周孝軍， 占玉林， 牟廷敏， 徐李， 龐帥

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 成都 610031； 2. 四川省公路規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，成都 610041； 3. 西華大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院， 成都 610039)

現(xiàn)代交通基礎(chǔ)設(shè)施向西部山區(qū)延伸，山區(qū)橋梁建設(shè)數(shù)量與規(guī)模越來越大，建設(shè)與服役環(huán)境條件越發(fā)惡劣，對(duì)結(jié)構(gòu)與材料的要求越來越高。鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)材料具有高強(qiáng)、質(zhì)輕、延性好、抗震性能好等優(yōu)勢(shì)，且省工省料、施工快速等，能夠適應(yīng)西部山區(qū)惡劣的建設(shè)條件[1-3]。但隨著鋼管混凝土結(jié)構(gòu)向高墩、大跨化發(fā)展，對(duì)構(gòu)件的承載力要求也越來越高，管內(nèi)混凝土高強(qiáng)化是鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)的發(fā)展趨勢(shì)[4]。管內(nèi)混凝土需要超高強(qiáng)度，其膠材用量多、水膠比低，從而易產(chǎn)生較大收縮，導(dǎo)致與鋼管脫空脫黏，影響組合結(jié)構(gòu)材料整體力學(xué)性能。高鈦礦渣是冶煉釩鈦磁鐵礦時(shí)產(chǎn)生的尾礦，其具有多孔特征，多項(xiàng)研究表明其孔內(nèi)蓄水后有內(nèi)養(yǎng)護(hù)功效[5-8]。因此，將高鈦礦渣作為細(xì)集料取代部分砂加入鋼管超高強(qiáng)混凝土中，發(fā)揮其內(nèi)養(yǎng)護(hù)功效，可促進(jìn)膨脹劑等膠材水化，減小收縮[9]。

鋼管超高強(qiáng)混凝土的受壓力學(xué)性能已有一定研究。Xu等[10]研究發(fā)現(xiàn)鋼管厚度的增加顯著改善了鋼管超高性能混凝土的剛度、極限荷載和峰后性能。楊英欣等[11]研究認(rèn)為套箍系數(shù)不同，鋼管超高性能混凝土破壞模式也不同。盧秋如等[12]基于實(shí)測(cè)的鋼管超高性能混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線，提出了相應(yīng)的本構(gòu)模型。Hoang等[13]研究了規(guī)范對(duì)鋼管超高性能混凝土極限荷載的適用性，并提出了簡(jiǎn)化公式。但目前研究中，鋼管內(nèi)混凝土多為無粗集料的混凝土，如超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，UHPC)或活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)，與實(shí)際工程用管內(nèi)混凝土有較大區(qū)別，且缺乏管內(nèi)混凝土性能對(duì)組合構(gòu)件力學(xué)性能的影響研究。另外，普通砂石集料制備的超高強(qiáng)混凝土體積穩(wěn)定性較無粗集料UHPC或RPC收縮小，且多孔高鈦礦渣集料內(nèi)養(yǎng)護(hù)作用能改善混凝土內(nèi)部微結(jié)構(gòu)，提高密實(shí)度[14-15]，促進(jìn)混凝土與鋼管粘接[16]。但高鈦礦渣砂取代率不同時(shí)，其對(duì)管內(nèi)混凝土強(qiáng)度與體積穩(wěn)定性貢獻(xiàn)不同，從而對(duì)組合構(gòu)件的力學(xué)性能影響不同[9]。因此，需要探討高鈦礦渣砂取代普通砂的取代率對(duì)組合構(gòu)件力學(xué)性能的影響。

為此，現(xiàn)設(shè)計(jì)10根鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱試件，以高鈦礦渣砂取代率為參數(shù)，通過軸壓試驗(yàn)測(cè)試，研究鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱的破壞模式、荷載-位移曲線、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線的規(guī)律，探討軸壓承載力計(jì)算方法，為鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

模型試件分為5組，編號(hào)為Q0、Q2、Q4、Q6與Q8，每組2個(gè)試件，共計(jì)10個(gè)試件，參數(shù)詳見表1。試件均采用熱鍍鋅無縫鋼管，鋼管鋼材為Q345鋼，高L為300 mm、外徑D為113 mm、壁厚t為3 mm，含鋼率為11.53%。管內(nèi)混凝土中高鈦礦渣砂的取代率r分別是0、20%、40%、60%與80%。

表1 試件參數(shù)與承載力Table 1 Specimen parameters and test results

1.2 材料性能

1.2.1 核心混凝土

各組試件核心混凝土配合比與工作性能、力學(xué)性能見表2。其中水泥為P·O 52.5硅酸鹽水泥，砂為巖石破碎機(jī)制砂和高鈦礦渣破碎砂，主要性能指標(biāo)見表3，石為5～10 mm與10～16 mm粒級(jí)的玄武巖大小碎石組成的1∶1連續(xù)級(jí)配，膨脹劑為硫鋁酸鈣和氧化鎂復(fù)摻膨脹劑，外加劑為聚羧酸高性能減水劑?；炷猎嚰茐男螒B(tài)與測(cè)得應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖1所示。因超高強(qiáng)混凝土強(qiáng)度高，破壞時(shí)脆性顯著、有爆裂聲響，未測(cè)得應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線下降段。隨高鈦礦渣砂的取代率增加，混凝土拌和物的工作性能略有下降，抗壓強(qiáng)度呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線的斜率也先增后減，說明存在最佳取代率。在高鈦礦渣砂取代率為60%時(shí)，抗壓強(qiáng)度達(dá)到最大值，應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率也達(dá)到最大。由于高鈦礦渣砂的蓄水內(nèi)養(yǎng)護(hù)作用，促進(jìn)了水泥、膨脹劑等膠材的水化效應(yīng)，改善了混凝土內(nèi)部微結(jié)構(gòu)，提升了混凝土的力學(xué)性能[9]。

表2 核心混凝土配合比及性能Table 2 Core concrete mix ratio and performance

表3 細(xì)集料主要性能指標(biāo)Table 3 Main performance indicators of fine aggregate

圖1 超高強(qiáng)混凝土破壞形態(tài)及應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Failure modes and stress-strain curves of ultra-high strength concrete

1.2.2 鋼管

將鋼管按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)》(GB/T 288.1—2010)的方法取樣制作拉伸試件，測(cè)試鋼管材料力學(xué)性能，實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示，鋼管屈服強(qiáng)度fy=365 MPa。與軟鋼不同，熱鍍鋅無縫鋼管沒有明顯的屈服平臺(tái)。經(jīng)歷彈性階段、彈塑性階段后開始屈服，直至試件拉斷，沒有出現(xiàn)強(qiáng)化階段。

圖2 鋼管鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curve of steel tube

1.3 測(cè)試方案

1.3.1 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)設(shè)備與測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示，為測(cè)量鋼管混凝土短柱試件軸壓過程中變形與應(yīng)變發(fā)展過程，在試件中部?jī)蓪?duì)稱方向布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)按縱橫兩個(gè)方向粘貼應(yīng)變片測(cè)試應(yīng)變發(fā)展過程；同時(shí)在兩對(duì)稱方向均設(shè)置位移計(jì)，測(cè)試試件整體變形。

圖3 試驗(yàn)設(shè)備與測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Test equipment and arrangement of measuring points

1.3.2 加載設(shè)備及方案

試驗(yàn)測(cè)試在四川省綠色建筑重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室完成，采用3 000 kN液壓式伺服壓力機(jī)加載。正式試驗(yàn)前進(jìn)行預(yù)加載試驗(yàn)，預(yù)加荷載值為預(yù)計(jì)峰值的30%，以減小因加載設(shè)備支座與試件斷面接觸不良等非試驗(yàn)因素所導(dǎo)致的不利影響。試驗(yàn)采用位移控制加載速率的形式，位移加載速率為0.4 mm/min，當(dāng)試件出現(xiàn)以下3種情況時(shí)停止加載：①試件豎向位移量達(dá)到試件高度的5%；②試件局部出現(xiàn)撕裂；③試件有明顯破壞特征且承載力降至峰值荷載的50%。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)加載過程及破壞形態(tài)

不同高鈦礦渣砂取代率的鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱軸壓試件破壞形態(tài)基本一致，均為剪切破壞，典型破壞形態(tài)見圖4。試件軸壓破壞可分為3個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段、峰值后下降階段。以試件Q6的荷載-位移曲線(圖5)為例，在峰值荷載的近90%之前(N=1 500 kN)，試件基本處于彈性階段，鋼管表面沒有明顯變化，縱向位移增長較為緩慢。隨后曲線進(jìn)入彈塑性階段，位移隨荷載呈現(xiàn)非線性變化，鋼管屈服，且外表有少許鐵屑脫落，端部出現(xiàn)局部鼓曲。加載到峰值荷載時(shí)，鋼管局部鼓曲程度加大，并伴隨輕微的管內(nèi)混凝土“噼啪”開裂破壞聲響。峰值荷載后(Nu=1 688 kN)，試件承載力先迅速下降至N=1 300 kN附近，而后緩解下降，隨后基本穩(wěn)定在N=1 000 kN附近，而位移持續(xù)增長，當(dāng)試件表面出現(xiàn)明顯剪切滑移線時(shí)停止試驗(yàn)(位移量近10 mm)。整個(gè)試驗(yàn)過程中，試件整體展現(xiàn)出較好的延性性能，與普通高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土受壓破壞相比，鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱軸壓過程中，管內(nèi)混凝土僅有輕微破壞聲響，沒有明顯裂縫，核心混凝土受到鋼管的套箍效應(yīng)，有效抑制了其爆裂性破壞，改變了脆性破壞特性。

圖4 鋼管混凝土破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of concrete filled steel tubes

圖5 Q6試件荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curve of Q6 specimen

2.2 荷載-位移曲線

鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱軸壓荷載-位移曲線見圖6。可以看出，不同高鈦礦渣砂取代率下鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱，隨核心混凝土強(qiáng)度提高，試件彈性段延長、彈塑性段縮短。鋼管混凝土試件的峰值承載力發(fā)展趨勢(shì)同核心混凝土抗壓強(qiáng)度變化規(guī)律一致。隨高鈦礦渣砂取代率的增加，核心混凝土抗壓強(qiáng)度增加，相應(yīng)的鋼管混凝土試件的峰值承載力隨之增加。高鈦礦渣砂取代率為60%時(shí)，鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土峰值承載力達(dá)到最大為1 688 kN。在彈性階段，不同高鈦礦渣砂取代率試件的荷載-位移曲線斜率稍有差異，取代率為60%時(shí)斜率最大，表明試件初始剛度最大；在峰值后下降階段，不同高鈦礦渣砂取代率試件的承載力下降量接近，大致下降了峰值荷載的30%。由此可見，不同高鈦礦渣砂取代率對(duì)鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土的變形過程影響不大，但高鈦礦渣砂取代率不同時(shí)，試件的初始剛度與最大承載力有所差異。

圖6 鋼管混凝土荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of concrete filled steel tubes

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖7。各組試件在軸壓狀態(tài)下，力學(xué)性能穩(wěn)定、應(yīng)力-應(yīng)變曲線規(guī)律一致，同組兩個(gè)試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散性較小。在加荷初期，試件處于彈性階段，試件的縱向和橫向應(yīng)變?cè)黾泳徛?，大致呈現(xiàn)線性變化；當(dāng)荷載持續(xù)加大，達(dá)到峰值荷載的90%以后，鋼管出現(xiàn)局部屈服，出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，應(yīng)變發(fā)展較快。此時(shí)核心混凝土內(nèi)部微結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生破壞，產(chǎn)生了微裂縫，且微裂縫仍在繼續(xù)發(fā)展，但由于含鋼率較小，鋼管對(duì)核心混凝土的變形約束有限，鋼管已較快屈服，無法有效阻止核心混凝土破壞發(fā)展；當(dāng)荷載超過峰值荷載后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，應(yīng)力發(fā)生突變，應(yīng)力持續(xù)降低30%左右；繼續(xù)加荷后鋼管混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率減緩，應(yīng)力小幅度下降，應(yīng)變持續(xù)增長。同時(shí)還可以看到，隨高鈦礦渣砂取代率增加，試件峰值荷載對(duì)應(yīng)應(yīng)變?cè)黾?，在取代率?0%時(shí)達(dá)到最大；高鈦礦渣砂取代率對(duì)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線發(fā)展規(guī)律影響不大。

圖7 鋼管混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain curves of concrete filled steel tubes

2.4 應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線

實(shí)測(cè)各試件應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線見圖8，不同高鈦礦渣砂取代率對(duì)試件應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線規(guī)律影響不大。加載初期，橫向變形系數(shù)保持在0.20～0.24。應(yīng)力增加到極限強(qiáng)度的55%左右時(shí)，橫向變形系數(shù)開始明顯增長，此時(shí)試件橫向應(yīng)變?cè)黾蛹涌?，高鈦礦渣砂取代率為60%的試件，橫向變形發(fā)展相對(duì)較緩。在試件達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)，橫向變形系數(shù)達(dá)到0.5左右，其后雖然應(yīng)力下降，但橫向變形系數(shù)繼續(xù)增長，且增長速率逐漸加快，試件橫向變形加大，試件破壞加速。

圖8 鋼管混凝土應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線Fig.8 Stress-transverse deformation coefficient curves of concrete filled steel tubes

2.5 軸壓承載力計(jì)算方法

實(shí)際承載力與按《公路橋梁超高強(qiáng)鋼管混凝土技術(shù)規(guī)程》(DB51/T 2598—2019)[17]公式[式(1)]計(jì)算承載力對(duì)比如表1與圖9所示。由于試件的含鋼率雖然滿足規(guī)范要求，但核心混凝土強(qiáng)度過高，因而套箍系數(shù)相對(duì)較小，小于規(guī)范中鋼管超高強(qiáng)混凝土約束效應(yīng)系數(shù)下限值，鋼管套箍作用對(duì)核心混凝土的約束不夠，承載力提高有限，因此實(shí)際承載力小于規(guī)范計(jì)算承載力，平均偏差9.8%，差異較小。說明超高強(qiáng)混凝土需要更高的含鋼率與之匹配，保證約束效應(yīng)系數(shù)下限，以提供較強(qiáng)的套箍約束能力，從而提升混凝土的強(qiáng)度與延性性能。由此可見，合理匹配核心混凝土強(qiáng)度與含鋼率，提升鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)后，鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土受壓承載力可以按照現(xiàn)行規(guī)范進(jìn)行計(jì)算。

圖9 鋼管混凝土的承載力對(duì)比Fig.9 Actual and calculated bearing capacity of concrete filled steel tubes

fsc=(1.490+0.689ξ0)fcd

(1)

式(1)中：fsc為超高強(qiáng)鋼管混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；ξ0為超高強(qiáng)鋼管混凝土的約束效應(yīng)系數(shù)；fcd為管內(nèi)混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度。

3 結(jié)論

對(duì)10根鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱試件的軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了研究，考察了高鈦礦渣砂取代率對(duì)超高強(qiáng)混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線以及對(duì)鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱的荷載-位移曲線、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線、承載力計(jì)算方法的影響規(guī)律，在試驗(yàn)選取參數(shù)范圍內(nèi)，主要結(jié)論如下。

(1)高鈦礦渣砂取代率對(duì)鋼管混凝土試件的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、應(yīng)力-橫向變形系數(shù)曲線規(guī)律無明顯影響。試件加載過程主要為彈性階段、彈塑性階段、峰值下降階段3個(gè)階段，均為剪切破壞模式。

(2)隨著高鈦礦渣砂取代率的增加，混凝土抗壓強(qiáng)度增加，鋼管混凝土試件的承載力、初始剛度隨之增加，在取代率為60%時(shí)，均達(dá)到最大值。

(3)鋼管高鈦礦渣砂超高強(qiáng)混凝土短柱，其核心混凝土強(qiáng)度過高，需要較高的含鋼率與之匹配，以提供較強(qiáng)的套箍約束能力，從而提升混凝土的強(qiáng)度與延性性能。