朱紅兵，趙本露，李 秀，袁強(qiáng)松,，胡天宇

(1.武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北 武漢，430065；2.武漢交通職業(yè)學(xué)院交通工程學(xué)院，湖北 武漢，430065；3.湖北中煙卷煙材料廠，湖北 武漢，430051)

鋼管輕骨料混凝土具有承載力高、耐火性好、自重輕等優(yōu)點(diǎn)，但混凝土的收縮和徐變會(huì)使其與鋼管壁之間出現(xiàn)脫空現(xiàn)象，導(dǎo)致鋼管混凝土出現(xiàn)承載力下降、軸壓下變形不連續(xù)、側(cè)向撓度增大、彈性模量降低等問(wèn)題[1-2]。為了克服這個(gè)缺陷，可在鋼管混凝土中添加適量的膨脹劑[3-5]。研究表明，采用陶?；炷撂畛滗摴芸娠@著減輕結(jié)構(gòu)自重，提高結(jié)構(gòu)承載能力，彌補(bǔ)普通鋼管混凝土的不足[6-7]。另外，相比于圓形鋼管混凝土[8]，矩形鋼管混凝土承載能力稍低，但是由于矩形鋼管的截面抗彎剛度大、抗彎性能好、節(jié)點(diǎn)構(gòu)造簡(jiǎn)單且在施工過(guò)程中便于操作[9-10]，因此矩形鋼管混凝土仍具有良好的應(yīng)用前景，但目前針對(duì)矩形鋼管微膨脹陶粒混凝土短柱力學(xué)性能的研究報(bào)道很少。

由于矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中的鋼管對(duì)混凝土的約束不如圓形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中的均勻，因此掌握其短柱軸壓性能的變化規(guī)律，對(duì)矩形鋼管微膨脹陶粒混凝土在實(shí)際工程中的推廣應(yīng)用具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。本文針對(duì)矩形鋼管微膨脹陶粒混凝土開(kāi)展短柱軸壓試驗(yàn)，探究矩形鋼管截面長(zhǎng)寬比、含鋼率及膨脹劑摻量對(duì)短柱軸壓性能的影響，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨鶚O限承載力的計(jì)算公式。

1 矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨S壓試驗(yàn)

1.1 原材料

采用橫截面尺寸分別為100 mm×100 mm、120 mm×80 mm和150 mm×75 mm(其長(zhǎng)寬比分別為1、1.5和2)的3種Q235直焊縫鋼管，各有2種壁厚(標(biāo)稱厚度分別為3 mm和4 mm，實(shí)測(cè)厚度為2.50 mm和3.50 mm)。

微膨脹陶?；炷恋闹饕习ǎ孩俅止橇?產(chǎn)自湖北宜昌的700級(jí)高強(qiáng)碎石型頁(yè)巖陶粒)；②細(xì)骨料(滿足級(jí)配要求的中粗河砂)；③華新牌P·O 42.5普通硅酸鹽水泥；④HSC聚羧酸高性能減水劑；⑤UEA型膨脹劑(安徽省廬江縣礬山眾興新型建筑材料廠生產(chǎn))；⑥S95級(jí)礦粉；⑦一級(jí)粉煤灰；⑧拌合水(自來(lái)水)。

1.2 試件設(shè)計(jì)

(1)微膨脹陶?；炷僚浜媳仍O(shè)計(jì)

對(duì)于圓形鋼管微膨脹陶?；炷粒渑蛎泟┑淖罴褤搅繛?2%[6-7]。本研究通過(guò)試配確定了2種不同的微膨脹陶?；炷僚浜媳?膨脹劑摻量分別為12%和16%)，各組配合比參數(shù)詳見(jiàn)表1，粉煤灰、礦粉和膨脹劑均采用內(nèi)摻法取代部分水泥。對(duì)微膨脹陶粒混凝土進(jìn)行基本力學(xué)性能測(cè)試，得到LSC12和LSC16的軸心抗壓強(qiáng)度分別為32.4、30.0 MPa。

(2)矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨嚰?/p>

根據(jù)文獻(xiàn)[11]，鋼管混凝土短柱試件的最佳長(zhǎng)徑比應(yīng)取3～3.5，本文矩形鋼管短柱試件長(zhǎng)徑比L/A(試件長(zhǎng)度/矩形鋼管截面長(zhǎng)邊)均取為3。短柱試件編號(hào)規(guī)則為：LSC膨脹劑摻量-矩形鋼管截面長(zhǎng)邊長(zhǎng)度-鋼管標(biāo)稱厚度。試件一共有12組(每組2個(gè))，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2。

表1 微膨脹陶?；炷僚浜媳萒able 1 Mix proportion of micro-expansive ceramsite concrete

表2 短柱試件相關(guān)參數(shù)Table 2 Parameters of short column specimens

1.3 試驗(yàn)方法

軸壓試驗(yàn)在YES-2000B數(shù)顯式壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。為得到試件的軸向荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線，在矩形鋼管四面形心處各布置一個(gè)環(huán)向應(yīng)變片；為獲得軸向荷載-變形全過(guò)程曲線，試件兩側(cè)對(duì)稱布置位移計(jì)及四面形心處各布置一個(gè)縱向應(yīng)變片，如圖1所示。

圖1 軸壓試驗(yàn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of axial compression test

試件幾何對(duì)中后，以1 kN/s的速率緩慢均勻加載。當(dāng)荷載達(dá)到最大極限值，試驗(yàn)機(jī)上的壓力傳感器數(shù)值開(kāi)始回落后，這時(shí)仍繼續(xù)向液壓缸送油，直到試件的縱向變形達(dá)到20 mm后停止試驗(yàn)，每次試驗(yàn)時(shí)間持續(xù)約90 min，試驗(yàn)結(jié)果通過(guò)數(shù)據(jù)自動(dòng)采集系統(tǒng)記錄。

1.4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

根據(jù)矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨S壓試驗(yàn)結(jié)果，取同組2個(gè)試件實(shí)測(cè)值的均值作為該組試件的測(cè)試結(jié)果。

各組試件的軸向荷載N-環(huán)向應(yīng)變?chǔ)纽惹€如圖2所示。由圖2可見(jiàn)，鋼管截面長(zhǎng)寬比對(duì)短柱試件的環(huán)向應(yīng)變的影響規(guī)律較明顯。長(zhǎng)寬比為1(正方形截面)時(shí)，鋼管四面環(huán)向應(yīng)變?cè)诩虞d過(guò)程中的變化情況基本一致；長(zhǎng)寬比為1.5和2時(shí)，加載前期鋼管短邊和長(zhǎng)邊的環(huán)向應(yīng)變差距較小，但在加載后期短邊的環(huán)向應(yīng)變明顯大于長(zhǎng)邊，且長(zhǎng)寬比越大，這種差距越明顯。這是因?yàn)椋L(zhǎng)寬比為1時(shí)鋼管四周對(duì)核心混凝土的約束作用基本相同，隨著長(zhǎng)寬比的增加，鋼管長(zhǎng)邊和短邊對(duì)核心混凝土約束作用的差距也在增大。

(a)膨脹劑摻量為12%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為1 (b)膨脹劑摻量為16%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為1

(c)膨脹劑摻量為12%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為1.5 (d) 膨脹劑摻量為16%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為1.5

(e)膨脹劑摻量為12%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為2 (f)膨脹劑摻量為16%、鋼管截面長(zhǎng)寬比為2

圖2短柱試件的軸向荷載N-環(huán)向應(yīng)變?chǔ)纽惹€

Fig.2Curvesofaxialloadvs.circumferentialstrain(N-εθ)ofshortcolumnspecimens

不同長(zhǎng)寬比試件的軸向荷載N和縱向變形Δ的關(guān)系如圖3所示。試件的極限承載力實(shí)測(cè)值Nμ見(jiàn)表3。由圖3可見(jiàn)，矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨嚰腘-Δ關(guān)系曲線可分為彈性階段、彈塑性階段和塑性階段。試件在彈性階段的比例極限可達(dá)其極限荷載的90%左右，較普通鋼管混凝土短柱試件的比例極限(約為極限荷載的70%～80%[11])高；試件在塑性階段變形量較大，表現(xiàn)出了較好的延性。

(a)長(zhǎng)寬比為1

(b)長(zhǎng)寬比為1.5

(c)長(zhǎng)寬比為2

Fig.3Curvesofaxialloadvs.longitudinaldisplacement(N-Δ)ofshortcolumnspecimens

表3短柱試件的極限承載力實(shí)測(cè)值Nμ

Table3Measuredvaluesofultimatebearingcapacityofshortcolumnspecimens

試件編號(hào)Nμ/kNLSC12-100-3567.1LSC12-100-4640.3LSC12-120-3549.3LSC12-120-4621.1LSC12-150-3627.9LSC12-150-4710.4試件編號(hào)Nμ/kNLSC16-100-3540.1LSC16-100-4614.2LSC16-120-3524.4LSC16-120-4597.2LSC16-150-3600.2LSC16-150-4683.4

2 矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨S壓承載力的影響因素分析

為考察鋼管截面長(zhǎng)寬比、混凝土膨脹劑摻量、含鋼率等因素對(duì)短柱軸壓承載力的影響程度，定義矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨嚰某休d力提高系數(shù)I：

(1)

式中：Nu為僅考慮鋼管、混凝土單獨(dú)受力時(shí)試件的計(jì)算承載力，Nu=Asfy+Acfck，其中，As、Ac分別為鋼管和混凝土的橫截面積，fy為鋼管的屈服強(qiáng)度，fck為混凝土的抗壓強(qiáng)度。

2.1 矩形鋼管截面長(zhǎng)寬比

不同膨脹劑摻量和含鋼率下，試件的承載力提高系數(shù)I與矩形鋼管截面長(zhǎng)寬比的關(guān)系如圖4所示。從圖4中可知，短柱試件的承載力提高系數(shù)均隨長(zhǎng)寬比的增加而逐漸減小，在長(zhǎng)寬比為1時(shí)的承載力提高系數(shù)最大，表明此時(shí)矩形鋼管的套箍效應(yīng)發(fā)揮得最好，這與從圖2中得出的結(jié)論是相符的。

圖4 短柱試件的長(zhǎng)寬比-承載力提高系數(shù)曲線

Fig.4Curvesofaspectratiovs.bearingcapacityenhancementcoefficientofshortcolumnspecimens

2.2 含鋼率

試件的含鋼率與矩形鋼管壁厚相對(duì)應(yīng)。從圖4可知：在膨脹劑摻量為12%時(shí)，含鋼率為16%試件的承載力提高系數(shù)比含鋼率為11%試件的高0.02左右；膨脹劑摻量為16%時(shí)也有類似規(guī)律。這表明在剔除截面長(zhǎng)寬比、膨脹劑摻量等因素后，含鋼率(鋼管壁厚)越大，矩形鋼管混凝土的軸壓承載力提高越明顯，套箍效應(yīng)也得到增強(qiáng)。

2.3 膨脹劑摻量

從圖4還可以看出，在截面長(zhǎng)寬比和含鋼率相同的條件下，膨脹劑摻量為12%的短柱試件承載力提高系數(shù)比膨脹劑摻量為16%時(shí)的對(duì)應(yīng)值大，表明膨脹劑摻量對(duì)矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨某休d力產(chǎn)生一定影響，并且其數(shù)值不是越大越好，而是有一個(gè)最佳值，這與文獻(xiàn)[6-7]的研究結(jié)果一致。

3 矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨鶚O限承載力計(jì)算方法

3.1 國(guó)內(nèi)常見(jiàn)的鋼管混凝土極限承載能力計(jì)算方法

(1)鐘善桐在創(chuàng)立的“統(tǒng)一理論”[11]中，將鋼管和混凝土視為一個(gè)整體，提出了鋼管混凝土軸壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fsc和鋼管混凝土短柱承載力Nsc的計(jì)算方法：

fsc=(1.212+Bξ+Cξ2)fck

(2)

Nsc=fscAsc

(3)

式中:套箍系數(shù)ξ=Asfy/(Acfck)；計(jì)算系數(shù)B=0.131fy/235+0.723；計(jì)算系數(shù)C=-0.07fck/20+0.0262；Asc為鋼管混凝土的截面面積。

(2)中國(guó)軍用標(biāo)準(zhǔn)GJB 4142—2000[12]中考慮了鋼管對(duì)內(nèi)部核心混凝土產(chǎn)生的約束作用，提出的鋼管混凝土軸壓強(qiáng)度計(jì)算公式與式(2)類似，僅系數(shù)B和C計(jì)算方法不同：B=0.1381fy/215+0.7646，C=-0.0727fck/15+0.0216。

(3)日本建筑學(xué)會(huì)規(guī)程AIJ-CFT(1997)[13]將鋼管和混凝土的承載力進(jìn)行疊加，而且還考慮了不同長(zhǎng)寬比和二階效應(yīng)對(duì)鋼管混凝土軸壓試件承載力的影響，計(jì)算公式為：

Nu=Asfy+0.85Acfck

(4)

(4)中國(guó)工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì)規(guī)程CECS 159:2004[14]將鋼管承載力和混凝土承載力進(jìn)行疊加，計(jì)算公式為：

Nsc=fyAs+fckAc

(5)

3.2 極限承載力實(shí)測(cè)值與公式計(jì)算值的比較

將12組短柱試件的極限承載力實(shí)測(cè)值Nμ與幾個(gè)公式的理論計(jì)算值Nμ1～Nμ4進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 軸壓承載力計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的比較Table 4 Comparison of calculated values of axial bearing capacity with the measured ones

由表4可知，實(shí)測(cè)值Nμ比根據(jù)CECS 159:2004規(guī)程所計(jì)算得到的承載力Nμ3高10%左右，這表明矩形鋼管微膨脹陶?；炷恋膶?shí)際承載力比鋼管和混凝土承載力直接求和之值大；Nμ2和Nμ3比實(shí)測(cè)值低，表明公式(4)和公式(5)偏保守；采用規(guī)程GJB 4142—2000和統(tǒng)一理論公式的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值更為接近。

3.3 矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨鶚O限承載力計(jì)算公式的修正

為了更加準(zhǔn)確地計(jì)算矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨臉O限承載力，本文基于統(tǒng)一理論，對(duì)鋼管軸壓承載力計(jì)算公式中的套箍系數(shù)ξ值進(jìn)行修正，修正后的套箍系數(shù)為：

ξ′=Kξ

(6)

式中：K為修正系數(shù)。

K的確定方法為：先將式(3)中的Nsc用實(shí)測(cè)值Nμ替換，通過(guò)式(3)～式(2)反推，解得ξ′后，再由式(6)計(jì)算K值。根據(jù)12組實(shí)測(cè)值Nμ得出12個(gè)K值分別為0.900、0.916、0.889、0.903、0.849、0.876、0.911、0.927、0.905、0.838、0.873、0.896，其平均值為0.890?？紤]到試件在養(yǎng)護(hù)后未焊上蓋板，導(dǎo)致矩形鋼管混凝土試件的實(shí)測(cè)承載力偏低，因此最終取K=0.9。

用ξ′代替式(2)中的ξ，計(jì)算12組短柱試件的極限承載力Nμ5，結(jié)果見(jiàn)表5。

從表5中可知，在計(jì)算矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨S壓承載力時(shí)，將套箍系數(shù)進(jìn)行修正后，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值很接近，平均誤差僅為3.333%，而且修正公式計(jì)算值比實(shí)測(cè)極限承載力略低，更能適合工程中對(duì)鋼管混凝土短柱承載力的評(píng)估，安全性較好，因此修正公式更具有實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

表5軸壓承載力修正公式計(jì)算結(jié)果

Table5Calculatedvaluesofaxialbearingcapacitybymodifiedformulas

試件編號(hào)Nμ/kNNμ5/kNNμN(yùn)μ5誤差J/%LSC12-100-3567.1551.41.028 -2.768LSC12-100-4640.3619.41.034 -3.264LSC12-120-3549.3533.81.029 -2.822LSC12-120-4621.1600.71.034 -3.284LSC12-150-3627.9611.01.028 -2.692LSC12-150-4710.4687.61.033 -3.209LSC16-100-3540.1524.21.030 -2.944LSC16-100-4614.2593.11.036 -3.435LSC16-120-3524.4508.71.031 -2.994LSC16-120-4597.2559.61.067 -6.296LSC16-150-3600.2582.91.030 -2.882LSC16-150-4683.4660.11.035 -3.409平均值1.035-3.333標(biāo)準(zhǔn)差0.0050.453

綜上，計(jì)算矩形鋼管微膨脹陶?；炷炼讨S壓承載力的修正公式為：

fsc=(1.212+Bξ′+Cξ′2)fck

(7)

Nsc=fscAsc

(8)

式中：套箍系數(shù)ξ′=0.9Asfy/(Acfck)；計(jì)算系數(shù)B=0.131fy/235+0.723,C=-0.07fck/20+0.0262。

4 結(jié)論

(1) 矩形鋼管微膨脹陶?；炷僚c普通鋼管混凝土的軸壓破壞過(guò)程具有類似的規(guī)律，但其彈性極限可達(dá)極限荷載的90%左右，明顯高于普通鋼管混凝土。

(2) 矩形鋼管微膨脹陶?；炷寥跃哂休^明顯的套箍效應(yīng)，其承載力提高系數(shù)隨截面長(zhǎng)寬比的增加而減小，隨含鋼率的增加而變大；其它條件相同時(shí)，混凝土中膨脹劑摻量為12%時(shí)的短柱承載力較膨脹劑摻量為16%時(shí)的承載力大。

(3) 在試驗(yàn)研究及統(tǒng)一理論軸壓計(jì)算公式的基礎(chǔ)上，提出了計(jì)算矩形鋼管微膨脹陶?；炷翗?gòu)件軸心受壓承載力的修正公式，其更適合于工程實(shí)際應(yīng)用。