RPC-CFST組合柱軸壓性能試驗研究

張仁巍， 曾武華， 莊一舟， 鄧永新

(1. 三明學院 建筑工程學院， 福建 三明 365004; 2. 浙江工業(yè)大學 土木工程學院， 杭州 310023；3. 建研檢測集團有限公司， 福建 三明 365000)

鋼管混凝土(concrete-filled steel tube，CFST)組合柱是在鋼管中填充素混凝土而形成，且由鋼管與核心混凝土之間共同承擔外荷載作用，其具有承載能力強、塑性和韌性好等特點，目前在大跨度橋梁、單層和多層廠房柱、高層和超高層建筑等工程中得到廣泛應用[1-4]。此外，國內(nèi)外學者以截面形式、鋼管壁厚、套箍系數(shù)、長細比、偏心率和加載類型等參數(shù)對CFST組合柱開展了靜力和抗震試驗研究，深入探討了CFST組合柱的受力機理、破壞形態(tài)、套箍效應和荷載-撓度曲線、應力分布等，在試驗驗證的基礎上，進行了大量的數(shù)值建模分析，提出了CFST組合柱的軸壓、偏壓承載力實用算法和恢復力模型計算方法等[5-9]。

雖然CFST組合柱具有優(yōu)越的承載力、變形能力強等優(yōu)點，但目前仍然存在一些有待解決的問題：一方面是CFST組合柱因鋼管外露，鋼管易被腐蝕，造成組合柱的耐久性明顯降低[10-11]；另一方面是CFST組合柱在軸向荷載作用下，容易發(fā)生局部屈曲破壞，造成高性能鋼管難以發(fā)揮作用[12]；此外，當鋼管外部溫度超過一定值時，鋼管對核心混凝土的套箍效應明顯降低，導致組合柱的承載力迅速下降，實際工程中需要對其進行防腐和防火處理，特別是在大跨度橋梁，海洋環(huán)境腐蝕嚴重，造成后期維護成本高，存在諸多不可預見的風險[13]。因此，本文提出采用活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)外包鋼管混凝土柱，形成RPC-CFST組合柱。與CFST柱相比，RPC-CFST組合柱采用強度高、耐腐蝕和抗?jié)B能力強的RPC[14-15]，能顯著提高組合柱的承載力、耐久性和抗火性能等，從全壽命降低造價的角度，其優(yōu)勢明顯。然而，目前對RPC-CFST組合柱的軸壓性能研究鮮有報道，有必要對其開展軸壓試驗研究，深入分析該類組合柱的力學性能影響。

綜上分析，本文以RPC厚度、長細比為參數(shù)，對RPC-CFST組合柱開展軸壓性能試驗研究，分析RPC-CFST組合柱的受力全過程、荷載-軸向位移曲線、緊箍效應和極限承載力等。借助ABAQUS有限元軟件，建立經(jīng)試驗驗證的有限元模型，同時拓展參數(shù)分析。在試驗研究和有限元分析的基礎上，結合鋼管混凝土結構技術規(guī)范和規(guī)程，提出RPC-CFST組合柱的實用算法，研究成果對該類組合柱的推廣應用具有重要的指導意義。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

為研究RPC-CFST組合柱的軸壓性能，以RPC厚度、長細比為主要變量，共設計了5根RPC-CFST組合柱，具體如表1所示。各試件的外徑和鋼管厚度分別為180 mm，4 mm，表1中CFST-0-3試件編號的含義為：“CFST”為對照組的鋼管混凝土；“0”為RPC厚度為0；“3”為試件的高度為300 mm。同理，RPC-10-3試件編號的含義為：“RPC”為RPC-CFST組合柱的外層RPC；“10”為RPC厚度為10 mm；“3”為試件的高度為300 mm，其余試件的編號以此類推，試件的截面形式及尺寸如圖1所示。

表1 試件設計參數(shù)

(a) CFST-0-3

1.2 材料參數(shù)

組合柱的鋼管采用型號為Q235的鋼材，依據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗》[16]的試驗方法，實測得到鋼材屈服強度為307.6 MPa，極限強度為442.8 MPa，彈性模量為195.0 GPa，泊松比為0.3。鋼管內(nèi)部混凝土的配合比，如表2所示，RPC配合比(其中鋼纖維的體積摻量為1%)如表3所示。依據(jù)GB/T 50081—2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》[17]和GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》標準[18]分別測得C30和RPC的材料性能，如表4所示。

表2 C30配合比

表3 RPC配合比

1.3 試驗加載與測點布置

試驗采用5 000 kN的微機控制電液伺服萬能壓力機進行加載，具體如圖2(a)所示。正式加載前先進行預加載，即施加預估極限承載力的10%，目的在于檢測試驗設備是否正常工作和判斷試件是否處于偏心受壓情況。此后進入正式加載，試驗采用分級加載，每級達到預估極限承載力的10%時停止35 s，便于觀察試驗現(xiàn)象和檢測數(shù)據(jù)；當荷載達到預估極限承載力的80%后，采用位移控制的加載方式，加載速度為0.15mm/min，直到荷載降低至極限承載力的70%左右，停止試驗。澆筑外層RPC時，提前在鋼管外表面的中部4個側面上粘貼應變測點。在試驗加載前，沿著RPC-CFST組合柱的4個側面布置混凝土應變測點，正式加載時在試件的兩側布置兩個位移計，具體如圖2(a)、圖2(b)所示。

表4 混凝土材料性能

(a) 試驗加載實景

2 試驗結果與分析

2.1 破壞過程與形態(tài)

RPC-CFST組合柱的破壞過程較為相似，受力過程如下：在加載初期，因軸向壓力較小，RPC、鋼管和內(nèi)部混凝土之間協(xié)調工作，組合柱未見明顯變化；隨著軸向壓力的不斷增大，RPC-CFST組合柱內(nèi)部的鋼纖維被拉斷而發(fā)出響聲；當荷載達到極限承載力的75%時，組合柱在最薄弱位置開始出現(xiàn)細小裂縫，伴隨著RPC小碎塊地掉落，且響聲不斷增多；隨著軸向壓力的持續(xù)增加，鋼管開始屈服，組合柱的豎向裂縫不斷沿著兩端發(fā)展，并造成RPC應變片出現(xiàn)斷裂，而RPC小碎塊掉落的越來越多；當荷載達到極限承載力時，因內(nèi)部混凝土出現(xiàn)體積膨脹，鋼管開始出現(xiàn)鼓曲，外層RPC因鋼纖維大面積被拉斷而發(fā)生大響聲，外層RPC隨即出現(xiàn)一條較大的豎向裂縫；此后，組合柱的軸向壓力主要由CFST承擔，外層RPC主要承擔環(huán)向作用力；當荷載下降至極限承載力的70%時，停止加載。各試件的最終破壞形態(tài)，如圖3所示。

(a) CFST-0-3

(d) RPC-10-6

2.2 荷載-軸向位移曲線

各試件的荷載-位移曲線，如圖4所示。由圖4(a)可知：在加載初期，各試件處于彈性階段，荷載-位移曲線基本呈現(xiàn)線性關系；當荷載達到極限承載力的75%時，外層RPC開始出現(xiàn)細小裂縫，與CFST-0-3試件相比，RPC-CFST組合柱更早進入彈塑性階段，但二者在下降階段的曲線基本重合；結合表5可知，在相同截面下，當鋼管混凝土外層采用10 mm的RPC時，組合柱的極限承載力僅提高1.42%，提升幅度小，但從材料的使用上看，組合柱的耐久性顯著提高；此外，將外層RPC從10 mm增大至20 mm，組合柱的極限承載力提高了4.67%，從荷載-軸向位移曲線可以看出，RPC-20-3試件的剛度明顯提升，但彈塑性階段不明顯，試件在達到極限承載力后，荷載-軸向位移曲線出現(xiàn)急劇下降的趨勢，且延性降低，分析原因可知，因RPC厚度增大，鋼纖維含量提高，外層RPC能夠承擔的軸向壓力增強，使得組合柱的剛度提升，但RPC屬于脆性材料，當外層RPC開始出現(xiàn)裂縫后，易造成局部范圍內(nèi)的鋼纖維被群體拉斷，從而出現(xiàn)較寬的裂縫(見圖3中的豎向裂縫)，即荷載-軸向位移曲線出現(xiàn)較明顯的陡降現(xiàn)象，所以工程中應當嚴格控制外層RPC厚度。

由圖4(b)可知：不同長細比的RPC-CFST組合柱均有彈性階段、彈塑性階段和下降階段；因軸向壓力小，在彈性階段RPC-CFST組合柱的荷載-軸向位移曲線基本呈線性變化，但隨著長細比的增加，彈性剛度逐漸降低，是因長細比越大，組合柱試件重心越高，試件更易發(fā)生縱向彎曲，即整體性能下降；在彈塑性階段，因外層RPC的裂縫不斷出現(xiàn)，曲線開始出現(xiàn)波動，當RPC內(nèi)部鋼纖維被群體扯斷時，組合柱達到極限狀態(tài)，荷載開始降低；在下降階段，由于RPC受損，僅依靠CFST承擔軸向力，荷載緩慢降低，即曲線較為平緩；結合表5可知，當長細比從3.3增加至13.3時，組合柱的極限承載力降低了11.48%。

(a) 不同RPC厚度的荷載-軸向位移曲線

(b) 不同長細比的荷載-軸向位移曲線

表5 試驗結果

2.3 荷載-環(huán)向應變曲線

不同RPC厚度和長細比的荷載-環(huán)向應變曲線，如圖5所示。圖5中應變?nèi)「髟嚰摴苤胁拷孛?個測點的平均值。由圖5可知：試件在加載前期，曲線基本重合，即試件處于彈性狀態(tài)；隨著軸向壓力的不斷增大，曲線斜率不斷降低，即試件進入彈塑性階段，RPC、鋼管和內(nèi)部混凝土之間的相互作用明顯增強，應變快速增長；最終因鋼管內(nèi)部混凝土受到擠壓，體積不斷膨脹，鋼管開始出現(xiàn)鼓曲，外層RPC內(nèi)的鋼纖維不斷被拉斷而出現(xiàn)裂縫，組合柱達到極限承載力；在下降階段，曲線的斜率基本不變。

(a) 不同RPC厚度

(b) 不同長細比

2.4 套箍效應分析

為研究外部RPC是否對CFST起到套箍效應，取材料泊松比為研究對象，即中截面RPC環(huán)向應變和豎向應變的比值(取絕對值)，RPC泊松比為0.19，當材料泊松比超過0.19時，即認為外部RPC對CFST起到套箍效應。試驗測得的荷載-泊松比曲線，如圖6所示。

圖6 荷載-泊松比曲線

由圖6可知：在加載初期，各試件的材料泊松比均小于0.19，說明外層RPC未對CFST起到套箍效應；隨著軸向壓力不斷增大，各試件的材料泊松比明顯提高；當外層RPC從10 mm(RPC-10-3)增大至20 mm(RPC-20-3)時，外層RPC對CFST起到的套箍效應更遲，是因為提高RPC厚度，RPC-CFST組合柱的剛度提升，即外層RPC能夠承擔更多荷載，因此外層RPC對CFST柱起到的套箍效應越遲。由圖6還可知，隨著長細比從3.3(RPC-10-3)增大至13.2(RPC-10-12)，外層RPC對CFST起到的套箍效應出現(xiàn)的更早，原因在于提高組合柱長細比，使得結構剛度降低，試件更早進入彈塑性階段，即外層RPC更早對CFST柱起到套箍效應。

3 有限元分析

因試驗參數(shù)有限，為進一步分析不同參數(shù)對RPC-CFST組合柱受力性能的影響規(guī)律，本文在試驗研究的基礎上，采用ABAQUS軟件程序建立有限元模型，同時開展參數(shù)分析。

3.1 有限元建模簡介

采用ABAQUS軟件建立RPC-CFST組合柱的有限元模型，模型包括三部分：即外層RPC、鋼管和核心混凝土。有限元模型如圖7所示。外層RPC和核心混凝土均采用八節(jié)點三維實體減縮積分單元(C3D8R)，對于鋼管，研究者們有采用殼單元(C3D4)，也有采用八節(jié)點三維實體減縮積分單元(C3D8R)，而采用殼單元經(jīng)常會出現(xiàn)不收斂和網(wǎng)格不易劃分等問題，因此本文采用C3D8R單元來模擬鋼管，即計算過程更高效和易收斂[19]。

RPC受壓、受拉應力-應變本構關系采用文獻[20]和文獻[21]的研究，其中材料參數(shù)選用實測值(見表4)；鋼管應力-應變關系采用材性試驗值；核心混凝土本構關系采用文獻[22]提出的關系式。外層RPC與鋼管之間采用surface to surface contact，即有法向和切向兩個方向，法向方向采用硬接觸，切向方向采用庫倫摩擦模型[23]，摩擦因數(shù)取0.28；鋼管與核心混凝土之間同樣采用surface to surface contact，摩擦因數(shù)取0.5[24]。各試件的網(wǎng)格大小均為20 mm，完全約束組合柱的底端自由度，組合柱頂端的兩個方向不施加約束，僅在組合柱頂端施加軸向壓力。

(a) 標準模型

3.2 有限元模型驗證

對6根試驗試件開展了數(shù)值建模分析，有限元計算得出的荷載-軸向位移曲線與試驗曲線對比，如圖8所示。由圖8可知，有限元計算曲線在彈性段、彈塑性階段和下降段均吻合良好。

(a)CFST-0-3

(d) RPC-10-6

有限元計算值與試驗值的對比，如表6所示。由表6可知，有限元計算的極限承載力與試驗值之比的平均值為1.010，均方差為0.009，說明采用本文建模方法能夠準確分析RPC-CFST組合柱的軸壓受力性能，可用于后期有限元參數(shù)計算。

表6 有限元計算值與試驗值對比

3.3 參數(shù)拓展分析

借助有限元軟件計算了徑厚比、RPC強度、含鋼率、混凝土強度、鋼管強度等級和套箍系數(shù)等參數(shù)對RPC-CFST組合柱的軸壓性能影響，其荷載-軸向位移曲線如圖9所示。

(a) 徑厚比

(c)含鋼率

(e) 鋼管強度等級

(g) 長細比

3.3.1 徑厚比

圖9(a)為組合柱不同徑厚比(R/T)的荷載-軸向位移曲線。由圖9(a)可知：隨著徑厚比降低，組合柱在彈性剛度段基本重合，極限承載力明顯提高；因UHPC(ultra-high performance concrete)厚度增加，其脆性特征更為凸出，下降段斜率明顯增大，即延性降低，因此實際工程中建議徑厚比取6～18。

3.3.2 RPC強度

圖9(b)為組合柱不同RPC強度的荷載-軸向位移曲線。由圖9(b)可知，不同RPC強度的荷載-軸向位移曲線之間較為接近，當RPC強度從100 MPa提升至140 MPa時，極限承載力僅提高了5.8%，彈性剛度和下降段曲率變化不顯著。綜合考慮，實際工程中RPC強度根據(jù)需求即可。

3.3.3 含鋼率

圖9(c)為組合柱不同含鋼率的荷載-軸向位移曲線。由圖9(c)可知，當鋼管厚度從2 mm增大至10 mm(含鋼率從3.9%增大至18.5%)時，組合柱的彈性剛度、極限承載力和延性性能隨著含鋼率的提升而逐漸提高，含鋼率的增加意味著鋼管截面抗壓剛度得到提升，其能抵抗變形的能力增強，但考慮經(jīng)濟性等因素，建議工程中含鋼率取3.9%～11.4%。

3.3.4 混凝土強度

圖9(d)為組合柱不同混凝土強度的荷載-軸向位移曲線。由圖9(d)可知：隨著混凝土抗壓強度的增加，組合柱的彈性剛度變化不顯著，但極限承載力不斷均勻提升；高強度混凝土試件往往延性差，但從曲線可以看出，該組合柱的延性并未降低，原因在于外部RPC和鋼管對內(nèi)部混凝土起到套箍效應，提升了內(nèi)部混凝土的延性，實際工程中建議混凝土強度等級取為C30～C50。

3.3.5 鋼管強度等級

圖9(e)為組合柱不同鋼管強度等級的荷載-軸向位移曲線。由圖9(e)可知，增強鋼管強度等級對其彈性剛度影響不大，而極限承載力顯著提高，即增強鋼管強度等級時，其對核心混凝土的套箍作用更強，與外層RPC強度的匹配度更高，使得組合柱的整體性能好，但延性變化不明顯，因此實際工程中建議采用Q235～Q345。

3.3.6 套箍系數(shù)

鋼管套箍系數(shù)反映組成鋼管混凝土截面的鋼材和核心混凝土的幾何特性和物理特征影響，用ζ表示，即套箍系數(shù)越大，鋼材所占比重越大，鋼管可對核心混凝土提供足夠的約束作用，計算公式見式(1)。

ζ=Asfy/Acfc

(1)

式中：As為組合柱鋼管截面面積；Ac為組合柱內(nèi)部混凝土截面面積；fy為鋼管屈服強度；fc為混凝土抗壓強度。

圖9(f)為組合柱不同套箍系數(shù)的荷載-軸向位移曲線。由圖9(f)可知，當套箍系數(shù)從0.300增大至2.849時，組合柱的彈性剛度和極限承載力均先增大后降低，當套箍系數(shù)超過一定值時，其對組合柱的套箍效應逐漸降低，因此工程中建議該類組合柱的套箍系數(shù)取0.875～1.850。

3.3.7 長細比

圖9(g)為組合柱不同長細比的荷載-軸向位移曲線。由圖9(g)可知：隨著長細比的增加，組合柱的彈性剛度和極限承載力明顯降低，即穩(wěn)定性能不斷下降；當長細比小于6時，曲線波動不明顯；當長細比大于16時，組合柱的彈性剛度和極限承載力的下降幅度明顯增大，且延性降低，因此實際工程中建議長細比取6～16。

4 承載力計算模型

RPC-CFST組合柱屬于一種新型組合柱，目前對其承載力計算公式未有明確計算模型，因此有必要對該類組合柱的承載力計算方法進行探討分析。

從有限元分析并結合試驗結果可知，當RPC-CFST組合柱達到極限承載力時，鋼管出現(xiàn)屈服的現(xiàn)象均發(fā)生在組合柱達到極限承載力前，但鋼管仍然受到軸向荷載且套箍效應逐漸凸顯，而外層RPC與CFST之間的接觸應力較小，相互作用不明顯，因此可以采用簡單疊加法計算外層RPC與CFST之間的承載力，計算公式如下

Nu=Nrpc+βNcfst

(2)

Nrpc=Arpcfrpc

(3)

式中：Nu為組合柱的極限承載力；Nrpc為外部RPC承擔的承載力；Ncfst為鋼管混凝土承擔的承載力，因外層RPC與組合柱之間未能同步達到極限承載力，因此在Ncfst前乘上折減系數(shù)β；frpc為RPC的軸心抗壓強度；Arpc為RPC截面面積。

根據(jù)GB 50936—2014《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》[25]的單肢鋼管混凝土柱在單一受力狀態(tài)下的承載力計算方法可知，內(nèi)部鋼管混凝土的承載力Ncfst計算公式如下

Ncfst=Acfstfcfst

(4)

fcfst=(1.212+Bζ+Cζ2)fc

(5)

α=As/Ac

(6)

ζ=αfy/fc

(7)

式中：Acfst為鋼管混凝土截面面積；fcfst為鋼管混凝土抗壓強度設計值，MPa；α為鋼管混凝土試件的含鋼率；B，C為截面形狀對套箍效應的影響系數(shù)，當截面為圓形時，B，C影響系數(shù)的計算公式為

B=0.176f/213+0.974

(8)

C=-0.104fc/14.4+0.031

(9)

式中，f為鋼管抗壓強度設計值。通過有限元參數(shù)分析計算出的28根RPC-CFST組合柱極限承載力，可以得出每根試件CFST承載力的折減系數(shù)β，如表7所示。由表7可知，折減系數(shù)基本在1附近波動，因此偏安全取0.98，則RPC-CFST組合柱的極限承載力計算公式為

Nu=Nrpc+0.98Ncfst

(10)

此外，實際工程中還應考慮長細比對RPC-CFST組合柱極限承載力的影響。借鑒CECS 28—2012《鋼管混凝土結構技術規(guī)程》[26]中的鋼管混凝土柱考慮長細比影響的承載力穩(wěn)定系數(shù)φl，其計算公式為

當H/R>4時

(11)

當H/R≤4時

φl=1

(12)

式中：H為柱的等效計算長度；R為柱的外直徑。

表7 折減系數(shù)β

公式計算的穩(wěn)定系數(shù)值和有限元分析值的對比曲線，如圖10所示。通過公式計算得出的RPC-CFST組合柱的承載力穩(wěn)定系數(shù)與有限元計算得到的穩(wěn)定系數(shù)之比的平均值為1.001，均方差為0.074，結合圖10可知，二者曲線較為接近，說明CECS 28—2012《鋼管混凝土結構技術規(guī)程》中的鋼管混凝土柱考慮長細比影響的承載力穩(wěn)定系數(shù)φl適用于RPC-CFST組合柱，且準確度高。綜上分析，RPC-CFST組合柱的承載力計算公式為

Nu=φl(Nrpc+0.98Ncfst)

(13)

公式計算的極限承載力與試驗值，如表5所示。二者之比的平均值為0.96，均方差為0.06，說明本文提出的RPC-CFST組合柱的極限承載力計算公式具有高精度，可應用于工程實際。

圖10 折減系數(shù)對比

表5 試件公式計算值與試驗值之比

5 結 論

(1) 在加載前期，RPC、鋼管和核心混凝土之間協(xié)同工作；當荷載達到極限承載力的75%后，因內(nèi)部核心混凝土膨脹，鋼管鼓曲，外部RPC內(nèi)的鋼纖維被群體拉斷，組合柱出現(xiàn)一條肉眼可見的豎向裂縫，不同參數(shù)的RPC-CFST組合柱受力過程和最終破壞形態(tài)均較為接近。

(2) 隨著RPC厚度從10 mm增加至20 mm，RPC-CFST組合柱的極限承載力提高了4.67%；隨著長細比從3.3增大至13.3，RPC-CFST組合柱的極限承載力降低了11.48%。

(3) 有限元參數(shù)分析表明，徑厚比、含鋼率、混凝土強度、鋼管強度等級、套箍系數(shù)和長細比是影響RPC-CFST組合柱的重要參數(shù)，工程中建議該類組合柱的徑厚比取6～18、含鋼率取3.9%～11.4%、混凝土強度等級取C30～C50、鋼筋強度等級取Q235 ～Q345、套箍系數(shù)取0.875～1.850、長細比取6～16。

(4) 在試驗研究和有限元分析結果的基礎上，借鑒鋼管混凝土結構技術規(guī)范和規(guī)程，提出了可供工程應用的RPC-CFST組合柱軸壓承載力實用算法，公式計算值與試驗值吻合良好。