赵福超， 马 坤， 蔡少熳， 韩 冰， 向天宇

(1. 西华大学 土木建筑与环境学院， 四川 成都 610039； 2. 贵州省交通规划勘察设计研究院， 贵州 贵阳 550025； 3. 北京交通大学 土木工程学院， 北京 100044 )

作为传统建筑材料，全世界每年约生产数十亿吨混凝土，由于天然骨料的大量开采，对生态环境造成了严重的影响和破坏[1]。使用人造轻骨料部分取代天然粗骨料配制而成的复合骨料混凝土(又称次轻混凝土)具有绿色环保的特性。复合骨料混凝土结合了普通骨料致密、高强与弹性模量高，以及轻骨料轻质、 “内养护”机制和界面锚固良好等优点。当天然骨料与轻骨料配合比例恰当时，能配制得到力学性能优异的混凝土[2～8]。前期研究还发现，随着轻骨料取代率的增加，复合骨料混凝土轴向受压时的横向峰值应变较纵向峰值应变的增加更为显著，也即横向膨胀效应更为明显[8]。因而可以预测，利用复合骨料混凝土横向膨胀效应大的特性，将其用于钢管混凝土结构可获得较强的套箍应力，从而提高结构的轴压承载能力。然而，在已有的研究工作中，尚无关于复合骨料混凝土在钢管混凝土结构中应用的研究。本文采用试验手段，研究在不同轻骨料取代率和不同钢管壁厚的情况下，钢管复合骨料混凝土短柱的轴压承载力问题。

1 试验研究

1.1 试件概况

影响钢管复合骨料混凝土短柱轴压承载力的因素很多，例如：材料强度、套箍系数及长径比等。一般而言，钢管壁厚越大，对核心混凝土的套箍效应越强。同时，由于轻骨料的掺加比例不一样，混凝土的强度以及泊松效应也会发生改变。在其它试验参数保持不变的情况下，本文共进行了4种不同轻骨料体积取代率和3种不同钢管壁厚共12根圆钢管复合骨料混凝土短柱试件的轴压试验。主要分析了轻骨料体积取代率与钢管壁厚对钢管混凝土短柱轴压承载能力的影响程度。其中，试件的截面直径D为140 mm，试件长度L为300 mm，长径比为2.14，钢管壁厚t分别为3，5，6 mm。钢材材料性能通过万能试验机拉伸试验确定。其中，3 mm壁厚钢管屈服强度fy为298 MPa；5和6 mm壁厚钢管对应fy为315 MPa。钢管弹性模量Es为2.05×105MPa。

核心混凝土配制采用42.5级普通硅酸盐水泥，以机制砂为细骨料，粒径为5～20 mm的碎石作为天然粗骨料，使用减水效率为25%的高效减水剂，人造轻骨料采用粒径5～20 mm、筒压强度8.5 MPa且吸水率为5%的页岩陶粒。轻骨料在使用前需进行12 h预湿，且晾至表面干。以普通混凝土配合比为基准，并按照0%，20%，40%和60%的轻骨料体积取代率配制复合骨料混凝土，配合比如表1所示。混凝土立方体抗压强度fcu由28 d龄期的150 mm×150 mm×150 mm 立方体试件测定，轴心抗压强度fc和对应的平均纵向、横向峰值应变通过同龄期的150 mm×150 mm×300 mm棱柱体试件测得，基本力学性能如表2所示。

表1 混凝土配合比 kg/m3

注：编号C-0代表普通混凝土，C-20，C-40和C-60分别代表轻骨料取代率为20%，40%和60%的复合骨料混凝土

表2 混凝土基本力学性能

灌注混凝土前，先将圆钢管的一端安放在盖板上，在周围涂抹一层砂浆以防止渗浆现象发生。在钢管内部灌注混凝土，使用振捣棒振捣密实后，将混凝土表面与钢管顶端端面抹平。室内自然养护28 d后进行轴压试验。本文试件的主要试验参数详见表3。

表3 试验结果

注：试件号CFT-m-n中m的取值0，20，40和60分别表示填充核心混凝土的编号为C-0，C-20，C-40和C-60，n为3，5，6，分别代表钢管壁厚为3，5，6 mm；Ac和As分别为核心混凝土与钢管截面面积；Nue为实测极限荷载；fcc=(Nue-fyAs)/Ac

1.2 加载装置与试验方法

试验装置采用YAW-2000型压力试验机。试验正式加载前需进行预加载，正式加载采用分级加载模式，在试件达到70%预估极限荷载前，每级施加荷载相当于预期极限荷载的1/10～1/15，试件接近极限荷载时，分级加载级差减小为预期荷载的1/20～1/25，并缓慢加载直至试件破坏。试件中部设置3片纵向应变片测量钢管表面的应变，其测点布置如图1所示。

图1 应变测点布置

2 主要试验结果与分析

2.1 破坏形态

大量试验结果表明，钢管混凝土轴压荷载-应变关系曲线有的出现下降段，而对于具有较高钢材屈服强度的试件则不出现明显的下降段[9]。如何确定此类试件的承载力存在一定困难，本文结合文献[10]的结果，将轴压应变近似为3000 με时对应荷载定义为轴压极限荷载。

图2为部分钢管复合骨料混凝土的轴压荷载-应变关系实测曲线，可以看到，试件的荷载-应变关系曲线在加载初始阶段基本表现为线弹性，当轴压荷载接近极限荷载时，钢材屈服，混凝土逐步压溃，试件荷载-应变关系曲线呈现明显的塑性流动。

图2 钢管复合骨料混凝土轴压荷载-应变关系曲线

随着轴压荷载的不断增加，钢管壁逐渐出现吕德尔斯剪切滑移线。最终滑移线布满整个管壁，钢管壁发生剪切破坏，丧失对核心混凝土的套箍约束作用。部分破坏试件可观察到核心混凝土端面高于钢管端面1 mm左右，分析其原因在于，卸载后钢管环向的弹性回缩造成其内部核心混凝土被挤出，典型破坏形态如图3所示。

图3 钢管复合骨料混凝土典型破坏形态

2.2 轴压承载能力

表3给出了各试件的轴压承载能力试验值Nue与扣除钢管承载力后计算得到的核心复合骨料混凝土强度fcc。分析比较Nue发现，相同轻骨料取代率的情况下，随着钢管壁厚的增加，钢管复合骨料混凝土短柱试件的极限荷载呈上升趋势；在相同钢管壁厚的情况下，轻骨料取代率为20%和40%时，试件的承载能力与普通钢管混凝土基本相当，而60%取代率对应的钢管复合骨料混凝土试件承载能力则普遍高于普通钢管混凝土。由表2中混凝土基本力学性能可知，轻骨料取代率为20%和40%时，混凝土的轴心抗压强度分别较普通混凝土下降了16%和11%；60%取代率下，复合骨料混凝土轴心抗压强度与普通混凝土基本相当。同时，由表3可以发现，混凝土的轴向与横向峰值应变随着轻骨料取代率的增加均有提升，且横向峰值点应变的提高更为明显。C-60的轴向与横向峰值应变分别较C-0提高了8%和75%，因而钢管能对高轻骨料取代率混凝土产生更大的套箍约束作用。综合上述分析，钢管复合骨料混凝土的轴压承载能力将同时受到混凝土轴压强度的改变以及套箍应力变化两方面因素的共同影响。在合理的轻骨料取代率下，钢管复合骨料混凝土的轴压承载能力将不低于普通钢管混凝土。

为进一步分析上述耦合作用的影响，图4对比了各轻骨料取代率对于核心混凝土强度的影响，其中实线表示核心混凝土轴心抗压强度fcc，虚线代表强度提高比例fcc/fc。可以发现，钢管壁厚t为3 和5 mm时，轻骨料取代率为0%，20%和40%的试件fcc基本相当；60%取代率下，对应试件fcc呈现出明显提升。随着轻骨料取代率的提高，强度提高比例fcc/fc总体呈现出上升的趋势。高取代率混凝土强度提高比例较大的结果表明，复合骨料混凝土显著的泊松效应能使得核心混凝土受到钢管约束形成的三向应力状态得到加强，核心混凝土强度将得到更充分的发展，这在很大程度上抵消并改善了使用轻骨料导致混凝土抗压强度降低的不利影响。由于20%取代率下复合骨料混凝土的轴压强度最低，因此其受钢管约束的核心混凝土强度提高比例最为明显。

图4 轻骨料取代率对核心混凝土强度的影响

同时，由图4可观察到t=6 mm钢管复合骨料混凝土试件的结果与t=3和5 mm试件结果存在较大差异，可以推断，钢管径厚比(D/t)对套箍应力frp的影响并非呈线性关系。基于文献[11，12]提出的普通钢管混凝土的fcc及frp预测经验公式，计算得到了本试验试件套箍应力，并在图5给出了frp/fy与D/t关系曲线的对比结果。从图5可以看出，frp/fy与D/t关系曲线有一个明显的拐点，当D/t大于某一值时，frp/fy随D/t的变化不甚明显，意味着在这一范围内，钢管壁厚的改变对套箍应力的影响较小。当钢管壁厚较厚时，随着钢管壁厚的增加，frp/fy的值急剧增加。本文的试验结果表明，在钢管复合骨料混凝土中，套箍应力的变化也存在同样的机理。

图5 钢管混凝土frp/fy- D/t关系曲线

3 钢管复合骨料混凝土短柱轴压承载能力计算方法

采用文献[13]提出的圆钢管约束下混凝土应力-应变关系模型，并充分考虑轻骨料取代率的影响，本文提出的钢管复合骨料混凝土轴压短柱承载能力Nuc计算公式为：

Nuc=fccAc+fyAs

(1)

其中，受钢管约束核心复合骨料混凝土的强度fcc为：

(2)

式中：ξ为套箍系数[14]，

ξ=Asfy/(Acfc)

(3)

k为考虑复合骨料混凝土泊松效应的套箍应力加强系数，由本文试验结果拟合得，

k=1.003+1.715v-1.125v2

(4)

其中，v为轻骨料体积取代率(以小数表示)。

分别采用本文提出的计算公式、GB 50936-2014《钢管混凝土结构技术规范》[14]、福建省DBJ/T13-51-2010《钢管混凝土结构技术规程》[15]和美国混凝土协会ACI 318-14规范[16]计算钢管复合骨料混凝土短柱轴压承载能力，并进行对比分析。

GB 50936-2014建议的圆钢管混凝土承载能力NGB计算公式为

NGB=fscAsc

(5)

fsc=[1.212+Bξ+Cξ2]fc

(6)

式中：fsc为钢管混凝土组合强度；Asc为钢管混凝土截面面积；B=0.176fy/213+0.974；C=-0.104fc÷14.4+0.031。

DBJ/T13-51-2010建议的圆钢管混凝土承载能力NDBJ计算公式与公式(5)相似，区别在于钢管混凝土组合强度的取值不同，其具体表达式为

NDBJ=fsc(As+Ac)

(7)

其中，fsc=fc(1.14+1.02ξ)。

美国设计规范ACI 318-14中关于钢管混凝土承载能力NACI计算公式表达式为

NACI=Asfy+0.85Acfc

(8)

各承载能力公式计算结果与试验值对比见表4。结果表明，对于钢管复合骨料混凝土轴压短柱，现有规范的承载能力计算结果普遍小于试验值，分析原因为其均未充分考虑到复合骨料混凝土泊松效应较大的有利影响。其中，ACI规范忽略了钢管与核心混凝土之间的相互作用，因此对试件承载能力的预测最为保守[17]。采用本文公式计算的承载力结果Nuc与试验结果Nue比值的平均值和均方差分别为1.006和0.047，可较好地预测钢管复合骨料混凝土短柱的轴压承载能力。

表4 承载能力实测值与计算值对比

4 结 论

本文通过试验研究了不同轻骨料取代率和钢管壁厚对钢管复合骨料混凝土短柱轴压承载能力的影响，研究发现：

在相同壁厚不同轻骨料取代率下，其轴压承载能力受混凝土轴压强度的改变以及套箍应力增强两方面因素的耦合影响。在合适的轻骨料取代率下，钢管复合骨料混凝土短柱的轴压承载能力将高于普通钢管混凝土。与普通钢管混凝土类似，在钢管复合骨料混凝土中，当径厚比超过某一临界值后，套箍应力将急剧增加。现有钢管混凝土结构设计规范在计算钢管复合骨料混凝土承载力时具有局限性，在充分考虑复合骨料混凝土泊松效应的影响下，本文提出了钢管复合骨料混凝土短柱轴压承载能力实用计算公式，计算结果与试验值吻合良好。