趙福超， 馬 坤， 蔡少熳， 韓 冰， 向天宇

(1. 西華大學(xué) 土木建筑與環(huán)境學(xué)院， 四川 成都 610039； 2. 貴州省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院， 貴州 貴陽(yáng) 550025； 3. 北京交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 北京 100044 )

作為傳統(tǒng)建筑材料，全世界每年約生產(chǎn)數(shù)十億噸混凝土，由于天然骨料的大量開(kāi)采，對(duì)生態(tài)環(huán)境造成了嚴(yán)重的影響和破壞[1]。使用人造輕骨料部分取代天然粗骨料配制而成的復(fù)合骨料混凝土(又稱次輕混凝土)具有綠色環(huán)保的特性。復(fù)合骨料混凝土結(jié)合了普通骨料致密、高強(qiáng)與彈性模量高，以及輕骨料輕質(zhì)、 “內(nèi)養(yǎng)護(hù)”機(jī)制和界面錨固良好等優(yōu)點(diǎn)。當(dāng)天然骨料與輕骨料配合比例恰當(dāng)時(shí)，能配制得到力學(xué)性能優(yōu)異的混凝土[2～8]。前期研究還發(fā)現(xiàn)，隨著輕骨料取代率的增加，復(fù)合骨料混凝土軸向受壓時(shí)的橫向峰值應(yīng)變較縱向峰值應(yīng)變的增加更為顯著，也即橫向膨脹效應(yīng)更為明顯[8]。因而可以預(yù)測(cè)，利用復(fù)合骨料混凝土橫向膨脹效應(yīng)大的特性，將其用于鋼管混凝土結(jié)構(gòu)可獲得較強(qiáng)的套箍應(yīng)力，從而提高結(jié)構(gòu)的軸壓承載能力。然而，在已有的研究工作中，尚無(wú)關(guān)于復(fù)合骨料混凝土在鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中應(yīng)用的研究。本文采用試驗(yàn)手段，研究在不同輕骨料取代率和不同鋼管壁厚的情況下，鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱的軸壓承載力問(wèn)題。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件概況

影響鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱軸壓承載力的因素很多，例如：材料強(qiáng)度、套箍系數(shù)及長(zhǎng)徑比等。一般而言，鋼管壁厚越大，對(duì)核心混凝土的套箍效應(yīng)越強(qiáng)。同時(shí)，由于輕骨料的摻加比例不一樣，混凝土的強(qiáng)度以及泊松效應(yīng)也會(huì)發(fā)生改變。在其它試驗(yàn)參數(shù)保持不變的情況下，本文共進(jìn)行了4種不同輕骨料體積取代率和3種不同鋼管壁厚共12根圓鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱試件的軸壓試驗(yàn)。主要分析了輕骨料體積取代率與鋼管壁厚對(duì)鋼管混凝土短柱軸壓承載能力的影響程度。其中，試件的截面直徑D為140 mm，試件長(zhǎng)度L為300 mm，長(zhǎng)徑比為2.14，鋼管壁厚t分別為3，5，6 mm。鋼材材料性能通過(guò)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)拉伸試驗(yàn)確定。其中，3 mm壁厚鋼管屈服強(qiáng)度f(wàn)y為298 MPa；5和6 mm壁厚鋼管對(duì)應(yīng)fy為315 MPa。鋼管彈性模量Es為2.05×105MPa。

核心混凝土配制采用42.5級(jí)普通硅酸鹽水泥，以機(jī)制砂為細(xì)骨料，粒徑為5～20 mm的碎石作為天然粗骨料，使用減水效率為25%的高效減水劑，人造輕骨料采用粒徑5～20 mm、筒壓強(qiáng)度8.5 MPa且吸水率為5%的頁(yè)巖陶粒。輕骨料在使用前需進(jìn)行12 h預(yù)濕，且晾至表面干。以普通混凝土配合比為基準(zhǔn)，并按照0%，20%，40%和60%的輕骨料體積取代率配制復(fù)合骨料混凝土，配合比如表1所示?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu由28 d齡期的150 mm×150 mm×150 mm 立方體試件測(cè)定，軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)c和對(duì)應(yīng)的平均縱向、橫向峰值應(yīng)變通過(guò)同齡期的150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試件測(cè)得，基本力學(xué)性能如表2所示。

表1 混凝土配合比 kg/m3

注：編號(hào)C-0代表普通混凝土，C-20，C-40和C-60分別代表輕骨料取代率為20%，40%和60%的復(fù)合骨料混凝土

表2 混凝土基本力學(xué)性能

灌注混凝土前，先將圓鋼管的一端安放在蓋板上，在周圍涂抹一層砂漿以防止?jié)B漿現(xiàn)象發(fā)生。在鋼管內(nèi)部灌注混凝土，使用振搗棒振搗密實(shí)后，將混凝土表面與鋼管頂端端面抹平。室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行軸壓試驗(yàn)。本文試件的主要試驗(yàn)參數(shù)詳見(jiàn)表3。

表3 試驗(yàn)結(jié)果

注：試件號(hào)CFT-m-n中m的取值0，20，40和60分別表示填充核心混凝土的編號(hào)為C-0，C-20，C-40和C-60，n為3，5，6，分別代表鋼管壁厚為3，5，6 mm；Ac和As分別為核心混凝土與鋼管截面面積；Nue為實(shí)測(cè)極限荷載；fcc=(Nue-fyAs)/Ac

1.2 加載裝置與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)裝置采用YAW-2000型壓力試驗(yàn)機(jī)。試驗(yàn)正式加載前需進(jìn)行預(yù)加載，正式加載采用分級(jí)加載模式，在試件達(dá)到70%預(yù)估極限荷載前，每級(jí)施加荷載相當(dāng)于預(yù)期極限荷載的1/10～1/15，試件接近極限荷載時(shí)，分級(jí)加載級(jí)差減小為預(yù)期荷載的1/20～1/25，并緩慢加載直至試件破壞。試件中部設(shè)置3片縱向應(yīng)變片測(cè)量鋼管表面的應(yīng)變，其測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示。

圖1 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 主要試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

大量試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼管混凝土軸壓荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線有的出現(xiàn)下降段，而對(duì)于具有較高鋼材屈服強(qiáng)度的試件則不出現(xiàn)明顯的下降段[9]。如何確定此類試件的承載力存在一定困難，本文結(jié)合文獻(xiàn)[10]的結(jié)果，將軸壓應(yīng)變近似為3000 με時(shí)對(duì)應(yīng)荷載定義為軸壓極限荷載。

圖2為部分鋼管復(fù)合骨料混凝土的軸壓荷載-應(yīng)變關(guān)系實(shí)測(cè)曲線，可以看到，試件的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線在加載初始階段基本表現(xiàn)為線彈性，當(dāng)軸壓荷載接近極限荷載時(shí)，鋼材屈服，混凝土逐步壓潰，試件荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線呈現(xiàn)明顯的塑性流動(dòng)。

圖2 鋼管復(fù)合骨料混凝土軸壓荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線

隨著軸壓荷載的不斷增加，鋼管壁逐漸出現(xiàn)呂德?tīng)査辜羟谢凭€。最終滑移線布滿整個(gè)管壁，鋼管壁發(fā)生剪切破壞，喪失對(duì)核心混凝土的套箍約束作用。部分破壞試件可觀察到核心混凝土端面高于鋼管端面1 mm左右，分析其原因在于，卸載后鋼管環(huán)向的彈性回縮造成其內(nèi)部核心混凝土被擠出，典型破壞形態(tài)如圖3所示。

圖3 鋼管復(fù)合骨料混凝土典型破壞形態(tài)

2.2 軸壓承載能力

表3給出了各試件的軸壓承載能力試驗(yàn)值Nue與扣除鋼管承載力后計(jì)算得到的核心復(fù)合骨料混凝土強(qiáng)度f(wàn)cc。分析比較Nue發(fā)現(xiàn)，相同輕骨料取代率的情況下，隨著鋼管壁厚的增加，鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱試件的極限荷載呈上升趨勢(shì)；在相同鋼管壁厚的情況下，輕骨料取代率為20%和40%時(shí)，試件的承載能力與普通鋼管混凝土基本相當(dāng)，而60%取代率對(duì)應(yīng)的鋼管復(fù)合骨料混凝土試件承載能力則普遍高于普通鋼管混凝土。由表2中混凝土基本力學(xué)性能可知，輕骨料取代率為20%和40%時(shí)，混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度分別較普通混凝土下降了16%和11%；60%取代率下，復(fù)合骨料混凝土軸心抗壓強(qiáng)度與普通混凝土基本相當(dāng)。同時(shí)，由表3可以發(fā)現(xiàn)，混凝土的軸向與橫向峰值應(yīng)變隨著輕骨料取代率的增加均有提升，且橫向峰值點(diǎn)應(yīng)變的提高更為明顯。C-60的軸向與橫向峰值應(yīng)變分別較C-0提高了8%和75%，因而鋼管能對(duì)高輕骨料取代率混凝土產(chǎn)生更大的套箍約束作用。綜合上述分析，鋼管復(fù)合骨料混凝土的軸壓承載能力將同時(shí)受到混凝土軸壓強(qiáng)度的改變以及套箍應(yīng)力變化兩方面因素的共同影響。在合理的輕骨料取代率下，鋼管復(fù)合骨料混凝土的軸壓承載能力將不低于普通鋼管混凝土。

為進(jìn)一步分析上述耦合作用的影響，圖4對(duì)比了各輕骨料取代率對(duì)于核心混凝土強(qiáng)度的影響，其中實(shí)線表示核心混凝土軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)cc，虛線代表強(qiáng)度提高比例fcc/fc?？梢园l(fā)現(xiàn)，鋼管壁厚t為3 和5 mm時(shí)，輕骨料取代率為0%，20%和40%的試件fcc基本相當(dāng)；60%取代率下，對(duì)應(yīng)試件fcc呈現(xiàn)出明顯提升。隨著輕骨料取代率的提高，強(qiáng)度提高比例fcc/fc總體呈現(xiàn)出上升的趨勢(shì)。高取代率混凝土強(qiáng)度提高比例較大的結(jié)果表明，復(fù)合骨料混凝土顯著的泊松效應(yīng)能使得核心混凝土受到鋼管約束形成的三向應(yīng)力狀態(tài)得到加強(qiáng)，核心混凝土強(qiáng)度將得到更充分的發(fā)展，這在很大程度上抵消并改善了使用輕骨料導(dǎo)致混凝土抗壓強(qiáng)度降低的不利影響。由于20%取代率下復(fù)合骨料混凝土的軸壓強(qiáng)度最低，因此其受鋼管約束的核心混凝土強(qiáng)度提高比例最為明顯。

圖4 輕骨料取代率對(duì)核心混凝土強(qiáng)度的影響

同時(shí)，由圖4可觀察到t=6 mm鋼管復(fù)合骨料混凝土試件的結(jié)果與t=3和5 mm試件結(jié)果存在較大差異，可以推斷，鋼管徑厚比(D/t)對(duì)套箍應(yīng)力frp的影響并非呈線性關(guān)系?；谖墨I(xiàn)[11，12]提出的普通鋼管混凝土的fcc及frp預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)公式，計(jì)算得到了本試驗(yàn)試件套箍應(yīng)力，并在圖5給出了frp/fy與D/t關(guān)系曲線的對(duì)比結(jié)果。從圖5可以看出，frp/fy與D/t關(guān)系曲線有一個(gè)明顯的拐點(diǎn)，當(dāng)D/t大于某一值時(shí)，frp/fy隨D/t的變化不甚明顯，意味著在這一范圍內(nèi)，鋼管壁厚的改變對(duì)套箍應(yīng)力的影響較小。當(dāng)鋼管壁厚較厚時(shí)，隨著鋼管壁厚的增加，frp/fy的值急劇增加。本文的試驗(yàn)結(jié)果表明，在鋼管復(fù)合骨料混凝土中，套箍應(yīng)力的變化也存在同樣的機(jī)理。

圖5 鋼管混凝土frp/fy- D/t關(guān)系曲線

3 鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱軸壓承載能力計(jì)算方法

采用文獻(xiàn)[13]提出的圓鋼管約束下混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型，并充分考慮輕骨料取代率的影響，本文提出的鋼管復(fù)合骨料混凝土軸壓短柱承載能力Nuc計(jì)算公式為：

Nuc=fccAc+fyAs

(1)

其中，受鋼管約束核心復(fù)合骨料混凝土的強(qiáng)度f(wàn)cc為：

(2)

式中：ξ為套箍系數(shù)[14]，

ξ=Asfy/(Acfc)

(3)

k為考慮復(fù)合骨料混凝土泊松效應(yīng)的套箍應(yīng)力加強(qiáng)系數(shù)，由本文試驗(yàn)結(jié)果擬合得，

k=1.003+1.715v-1.125v2

(4)

其中，v為輕骨料體積取代率(以小數(shù)表示)。

分別采用本文提出的計(jì)算公式、GB 50936-2014《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[14]、福建省DBJ/T13-51-2010《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[15]和美國(guó)混凝土協(xié)會(huì)ACI 318-14規(guī)范[16]計(jì)算鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱軸壓承載能力，并進(jìn)行對(duì)比分析。

GB 50936-2014建議的圓鋼管混凝土承載能力NGB計(jì)算公式為

NGB=fscAsc

(5)

fsc=[1.212+Bξ+Cξ2]fc

(6)

式中：fsc為鋼管混凝土組合強(qiáng)度；Asc為鋼管混凝土截面面積；B=0.176fy/213+0.974；C=-0.104fc÷14.4+0.031。

DBJ/T13-51-2010建議的圓鋼管混凝土承載能力NDBJ計(jì)算公式與公式(5)相似，區(qū)別在于鋼管混凝土組合強(qiáng)度的取值不同，其具體表達(dá)式為

NDBJ=fsc(As+Ac)

(7)

其中，fsc=fc(1.14+1.02ξ)。

美國(guó)設(shè)計(jì)規(guī)范ACI 318-14中關(guān)于鋼管混凝土承載能力NACI計(jì)算公式表達(dá)式為

NACI=Asfy+0.85Acfc

(8)

各承載能力公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比見(jiàn)表4。結(jié)果表明，對(duì)于鋼管復(fù)合骨料混凝土軸壓短柱，現(xiàn)有規(guī)范的承載能力計(jì)算結(jié)果普遍小于試驗(yàn)值，分析原因?yàn)槠渚闯浞挚紤]到復(fù)合骨料混凝土泊松效應(yīng)較大的有利影響。其中，ACI規(guī)范忽略了鋼管與核心混凝土之間的相互作用，因此對(duì)試件承載能力的預(yù)測(cè)最為保守[17]。采用本文公式計(jì)算的承載力結(jié)果Nuc與試驗(yàn)結(jié)果Nue比值的平均值和均方差分別為1.006和0.047，可較好地預(yù)測(cè)鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱的軸壓承載能力。

表4 承載能力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比

4 結(jié) 論

本文通過(guò)試驗(yàn)研究了不同輕骨料取代率和鋼管壁厚對(duì)鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱軸壓承載能力的影響，研究發(fā)現(xiàn)：

在相同壁厚不同輕骨料取代率下，其軸壓承載能力受混凝土軸壓強(qiáng)度的改變以及套箍應(yīng)力增強(qiáng)兩方面因素的耦合影響。在合適的輕骨料取代率下，鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱的軸壓承載能力將高于普通鋼管混凝土。與普通鋼管混凝土類似，在鋼管復(fù)合骨料混凝土中，當(dāng)徑厚比超過(guò)某一臨界值后，套箍應(yīng)力將急劇增加?，F(xiàn)有鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范在計(jì)算鋼管復(fù)合骨料混凝土承載力時(shí)具有局限性，在充分考慮復(fù)合骨料混凝土泊松效應(yīng)的影響下，本文提出了鋼管復(fù)合骨料混凝土短柱軸壓承載能力實(shí)用計(jì)算公式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合良好。