王宇航 趙玉婷 周緒紅 李琦琦

(重慶大學(xué)土木工程學(xué)院， 重慶 400044)

0 引 言

陶?；炷磷鳛榛炷敛牧项I(lǐng)域的重大突破，是一種以陶粒代替一定比例粗骨料，結(jié)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(qiáng)質(zhì)比高(強(qiáng)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(qiáng)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(jié)構(gòu)高聳，大跨的發(fā)展趨勢[4]。但經(jīng)研究，輕骨料混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€呈現(xiàn)出上升段較緩、下降段較陡、殘余強(qiáng)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(dān)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(qiáng)的約束作用，從而較大程度地提高構(gòu)件的承載力與延性[15-16]。在一定范圍內(nèi)，鋼管屈服強(qiáng)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(jié)構(gòu)形式可以有效改善混凝土柱的脆性特征，提高構(gòu)件承載能力。

經(jīng)研究，外包鋼管也可有效改善陶?；炷恋难有??；炷翉?qiáng)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(jié)合試驗研究推導(dǎo)出了鋼管約束下陶粒混凝土的本構(gòu)關(guān)系與強(qiáng)度準(zhǔn)則，吳東陽等則結(jié)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粒混凝土的本構(gòu)關(guān)系[25-26]。但以上研究均未考慮鋼管與混凝土間摩擦等復(fù)雜因素對鋼管約束陶?；炷凛S壓力學(xué)性能的影響，對于鋼管約束陶?；炷脸休d力計算方面的研究也有待補(bǔ)充。

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

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

試驗設(shè)計并制作了 14個圓鋼管約束陶?；炷炼讨?，主要參數(shù)為鋼管屈服強(qiáng)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(jìn)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(dān)縱向荷載。各試件設(shè)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?；炷粒苛⒎矫撞牧系挠昧糠謩e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(xué)性能試驗方法》與試件同條件養(yǎng)護(hù)28 d后，測試立方體試塊抗壓強(qiáng)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(jìn)行了拉伸試驗，材料力學(xué)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(jī)對試件進(jìn)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(fù)預(yù)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(yīng)變和位移數(shù)據(jù)。直至試件位移計示數(shù)到達(dá)60 mm或試件破壞，試驗結(jié)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(yīng)變片記錄鋼管應(yīng)變，每個試件共計布置6個應(yīng)變片，如圖3所示。

a—鋼管應(yīng)變片布置立面； b—鋼管應(yīng)變片布置俯視。

2 試驗結(jié)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(dǎo)致環(huán)向鼓曲，如圖5中黃框部分所示。試驗臨近結(jié)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(jìn)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(qiáng)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(jié)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(qiáng)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(jié)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(guān)系曲線如圖7所示。對于試件極限荷載取值方法，當(dāng)軸向荷載-壓縮變形有下降段時，取最大荷載；當(dāng)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(yīng)的荷載或出現(xiàn)不適宜繼續(xù)加載的終止加載點處對應(yīng)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(gòu)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(yīng)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(qiáng)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(jié)摩擦更大，鋼管承擔(dān)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(dān)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(yīng)變曲線

試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖8所示，圖中正向為縱向應(yīng)變，負(fù)向為橫向應(yīng)變。

各組試件的鋼管荷載-應(yīng)變發(fā)展規(guī)律基本相同，橫向應(yīng)變與縱向應(yīng)變較為接近，難以達(dá)到鋼管不承擔(dān)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(qiáng)，鋼管出現(xiàn)鼓曲，應(yīng)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(yīng)變水平越低，荷載-應(yīng)變曲線越光滑。D/t>19時，鋼管屈服強(qiáng)度對應(yīng)變無顯著影響；當(dāng)D/t≤19時，鋼管屈服強(qiáng)度越大，應(yīng)變越小。說明只有在徑厚比較小(D/t≤19)時，屈服強(qiáng)度對于試件力學(xué)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(dāng)D/t>19時，接觸對應(yīng)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(yīng)變水平低于鋼管與混凝土間涂油的試件。這是因為此類結(jié)構(gòu)形式下鋼管被動受力，其應(yīng)變滯后于混凝土應(yīng)變，這種應(yīng)變不協(xié)調(diào)導(dǎo)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(yīng)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(yīng)變與縱向應(yīng)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(yīng)變和縱向應(yīng)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(qiáng)度越大，橫向系數(shù)越大，鋼管對混凝土的約束效應(yīng)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(jié)力，包含鋼管與混凝土間的機(jī)械咬合力與膠結(jié)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(jié)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(qiáng)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(dá)不到鋼管不承擔(dān)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(gòu)件在復(fù)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(gòu)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(jié)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(dān)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(qiáng)度由非約束區(qū)混凝土的抗壓強(qiáng)度fco和環(huán)向有效約束應(yīng)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(yīng)力近似屈服應(yīng)力，因此，鋼管有效約束應(yīng)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(qiáng)度。

表3給出了本文公式計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，計算值與試驗值之比的平均值為0.98，標(biāo)準(zhǔn)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(jié)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(yīng)的橫向應(yīng)變遠(yuǎn)大于縱向應(yīng)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(dǎo)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(biāo)準(zhǔn)差為0，變異系數(shù)為1.0%?？梢钥闯霾捎肕ander的計算模型可較為準(zhǔn)確地計算圓鋼管約束陶粒混凝土短柱的軸壓承載力，計算結(jié)果較為保守。

4 結(jié) 論

本文對鋼管約束陶粒混凝土短柱的單軸受壓力學(xué)性能進(jìn)行了試驗研究和理論分析，并采用Mander模型對承載力進(jìn)行計算，計算值與試驗值擬合較好。主要結(jié)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?；炷炼讨哂辛己玫乃苄?，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(qiáng)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(yīng)變與縱向應(yīng)變較為接近。相同荷載水平下，徑厚比越小，應(yīng)變水平越低。當(dāng)D/t≤19時，提高鋼管屈服強(qiáng)度，鋼管與混凝土間填充薄膜均可降低鋼管應(yīng)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(qiáng)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?；炷炼讨S壓極限承載力計算公式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。