王宇航 趙玉婷 周緒紅 李琦琦

(重慶大學土木工程學院， 重慶 400044)

0 引 言

陶粒混凝土作為混凝土材料領域的重大突破，是一種以陶粒代替一定比例粗骨料，結合膠凝材料、外加劑與水拌制而成的輕骨料混凝土[1]。該混凝土具有強質(zhì)比高(強度高、質(zhì)量小)、耐久性好、抗震性能優(yōu)越以及環(huán)境友好的特點[2]；相同強度等級下，其表觀密度相較于普通混凝土低20%～40%，工程造價可降低10%～20%[3]，符合近年建筑結構高聳，大跨的發(fā)展趨勢[4]。但經(jīng)研究，輕骨料混凝土的應力-應變?nèi)€呈現(xiàn)出上升段較緩、下降段較陡、殘余強度較低[5-7]，以及不同時期泊松比均小于普通混凝土(υ=0.2)[8]的特點?？梢钥闯?，陶粒混凝土的彈性模量低，脆性特征顯著[9-10]。因此研究如何提高陶?；炷恋难有?，充分利用陶?；炷恋膬?yōu)點，具有重要的理論意義和實用價值。

鋼管約束混凝土(Steel Tubed Concrete)充分發(fā)揮了鋼材與混凝土兩種材料的優(yōu)勢，是一種外包鋼管主要用來為核心混凝土提供約束而不直接承擔縱向荷載的組合柱[11-14]。研究表明，對于超短柱與短柱(L/D<4)，鋼管可對核心混凝土產(chǎn)生較強的約束作用，從而較大程度地提高構件的承載力與延性[15-16]。在一定范圍內(nèi)，鋼管屈服強度越高、徑厚比越小，鋼管約束混凝土短柱的軸壓承載力越高[11,17-20]。由此可以看出，鋼管約束混凝土的結構形式可以有效改善混凝土柱的脆性特征，提高構件承載能力。

經(jīng)研究，外包鋼管也可有效改善陶?；炷恋难有?。混凝土強度等級對于試件承載力的影響較小，增加配筋、降低徑厚比可顯著提高試件的極限承載力[21-24]。李幗昌等結合試驗研究推導出了鋼管約束下陶?；炷恋谋緲嬯P系與強度準則，吳東陽等則結合Samani等的研究成果，通過有限元模擬得到了圓鋼管約束作用下核心陶?；炷恋谋緲嬯P系[25-26]。但以上研究均未考慮鋼管與混凝土間摩擦等復雜因素對鋼管約束陶粒混凝土軸壓力學性能的影響，對于鋼管約束陶粒混凝土承載力計算方面的研究也有待補充。

因此，本文對14個鋼管約束陶?；炷吝M行軸壓試驗與理論分析，揭示了不同參數(shù)對鋼管約束陶?；炷亮W性能的影響，并結合承載力計算公式對試驗結果進行對比分析。研究成果可為實際工程應用提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗設計并制作了 14個圓鋼管約束陶粒混凝土短柱，主要參數(shù)為鋼管屈服強度、徑厚比、鋼管與混凝土間的接觸方式。按照鋼管徑厚比為13、19和30將試件分為3組。

鋼管與混凝土間的接觸采取對鋼管內(nèi)壁進行涂油(Oil)、貼聚四氟乙烯薄膜(PTFE)、聚氯乙烯薄膜(PVC)的處理方式?；炷辽舷露瞬扛哂阡摴?0 mm，以確保鋼管不直接承擔縱向荷載。各試件設計參數(shù)見表1，試件尺寸見圖1。

圖1 試件幾何尺寸 mm

表1 試件參數(shù)

1.2 材料性能

陶?；炷敛捎肔C40的頁巖陶粒混凝土，每立方米材料的用量分別為：水泥460 kg、頁巖陶粒655 kg、河砂570 kg、硅灰40 kg、水155 kg、減水劑5 kg。根據(jù)GB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法》與試件同條件養(yǎng)護28 d后，測試立方體試塊抗壓強度為47.8 MPa。

按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗：第一部分：室溫試驗方法》對鋼管進行了拉伸試驗，材料力學性能見表2。

表2 鋼管材料特性

1.3 加載及測量方案

采用500 t液壓試驗機對試件進行軸壓加載，加載裝置見圖2。試驗采用分級加載方案：試驗開始前需要反復預壓對中。1 000 kN之前，加載速率為1.5 kN/s，持荷時間為1 min。在1 000 kN之后，控制加載速率為0.5 kN/s。并采用靜態(tài)采集箱自動連續(xù)采集應變和位移數(shù)據(jù)。直至試件位移計示數(shù)到達60 mm或試件破壞，試驗結束。

圖2 試件加載及測量裝置

整個過程中，環(huán)向間隔120°均勻布置三個豎向位移計記錄豎向位移?？缰虚g隔120°布置環(huán)向和縱向應變片記錄鋼管應變，每個試件共計布置6個應變片，如圖3所示。

a—鋼管應變片布置立面； b—鋼管應變片布置俯視。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

全部試件最終破壞形態(tài)如圖4所示。在加載前期，試件均未見明顯的破壞現(xiàn)象。加載至位移8 mm左右會產(chǎn)生頁巖陶粒被擠壓的聲音，鋼管與混凝土間用聚氯乙烯、聚四氟乙烯間隔開的試件會產(chǎn)生混凝土與內(nèi)膜錯動的聲音，鋼管無明顯變形。加載至15 mm，上下端部混凝土發(fā)生潰爛、掉渣現(xiàn)象。加載至30 mm，距上下端部1/3處，外包鋼管最終因為無法抵抗內(nèi)部混凝土的膨脹及剪切破壞而屈服，導致環(huán)向鼓曲，如圖5中黃框部分所示。試驗臨近結束，部分試件會產(chǎn)生側(cè)彎，筆者分析有2點原因：1)加載過程中出現(xiàn)偏心受壓；2)核心混凝土為非勻質(zhì)材料，試件對混凝土進行軸壓時，混凝土一旦產(chǎn)生非均勻破壞，在后續(xù)加載過程中會延續(xù)之前的變形情況，發(fā)展成為側(cè)彎形態(tài)。

觀察圖4可以發(fā)現(xiàn)，降低徑厚比，鋼管與混凝土間填充薄膜，試件鼓曲越輕，說明上述方法增強了鋼管對混凝土的約束作用。從圖5和圖6對比可以看出，試驗結束時破壞試件端部的陶?；炷帘粔喝脘摴軆?nèi)，深度約10～40 mm。鋼管屈服強度對試件破壞模式無顯著影響。

a—D/t=30； b—D/t=19； c—D/t=13。

a—345-12-PTFE-LC； b—345-5-PTFE-LC。

圖6 345-8-O-LC破壞模式

將破壞試件的鋼管剖開，核心混凝土的最終破壞結果相似，均呈現(xiàn)出明顯的剪切破壞。圖5為試件235-12-PVC-LC 與345-5-PTFE-LC剖開示意，可以看出試件一半高度范圍內(nèi)存在一條明顯的滑移斜裂縫，裂縫傾斜角度約60°。

2.2 鋼管荷載-縱向變形曲線

各組試件的荷載(P)-縱向位移(Δ)關系曲線如圖7所示。對于試件極限荷載取值方法，當軸向荷載-壓縮變形有下降段時，取最大荷載；當軸向荷載-軸向壓縮變形無明顯下降段時，取軸向變形值為試件總高度1/15時(33.3 mm)對應的荷載或出現(xiàn)不適宜繼續(xù)加載的終止加載點處對應的荷載[27]。其中縱向位移取3個位移計測得位移的平均值。

從圖中可以看出，由于試件長徑比較小且徑厚比較大，上下端開口的情況下圓鋼管約束輕骨料混凝土具有良好的塑性，荷載-位移變形曲線無明顯下降段。

曲線存在三個階段，第一階段為彈性階段，軸向變形隨荷載值線性變化，剛度較大。第二個階段為彈塑性階段，剛度隨著荷載逐漸降低。第三個階段為塑性階段，構件剛度趨于恒定，位移增長速度明顯變快。圖中前5 mm的荷載-位移曲線斜率較小是由于試驗前在核心混凝土上下端部墊有海砂，初始加載時存在海砂被壓實的過程。

對比圖7可以看出徑厚比越小，鋼管屈服點出現(xiàn)的越晚，試件承載能力越高。說明徑厚比越小，鋼管對核心混凝土的約束效應越大，對承載力的提高越明顯。同時可以發(fā)現(xiàn)鋼管屈服強度越大，試件在后期承載力越高，軸壓剛度則無明顯變化。

a—D/t=30; b—D/t=19； c—D/t=13。

由圖7c可以發(fā)現(xiàn)，彈性階段鋼管與核心混凝土間涂油的試件承載能力更高，加載至后期內(nèi)部填充薄膜的試件承載力提高更顯著。對于鋼管與混凝土間涂油的試件，鋼管與混凝土間的黏結摩擦更大，鋼管承擔較大的縱向力，因此前期承載力較大。對于鋼管與混凝土間填充薄膜的試件，鋼管承擔的縱向力較小，對核心混凝土的約束作用發(fā)揮得更加充分，有助于改善后期鋼管約束陶粒混凝土的延性，提高試件承載力。

2.3 鋼管荷載-應變曲線

試件的荷載-應變曲線如圖8所示，圖中正向為縱向應變，負向為橫向應變。

各組試件的鋼管荷載-應變發(fā)展規(guī)律基本相同，橫向應變與縱向應變較為接近，難以達到鋼管不承擔縱向荷載的理想約束狀態(tài)。彈性階段混凝土橫向變形較小，鋼管與混凝土間的相互作用較小，持續(xù)加載至彈塑性與塑性階段，鋼管與混凝土間的相互作用增強，鋼管出現(xiàn)鼓曲，應變加速發(fā)展，曲線斜率變小。

對比圖8可以發(fā)現(xiàn)：相同荷載水平下，徑厚比越小，應變水平越低，荷載-應變曲線越光滑。D/t>19時，鋼管屈服強度對應變無顯著影響；當D/t≤19時，鋼管屈服強度越大，應變越小。說明只有在徑厚比較小(D/t≤19)時，屈服強度對于試件力學性能的改善作用才能充分發(fā)揮。

觀察圖8c可以發(fā)現(xiàn)：相同荷載水平下，當D/t>19時，接觸對應變的影響不明顯；D/t≤19時，鋼管與混凝土間填充薄膜的試件應變水平低于鋼管與混凝土間涂油的試件。這是因為此類結構形式下鋼管被動受力，其應變滯后于混凝土應變，這種應變不協(xié)調(diào)導致鋼管與混凝土間存在摩阻力，鋼管與混凝土間填充薄膜可有效降低鋼管與混凝土間的摩阻力，提高鋼管對混凝土的約束作用，從而降低整體應變水平。

a—D/t=30； b—D/t=19； c—D/t=13。

2.4 鋼管荷載-橫向系數(shù)曲線

橫向系數(shù)定義為試件軸壓作用下的橫向應變與縱向應變的比值，即：υc=εh/εv。式中εh和εv分別為同一級荷載下鋼管的橫向應變和縱向應變。相較于泊松比，橫向系數(shù)可以更加真實可靠地反映不同階段試件的變形特征。

觀察圖9可以發(fā)現(xiàn)，鋼管的橫向系數(shù)始終集中于0.1～3.0的范圍。鋼管的徑厚比越大，橫向系數(shù)越大且發(fā)展越不穩(wěn)定,此時試件的鼓曲越明顯，鋼管對于核心混凝土的約束作用發(fā)揮越充分。鋼管屈服強度越大，橫向系數(shù)越大，鋼管對混凝土的約束效應也越大。

a—D/t=30； b—D/t=19； c—D/t=13。

觀察圖9c可以發(fā)現(xiàn)，鋼管與混凝土間填充薄膜的試件橫向系數(shù)大于鋼管與混凝土間涂油的試件。周緒紅等的研究表明[19]，鋼管約束混凝土在軸壓受力過程中，核心混凝土最先受到壓力產(chǎn)生變形，鋼管由于變形協(xié)調(diào)的需要，在界面剪力的作用下縱向受力。界面剪力的來源有兩點：1)固有黏結力，包含鋼管與混凝土間的機械咬合力與膠結力；2)摩阻力，混凝土受壓膨脹，鋼管在界面產(chǎn)生摩阻力，表現(xiàn)為垂直方向的約束力。鋼管與混凝土間填充薄膜，PTFE與PVC輕薄光滑，避免了鋼管與混凝土的直接接觸，可忽略固有黏結力，鋼管與混凝土間的界面剪力主要由摩阻力產(chǎn)生。因此，此類接觸可有效降低鋼管的縱向受力，增強鋼管對于核心混凝土的約束作用，從而提高試件后期承載力，雖仍達不到鋼管不承擔縱向荷載的理想狀態(tài)，但可保證鋼管與混凝土的協(xié)同變形，有利于構件在復雜工況下的受力性能。

3 單軸受壓承載力計算方法

3.1 承載力分析

表3列出了各組試件的極限承載力，可以發(fā)現(xiàn)D/t≥19時試驗極限承載力隨著徑厚比的減小而增大，D/t=13時，增大壁厚對于試驗極限承載力提高并不顯著。在本文的研究范圍內(nèi)，為充分利用鋼管的約束作用，建議選取D/t≥19的構件用以工程實踐。

對比表3可以看出，涂油試件的試驗極限承載力大于鋼管與混凝土貼膜處理的試件。結合圖7，涂油處理的試件鋼管與混凝土間摩擦力更大，鋼管在加載初期承擔較大的縱向力，因此初始剛度更大，前期承載力高。但后期鋼管對混凝土的約束作用較弱，承載力提高較小。

表3 試驗值與計算值對比

3.2 承載力計算公式

不考慮鋼管與混凝土間接觸對試件極限承載力的影響。約束區(qū)混凝土的抗壓強度由非約束區(qū)混凝土的抗壓強度fco和環(huán)向有效約束應力fr確定。本文采用Mander等[28]提出的軸心抗壓公式：

(1)

由表4可知，試驗極限承載力時，鋼管已基本屈服。環(huán)向應力近似屈服應力，因此，鋼管有效約束應力fr為：

(2)

則鋼管約束陶粒混凝土短柱承載力計算公式如下：

Ne=fcoAc

(3)

式中：Ac為核心混凝土的面積；fco為核心約束混凝土的軸心抗壓強度。

表3給出了本文公式計算結果與試驗結果的對比，計算值與試驗值之比的平均值為0.98，標準差為0.02，變異系數(shù)為2.1%。其中存在4組明顯異常的數(shù)據(jù)，分別為：235-5-PTFE-LC，355-5-PTFE-LC、235-12-O-LC和355-12-O-LC。結合圖4a可以看出，試件235-5-PTFE-LC與355-5-PTFE-LC存在明顯側(cè)彎,為偏心受壓，試驗極限承載力對應的橫向應變遠大于縱向應變，因此試驗承載力與計算承載力誤差較大。對于試件235-12-O-LC與試件355-12-O-LC，試驗承載力均大于計算承載力，說明對于D/t≤19的試件，由于壁厚較厚，涂油處理無法有效降低鋼管與混凝土間的界面剪力，鋼管縱向受力較大,導致試件前期試驗承載力較大。因此，對于D/t≤19的試件，建議采用鋼管與混凝土間填充薄膜的接觸方式，降低鋼管縱向受力，提高試件后期承載力。

剔除異常數(shù)據(jù)后，計算值與試驗值之比的平均值為0.97，標準差為0，變異系數(shù)為1.0%。可以看出采用Mander的計算模型可較為準確地計算圓鋼管約束陶?；炷炼讨妮S壓承載力，計算結果較為保守。

4 結 論

本文對鋼管約束陶?；炷炼讨膯屋S受壓力學性能進行了試驗研究和理論分析，并采用Mander模型對承載力進行計算，計算值與試驗值擬合較好。主要結論如下：

1)鋼管約束陶?；炷炼讨谳S壓荷載作用下上下端部1/3處發(fā)生明顯鼓曲，剖開后混凝土呈現(xiàn)剪切破壞，剪切角約60°。降低鋼管徑厚比，鋼管與混凝土間填充薄膜均可提高鋼管對混凝土的約束作用，減輕鼓曲，改善破壞模式。

2)圓鋼管約束陶粒混凝土短柱具有良好的塑性，荷載-位移曲線無明顯下降段。D/t≥19時，鋼管徑厚比越小，試件承載力越大。鋼管屈服強度越高，鋼管與混凝土間貼膜，試件后期承載力提高越顯著。

3)各組試件的橫向應變與縱向應變較為接近。相同荷載水平下，徑厚比越小，應變水平越低。當D/t≤19時，提高鋼管屈服強度，鋼管與混凝土間填充薄膜均可降低鋼管應變水平，提高鋼管對混凝土的約束作用。

4)鋼管徑厚比越大，屈服強度越高，鋼管的橫向變形系數(shù)越大。鋼管與混凝土間填充薄膜的試件橫向系數(shù)大于鋼管與混凝土間涂油處理的試件。

5)基于Mander模型建議了鋼管約束陶粒混凝土短柱軸壓極限承載力計算公式，計算結果與試驗結果吻合良好。