載能力試驗值Nue與扣除鋼管承載力后計算得到的核心復合骨料混凝土強度fcc。分析比較Nue發(fā)現(xiàn)，相同輕骨料取代率的情況下，隨著鋼管壁厚的增加，鋼管復合骨料混凝土短柱試件的極限荷載呈上升趨勢；在相同鋼管壁厚的情況下，輕骨料取代率為20%和40%時，試件的承載能力與普通鋼管混凝土基本相當，而60%取代率對應的鋼管復合骨料混凝土試件承載能力則普遍高于普通鋼管混凝土。由表2中混凝土基本力學性能可知，輕骨料取代率為20%和40%時，混凝土的軸心抗壓強度分別較普通混凝土下降了16%和11%；60%取代率下，復合骨料混凝土軸心抗壓強度與普通混凝土基本相當。同時，由表3可以發(fā)現(xiàn)，混凝土的軸向與橫向峰值應變隨著輕骨料取代率的增加均有提升，且橫向峰值點應變的提高更為明顯。C-60的軸向與橫向峰值應變分別較C-0提高了8%和75%，因而鋼管能對高輕骨料取代率混凝土產(chǎn)生更大的套箍約束作用。綜合上述分析，鋼管復合骨料混凝土的軸壓承載能力將同時受到混凝土軸壓強度的改變以及套箍應力變化兩方面因素的共同影響。在合理的輕骨料取代率下，鋼管復合骨料混凝土的軸壓承載能力將不低于普通鋼管混凝土。

為進一步分析上述耦合作用的影響，圖4對比了各輕骨料取代率對于核心混凝土強度的影響，其中實線表示核心混凝土軸心抗壓強度fcc，虛線代表強度提高比例fcc/fc?？梢园l(fā)現(xiàn)，鋼管壁厚t為3 和5 mm時，輕骨料取代率為0%，20%和40%的試件fcc基本相當；60%取代率下，對應試件fcc呈現(xiàn)出明顯提升。隨著輕骨料取代率的提高，強度提高比例fcc/fc總體呈現(xiàn)出上升的趨勢。高取代率混凝土強度提高比例較大的結果表明，復合骨料混凝土顯著的泊松效應能使得核心混凝土受到鋼管約束形成的三向應力狀態(tài)得到加強，核心混凝土強度將得到更充分的發(fā)展，這在很大程度上抵消并改善了使用輕骨料導致混凝土抗壓強度降低的不利影響。由于20%取代率下復合骨料混凝土的軸壓強度最低，因此其受鋼管約束的核心混凝土強度提高比例最為明顯。

圖4 輕骨料取代率對核心混凝土強度的影響

同時，由圖4可觀察到t=6 mm鋼管復合骨料混凝土試件的結果與t=3和5 mm試件結果存在較大差異，可以推斷，鋼管徑厚比(D/t)對套箍應力frp的影響并非呈線性關系?；谖墨I[11，12]提出的普通鋼管混凝土的fcc及frp預測經(jīng)驗公式，計算得到了本試驗試件套箍應力，并在圖5給出了frp/fy與D/t關系曲線的對比結果。從圖5可以看出，frp/fy與D/t關系曲線有一個明顯的拐點，當D/t大于某一值時，frp/fy隨D/t的變化不甚明顯，意味著在這一范圍內(nèi)，鋼管壁厚的改變對套箍應力的影響較小。當鋼管壁厚較厚時，隨著鋼管壁厚的增加，frp/fy的值急劇增加。本文的試驗結果表明，在鋼管復合骨料混凝土中，套箍應力的變化也存在同樣的機理。

圖5 鋼管混凝土frp/fy- D/t關系曲線

3 鋼管復合骨料混凝土短柱軸壓承載能力計算方法

采用文獻[13]提出的圓鋼管約束下混凝土應力-應變關系模型，并充分考慮輕骨料取代率的影響，本文提出的鋼管復合骨料混凝土軸壓短柱承載能力Nuc計算公式為：

Nuc=fccAc+fyAs

(1)

其中，受鋼管約束核心復合骨料混凝土的強度fcc為：

(2)

式中：ξ為套箍系數(shù)[14]，

ξ=Asfy/(Acfc)

(3)

k為考慮復合骨料混凝土泊松效應的套箍應力加強系數(shù)，由本文試驗結果擬合得，

k=1.003+1.715v-1.125v2

(4)

其中，v為輕骨料體積取代率(以小數(shù)表示)。

分別采用本文提出的計算公式、GB 50936-2014《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》[14]、福建省DBJ/T13-51-2010《鋼管混凝土結構技術規(guī)程》[15]和美國混凝土協(xié)會ACI 318-14規(guī)范[16]計算鋼管復合骨料混凝土短柱軸壓承載能力，并進行對比分析。

GB 50936-2014建議的圓鋼管混凝土承載能力NGB計算公式為

NGB=fscAsc

(5)

fsc=[1.212+Bξ+Cξ2]fc

(6)

式中：fsc為鋼管混凝土組合強度；Asc為鋼管混凝土截面面積；B=0.176fy/213+0.974；C=-0.104fc÷14.4+0.031。

DBJ/T13-51-2010建議的圓鋼管混凝土承載能力NDBJ計算公式與公式(5)相似，區(qū)別在于鋼管混凝土組合強度的取值不同，其具體表達式為

NDBJ=fsc(As+Ac)

(7)

其中，fsc=fc(1.14+1.02ξ)。

美國設計規(guī)范ACI 318-14中關于鋼管混凝土承載能力NACI計算公式表達式為

NACI=Asfy+0.85Acfc

(8)

各承載能力公式計算結果與試驗值對比見表4。結果表明，對于鋼管復合骨料混凝土軸壓短柱，現(xiàn)有規(guī)范的承載能力計算結果普遍小于試驗值，分析原因為其均未充分考慮到復合骨料混凝土泊松效應較大的有利影響。其中，ACI規(guī)范忽略了鋼管與核心混凝土之間的相互作用，因此對試件承載能力的預測最為保守[17]。采用本文公式計算的承載力結果Nuc與試驗結果Nue比值的平均值和均方差分別為1.006和0.047，可較好地預測鋼管復合骨料混凝土短柱的軸壓承載能力。

表4 承載能力實測值與計算值對比

4 結 論

本文通過試驗研究了不同輕骨料取代率和鋼管壁厚對鋼管復合骨料混凝土短柱軸壓承載能力的影響，研究發(fā)現(xiàn)：

在相同壁厚不同輕骨料取代率下，其軸壓承載能力受混凝土軸壓強度的改變以及套箍應力增強兩方面因素的耦合影響。在合適的輕骨料取代率下，鋼管復合骨料混凝土短柱的軸壓承載能力將高于普通鋼管混凝土。與普通鋼管混凝土類似，在鋼管復合骨料混凝土中，當徑厚比超過某一臨界值后，套箍應力將急劇增加?，F(xiàn)有鋼管混凝土結構設計規(guī)范在計算鋼管復合骨料混凝土承載力時具有局限性，在充分考慮復合骨料混凝土泊松效應的影響下，本文提出了鋼管復合骨料混凝土短柱軸壓承載能力實用計算公式，計算結果與試驗值吻合良好。