高劍平，郝 提，霍靜思，劉 洪

(1. 華東交通大學 土木建筑學院，江西 南昌 330013； 2. 華東交通大學 土木工程國家級實驗教學示范中心，江西 南昌 330013； 3. 華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021； 4. 安源管道實業(yè)股份有限公司，江西 萍鄉(xiāng) 337000)

0 引 言

中國西部鹽漬土地區(qū)蘊含大量的礦產(chǎn)資源，生產(chǎn)經(jīng)營極度依賴公路、鐵路等運輸方式，因此需要修建大量的鐵路橋和公路橋。橋梁墩柱作為橋梁主要的承重和抗側(cè)力構(gòu)件，下部直接與鹽漬土接觸，其耐久性直接關(guān)系到橋梁結(jié)構(gòu)的安全和使用壽命。在西部地區(qū)的橋梁建設中，雖然采用了防腐涂裝工藝、包裹耐腐蝕材料等技術(shù)手段進行防腐，但對于鹽漬化程度較高地區(qū)的橋梁，腐蝕問題仍未得到完全解決，每年都需進行大規(guī)模的修復和維護，造成巨大的經(jīng)濟損失[1-2]?；谝陨媳尘?，本文提出了一種新型組合結(jié)構(gòu)“鋼骨架聚乙烯塑料復合材料(SRPE)管約束混凝土柱”，SRPE套管除了能夠徹底隔離墩柱與各種腐蝕性離子的接觸，還能約束混凝土以利于抗震。

自Xiao等[3]首次提出了“套管柱”(Tubed Column)的概念以來，國內(nèi)外學者對鋼套管柱的力學性能進行了系統(tǒng)的研究。出于防腐的考慮，近年來研究者[4-7]對塑料套管柱展開了研究。Kurt[6]最早研究了聚氯乙烯(PVC)管混凝土柱力學性能；Saafi[7]提出在PVC管上刻槽并纏繞FRP，但刻槽施工難度大，且容易在刻槽位置引起應力集中。于峰等[8-10]對CFRP條帶按一定間距纏繞在PVC管上，制成CFRP增強PVC管鋼筋混凝土柱，并進行了軸壓試驗[8]、偏壓試驗[9]、擬靜力試驗[10]；姜紹飛等[11-12]對FRP-PVC管細長柱進行了擬靜力試驗和軸壓試驗研究；Fakharifar等[13]在CFRP和PVC管外壁之間設置泡沫塑料帶，以延緩環(huán)向CFRP斷裂，從而提高柱的延性和極限變形能力；王俊顏等[14]對高密度聚乙烯(HDPE)管約束不同強度混凝土進行了軸壓試驗，結(jié)果表明，HDPE管可以非常顯著地提高不同強度混凝土的變形能力。

本文采用的SRPE套管是由鋼絲網(wǎng)增強骨架與HDPE基體共擠成型的復合管(圖1)[15]，它很好地克服了涂塑鋼管界面易分離、HDPE管耐腐不耐壓、應力松弛等缺點，同時耐各類酸堿鹽的腐蝕，耐紫外線，耐高溫和嚴寒，而且使用壽命長[16]，相比于鋼管的不耐腐蝕，F(xiàn)RP的基體樹脂不耐光和高溫(60 ℃開始軟化)[17]，PVC的耐溫性差及低溫變 脆[18]，SRPE套管更能適合西部強鹽漬土地區(qū)。本文針對SRPE套管約束混凝土短柱的軸心受壓力學性能進行了研究，為該類組合結(jié)構(gòu)的進一步研究和工程實踐提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

以SRPE套管公稱壓力等級、混凝土強度以及混凝土是否摻入膨脹劑作為控制參數(shù)，設計并制作了3組12根SRPE套管混凝土短柱試件，同時設計了C30，C60和C60U素混凝土柱各1根作為對比試件，具體設計參數(shù)詳見表1。SRPE套管由江西省萍鄉(xiāng)市安源管道實業(yè)股份有限公司生產(chǎn)提供。

表1 試件設計參數(shù)及力學性能Tab.1 Design Parameters and Mechanical Properties of Specimens

1.2 材料力學性能

本文試驗所用復合管的結(jié)構(gòu)為：內(nèi)徑200 mm，外徑225 mm，壁厚12.5 mm。1.0，2.0 MPa壓力等級的SRPE套管中的經(jīng)線、緯線低碳鋼絲直徑分別為2.02，2.52 mm，2.5 MPa壓力等級的SRPE套管中的經(jīng)線、緯線低碳鋼絲直徑分別為2.02，3.01 mm。圖2為鋼絲與高密度聚乙烯材料的拉伸試驗，表2和表3分別為SRPE套管低碳鋼絲和HDPE的材料特性。

表2 鋼絲材料特性Tab.2 Material Property of Steel Wire

表3 HDPE材料特性Tab.3 Material Property of HDPE

1.3 加載方案與測量方案

試驗加載設備為華東交通大學結(jié)構(gòu)試驗中心的NYL-500 t壓力試驗機，所有試件均為軸心受壓，加載方式為單調(diào)加載，加載制度采用荷載控制的靜力加載方式。試件兩側(cè)對稱布置2個機電位移計，試件中部的橫向和縱向間隔90°各對稱布置4個電阻應變片。正式加載前對試件進行預加載，預加載值為200 kN，檢查試件、儀器是否正常運行。當加載至預估極限荷載的30%左右時，讀取試件4個軸向應變，微調(diào)試件，直至各點應變均勻。正式加載參照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)的規(guī)定，直至荷載下降到峰值荷載的60%時停止試驗。加載裝置和測量裝置如圖3所示。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

分別以試件S-1.6-30，S-1.6-60和S-1.6-60U為例，說明2種混凝土強度等級試件的典型破壞形態(tài)，見圖4。試件均呈斜剪破壞，圖4中白線示出了破壞面，加載完成后，剝離SRPE套管,核心混凝土的破壞形態(tài)均為斜剪破壞，圖4中黑線示出了破壞面。試件破壞后，SRPE套管未出現(xiàn)開裂或撕裂的現(xiàn)象，表明SRPE套管具有極好的變形能力。對于C30混凝土試件，試件呈中部斜剪破壞，剪斜變形角約為40°，破壞面周圍分布很多不規(guī)則的細小裂縫，見圖4(a)，其余C30試件破壞現(xiàn)象類似；對于C60或C60U混凝土試件，試件均呈中下部斜剪破壞，剪斜變形角約為45°，破壞面較小且周圍裂縫較少，見圖4(b)，C60或C60U試件破壞現(xiàn)象類似。通過觀察所有SRPE套管約束混凝土短柱試件的破壞形態(tài)可以看出：在混凝土強度等級相同的條件下，隨著套管壓力等級的提高，剪斜變形角逐漸減小。

2.2 荷載-軸向位移曲線

圖5為試件的荷載-軸向位移(N-Δ)曲線。由圖5(a)可以看出，在不同SRPE套管壓力等級條件下，各試件的N-Δ曲線形狀大體相似，主要分為線彈性階段、彈塑性階段、下降階段和破壞階段。在加載前期，由于荷載較小，試件的軸向位移與荷載呈線性遞增關(guān)系，試件處于線彈性階段，各曲線非常接近，SRPE套管尚未開始對核心混凝土起到約束作用。隨著荷載的逐漸增加，各位移曲線的切線模量開始降低，核心混凝土內(nèi)部裂縫發(fā)展，試件即進入彈塑性階段。當荷載超過試件極限荷載后，N-Δ曲線變得平緩，試件的荷載下降速度很慢，但位移速度加快，此時試件處于下降階段。當位移發(fā)展到一定階段后，承載力突然降低很快，此時試件進入破壞階段。雖然各試件N-Δ曲線形狀大體相似，但對于不同SRPE套管壓力等級的試件，顯然壓力等級越高，峰值荷載和峰值位移也越大。在彈塑性階段，曲線斜率更陡，代表約束剛度越大，下降段也越平緩。曲線組差別越大，說明壓力等級影響越顯著。

C60混凝土試件的N-Δ曲線如圖5(b)所示， C60混凝土試件與C60U混凝土試件破壞過程的N-Δ曲線形狀大體一致，破壞過程可分為線彈性階段、彈塑性階段和破壞階段3個階段。在加載前期，N-Δ曲線基本呈線性上升，此時試件處于線彈性階段；隨著荷載的持續(xù)增加，N-Δ曲線走勢稍有平緩，試件位移發(fā)展速度開始加快，各曲線的切線模量開始降低，此時試件進入彈塑性階段；有別于C30混凝土試件，由于C60混凝土峰值荷載前期剛度更大，在達到峰值荷載前變形較小，故C60混凝土試件彈塑性階段較短且無明顯塑性階段；在荷載超過極限荷載后，N-Δ曲線開始下降，試件的荷載下降速度較快，且試件軸向位移加大，此時試件處于破壞階段。

通過圖5(a),(b),(c)可以看出：相比于各混凝土強度等級下的素混凝土試件，SRPE套管均明顯提高了各試件的極限承載力和延性，同時各試件的峰值位移也得到增大；相比于C60和C60U混凝土試件，C30混凝土試件的承載力提升幅度和峰值位移提升幅度更大，且具有更好的延性。當混凝土強度等級相同時，SRPE套管壓力等級越大的試件[圖5(a),(b)]，其N-Δ曲線的峰值荷載和峰值位移越大，且峰值荷載后承載力下降減慢，說明隨SRPE套管壓力等級的提高，試件的延性升高；對于混凝土強度等級不同的試件[圖5(d)，(e)]，混凝土強度等級越大，其N-Δ曲線的峰值荷載越大，下降段更陡峭，說明混凝土強度等級越大，試件的脆性越大；而對于膨脹劑摻入與否的試件，曲線的上升段和下降段沒有明顯的差異[圖5(f)，(g)]。

3 軸壓性能及參數(shù)分析

SRPE套管的公稱壓力等級代表了管壁能夠給予混凝土的環(huán)向約束力大小，因此本文采用具有明確物理意義的環(huán)向約束應力fr代替公稱壓力等級來表征SRPE套管公稱壓力等級對試件各項力學性能的影響規(guī)律。由于SRPE套管中的鋼絲與HDPE完全屬于結(jié)構(gòu)復合，各自的力學性能不變，故SRPE套管對混凝土的約束作用是由環(huán)向鋼絲與HDPE兩者的強度疊加組成，縱向鋼絲的作用可忽略不計，SRPE套管受力分析如圖6所示，其中，DFM為SRPE套管中徑，DPO為SPE套管外徑[19]，本文中SRPE套管環(huán)向約束應力與SRPE套管最大約束應力表述的意義相同，故SRPE套管環(huán)向約束應力fr等同于SRPE最大約束應力fFcb。因此運用式(1)可以計算其最大約束應力fFcb，各試件的fFcb計算結(jié)果見表1。

fr=fFcb=fscb+fpcb

(1)

式中：fscb為環(huán)向鋼絲計算最大約束應力；fpcb為HDPE管的計算最大約束應力。

環(huán)向鋼絲的計算最大約束應力fscb按式(2)計算

(2)

換算得

(3)

式中：d1為環(huán)向鋼絲直徑；σsb為環(huán)向鋼絲(直徑不大于5 mm)拉伸極限應力；S為環(huán)向鋼絲中心距，本文中SRPE套管壓力等級1.0～2.5 MPa的環(huán)向鋼絲中心距分別為12，9.5，8，5.5 mm；φ為縱向鋼絲與環(huán)向鋼絲的焊接減弱系數(shù)0.85；θ為環(huán)向鋼絲螺旋角，計算時cos(θ)可忽略不計。

HDPE管的環(huán)向最大約束應力fpcb以最大剪應力時的當量應力公式按以下方法計算：在單位長度的(每米)SRPE套管內(nèi)，將環(huán)向、縱向鋼絲體積去掉后，以剩余的HDPE體積折合成與SRPE套管同長、同內(nèi)徑(也可同中徑，兩者差別極小)的純HDPE管，簡稱折合HDPE管。SRPE套管中HDPE的環(huán)向最大約束應力fpcb按式(4)計算

(4)

式中：σps為HDPE材料的屈服極限應力；k為折合HDPE管的外徑、內(nèi)徑比。

因此，SRPE套管的最大約束應力fFcb計算公式為

(5)

3.1 峰值荷載

3.1.1 SRPE套管環(huán)向約束應力對峰值荷載的影響規(guī)律

峰值荷載提高系數(shù)K的定義見式(6)，各試件的K值計算結(jié)果詳見表1。

(6)

式中：Ni為SRPE套管混凝土短柱峰值荷載試驗值；N0為普通混凝土柱峰值荷載試驗值。

圖7給出了各組試件(C30組、C60組、C60U組)K值隨SRPE套管環(huán)向約束應力的變化關(guān)系，R2為判定系數(shù)?？梢钥闯?，各組試件的K值均呈線性上升趨勢。這是由于SRPE套管壓力等級越大，其環(huán)向約束力就越大，約束混凝土內(nèi)部微裂縫發(fā)展的效果越好。另外，隨著SRPE套管環(huán)向約束應力的提高，3組試件(C30，C60和C60U)的峰值荷載提高系數(shù)均有所提高，但C30組提高幅度高于其他2組，C60和C60U相差不大。

3.1.2 膨脹劑對峰值荷載的影響規(guī)律

由表1可知，隨著SRPE套管環(huán)向約束應力的提高，相比于各C60組試件，C60U試件的峰值荷載分別降低了6.09%，8.06%，4.56%和9.84%，降低幅度均在10%以內(nèi)，說明摻入膨脹劑略微降低了試件的極限承載力，但影響有限。

3.2 峰值變形

3.2.1 SRPE套管環(huán)向約束應力對峰值變形的影響規(guī)律

圖8為3組試件的峰值變形隨SRPE套管環(huán)向約束應力的變化關(guān)系。隨著套管環(huán)向約束應力的增大，3組試件的峰值變形逐漸提高，相比于同組SRPE套管壓力等級為1.0 MPa的試件，C30，C60，C60U組試件的提高幅度分別為4%～18%，6%～25%和18%～44%。

3.2.2 混凝土強度等級對峰值變形的影響規(guī)律

圖9為混凝土強度等級對峰值變形的影響柱狀圖。混凝土強度越高，試件的峰值變形越小。在相同環(huán)向約束應力作用下，C30試件的峰值變形大約為C60試件的2.5倍。

3.2.3 膨脹劑對峰值變形的影響規(guī)律

圖10為膨脹劑對峰值變形的影響。在相同的環(huán)向約束應力作用下，相比于未摻入膨脹劑的試件，摻入膨脹劑試件的峰值變形提高幅度在4%～8%之間。

3.3 初始壓縮剛度

3.3.1 SRPE套管環(huán)向約束應力對初始壓縮剛度的影響規(guī)律

利用實測的荷載-位移曲線對應的彈性階段求出各試件的初始壓縮剛度，結(jié)果見表1。

圖11為試件的初始壓縮剛度E0隨SRPE套管環(huán)向約束應力的變化關(guān)系。隨著SRPE套管環(huán)向約束應力的增大，3組試件的初始壓縮剛度呈逐漸提高的趨勢，相比于同組SRPE套管壓力等級為1.0 MPa的試件，其余試件的初始壓縮剛度提高幅度分別為17%～37%，14%～31%和1%～9%?；炷翉姸鹊燃壴礁?，相同SRPE套管環(huán)向約束應力情況下，初始壓縮剛度提高越小。

3.3.2 混凝土強度等級對初始壓縮剛度的影響規(guī)律

圖12給出了混凝土強度等級對初始壓縮剛度的影響柱狀圖。當套管環(huán)向約束應力一定時，混凝土強度等級越大的試件，其初始壓縮剛度越大。在相同環(huán)向約束應力作用下，對于C60試件，其初始壓縮剛度大約為C30試件的1.5倍。

3.3.3 摻入/未摻入膨脹劑對初始壓縮剛度的影響規(guī)律

圖13為摻入/未摻入膨脹劑對初始壓縮剛度的影響。隨著膨脹劑(質(zhì)量分數(shù)為10%)的摻入，試件的初始壓縮剛度略大于未摻膨脹劑的試件。在相同環(huán)向約束應力作用下，相比于未摻入膨脹劑的試件，摻入膨脹劑試件的初始壓縮剛度提高幅度在3%～25%之間。

3.4 延 性

引入軸壓位移延性系數(shù)表征試件的延性性能，用能量等值法[20]確定初始屈服位移，并運用式(7)計算其延性系數(shù)μD，各試件的μD詳見表1。

(7)

式中：Δu為截面或構(gòu)件承載力沒有明顯降低情況下的極限位移，取峰值荷載下降15%時對應的位移值；Δy為截面或構(gòu)件開始屈服時的屈服變形。

3.4.1 SRPE套管環(huán)向約束應力對延性的影響規(guī)律

圖14為試件的延性系數(shù)隨SRPE套管環(huán)向約束應力的變化關(guān)系。當核心混凝土強度等級相同時，試件的延性系數(shù)隨SRPE套管環(huán)向約束應力的增大而提高，而且大于無約束混凝土短柱。由表1可知，與無約束混凝土短柱相比，3組混凝土試件μD分別提升了1.79倍～2.09倍、1.30倍～1.73倍和1.39倍～1.79倍，總體上，在外部SRPE套管的約束下，試件具有更好的延性。

3.4.2 混凝土強度等級對延性的影響規(guī)律

圖15為試件的延性系數(shù)隨混凝土強度等級的變化關(guān)系?？梢?，混凝土強度等級對試件延性的影響較顯著，隨著混凝土強度等級的提高，試件延性系數(shù)大幅降低，相對于素混凝土的提升幅度越來越小。由表1可知，相比于C30和C60素混凝土試件，S-2.5-30和S-2.5-60的μD分別為對應素混凝土試件的2.09倍和1.73倍。可見，混凝土強度等級越高，其脆性越大，環(huán)向應變越小，SRPE套管對混凝土的約束作用越弱。

3.4.3 膨脹劑對延性的影響

圖16為膨脹劑摻入與否對位移延性系數(shù)的影響。隨著膨脹劑(質(zhì)量分數(shù)10%)的摻入，μD略有提高。由表1可知，在混凝土強度等級相同的情況下，隨著fr的增大，摻入膨脹劑試件的μD分別為未摻入膨脹劑試件的1.13倍、1.10倍、1.02倍和1.09倍。可見，摻入膨脹劑有利于提高試件的非彈性變形能力。

3.5 SRPE套管軸壓短柱承載力計算公式

由于SRPE套管約束混凝土柱的受力原理與鋼管約束混凝土的相同，因此對于SRPE管約束混凝土的承載力計算公式可參照鋼管約束混凝土的承載力計算公式[21]。SRPE套管混凝土柱的軸壓承載力Nu計算公式為

Nu=fccAc

(8)

fcc(Mander)=fco(-1.254+

(9)

式中：fcc為核心混凝土的軸心抗壓強度；Ac為核心混凝土截面面積；fcc(Mander)為Mander公式計算得出的核心混凝土軸心抗壓強度[22-23]。

表1中給出了本文公式計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，對于計算結(jié)果而言，整體略微保守。圖17為SRPE套管環(huán)向約束應力下試件軸心抗壓強度計算值與試驗值的比值。

4 結(jié) 語

(1)SRPE套管約束混凝土短柱的最終破壞形態(tài)基本相同，構(gòu)件的破壞形態(tài)均為核心混凝土的斜剪破壞，且隨著SRPE套管環(huán)向約束應力的增大，試件的剪斜變形角逐漸減小。

(2)試件混凝土強度等級越大，其N-Δ曲線的峰值荷載越大，下降段越陡峭，說明混凝土強度等級越大，試件的脆性越大。與C30試件相比，C60試件的荷載-位移曲線在彈性階段的斜率更大，峰值點過后具有更明顯的下降段。相比于C60試件，C30混凝土試件的承載力提升幅度和峰值位移提升幅度更大，且具有更好的延性。

(3)SRPE套管能夠明顯提高試件的承載力、峰值變形、初始壓縮剛度及延性，且隨著SRPE套管環(huán)向約束應力的增大，試件各項力學性能均表現(xiàn)出逐漸上升的趨勢。

(4)提高混凝土強度等級，一方面使得試件的承載力和初始壓縮剛度得到了提高，另一方面卻降低了試件的峰值變形和延性，且后兩者力學性能降低幅度要大于前兩者的提升幅度。

(5)膨脹劑(質(zhì)量分數(shù)為10%)的摻入降低了試件承載力，但降低幅度不大，可忽略不計，而其對試件的峰值變形、初始壓縮剛度及延性卻起到了一定的提高作用，但提高效果不明顯。

(6)根據(jù)SRPE套管環(huán)向約束應力計算方法及約束混凝土短柱抗壓強度計算公式，建立了SRPE套管混凝土短柱抗壓承載力計算方法，計算值和試驗值吻合較好，可為工程實踐提供參考。