吳波 葉文杰

(華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東 廣州 510640)

鋼管混凝土柱具有承載力高、延性好等優(yōu)點，但豎向荷載下鋼管受壓屈曲削弱了其對內(nèi)部混凝土的約束效應(yīng)，使得鋼材作用常常未能充分發(fā)揮，阻礙了柱軸壓性能的持續(xù)改善。

為進一步提高鋼管混凝土柱的軸壓性能，前人從不同角度進行了探索。文獻[1- 3]中采用在鋼管內(nèi)部設(shè)置鋼部件(如H型鋼、與管壁接觸的箍筋)的做法，以用鋼量增加為代價，不同程度提高了柱的軸壓承載力和延性。文獻[4]中采用在外鋼管內(nèi)部設(shè)置內(nèi)鋼管的做法，也明顯提高了柱的軸壓承載力和延性，但用鋼量卻幾乎增加了90%。文獻[5- 6]中發(fā)現(xiàn)，內(nèi)、外鋼管都采用高強鋼可進一步提高柱的軸壓承載力，同時柱的偏壓性能也優(yōu)于單鋼管混凝土柱，但文獻[6]中的雙鋼管用鋼量同樣比單鋼管明顯增加。值得指出的是，當(dāng)外鋼管采用高強鋼時，由于局部屈曲的發(fā)生，其高強潛力有可能得不到充分發(fā)揮，加之高強鋼的價格明顯高于普強鋼，因此外鋼管是否有必要采用高強鋼值得商榷。文獻[7]中在用鋼量基本保持不變的情況下，開展了雙鋼管混凝土長柱和單鋼管混凝土長柱的軸壓對比試驗，發(fā)現(xiàn)前者的軸壓性能更為優(yōu)異；但該研究中內(nèi)、外鋼管都采用了普強鋼，此時若能結(jié)合高強鋼的合理使用，有可能進一步提高柱的軸壓性能。此外，對于柱的軸壓行為而言，采用長柱進行揭示似乎并不是十分妥當(dāng)。

基于上述分析，文中提出一種內(nèi)置高強鋼管的雙鋼管混凝土柱，即在總用鋼量保持不變的情況下，適當(dāng)減薄普強外鋼管的壁厚，并在其內(nèi)部設(shè)置高強內(nèi)鋼管。由于內(nèi)、外鋼管采用不同牌號的鋼材，高強鋼材全部集中用于柱子內(nèi)部，在外鋼管以及內(nèi)、外鋼管之間夾層混凝土的雙重約束下，高強鋼的強度潛力可得到更有效的發(fā)揮。對于該類柱與鋼筋混凝土梁的連接，若采用加強環(huán)節(jié)點、環(huán)梁節(jié)點、梁端局部加寬式節(jié)點等形式，則與常規(guī)鋼管混凝土柱的處理方式相同。

為給該類柱的工程應(yīng)用提供技術(shù)支撐，文中以內(nèi)鋼管屈服強度、內(nèi)外鋼管凈距、內(nèi)鋼管取鋼率、廢舊混凝土塊體取代率為變量，開展了12根內(nèi)置高強鋼管的圓鋼管混凝土短柱的軸壓試驗，揭示了主要參數(shù)對柱軸壓性能的影響，提出了一種改進的柱軸壓承載力的實用計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

共設(shè)計6組12個試件，每組a、b試件的設(shè)計參數(shù)完全相同，用以考察試驗結(jié)果的重復(fù)性。設(shè)計參數(shù)有：(1)內(nèi)鋼管屈服強度fyi(442、735 MPa)；(2)內(nèi)外鋼管凈距a(200 mm)；(3)內(nèi)鋼管取鋼率(即內(nèi)鋼管質(zhì)量與內(nèi)、外鋼管總質(zhì)量之比)β(27.4%、36.3%)；(4)廢舊混凝土塊體取代率(即廢舊混凝土塊體質(zhì)量與混凝土總質(zhì)量之比)η(0、23%)。各試件的具體參數(shù)見表1。以試件T7-R23-Y690-a20為例，圖1給出了其幾何尺寸。

表1 試件具體參數(shù)1)Table 1 Parameter details of specimens

1)D、T和L分別為外鋼管的外徑、壁厚和高度；d、t和l分別為內(nèi)鋼管的外徑、壁厚和高度；fcu,old和fcu,new分別為試驗時廢舊混凝土和新混凝土的實測立方體抗壓強度；fyi和fyo分別為內(nèi)、外鋼管的實測屈服強度，按照《金屬材料室溫拉伸試驗方法》[8]的規(guī)定測??；Nu為試件的實測軸壓承載力。

圖1 試件T7-R23-Y690-a20的幾何尺寸(單位：mm)

Fig.1 Dimensions of specimen T7-R23-Y690-a20(Unit:mm)

試件的內(nèi)、外鋼管均采用直焊縫圓鋼管，它們分別與底板進行焊接。新混凝土采用C30瓜米石混凝土，以適應(yīng)內(nèi)、外鋼管之間凈距有限的情況，粗骨料粒徑為5～10 mm。廢舊混凝土來自某工地的廢棄基坑支護梁，首先采用大型破碎機對基坑梁進行初步破碎，然后利用風(fēng)鎬等設(shè)備進一步破碎成特征尺寸約60～80 mm的塊體(見圖2(a))，以備試驗之用。破碎之前通過鉆芯取樣對廢舊混凝土強度進行量測，并根據(jù)《鉆芯法檢測混凝土強度技術(shù)規(guī)程》[9]的規(guī)定，將其轉(zhuǎn)換為150 mm立方體抗壓強度。

試件澆筑前，在廢舊混凝土塊體表面噴灑清水使其充分潤濕。澆筑時先向內(nèi)鋼管內(nèi)部灌入一定厚度的新混凝土，隨后逐步向其內(nèi)部投放廢舊混凝土塊體，同時灌入新混凝土并不斷振搗，內(nèi)、外鋼管之間不投放廢舊混凝土塊體，只灌注新混凝土并適當(dāng)振搗，直至澆筑完成。圖2所示為試件的制備過程。試件制作時，同步澆筑新混凝土150 mm立方體試樣若干，用以測量試驗時新混凝土的立方體抗壓強度，測量方法按《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》[10]的規(guī)定執(zhí)行。

圖2 試件制備過程Fig.2 Preparation of specimens

所有試件上口敞開置于室外自然養(yǎng)護。一個月之后，利用高強石膏對試件上部進行找平，然后覆蓋頂板并將外鋼管與頂板焊接。頂板上鉆孔開槽(見圖1(c))，孔洞直徑20 mm，槽深15 mm，以滿足試件內(nèi)部應(yīng)變片導(dǎo)線的走線需要。

1.2 加載裝置與測點布置

試件的加載裝置與測點布置如圖3所示。在試件的頂板和底板之間沿環(huán)向每隔90°布置1個量程50 mm的豎向位移計，用以測量試件的軸向變形。外鋼管半高處表面沿環(huán)向每隔120°分別布置1個橫向應(yīng)變片和1個縱向應(yīng)變片；內(nèi)鋼管在其1/4高度、1/2高度和3/4高度處，沿環(huán)向每隔120°分別布置1個橫向應(yīng)變片和1個縱向應(yīng)變片。內(nèi)、外鋼管1/2高度處的應(yīng)變片布置沿徑向一一對應(yīng)。

圖3 加載裝置與測點布置(單位：mm)Fig.3 Loading machine and arrangement of measuring devices(Unit:mm)

軸壓試驗在華南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室的1 500 t壓力機上進行，采用位移控制方式加載。從開始加載至荷載進入水平段前，加載速率為0.004 mm/s；荷載進入水平段后，加載速率逐步增大至0.010 mm/s。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 宏觀破壞形態(tài)

各試件的外部破壞形態(tài)如圖4所示，圖中試件上、下方的標(biāo)識序號與表1所列序號一致。從圖中可以看出：①2至6號雙鋼管混凝土試件與1號單鋼管混凝土試件都呈現(xiàn)出典型的軸壓破壞形態(tài)，只是因為1號試件的鋼管壁厚相對較大，導(dǎo)致其鋼管的局部折曲相對較為輕微；②試驗過程中，各試件的外鋼管都未出現(xiàn)焊縫撕裂現(xiàn)象。

圖4 試件的外部破壞形態(tài)Fig.4 External failure modes of specimens

試驗結(jié)束后，剝?nèi)ピ嚰7-R0-Y690-a20-a(序號2-a)和T7-R0-Y690-a40(序號3-a)的外鋼管，敲去內(nèi)、外鋼管之間的混凝土，觀察內(nèi)鋼管的破壞形態(tài)，具體見圖5。從圖中可以看出：①與外鋼管類似，內(nèi)鋼管也出現(xiàn)了局部折曲，且后者的折曲部位與前者大體一致；②3號試件的內(nèi)鋼管局部折曲程度要小于2號試件，這是因為前者的內(nèi)外鋼管凈距相對較大，導(dǎo)致在相同的內(nèi)鋼管取鋼率下，前者的內(nèi)鋼管壁厚相對較大，加之前者內(nèi)、外鋼管之間的夾層混凝土更厚，進而對內(nèi)鋼管的側(cè)向約束也更強，兩方面因素共同作用，導(dǎo)致前者的內(nèi)鋼管局部折曲程度相比后者有所減小。

圖5 試件的內(nèi)部破壞形態(tài)Fig.5 Internal failure patterns of specimens

2.2 荷載-軸向變形曲線

不同試件的荷載-軸向變形曲線如圖6所示。由于試件T7-R23-Y690-a20-b的澆筑質(zhì)量出現(xiàn)問題，導(dǎo)致該試件的荷載-軸向變形曲線明顯異常，故未給出。從圖中可以看出：

(1)對于采用有廢舊混凝土塊體的試件，其荷載-軸向變形曲線與不含塊體試件的基本重合，這表明廢舊混凝土塊體的采用對該類柱的軸壓力學(xué)行為影響不大。

(2)隨著內(nèi)外鋼管凈距的增大，試件荷載-軸向變形曲線的下降段消失，軸壓承載力小幅增大。這是因為凈距越大，在相同的內(nèi)鋼管取鋼率情況下，內(nèi)鋼管的壁厚就越大，與此同時內(nèi)、外鋼管之間的夾層混凝土也越厚，內(nèi)鋼管所受到的側(cè)向約束也就越強，此時內(nèi)鋼管相比而言更不易發(fā)生局部折曲，內(nèi)鋼管混凝土的持續(xù)優(yōu)異力學(xué)行為使得試件的整體軸壓性能相對更優(yōu)。

(3)在總用鋼量基本不變的情況下，雙鋼管試件的軸壓性能優(yōu)于單鋼管試件；隨著內(nèi)置鋼管屈服強度的增加，試件荷載-軸向變形曲線的下降段越來越不明顯；當(dāng)內(nèi)鋼管采用Q690鋼材時，試件的軸壓承載力相比單鋼管試件提高約25%。這是因為與單鋼管試件相比，雙鋼管試件猶如擁有兩道防線，當(dāng)外鋼管因局部屈曲逐漸弱化后，內(nèi)鋼管混凝土仍能發(fā)揮較好的力學(xué)作用，從而提高試件的整體軸壓性能，并延緩其衰落。

圖6 實測荷載-軸向變形曲線Fig.6 Measured load-axial deformation curves

(4)在總用鋼量基本不變的情況下，隨著內(nèi)鋼管取鋼率的適當(dāng)增加，試件的荷載-軸向變形曲線變化有限。但值得指出的是，適當(dāng)增加內(nèi)鋼管取鋼率，必然會減少火災(zāi)時直接遭受高溫作用的鋼材用量，從而可能對柱子的耐火性能提升有所裨益，對此有待進一步研究確證。

2.3 軸壓承載力和初始剛度

各試件的實測軸壓承載力Nu和初始剛度K0見表2，其中初始剛度為試件荷載-軸向變形曲線上升段0.4倍峰值荷載處的割線剛度。表中的承載力增幅ΔNu為雙鋼管試件相比單鋼管試件的軸壓承載力提高百分比。從表2可以看出：

(1)對比2號和5號試件，當(dāng)廢舊混凝土強度(52.6 MPa)與新混凝土強度(51.5 MPa)基本相當(dāng)時，采用取代率23%的廢舊混凝土塊體并不會導(dǎo)致試件的軸壓承載力降低，但會導(dǎo)致試件的初始剛度小幅降低4.5%。

(2)對比1號、3號和4號試件，在總用鋼量基本不變的情況下，通過適當(dāng)減薄鋼管并將總用鋼量的27.4%用于內(nèi)置Q345鋼管，可使試件的軸壓承載力提高9.3%，但初始剛度微降3.1%；此時若將Q345內(nèi)鋼管改為Q690內(nèi)鋼管，不僅可使試件的軸壓承載力明顯提高24.7%，而且初始剛度也有6.7%的提高。

(3)對比2號和3號試件，在其他參數(shù)相同的情況下，隨著內(nèi)外鋼管凈距的增加，試件的軸壓承載力小幅提高5.5%，但初始剛度基本不變。

(4)對比3號和6號試件，在其他參數(shù)相同的情況下，內(nèi)鋼管取鋼率從27.4%增加到36.3%對試件軸壓承載力和初始剛度的影響都很有限。

表2 實測軸壓承載力和初始剛度Table 2 Measured axial load bearing capacity and initial stiffness

1)括號內(nèi)數(shù)值表示相對1號試件K0平均值的增減幅度。

2.4 應(yīng)變分析

部分試件的荷載-鋼管縱向應(yīng)變曲線見圖7，圖中中部對應(yīng)于試件的半高處，縱向應(yīng)變?yōu)橥桓叨忍?個縱向應(yīng)變片讀數(shù)的平均值。從圖中可以看出：①內(nèi)、外鋼管的荷載-縱向應(yīng)變曲線在中部幾乎重合，這表明加載過程中該處內(nèi)、外鋼管的軸向變形基本一致；②4號試件彈性階段結(jié)束時所對應(yīng)的鋼管縱向應(yīng)變要小于2號和3號試件，這主要是因為前者采用的是Q345內(nèi)鋼管，而后兩者采用的是強度更高的Q690內(nèi)鋼管。

部分試件內(nèi)、外鋼管的軸向荷載比-應(yīng)變比曲線見圖8，圖中軸向荷載比N/Nu為試件的軸向荷載與軸壓承載力之比，應(yīng)變比ν為試件中部的橫向應(yīng)變與縱向應(yīng)變之比，其中橫(縱)向應(yīng)變?nèi)≡嚰胁?個橫(縱)向應(yīng)變片讀數(shù)的平均值。從圖中可以看出：

(1)軸向荷載比小于0.6時，內(nèi)、外鋼管的應(yīng)變比變化不大，基本介于0.25～0.30范圍內(nèi)，與鋼材的泊松比較為接近，表明此時內(nèi)、外鋼管對混凝土的約束還較為有限。

圖7 荷載-鋼管縱向應(yīng)變曲線Fig.7 Curves of load versus axial strain of steel tube

(2)軸向荷載比超過0.6之后，雖然內(nèi)、外鋼管的應(yīng)變比都逐漸增大，但外鋼管的增速明顯快于內(nèi)鋼管，表明后者對混凝土約束效應(yīng)的發(fā)揮要滯后于前者，從而形成一定的遞進關(guān)系。加載后期，由于內(nèi)鋼管對混凝土約束效應(yīng)的充分發(fā)揮，使得雙鋼管試件的荷載-軸向變形曲線的下降段甚至消失(見圖6(c))。

2.5 軸壓承載力計算

對于雙鋼管試件軸壓承載力的預(yù)測，目前尚無設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)給出具體建議。為此，下面參考國內(nèi)外相關(guān)研究成果，分別就3種不同計算方法的預(yù)測效果進行對比。

圖8 軸向荷載比-應(yīng)變比曲線Fig.8 Curves of axial load ratio versus strain ratio

方法1：將組合截面分為外鋼管、夾層混凝土、內(nèi)鋼管和核心混凝土4部分，不考慮4部分之間的相互影響，直接將各部分承載力疊加，具體為

Nu,1=Asofyo+Acofc+Asifyi+Acifc

(1)

式中：Aso、Aco、Asi和Aci分別為外鋼管、夾層混凝土、內(nèi)鋼管、核心混凝土的橫截面面積；fyi和fyo分別為內(nèi)、外鋼管的屈服強度；fc為無約束混凝土的軸心抗壓強度，按下式計算：

不含廢舊混凝土塊體時，

fc=0.88×0.76×fcu,new

(2)

含有廢舊混凝土塊體時，

fc=0.88×0.76×fcu,com

(3)

fcu,com為再生塊體混凝土的組合立方體抗壓強度，按fcu,com=fcu,new×(1-η)+fcu,old×η計算[11]，fcu,new和fcu,old的具體取值見表1。

方法2：將組合截面分為夾層混凝土和核心混凝土兩部分，考慮外鋼管對夾層混凝土的套箍效應(yīng)以及內(nèi)、外鋼管對核心混凝土的雙重套箍效應(yīng)，將兩部分承載力疊加，具體為[12]

Nu,2=γ(Acofco+Acifci)

(4)

式中：γ為考慮夾層混凝土和核心混凝土的峰值荷載不同步而引入的疊加折減系數(shù)，取為0.9[12]；fco和fci分別為考慮套箍效應(yīng)后夾層混凝土和核心混凝土的軸心抗壓強度，按下式計算：

(5)

(6)

θ1和θ2分別為外鋼管和內(nèi)鋼管對應(yīng)的套箍系數(shù)，即[12]

θ1=Asofyo/(Acofc)

(7)

θ2=Asifyi/(Acifc)

(8)

方法3：在方法2的基礎(chǔ)上，補充考慮夾層混凝土對內(nèi)鋼管套箍系數(shù)的增強效應(yīng)，即軸壓承載力Nu,3形式上仍按式(4)計算，但內(nèi)鋼管對應(yīng)的套箍系數(shù)θ2改由下式確定：

(9)

式中，α為增強系數(shù)。借鑒文獻[13]所提內(nèi)、外管位置參數(shù)(即外鋼管和內(nèi)鋼管的外徑之比)概念，經(jīng)試算文中取α=1.2。

分別利用上述3種方法對各試件的軸壓承載力進行計算，并將計算值與實測值進行對比，結(jié)果見表3。從表中可以看出：①方法1的預(yù)測精度較差，這是因為其未考慮內(nèi)、外鋼管與混凝土之間的相互作用所致；②方法2具有較好的預(yù)測效果，在此基礎(chǔ)上方法3的預(yù)測精度又有了進一步提高，后者計算值與實測值之間的相對誤差僅為-1.7%～1.2%。

表3 軸壓承載力計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比1)

Table 3 Comparison between calculated and measured results of axial load bearing capacity

試件編號Nu/kNNu,1/kNNu,2/kNNu,3/kNT10-R081765997(-26.7%)8048(-1.6%)8048(-1.6%)T7-R0-Y690-a2096707151(-26.0%)9593(-0.8%)9785(1.2%)T7-R0-Y690-a40101997369(-27.7%)9829(-3.6%)10029(-1.7%)T7-R0-Y345-a4089376553(-26.7%)8858(-0.9%)8878(-0.7%)T7-R23-Y690-a2099447163(-28.0%)9612(-3.3%)9803(-1.4%)T6-R0-Y690-a40103027402(-28.1%)9861(-4.3%)10142(-1.6%)

1)括號內(nèi)數(shù)值表示相對試件Nu值的增減幅度。

3 效費比分析

根據(jù)前面的試驗結(jié)果可知，在總用鋼量基本不變的情況下，相比于傳統(tǒng)的單鋼管混凝土柱，內(nèi)置高強鋼管的圓鋼管混凝土柱的軸壓性能更優(yōu)，且隨著內(nèi)外鋼管凈距的適當(dāng)增加，該優(yōu)勢還有所擴大。由于高強鋼的價格明顯高于普強鋼，下面對該類柱的效費比進行簡要分析，具體見表4。參考2019年5月廣州地區(qū)的市場價，Q345鋼材和Q690鋼材的價格分別取為4 850元/t和6 750元/t。從表中可以看出：①對于3號試件(T7-R0-Y690-a40)，在鋼材費用僅增加10%的情況下，軸壓承載力卻有約25%的提高，綜合經(jīng)濟效益較為明顯；②對比6號和3號試件，在其他參數(shù)相同的情況下，隨著內(nèi)鋼管取鋼率的增加，高強鋼費用隨之增加，但試件的軸壓承載力和初始剛度變化不大，導(dǎo)致效費比(承載力增幅與鋼材費用增幅之比)反而有所降低。

表4 效費比分析Table 4 Analysis of benefit-to-cost ratio

4 結(jié)論

(1)在總用鋼量基本不變的情況下，通過適當(dāng)減薄外鋼管并在其內(nèi)部設(shè)置高強內(nèi)鋼管，可使圓鋼管混凝土柱的軸壓承載力明顯提高，同時柱的初始剛度也有所提高，綜合經(jīng)濟效益較為明顯。

(2)在總用鋼量基本不變的情況下，適當(dāng)增加內(nèi)外鋼管凈距，可使雙鋼管混凝土柱的軸壓承載力進一步提高，但初始剛度變化不大。

(3)在總用鋼量基本不變的情況下，內(nèi)鋼管取鋼率增加對雙鋼管混凝土柱的軸壓承載力和初始剛度均無明顯影響，但高強鋼的價格因素會導(dǎo)致效費比反而有所降低。

(4)與內(nèi)置高強鋼管相比，內(nèi)置普強鋼管不僅使得雙鋼管混凝土柱的軸壓承載力的提高幅度明顯減小，還可能導(dǎo)致柱的初始剛度相比單鋼管混凝土柱小幅降低。

(5)采用方法2可較好地預(yù)測內(nèi)置高強鋼管的圓鋼管混凝土柱的軸壓承載力，在此基礎(chǔ)上方法3的預(yù)測精度又有所提高。但由于文中試件數(shù)量有限，方法3中增強系數(shù)的具體取值今后尚需補充相關(guān)試驗數(shù)據(jù)以進一步修正完善。