鋼管含粗骨料超高性能混凝土短柱軸壓性能研究

曾彥欽，徐禮華，吳方紅,2，余 敏，池 寅

(1. 武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，湖北，武漢 430072；2. 佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院，交通與土木建筑學(xué)院，廣東，佛山 528000)

超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete,簡(jiǎn)稱UHPC)具有強(qiáng)度高、韌性高、耐久性優(yōu)異等優(yōu)點(diǎn)[1]，應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)時(shí)可有效減小構(gòu)件截面尺寸，降低自然資源的消耗，減少環(huán)境污染。但同時(shí)存在著成本高[2]、工藝復(fù)雜[3]、自收縮大[4]、延性較差等問題，因此，在實(shí)際應(yīng)用中也頗受限制。研究表明：解決上述問題的有效途徑之一是在UHPC中摻入適量粗骨料，以減少膠凝材料的用量，有效降低制備成本，提高UHPC 抗自收縮的能力。鑒于此，將CA-UHPC 灌入鋼管中，形成鋼管含粗骨料超高性能混凝土柱(簡(jiǎn)稱CA-UHPCFST)，可以在提升力學(xué)性能[5]的同時(shí)，有效降低應(yīng)用成本。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)CA-UHPC 的性能展開了廣泛的研究。XU 等[6]和LI 等[7]的研究表明：粗骨料的摻入會(huì)降低CA-UHPC 的流動(dòng)性和延性，但可以提高其抗壓強(qiáng)度。LIU 等[8]的研究表明：粗骨料使得鋼纖維的分散性變差，降低了纖維的利用效率。黃維蓉等[9]和黃政宇等[10]研究了粗骨料摻量和粒徑對(duì)CA-UHPC 力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明：隨著粗骨料摻量的增加，UHPC 的抗壓強(qiáng)度呈先增加后減小的趨勢(shì)，而彈性模量呈逐漸增加的趨勢(shì)。

目前，已有學(xué)者對(duì)UHPCFST 構(gòu)件的承載能力進(jìn)行了研究[11-12]。韋建剛等[13]對(duì)鋼管UHPC 構(gòu)件的抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，認(rèn)為組合截面滿足平截面假定，并提出了實(shí)用計(jì)算方法。于清等[14]和ZHONG 等[15]對(duì)鋼管HPC 偏壓性能進(jìn)行了數(shù)值研究，剖析了受力過程中鋼和混凝土相互作用的變化規(guī)律。YAN 等[16]對(duì)32 根方鋼管超高性能混凝土短柱開展了軸壓試驗(yàn)，研究表明：同圓鋼管超高性能混凝土短柱相比，方鋼管超高性能混凝土短柱的核心混凝土和鋼管之間相互作用較弱。羅華等[17]進(jìn)行了鋼管外徑為133 mm 的圓鋼管RPC 短柱軸壓試驗(yàn)，采用了全截面加載和核心混凝土加載兩種方式，結(jié)果表明：兩種加載方式下試件的承載力相差不大，但核心加載使得鋼管套箍作用更加明顯。HOANG 等[18]對(duì)18 根UHPCFST進(jìn)行了軸向核心加載試驗(yàn)，并使用日、歐、美、中等國(guó)設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)承載力進(jìn)行預(yù)測(cè)，對(duì)比結(jié)果表明日本規(guī)范對(duì)UHPCFST 核心加載承載力的計(jì)算較為準(zhǔn)確。XU 等[19]完成了42 根鋼管UHPC 短柱軸壓試驗(yàn)，探討較高套箍系數(shù)下鋼管厚度和混雜纖維特征參數(shù)對(duì)其軸壓性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)鋼管厚度和纖維對(duì)鋼管UHPC 短柱的極限荷載和破壞形態(tài)有顯著影響，并建議采用CECS 28-2012 規(guī)范[20]計(jì)算UHPCFST 的承載力。CHEN 等[21]研究了12 根UHPCFST 和6 根鋼管普通混凝土短柱的軸壓力學(xué)行為，認(rèn)為UHPC 和鋼管協(xié)同工作效果良好，并將實(shí)測(cè)承載力與代表性鋼管混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范的計(jì)算值進(jìn)行了對(duì)比，研究表明：基于EN 1994-1-1(2004)規(guī)范[22]的鋼管混凝土承載力計(jì)算公式適用于UHPCFST 承載力預(yù)測(cè)。然而，由于粗骨料的摻入使得CA-UHPC 與UHPC 在基本力學(xué)性能和破壞機(jī)理方面存在差異[6-8]，基于UHPCFST 的研究成果是否可直接用于CA-UHPCFST 尚不明確。譚克鋒等[23]和XIONG 等[24]進(jìn)行了鋼管含粗骨料高強(qiáng)超高強(qiáng)混凝土短柱軸壓性能試驗(yàn)研究，認(rèn)為鋼管能有效降低核心混凝土的脆性，粗骨料和鋼纖維摻入對(duì)構(gòu)件承載力及延性具有一定影響，并對(duì)承載力計(jì)算公式提出建議。以上學(xué)者均對(duì)鋼管含粗骨料超高強(qiáng)混凝土短柱軸壓性能的研究做出了貢獻(xiàn)，但仍需進(jìn)一步的研究，明確工作機(jī)理并推進(jìn)工程應(yīng)用。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

為研究CA-UHPCFST 短柱軸心受壓性能，設(shè)計(jì)了14 根UHPCFST 短柱試件，其長(zhǎng)徑比L/D=3.5，考慮變化參數(shù)為鋼管厚度、CA-UHPC 中骨料體積替代率、鋼纖維摻量。鋼管均采用無縫鋼管，以消除焊縫的影響，外徑為114 mm，壁厚分別為2 mm、6 mm 和8 mm，通過改變壁厚研究不同套箍系數(shù)下UHPCFST 的軸壓性能。為研究粗骨料體積替代率和鋼纖維摻量對(duì)UHPCFST 短柱軸壓性能的影響，核心CA-UHPC 分別考慮了4 種粗骨料體積替代率(0%、16%、22%、28%)和4 種鋼纖維摻量(0%、1%、2%、3%)。試件的基本參數(shù)見表1。

每個(gè)試件的底部采用10 mm 厚的方形鋼板滿焊密封，在焊接前對(duì)鋼板和鋼管進(jìn)行嚴(yán)格的幾何對(duì)中，以確保鋼管位于蓋板中心。在澆筑CA-UHPC之前，先用鋼絲球去除鋼管內(nèi)表面的浮銹。CAUHPC 的制作采用強(qiáng)制式攪拌機(jī)，依次加入砂、粗骨料、水泥、硅灰、粉煤灰干拌5 min 至各組分均勻摻和；隨后，將水與減水劑的混合溶液逐步加入干料中，并逐步加入鋼纖維；再次攪拌5 min，直至各組分拌合均勻，無離析、結(jié)團(tuán)現(xiàn)象，且流動(dòng)性良好。

試件灌注過程中，每灌注1/3 高度進(jìn)行一次插搗，并在灌注完成后使用附著式振搗器進(jìn)行充分振搗，確保混凝土密實(shí)。澆筑完成的試件立即覆膜，防止核心混凝土中水分揮發(fā)導(dǎo)致鋼管與核心混凝體發(fā)生剝離，置于室溫下養(yǎng)護(hù)。取用與試件澆筑同一批次的CA-UHPC 同步進(jìn)行平行試塊的制作，用于進(jìn)行CA-UHPC 材料力學(xué)性能試驗(yàn)。每組配合比設(shè)置三個(gè)邊長(zhǎng)為100 mm 的立方體試塊和三個(gè)直徑為100 mm、高200 mm 的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試塊。

1.2 試驗(yàn)材料

CA-UHPC 的膠凝材料包括P.O 52.5 普通硅酸鹽水泥、硅灰和粉煤灰。采用最大粒徑為2.36 mm的河砂作為細(xì)骨料，其密度為1.48 g/cm3，細(xì)度模量為2.7。粗骨料為玄武巖碎石，粒徑為5 mm～20 mm，鉆芯取樣所得圓柱體直徑50 mm，高100 mm，測(cè)得抗壓強(qiáng)度為230 MPa，彈性模量89 GPa。澆筑前對(duì)粗骨料進(jìn)行清洗并曬干，以消除灰塵對(duì)配合比中用水量和骨料界面的影響。鋼纖維為鍍銅平直型纖維，長(zhǎng)度lf= 12 mm，直徑df= 0.2 mm，抗拉強(qiáng)度約為2200 MPa。此外，在配合比中添加長(zhǎng)徑比為396 的聚丙烯纖維，其抗拉強(qiáng)度為450 MPa。采用減水率為30%、固含量為40%的聚羧酸高效減水劑，以改善拌合物的流動(dòng)性。

考慮粗骨料體積替代率和鋼纖維摻量的影響，CA-UHPC 共設(shè)計(jì)了6 組配合比，如表2 所示。其中膠凝材料由65%水泥、15%硅灰、20%粉煤灰按質(zhì)量比組成。所有混凝土的水膠比固定為0.18，減水劑用量為膠凝材料質(zhì)量的3%。采用4 種粗骨料體積替代率(砂漿體積的0%、16%、22%、28%)及4 種鋼纖維體積摻量(0%、1%、2%、3%)。

表2 UHPC 配合比(質(zhì)量比)Table 2 Mix ratio of UHPC (by mass)

鋼材的基本力學(xué)性能測(cè)試在武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院300 kN MTS 萬能試驗(yàn)機(jī)上完成。鋼材拉伸試樣參照《金屬材料拉伸試驗(yàn)：第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[25]，夾持裝置及試驗(yàn)結(jié)果如圖1 所示。在每個(gè)拉伸試樣中部正反面各粘貼一對(duì)橫豎應(yīng)變片以測(cè)量鋼材試驗(yàn)拉伸過程中部的縱向和橫向應(yīng)變。不同壁厚的鋼管基本力學(xué)性能參數(shù)見表3。

圖1 鋼管拉伸裝置及試驗(yàn)結(jié)果Fig. 1 Tensile device for steel tube and test results

表3 鋼管拉伸試樣屈服強(qiáng)度與極限抗拉強(qiáng)度Table 3 Yield strength and ultimate tensile strength of specimen

CA-UHPC 立方體試塊邊長(zhǎng)為100 mm，圓柱體試塊尺寸為直徑100 mm 高200 mm，所用CAUHPC 與試件灌注所用UHPC 為同一批次。按照《活性粉末混凝土》(GB/T 31387-2015)[26]進(jìn)行CA-UHPC 立方體抗壓強(qiáng)度測(cè)試。試塊達(dá)到受壓極限荷載時(shí)呈剪切破壞并伴隨著輕微的劈裂聲。未摻鋼纖維和粗骨料的試塊呈現(xiàn)爆裂式破壞，鋼纖維和粗骨料的加入均能增強(qiáng)UHPC 的受壓延性。CA-UHPC 強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果如表4 度取所示，管內(nèi)核心區(qū)CA-UHPC 的強(qiáng)度取圓柱體抗壓強(qiáng)度fck。

表4 混凝土抗壓強(qiáng)度Table 4 concrete compression strength

1.3 加載裝置與測(cè)量方案

試驗(yàn)在武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院的MTS 2500 kN 電液伺服四立柱靜態(tài)加載系統(tǒng)上進(jìn)行，加載裝置如圖2 所示。試驗(yàn)的量測(cè)方案及測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示，采用2 個(gè)位移計(jì)(LVDTs)測(cè)量了試件的軸向變形，并在鋼管的中間高度設(shè)置了8 個(gè)應(yīng)變片，前后左右四個(gè)方向上各有一組橫向豎向應(yīng)變片，以測(cè)量鋼管表面四個(gè)對(duì)稱位置的軸向和橫向應(yīng)變。應(yīng)變片和LVDT 的數(shù)據(jù)由DH 3816N數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行同步采集，采樣頻率為2 Hz。

圖2 加載裝置Fig. 2 Loading device

圖3 量測(cè)方案及測(cè)點(diǎn)布置Fig. 3 Arrangement of measurement points

試驗(yàn)前對(duì)試件進(jìn)行往復(fù)預(yù)加載(預(yù)加載峰值不超過200 kN)2 次～3 次，以檢查各裝置運(yùn)行情況，保證4 個(gè)縱向應(yīng)變片的讀數(shù)相近，確保加載表面平整。試件正式加載采用位移控制的慢速加載，加載速率為0.5 mm/min。當(dāng)試件出現(xiàn)以下情況之一時(shí)停止加載：1)試件出現(xiàn)彎曲現(xiàn)象；2)承載力不再變化；3)名義軸向平均應(yīng)變(ε=Δ/L，Δ為試件的軸向變形)達(dá)到50 000 με。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

隨著荷載的增加，所有試件的失效過程基本類似。如圖4 所示，在荷載達(dá)到峰值荷載80%～90%之前，鋼管無明顯變形，試件中部出現(xiàn)輕微的膨脹；隨后，在試件的頂部開始產(chǎn)生局部屈曲，此時(shí)進(jìn)入彈塑性階段。隨著變形量的增加，試件沿高度方向分布的鼓曲逐漸增多并變得明顯；隨后，對(duì)于剪切破壞形態(tài)的試件表現(xiàn)為，在試件中上部處出現(xiàn)明顯的凸起，中下部也出現(xiàn)對(duì)應(yīng)的凸起，形成一條約45°的滑移線；對(duì)于腰鼓破壞形態(tài)的試件表現(xiàn)為中部鼓曲嚴(yán)重，承載力不再上升。

圖4 試件破壞過程Fig. 4 Failure process of specimens

UHPCFST 的破壞形態(tài)主要受套箍系數(shù)影響，引起核心混凝土受到的約束作用不同，試驗(yàn)中主要呈現(xiàn)如圖5 所示的兩種破壞形態(tài)：剪切破壞形態(tài)和腰鼓破壞形態(tài)，與普通鋼管混凝土軸心受壓的破壞形態(tài)[27]相似。試驗(yàn)結(jié)束后，用手持切割機(jī)剖開外部鋼管，觀察核心CA-UHPC 的破壞形態(tài)。本試驗(yàn)中，套箍系數(shù)0.217 ≤ ξ ≤ 0.883 的試件破壞后，核心混凝土主要呈現(xiàn)剪切破壞，試件表現(xiàn)為剪切破壞形態(tài)；套箍系數(shù)0.883 < ξ ≤ 1.431 的試件破壞后，核心混凝土主要呈現(xiàn)壓碎破壞，試件多表現(xiàn)為腰鼓破壞形態(tài)。剪切破壞的試件，其核心CA-UHPC 存在明顯的剪切裂縫，剪切面上的楔形塊出現(xiàn)明顯的相對(duì)滑移，如圖5 所示。加載過程中，在核心CA-UHPC 形成貫通斜裂縫后，外鋼管限制楔形塊的相對(duì)滑移，使得鋼管CA-UHPC表現(xiàn)出峰后延性。腰鼓破壞的試件，其核心CAUHPC 無明顯主裂縫，核心混凝土中部產(chǎn)生眾多未貫通的細(xì)小裂縫，中部和頂部混凝土鼓曲處也存在明顯的壓碎現(xiàn)象。壓碎的混凝土橫向膨脹受到鋼管的約束，使試件表現(xiàn)出峰后延性。

圖5 核心CA-UHPC 的破壞形態(tài)Fig. 5 Failure modes of core CA-UHPC

鋼纖維和粗骨料摻量會(huì)影響UHPCFST 的破壞形態(tài)。如圖6 所示，對(duì)于鋼纖維摻量為2%，套箍系數(shù)ξ = 0.2～0.25，粗骨料摻量分別為0%、16%、22%和28%的鋼管CA-UHPC 試件，其核心混凝土隨著粗骨料摻量的增加剪切破壞逐漸弱化，核心混凝土宏觀裂紋數(shù)量增多，細(xì)微裂紋數(shù)量增多。如圖7 所示，鋼管壁厚不變，粗骨料摻量為28%時(shí)，鋼纖維摻量由0%增加到3%，核心混凝土剪切裂紋數(shù)量先減少后增加。當(dāng)鋼纖維的摻量從0%增加到2%，纖維對(duì)微裂紋的橋接作用增強(qiáng)，阻礙裂縫開展，使得核心混凝土剪切裂縫數(shù)量減少；當(dāng)纖維摻量達(dá)到3%時(shí)，由于粗骨料的干擾使得纖維的分散變得不均勻[24]，形成薄弱面，反而易形成剪切破壞。

圖6 不同粗骨料摻量下核心CA-UHPC 破壞形態(tài)Fig. 6 Failure mode of CA-UHPC with different CA contents

圖7 不同鋼纖維摻量下核心CA-UHPC 破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of CA-UHPC with different steel fiber contents

2.2 荷載-變形曲線

圖8 展示了本試驗(yàn)相同核心混凝土種類、不同鋼管壁厚下，試件典型的荷載-變形曲線，主要分為3 個(gè)階段：

圖8 UHPCFST 短柱軸心受壓典型荷載-試件變形曲線Fig. 8 Typical load-deformation curves of UHPCFST short column under axial compression

1)彈性階段(當(dāng)荷載超過極限荷載的80%～90%，彈性段結(jié)束)：荷載-變形曲線接近直線，由于泊松比效應(yīng)，核心混凝土泊松比小于鋼管，鋼管對(duì)其約束作用很小，細(xì)微裂紋緩慢發(fā)展。曲線的彈性段對(duì)應(yīng)著試件的均勻膨脹段。

2)彈塑性階段：荷載-變形曲線的斜率逐漸減小，表現(xiàn)出明顯的非線性行為，核心混凝土內(nèi)部的微裂紋迅速發(fā)展，鋼管對(duì)核心混凝土開始產(chǎn)生約束作用。當(dāng)套箍系數(shù)0.217 ≤ ξ ≤ 0.244 時(shí)，荷載-變形曲線存在明顯下降段，且無二次上升；當(dāng)套箍系數(shù)0.244 < ξ < 0.883 時(shí)，荷載-變形曲線存在下降段，且下降段后曲線經(jīng)歷了二次上升；當(dāng)套箍系數(shù)0.883 ≤ ξ ≤ 1.431 時(shí)，試件的荷載-變形曲線表現(xiàn)為無明顯下降段。曲線的彈塑性段對(duì)應(yīng)著試件的局部鼓曲階段。

3)塑性階段：由于鋼管的約束作用限制了核心混凝土內(nèi)部微裂紋的發(fā)展，試件承載力得到二次提升，提升的幅度取決于試件的套箍系數(shù)，當(dāng)套箍系數(shù)較大時(shí)，曲線回升較為明顯，當(dāng)套箍系數(shù)較小時(shí)，鋼管不足以約束核心混凝土，沒有曲線回升的現(xiàn)象。約束增強(qiáng)段對(duì)應(yīng)著試件的多段鼓曲階段和失效階段。

圖9 繪制了所有CA-UHPCFST 短柱的軸心受壓荷載-變形曲線。所有曲線在彈性階段近似線性，達(dá)到峰值強(qiáng)度后，套箍系數(shù)較小的試件其荷載-變形曲線出現(xiàn)下降段，套箍系數(shù)較大的試件無明顯下降段。鋼管壁厚為6 mm 和8 mm 的試件，由于鋼管較高的約束作用，其荷載-變形曲線在達(dá)到極限荷載后表現(xiàn)出硬化現(xiàn)象。

圖9 荷載-軸向壓縮變形曲線Fig. 9 Load-axial compression deformation curves

由圖9 可看出，CA-UHPCFST 與UHPCFST相比其荷載-變形曲線更飽滿和光滑且下降段更加平緩。荷載-變形曲線的下降段由核心混凝土陡然的剪切開裂引起，開裂后核心混凝土瞬時(shí)未能得到有效約束，導(dǎo)致試件承載力迅速下降直至鋼管產(chǎn)生有效約束作用。在破壞面上，鋼纖維起到裂紋橋接作用，剪切面也在相對(duì)滑動(dòng)過程中提供了附加的摩擦阻力，保證了裂紋表面間的力傳遞。當(dāng)鋼纖維被拔出后，被拔出的纖維增強(qiáng)效果消失，而破壞面上的粗骨料即使被壓碎，對(duì)摩阻力的增強(qiáng)效果也隨著破壞面的錯(cuò)動(dòng)而持續(xù)，CAUHPCFST 核心混凝土的粗集料在剪切面上提供了額外的機(jī)械咬合力和摩擦力，從而使得荷載-變形曲線更加飽滿。隨著套箍系數(shù)的增大，粗骨料的影響逐漸減小。

由圖9 可看出，在相同粗骨料摻量下，鋼纖維摻量的增加提高了試件的承載力，而當(dāng)鋼纖維摻量增加至2%以后，其對(duì)試件極限承載能力的提升作用不明顯。由于粗骨料的摻入影響了鋼纖維的分布，過多的鋼纖維易在基體中結(jié)團(tuán)，產(chǎn)生缺陷而影響鋼纖維的增韌阻裂作用。對(duì)于粗骨料摻量為28%的鋼管CA-UHPC 短柱，鋼纖維摻量的最佳值在2%左右。此外，由荷載-位移曲線可看出摻入過多的鋼纖維可能降低試件的延性，使得曲線出現(xiàn)一個(gè)更加明顯的下降段。這是因?yàn)椋?dāng)粗骨料體積替代率達(dá)到28%時(shí)，摻入3%及以上的鋼纖維易出現(xiàn)結(jié)團(tuán)現(xiàn)象，致使纖維的分布變得不均勻，進(jìn)而在混凝土中引入了更多的薄弱界面。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

實(shí)測(cè)鋼管CA-UHPC 短柱在軸心受壓下的載荷-鋼材應(yīng)變關(guān)系如圖10 所示。圖10 中：εl為鋼材縱向應(yīng)變；εt為橫向應(yīng)變；εy為鋼材材性試驗(yàn)得到的屈服應(yīng)變，三角形表示試件達(dá)到承載力。

如圖10 所示，試件的荷載-應(yīng)變曲線在彈性階段均線性增加，鋼材縱向應(yīng)變(εl)在試件進(jìn)入彈塑性階段后率先達(dá)到屈服應(yīng)變(εy)，而鋼材橫向應(yīng)變(εt)在試件承載力將要達(dá)到峰值荷載時(shí)才達(dá)到屈服微應(yīng)變(εy)，表明鋼管和核心CA-UHPC 在彈性階段并沒有有效的協(xié)同工作。試件達(dá)到承載力(Nu)之前，鋼管縱向應(yīng)變超過了鋼材的屈服應(yīng)變，表明鋼管進(jìn)入彈塑性階段后在縱向上達(dá)到屈服；相反，鋼管環(huán)向應(yīng)變?cè)谶M(jìn)入彈塑性階段以前其值極小，在將要達(dá)到承載力時(shí)才開始時(shí)迅速增加，表明鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用在彈性段微乎其微，進(jìn)入塑性段后增強(qiáng)。

圖10 荷載-應(yīng)變曲線Fig. 10 Load-strain curves

在達(dá)到極限荷載之前，試件都經(jīng)歷了兩個(gè)鋼材應(yīng)變快速上升的階段。在第一個(gè)階段，核心混凝土開始受到鋼管的約束；而在第二個(gè)階段，鋼管的約束效果接近極限。由于隨著變形量的增加，鋼管逐漸出現(xiàn)局部屈曲，導(dǎo)致鋼管與核心混凝土在鼓脹處粘結(jié)破壞。在此之后，鋼管在鼓脹處對(duì)核心混凝土的約束較小，這部分混凝土更容易被壓碎，鋼管被擠壓后明顯外鼓。

3 承載力計(jì)算方法

3.1 實(shí)測(cè)承載力分析

采用強(qiáng)度指標(biāo)(SI)評(píng)價(jià)試件截面承載力，其定義為：

式中：Nu為試件的峰值承載力；As為UHPCFST截面的鋼管截面積；fy為鋼材的屈服強(qiáng)度；Ac為UHPCFST 截面的混凝土面積；fc為混凝土圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

由表5 可知，本文試驗(yàn)中UHPCFST 和CAUHPCFST 的 強(qiáng) 度 指 標(biāo)(SI)分 別 為1.02～1.15 和1.02～1.20，表明UHPC 和CA-UHPC 均與鋼管配合良好，使得組合后的承載力得到提升。

表5 試件強(qiáng)度指標(biāo)Table 5 Specimen strength index

如圖11 所示，粗骨料和鋼纖維的摻量對(duì)SI均有影響，且粗骨料的影響大于鋼纖維。對(duì)于鋼管壁厚為2 mm，鋼纖維摻量為2%的試件，隨著粗骨料體積替代率由0%提升到22%，CA-UHPCFST的強(qiáng)度指標(biāo)(SI)有明顯增加，但隨著粗骨料體積替代率的進(jìn)一步提升，SI相對(duì)于粗骨料體積替代率22%時(shí)不升反降。摻入粗骨料后SI總體提升可以理解為，粗骨料的摻入阻礙了裂縫的發(fā)展，使得混凝土細(xì)微裂紋均勻發(fā)展，增強(qiáng)了鋼管的約束效果。對(duì)于鋼管壁厚為6 mm，粗骨料體積摻量為28%的試件，隨著鋼纖維摻量從0%逐步升高到3%，SI略有下降。這可以理解為，鋼纖維的摻入提高了混凝土的強(qiáng)度，使得鋼管的約束效果略微減弱。

圖11 鋼纖維及粗骨料摻量影響對(duì)比Fig. 11 Influence of steel fiber and CA content on SI

依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將強(qiáng)度指標(biāo)SI與套箍系數(shù)ξ進(jìn)行線性擬合，所得結(jié)果如圖12 所示。SI與套箍系數(shù)ξ 存在較強(qiáng)相關(guān)性，相關(guān)系數(shù)R2= 0.89，且兩者呈現(xiàn)正線性相關(guān)。說明UHPCFST 的強(qiáng)度指標(biāo)受到套箍系數(shù)ξ 的影響，當(dāng)ξ 增大SI隨之增大。這可以理解為，在一定范圍內(nèi)，鋼管壁厚的增加增強(qiáng)了其對(duì)核心混凝土的約束，有利于試件整體承載力的提升。

圖12 強(qiáng)度指標(biāo)與套箍系數(shù)Fig. 12 Strength index and confining factor

3.2 承載力公式建立

采用中國(guó)規(guī)范(CECS 28-2012)[20]、日本規(guī)范(AIJ (2008))[28]、歐 洲 規(guī) 范(EN 1994-1-1(2004)[22]、美國(guó)規(guī)范(ANSI/AISC 360-10 (2010))[29]、澳大利亞規(guī)范(CISC (2007))[30]，分別計(jì)算鋼管CA-UHPC短柱承載力，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)比結(jié)果如圖13 所示。橫坐標(biāo)為試件的套箍系數(shù)，縱坐標(biāo)為承載力實(shí)測(cè)值與各國(guó)鋼管混凝土規(guī)范預(yù)測(cè)值的比值。

圖13 實(shí)測(cè)承載力與規(guī)范計(jì)算值的對(duì)比Fig. 13 The comparison between the measured bearing capacity and the calculated value in the code

通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，美國(guó)規(guī)范(ANSI/AISC 360-10(2010))[29]通過歐拉穩(wěn)定承載力預(yù)測(cè)結(jié)果低于實(shí)測(cè)鋼管UHPC 短柱的承載力，中國(guó)規(guī)范(CECS 28-2012)[20]、澳大利亞規(guī)范(CISC (2007))[30]和歐洲規(guī)范(EN 1994-1-1(2004)[22])的預(yù)測(cè)結(jié)果則偏高。日本規(guī)范(AIJ (2008))的預(yù)測(cè)結(jié)果和實(shí)測(cè)承載力最為接近，實(shí)測(cè)值和計(jì)算值的比值均值A(chǔ)V= 1.091，實(shí)測(cè)值和計(jì)算值的比值的離散系數(shù)CV= 0.0291，預(yù)測(cè)結(jié)果最為穩(wěn)定。

AIJ(2008)[28]的CFST 短柱承載力計(jì)算公式如式(2)和式(3)所示：

式中：N為鋼管混凝土短柱的承載力；Nc為混凝土柱的承載力；Ns為鋼管的承載力，常認(rèn)為鋼管截面積與鋼材屈服應(yīng)力的乘積；Ncu為混凝土抗壓承載力；η 為應(yīng)力上升系數(shù)，取η=0.27；Ac為混凝土截面面積；rcu為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度的折減系數(shù)，取rcu= 0.85；fc為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

鑒于鋼管和UHPC 間界面性能良好[31]，假定達(dá)到峰值鋼管和核心混凝土仍變形協(xié)調(diào)；試件承載力峰值點(diǎn)處鋼材達(dá)到屈服強(qiáng)度，混凝土達(dá)到抗壓強(qiáng)度。根據(jù)彈塑性理論，CFST 的計(jì)算公式可由式(5)[32]表示。

引入混凝土截面面積Sc、鋼管截面面積Ss，對(duì)式(5)變形可得：

式中，可以看出A、B均為與約束效應(yīng)和截面含鋼量有關(guān)的參數(shù)，分別表示混凝土承載力和鋼管承載力對(duì)試件承載力的影響大小。對(duì)在此公式形式基礎(chǔ)上，用本試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)其中參數(shù)進(jìn)行多元線性擬合，可得A= 1.16，B= 0.29，此時(shí)相關(guān)系數(shù)R2=0.99。改進(jìn)后公式的預(yù)測(cè)效果如圖14 所示，準(zhǔn)確率和穩(wěn)定性得到了進(jìn)一步提升。將XIONG 等[24]論文中的數(shù)據(jù)代入驗(yàn)證，亦可得出較好的預(yù)測(cè)結(jié)果。新的預(yù)測(cè)公式(8)和原公式(4)相比，混凝土對(duì)承載力的貢獻(xiàn)有所增加，鋼管的貢獻(xiàn)基本保持一致。這可以解釋為，相比于普通混凝土，鋼管對(duì)UHPC 所產(chǎn)生的約束效果較弱，故混凝土強(qiáng)度對(duì)試件承載力的影響更加明顯。

圖14 實(shí)測(cè)承載力與公式計(jì)算值的對(duì)比Fig. 14 The comparison between the measured bearing capacity and the formula calculated value

4 結(jié)論

通過14 根短柱試件的軸心受壓試驗(yàn)，研究圓鋼管含粗骨料超高性能混凝土短柱軸心受壓性能，分析鋼纖維摻量、粗骨料替代率和鋼管厚度的影響規(guī)律，建立軸心受壓承載力計(jì)算公式，得出主要結(jié)論如下：

(1)試驗(yàn)中短柱軸心受壓過程主要分為三個(gè)階段，即彈性階段、彈塑性階段、塑性階段。當(dāng)套箍系數(shù)0.217 ≤ξ ≤ 0.244 時(shí)，荷載-變形曲線存在明顯下降段且無約束增強(qiáng)段；當(dāng)套箍系數(shù)0.244 <ξ < 0.883 時(shí)，荷載-變形曲線存在下降段，且下降段后曲線經(jīng)歷了二次上升；當(dāng)套箍系數(shù)0.883 ≤ξ ≤ 1.431 時(shí)，試件的荷載-變形曲線表現(xiàn)為無明顯下降段。

(2)試驗(yàn)中短柱軸壓破壞形態(tài)呈現(xiàn)為剪切型破壞和腰鼓型破壞，當(dāng)套箍系數(shù)為0.217 ≤ξ <0.883 時(shí)，試件呈現(xiàn)剪切破壞形態(tài)；當(dāng)套箍系數(shù)為0.883 ≤ ξ ≤ 1.431，試件呈現(xiàn)腰鼓破壞形態(tài)。

(3)當(dāng)粗骨料體積摻量在22%以內(nèi)，可以提升試件承載力，鋼纖維的摻入可以提升試件承載力。

(4)參考已有規(guī)范和相關(guān)研究成果，基于本文試驗(yàn)結(jié)果提出的圓鋼管含粗骨料超高性能混凝土短柱軸心受壓承載力計(jì)算公式，可為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供參考。