方鋼管自密實鐵尾礦混凝土短柱偏壓力學性能

王元熙，杜喜凱，劉京紅

(1.河北農業大學 城鄉建設學院，河北 保定 071001；2.天津城建大學 土木工程學院，天津 300384)

近年來，中國經濟處于高速發展階段，粗獷型的經濟發展模式導致大量的礦山被超負荷開采，大量的廢石和尾礦等礦山廢棄物被丟棄，其中，鐵尾礦量高達十幾億噸，占全部尾礦堆存總量的近1/3[1].將鐵尾礦石作為混凝土粗骨料，把具有一定細度的鐵尾礦粉作為礦物摻和料應用于混凝土中，既能緩解中國大部分地區

混凝土礦物摻和料供應緊張的局面，還能解決廢棄鐵尾礦石占用土地資源、污染環境的問題[2].將自密實鐵尾礦混凝土放在鋼管中，能夠利用自密實混凝土優越的工作性能，有效避免混凝土灌注時出現的澆筑質量問題[3-5]，保證鋼管與核心混凝土的相互作用.

中國關于鋼管混凝土的研究取得了一定的成果[6-9]，但對于鋼管自密實鐵尾礦混凝土的研究較少.本文在固定粉煤灰質量濃度30%的基礎上，以鐵尾礦粉替代粉煤灰的不同替代率、含鋼率、偏心距作為變量，進行方鋼管自密實鐵尾礦混凝土短柱偏壓試驗.

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

試驗共設計制作了10根方鋼管自密實鐵尾礦混凝土短柱，高寬比為3，以鐵尾礦粉替代率(0%、50%、100%)、含鋼率(12%、17%、22%)、偏心距(20 mm、40 mm)作為3個主要影響因素，采用單一變量法進行試件設計.鋼管上下2端焊接邊長160 mm、厚度10 mm方形鋼板，以保證核心混凝土與鋼管的共同作用，詳細參數如表1所示.表1中，編號E1、E2分別表示偏心距20 mm和40 mm；R1、R2和R3分別表示鐵尾礦粉替代率為0%、50%和100%；T1、T2和T3分別表示鋼管壁厚為2.78、3.80和4.73 mm.

表1 試件參數及試驗數據Tab.1 Specimen parameters and test data

1.2 試件材料性能

鋼材選用Q235直縫焊接方鋼管,鋼材的材料性能按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗:第1部分:室溫試驗方法》及GB/T 22315—2008《金屬材料彈性模量試驗方法》的規定進行測定，結果見表2.

表2 鋼材的力學參數Tab.2 Mechanical parameters of steel

混凝土配置選用材料為普通硅酸鹽水泥(P·O42.5)、天然河砂、普通自來水、粗骨料(河北遷安尾礦進行篩分清洗而成的5～20 mm連續級配的鐵尾礦石)、摻合料(Ⅱ級粉煤灰和經粉磨后比表面積為750 m2/kg的河北遷安尾礦的鐵尾礦粉)和聚羧酸高效減水劑.

為提高鐵尾礦粉利用率，系統地分析不同鐵尾礦粉替代率對自密實鐵尾礦混凝土力學性能的影響.根據GB/T 1596—2005《用于水泥和混凝土中的粉煤灰》與規范YB/T 4561—2016《用于水泥和混凝土中的鐵尾礦粉》的規定，并參考史星祥[10]、張肖艷[11]、曾維等[12]的研究，將不同鐵尾礦粉替代率的水泥膠砂試件養護28 d的強度活性指數與規范對比，均達到規范要求.因此，最終確定鐵尾礦粉替代率為0%、50%、100%，強度活性指數詳細結果見表3. 鐵尾礦石力學性能指標按照GB/T 14685-2011《建筑用卵石和碎石》規范要求進行測定，各個指標符合規范要求，具體結果見表4.

表3 膠砂試件強度活性指數Tab.3 Strength activity index of mortar specimens

表4 鐵尾礦石性能指標Tab.4 Performance indicators of iron tailings

自密實鐵尾礦混凝土試配強度為C40，配合比參照JCJ/T 283—2012《自密實混凝土應用技術規程》，在標準條件下養護28 d的混凝土標準立方體試塊按照CB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》測其立方體抗壓強度.自密實鐵尾礦混凝土配合比與實測強度如表5所示.

表5 自密實鐵尾礦混凝土的配合比及實測強度Tab.5 Mix ratio and measured strength of self-compacting iron tailings concrete

1.3 加載方案和數據測量

本試驗在河北農業大學實驗室采用200 t壓力試驗機進行加載，加載現場如圖1a所示.試驗采用分級加載制度，每級荷載為試件預估承載力的1/10，當荷載到達試件預估承載力的90%時，采用位移控制加載，位移加載速度為1 mm/min.當試件無法繼續承載或荷載下降到極限承載力的85%時，認定試件破壞，試驗結束.

加載裝置示意圖與試件測點和應變片布置如圖1b與圖1c所示.在試件底端2個對角處設置2個電子位移計，測量試件軸向變形；在試件支座2端與試件1/2高度各設置2個電子位移計，測量試件跨中側向撓度.在試件無焊縫的3個面1/2高度處均勻布置縱橫3對電阻應變片，在試件側面1/2高度處四分點處再布置2個縱向應變片.

a.加載現場;b.加載裝置示意;c、d.應變測點布置.圖1 加載裝置及測點布置Fig.1 Loading device and measuring point layout

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象

加載初期試件未產生可見變形，當荷載加載到極限荷載的70%～80%時，試件基本穩定，外形無明顯變化；荷載接近極限荷載時，試件受壓側表面發生輕微鼓曲變形，所有試件側向彎曲變形增大；超過極限荷載之后，荷載開始緩慢下降，鋼管受壓側中上部鼓曲迅速增大，最終試件受拉側產生一定程度的彎曲變形.荷載在下降過程中，部分試件發出核心混凝土被壓碎的聲音.試件最終破壞形態見圖2.

圖2 試件破壞形態Fig.2 Specimen damage diagram

2.2 彎矩-曲率曲線

試件的彎矩-曲率計算公式為

M=N(e+ym)，

(1)

式中，M為彎矩，N為試件承載力，e為偏心距，ym為試件跨中撓度.

(2)

式中，θ為試件曲率,l為試件長度.

由試驗數據計算得到偏壓試件彎矩-曲率曲線如圖3所示，其變形情況大致可以分為3個階段：彈性階段、彈塑性階段、塑性階段.試件開始加載至試件承受的彎矩達到極限彎矩的70%～80%過程中，試件承受的彎矩與試件曲率呈線性關系，試件處于彈性階段；當試件承受的彎矩增加至極限彎矩過程中，試件承受的彎矩增加的速度變緩，而試件曲率增大速度較快，因此偏壓試件彎矩-曲率曲線的斜率逐漸變小，試件處于彈塑性階段；試件承受的彎矩達到極限彎矩之后，試件曲率迅速增大，而試件承受的彎矩逐漸下降，試件彎矩-曲率曲線的斜率逐漸趨于平緩，試件處于塑性階段.

由圖3a可知，含鋼率由12%增大到22%，極限彎矩對應的試件曲率增長幅度為5.1%～24.16%，塑性階段時85% 的極限彎矩對應的試件曲率增長幅度為8.8%～30.46%，說明含鋼率越大，試件曲率的增加幅度越大.由圖3b可知，在相同偏心距時試件彎矩-曲率曲線走向基本一致，說明鐵尾礦粉替代率對試件彎矩-曲率曲線影響不大.

其他影響因素固定時，偏心距增大，試件所受彎矩增大，試件在受壓側鋼管屈服之前變形增大，因此試件曲率增大，試件在彈性階段的彎矩-曲率曲線的斜率變小，試件的抗彎剛度下降.偏心距越大，試件在塑性階段其曲率增長越快，試件的橫向變形能力提高.

a.不同含鋼率及偏心距;b.不同替代率及偏心距.圖3 彎矩-曲率曲線Fig.3 Load-span mid-lateral displacement

2.3 荷載-應變曲線

部分試件荷載-應變曲線如圖4所示，ε為應變.由圖4整體分析可知，隨著荷載的增加，測點6數值增幅很小，應變值基本不變，測點7、8應變值一直在增大，說明鋼管跨中截面上受壓區對核心自密實鐵尾礦混凝土約束效應明顯，由受壓區到受拉區鋼管對核心自密實鐵尾礦混凝土約束效應逐漸減小.

由圖4d、e、f可知，當鐵尾礦粉替代率增大時，應變增加速度與極限荷載對應的試件受壓側縱向應變增大.在偏心距為20 mm時，鐵尾礦粉替代率為50%、100%的試件的極限壓應變比鐵尾礦粉替代率為0%時的試件極限壓應變增加了12.2 %～24.7 %；在偏心距為40 mm時，鐵尾礦粉替代率為50%、100%的試件的極限壓應變比鐵尾礦粉替代率為0%時的試件極限壓應變增加了12.9%～21.7%.因此可以看出隨著鐵尾礦粉替代率的增加，試件的極限壓應變呈增大趨勢.

a.E1-R3-T1;b.E1-R3-T2;c.E1-R3-T3;d.E2-R1-T2;e.E2-R2-T2;f.E2-R3-T2.圖4 荷載-應變曲線Fig.4 Load-strain curve

2.4 延性與剛度退化

試件的延性大小由文獻[13]中的曲率延性系數μ來表示，

(3)

式中，Φu為極限曲率值,Φy為屈服曲率值.

偏壓試件彎矩-曲率曲線的屈服點沒有明顯界限，所以屈服曲率值Φy按照“通用屈服彎矩法”來計算，極限曲率值Φu取下降到極限彎矩的85%時對應的曲率值.

試件的抗彎剛度K由彈性階段的彎矩-曲率曲線的斜率來確定，

(4)

式中，M為試件承受彎矩值,θ為試件曲率值.

為了直觀分析各影響因素對試件延性的影響規律，將表1中延性系數繪制成圖5.由圖5a可以看出，在其他變量一定的情況下，含鋼率由12%增大到22%，試件的延性系數增大幅度為25.8%～49.9%，說明含鋼率對延性系數影響顯著.由圖5b可以看出，隨著鐵尾礦粉替代率的增大，試件的延性系數呈增大趨勢，核心自密實鐵尾礦混凝土的強度隨著鐵尾礦粉替代率的提高而逐漸降低是試件延性系數增大的原因.但是，鐵尾礦粉替代率由0增大到100%，試件的延性系數增大幅度僅為4.4%～8.9%，說明鐵尾礦粉替代率對試件的延性系數影響不大.偏心距由20 mm增大到40 mm，試件的延性系數增大幅度為12.0%～25.8%，偏心距對試件的延性影響較大.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖5 參數對試件延性系數的影響Fig.5 Influence of parameters on the ductility coefficient of the test piece

將表1各試件的抗彎剛度繪制成圖6.由圖6a可以看出，當含鋼率由12%增大到22%，試件抗彎剛度提升幅度為14.1%～68.3%；由圖6b得知當鐵尾礦粉替代率由0%增大到100%，試件抗彎剛度下降幅度為3.8%～11.0%.含鋼率增大，鋼管的截面積增大、局部穩定的屈曲應力提高，同時試件套箍系數增大，鋼管與混凝土的相互作用增加，因此試件的抗彎剛度增大.核心混凝土強度隨鐵尾礦粉替代率提高而降低，因此試件抗彎剛度呈現下降趨勢，但是鐵尾礦粉替代率對試件抗彎剛度的影響并不顯著.從整體來看，試件抗彎剛度隨偏心距的增大而降低.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖6 參數對試件抗彎剛度的影響Fig.6 Influence of parameters on the bending stiffness of the test piece

2.5 承載力

2.5.1 試驗承載力分析

將表1各試件承載力繪制成圖7.由圖7a可以看出，試件承載力的提高與含鋼率的增大呈近似線性關系，當含鋼率由12%增大到22%，試件承載力提升幅度為42%～68%，說明含鋼率是影響試件承載力的主要因素.由圖7b可以看出，試件承載力隨著鐵尾礦粉替代率的增加而降低，但100%鐵尾礦粉替代率的試件的承載力與50%鐵尾礦粉替代率的試件承載力基本相等，這說明鐵尾礦粉替代率超出50%后對試件承載力的影響較小.隨著偏心距的增加，試件承載力下降明顯，下降幅度為21.2%～43.7%，這是偏心距增大試件承受的彎矩增大所致.

a.不同含鋼率;b.不同替代率.圖7 參數對試件承載力的影響Fig.7 Influence of various parameters on specimen bearing capacity

2.5.2 試件承載力對比分析

目前對鋼管混凝土承載力的計算分為疊加理論與統一理論，因此將鋼材與自密實鐵尾礦混凝土的基本力學性能數據代入到福建省工程建設標準DBJ13-51—2003 《鋼管混凝土結構技術規程》、GJB 4142—2000 《戰時軍港搶修早強型組合結構技術規程》、AISC 341—10 seismic provisions for structural steel buildings，BS 5400-4 steel,concrete and composite bridges與GB 50936—2014 《鋼管混凝土結構技術規范》的鋼管混凝土承載力計算公式中，并且與試件實際承載力Nu進行比較.

從表6可以看出，相對于其他規程、規范，試件的實際承載力與采用DBJ13-51—2003《鋼管混凝土結構技術規程》計算得到的承載力比值，其標準差(0.065)與變異系數(0.066)最小，說明計算結果離散程度小.因此，采用規程DBJ13-51—2003《鋼管混凝土結構技術規程》對方鋼管自密實鐵尾礦混凝土偏壓短柱的承載力進行計算較為適合.

表6 承載力試驗值與計算值對比分析

3 結論

本文通過方鋼管自密實鐵尾礦混凝土短柱的偏壓試驗，得出以下主要結論：

1)含鋼率由12%增大到17%和22%時，試件抗彎剛度提升幅度為14.1%～68.3%，影響顯著.提高鐵尾礦粉替代率，試件極限壓應變增加但試件抗彎剛度降低.

2)試件承載力隨鐵尾礦粉替代率的提高、偏心距的增大而降低；含鋼率由12%增大到22%，試件承載力最大提升68%.

3)試件延性系數隨著含鋼率的提高而增大；提高鐵尾礦粉替代率，試件的延性系數無明顯變化；偏心距增加，試件延性系數增大.

4)福建省工程建設地方標準DBJ13-51—2003 《鋼管混凝土結構技術規程》計算結果離散程度最小，因此推薦使用該規程對方鋼管自密實鐵尾礦混凝土偏壓短柱的承載力進行計算.