高强钢管约束自应力混凝土短柱轴压性能试验

郑宇宙，陈 力，祝小龙，刘 鑫，方 秦，周建伟

(1.中国人民解放军陆军工程大学，江苏 南京 210007；
2.东南大学 爆炸安全防护教育部工程研究中心，江苏 南京 211189；
3.空军工程设计研究局 南京工程设计室，江苏 南京 210018)

钢管混凝土结构由于具有强度高、变形能力强和施工方便等优点，在桥梁结构、高层建筑和大跨度结构等工程结构中得到广泛的应用。由于混凝土具有收缩和徐变的固有属性，不可避免地会影响到钢管混凝土结构的受力性能，尤其是在大体积混凝土施工时，由于混凝土的收缩和徐变特性，导致钢管和混凝土间极容易出现脱空、粘结不牢和蜂窝麻面等现象，且在构件受荷变形过程中，由于钢管与混凝土变形不协调，钢管难以一直为混凝土提供足够的约束力，导致钢管混凝土柱可能会出现轴向承载力陡然下降的脆性破坏，这严重影响钢管混凝土结构的整体受力性能。自应力高强混凝土的出现，正好解决了这一问题。由于自应力混凝土在钢管内养护和凝结硬化期间就处于围压状态，提升了钢管混凝土结构的受力性能，从而扩大了其工程应用范围。

目前，关于钢管自应力混凝土柱的研究已经取得一些成果。徐礼华等对圆钢管自应力混凝土短柱的轴压性能试验研究发现，自应力的存在可以明显改善高强混凝土的脆性，柱子轴压承载力随自应力的变化曲线为二次抛物线，其测得最佳自应力水平（混凝土自应力与混凝土立方体抗压强度比值）为0.091 5。樊舰艇对5根钢管自应力混凝土短柱的试验研究发现，膨胀剂的掺量并不是越多越好，而是存在一个最佳值，最佳膨胀剂掺量为12%，此时试件的极限承载力提高最多。徐礼华等对钢管钢纤维自应力自密实柱轴压性能进行了分析，研究表明，初始自应力将提高短柱的刚度和承载力，但会损失其变形能力，掺加钢纤维能减小自应力引起的变形损失，改善CFST柱的变形能力。Krishan等对长径比约为9的钢管自应力混凝土柱进行了试验研究，结果表明，自应力为2 MPa时，径厚比为93的钢管混凝土柱承载力提高10%以上，弹性段承载力能够提高20%～33%，轴向应变提高24%～34%。朱美春等对矩形钢管自密实自应力混凝土短柱轴压性能进行了试验研究，发现自应力的存在使得轴压过程中混凝土始终处于三向受压应力状态，弹性阶段可到极限荷载的85%以上，初始应力使矩形短柱的极限承载力提高了15%以上。周鹏华等对自应力高强混凝土与钢管的粘结性能进行了研究，结果表明，自应力值越大，钢管自应力高强混凝土柱的抗剪粘结强度也越大。目前关于钢管自应力高强混凝土比较一致的结论有：相同混凝土强度情况下，钢管自应力混凝土比普通CFST短柱的轴压承载力可以提高4%～20%；
钢管自应力混凝土能够延缓混凝土的裂缝开展，轴压荷载–位移曲线的弹性段极限荷载比普通钢管混凝土高，甚至能达到极限荷载的90%；
自应力对短柱承载力的影响成二次抛物线分布，存在一个最佳的自应力值。

综上所述，关于钢管混凝土柱的研究中，混凝土强度集中在80 MPa以下，钢管强度在500 MPa以下，截面形式多采用圆形，而对方形截面、复式钢管结构和径厚比＜15的厚壁钢管混凝土结构研究较少，且较少涉及高延性高强钢管和自应力混凝土。一般情况下，高延性高强钢和较厚的钢管壁对抵抗冲击、爆炸荷载更加有利，且结构承载力和变形能力相对更好，在防护工程领域具有良好的应用前景。本文结合防护工程新结构研发的实际需求，开展了大尺寸高强钢管约束自应力混凝土（high-strength steel tube confined self-stress concrete，HSTCSC）短柱的轴压性能试验研究，分析了混凝土强度、截面类型和截面空心率等因素对HSTCSC短柱轴压性能的影响规律，揭示HSTCSC轴压短柱的典型破坏形态和约束增强机理，得到了大尺寸HSTCSC短柱轴压荷载–变形全曲线。相关结果为高强钢约束自应力混凝土结构在防护工程中的应用提供了理论依据。

1.1 试件设计

共设计7根大尺寸HSTCSC短柱试件，试件高度均为400 mm。为了避免试件发生失稳破坏，圆形截面HSTCSC短柱的长径比

l

∶

D

=2.38，方形HSTCSC短柱的长宽比为

l

∶

b

=2.63。试件C0为试验基准组，试件SC1～SC3主要研究自应力混凝土强度对HSTCSC短柱受力的影响，试件SC2和SC4研究截面形状对HSTC–SC短柱受力的影响，SC5～SC7研究截面空心率对HSTCSC短柱受力的影响，试件参数见表1。

表1 试件参数
Tab. 1 Specimen parameters

注：S为高强钢管；
C为自应力混凝土；

θ为套箍系数，θ=/，其中，为外侧钢管横截面积， 为自应力混凝土横截面
积， 为自应力混凝土棱柱体抗压强度标准值， 为钢管屈服强度。

型号截面形式直径/mm壁厚/mm高度/mm混凝土强度等级钢管屈服强度/MPaθ套箍系数空心率/%C01430400C60——0 SC116812.5400C705543.130 SC216812.5400C605543.560 SC316812.5400C505544.210 SC415212.5400C605544.050 SC5外168，内76内12.5，外12.5400C705543.130 SC6外168，内76内12.5，外12.5400C705543.1315.1 SC7外168，内108内12.5，外9.5400C705543.1347.4

1.2 试验装置和测点布置

为了提高试验数据的采集精度，自应力混凝土短柱选用250T级MTS液压伺服试验机，而大尺寸的HSTCSC短柱试件承受轴向荷载的能力较高，选用2000T级（YAW–20000J）液压伺服试验机，如图1所示。图1中，在试件的侧面，分别对称布置2个激光位移传感器和2个线性位移传感器，用来测量试件的轴向压缩变形，位移传感器量测标距均为 400 mm。在试件高度的1/2处，对称布置4个横向应变片和4个轴向应变片，横向应变片编号分别为h、h、h和h，轴向应变片编号分别为v、v、v和v，横向平均应变值ε=(ε+ε+ε+ε)/4，轴向平均应变值ε=(ε+ε+ε+ε)/4。所有数据均通过TDS–7130静态数据采集仪进行采集，自应力混凝土开裂情况由人工进行观察并记录。

图1 试验加载装置及测点布置示意图Fig. 1 Load device of the test and arrangement of measure points

采用位移控制的方式进行加载，预加载时的加载速率为0.2 mm/min，当荷载达到200 kN时，停止加载并保持荷载1 min，随后卸载至0。反复进行预加载，并根据测点的实际变化情况对试件位置进行调整，直至试件轴向应变误差小于10%，认为试件已位于承压板中心且受均布荷载。正式加载时的加载速率为0.50 mm/min，加载过程中不断观察和记录试件的裂缝扩展和轴向变形情况，当试件轴向变形过大或者出现不稳定情况时，立刻停止加载。

1.3 材料力学性能

自应力混凝土设计强度等级为C50、C60和C70，主要由水泥、粉煤灰、砂石、抗裂剂、矿粉和减水剂等混合而成，自应力混凝土28 d立方体抗压强度分别为62、74和84 MPa，弹性模量分别为47、44和44 GPa，见表2。按照《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》（GB/T 50082—2009）进行自应力混凝土自由膨胀率的测量，见图2。试验测得C50、C60和C70的自应力混凝土的膨胀率分别为0.001 85、0.001 67和0.001 97 。

图2 自应力混凝土微膨胀率测量Fig. 2 Micro-expansion ratio measurement of concrete

表2 自应力混凝土材料参数
Tab. 2 Material parameters of concrete

型号坍落度/mm扩展度/mm含气量/%密度/(kg·m–3)fcu/MPafck/MPaEc/GPa最终自由膨胀率C50210470，4605.52 3856250470.001 85 C60247630，6203.72 3907459440.001 67 C70220570，5904.32 4408467440.001 97

自应力是由于钢管自应力混凝土短柱中自应力混凝土体积膨胀受到抑制而产生的，是在严格控制骨料级配的情况下，通过掺入一定量的膨胀剂，使得混凝土在水化过程中产生一定的体积膨胀，进而弥补混凝土因收缩和徐变产生体积收缩的不足，达到提高混凝土性能的目的。

试验用高延性高强钢管采用27硅锰材质，按照《金属材料拉伸实验 第1部分：室温实验方法》（GB/T 228.1—2010）中的相关规定制作了4根高强钢单轴拉伸试件，试件总长300 mm，宽50 mm，厚6.8 mm，其中，有效拉伸区段长120 mm，宽20 mm，如图3所示。测得高延性高强钢管的弹性模量为194 GPa，屈服强度为554 MPa，抗拉极限强度为753 MPa，断后伸长率为20%，屈强比为0.74。

图3 试件尺寸示意图Fig. 3 Schematic diagram of test specimen

2.1 破坏形态

图4为试件的破坏形态。由图4可以看出：自应力混凝土短柱发生斜剪破坏，且表现出明显的脆性劈裂破坏特征；
高强钢管约束自应力混凝土短柱发生腰鼓型屈曲破坏，属于延性破坏。两者的区别是高强钢管自应力混凝土短柱发生屈曲现象滞后，且表现出更好的延性特征和变形能力。高强钢管屈服之前，荷载随位移近似线性增加；
高强钢管发生屈服后，HSTCSC短柱的荷载–位移曲线斜率明显下降，直至试件发生破坏为止。其中，方形高强钢管自应力混凝土短柱达到屈服强度后，其荷载–位移曲线的斜率明显小于圆形高强钢管自应力混凝土短柱。值得注意的是，试件SC2轴向变形达到131 mm（轴向应变约为32.75%）时，高强钢管达到其环向抗拉强度极限值，瞬间发生破裂并伴随巨响，对试验安全产生巨大的威胁。考虑到试件破坏特点和变化规律的相似性，后续试验均加载至60 mm（轴向应变约为15%）左右，此时高强钢管环向应力在其抗拉屈服强度附近，可保证仪器的可靠性和试验安全。

图4 试件破坏形态Fig. 4 Failure morphology of the test specimen

为了深入探究高延性高强钢管与自应力混凝土间相互作用机理，取其中两个试件SC1和SC4，用切割机将外层高强钢管从试件中间位置切开。图5为HSTCSC短柱破坏模式，当高强钢管被完全割开后（并未切割到内部自应力混凝土），很容易就能将高强钢管中的自应力混凝土掰开成两半，且自应力混凝土界面剪切滑移线与轴向的夹角大约为30°～45°，如图5（a）、（b）所示，说明核心自应力混凝土界面黏结结构已经遭到破坏，其抗剪强度很低。用小锤多次捶击HSTCSC短柱外壁（图5（c）），自应力混凝土仍然牢牢嵌在高强钢管中，表明自应力混凝土和高强钢管间仍然具有很强的黏结力。这是因为高强钢管在自应力混凝土凝结硬化的过程中，随着混凝土体积的不断膨胀，逐渐产生沿环向的约束应力，进一步提高了自应力混凝土与高强钢管间的黏结强度，表现出良好的共同受力性能。此外，试件SC1的高强钢管和自应力混凝土在鼓曲位置处紧密黏结，没有出现分离的情况，在鼓曲位置处试件SC4自应力混凝土被压碎（图5（b）），表明圆形截面高强钢管对自应力混凝土的约束效应要优于方形截面高强钢管。

图5 HSTCSC短柱破坏模式Fig. 5 Failure mode of the HSTCSC column

综上所述，在自应力混凝土的微膨胀作用和高强钢管约束的双重作用下，高强钢管自应力混凝土短柱表现出较好的受力性能，其中，圆形截面高强钢管对自应力混凝土约束作用优于方形截面高强钢管，且局部变形较小，没有出现高强钢管和自应力混凝土分离的情况。

2.2 轴向应力–应变全曲线

试件C0实测轴压强度与自应力混凝土圆柱体抗压强度值（即立方体抗压强度换算值）相近，而弹性模量比标准试件测量值提高了20%，如表3所示。试验中所有圆形自应力混凝土短柱长细比为2.8，均大于圆柱体标准试件的长细比2，而试验测得轴压强度并没有降低。表明自应力混凝土在圆形截面高强钢管约束条件下养护比在无约束条件下养护具有更高的弹性模量和抗压强度，这与文献[15–16]的研究相符，围压状态改善了自应力混凝土的界面结构和空隙结构，从而提高了自应力混凝土密实度，进而增强了自应力混凝土的抗压强度。

表3 自应力混凝土短柱的轴压试验结果
Tab. 3 Axial compression test results of concrete short columns

注：
为自应力混凝土短柱弹性模量试验值， 为自应力混凝土短柱抗压强度试验值，为圆柱体抗压强度，和的比值根据CEB-FIP给出（欧洲协会CEB采用直径152 mm，高305 mm的圆柱体试件）。

型号E′/GPaE/GPaf′c/MPafc/MPa横向变形系数极限荷载/kN直径（边长）/mm长细比C053.044.06061.30.1969631432.8∶1.0

试件SC2的轴压应力–应变全曲线和其切线模量–应变全曲线（对轴向应力–应变曲线求1阶，可以得到切线模量–应变曲线）分别如图6和7所示。根据切线模量的变化，可以将试件SC2轴压应力–应变全曲线分为弹性阶段（OA）、弹塑性阶段（AB）、强化阶段（BC）和破坏阶段（CD）。

图6 SC2应力–应变全曲线Fig. 6 Full load–strain curve of SC2

从图7可以看出：当轴向应变约为0.002 188时，切线模量最大且出现显著的拐点，表明自应力混凝土发生开裂，此时弹性阶段结束；
随着荷载的不断增加，自应力混凝土裂缝不断扩展并出现新的裂缝，当轴向应变达到0.003 左右时，切线模量出现明显的拐点，此时高强钢管达到其屈服强度，随后试件进入塑性变化阶段；
当轴向应变达到0.015左右时，试件进入塑性强化段，直到试件发生破坏为止。

图7 切线模量–应变全曲线Fig. 7 Full curve of tangent modulus–axial strain

用同样的方法分析其余试件的轴向应力–应变全曲线的相关特征，并标出轴压应力–应变全曲线的强化段开始点或者荷载峰值点，如图8所示。试件强化段开始点大约在0.015，与试件SC2的分析结果吻合。此外，为了便于分析试件受力性能，取轴向应变为0.10左右时的荷载为HSTCSC短柱的极限承载力进行比较，HSTCSC短柱承载能力对比见表4。

由图8和表4中可见，试验加载初期，即弹性变形阶段，所有试件的变形情况基本相同，进入弹塑性阶段时，差异逐渐显现，尤其是高强钢管达到屈服荷载以后。与试件SC3相比，试件SC1和SC2屈服荷载提高不明显，而极限荷载分别提高了2%和3%，表明自应力混凝土可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的承载力，如图8（a）所示；
与试件SC4相比，试件SC2的屈服荷载和极限荷载分别提高了20%和22%，表明圆形截面的HSTCSC短柱具有更好的轴压性能，是因为圆形截面具有更好的环向约束能力，增强了HSTCSC短柱的轴向抗压刚度；
与试件SC1相比，试件SC5的屈服荷载和极限荷载分别提高了36%和32%，表明双层圆形HSTCSC短柱的轴压性能更优，是因为内侧高强钢管提高了截面的配筋率，从而提高了HSTCSC短柱的受力性能；
空心率从0增加到47%，HSTCSC短柱的屈服强度和极限强度分别提高了34%和54%，表明空心率的增加在一定程度上提高了HSTCSC短柱的轴向抗压能力，是因为内侧高强钢管替代了部分核心区混凝土的作用，使得构件的截面面积减小，进而提高了HSTCSC短柱的受力性能，如图8（b）所示。

图8 HSTCSC短柱的轴压应力–轴向应变曲线Fig. 8 Axial strain curves of HSTCSC short column

表4 HSTCSC短柱承载能力对比
Tab. 4 Bearing capacity comparison of the HSTCSC short columns

注：“+”为幅值增加，“–”为幅值降低。

编号 屈服荷载/MPa提高幅度位移延性系数μ屈服荷载% 极限荷载%SC11813000034.23 SC2180299–0.5–0.335.01 SC3180292–0.5–2.632.72 SC4150246–17.0–18.034.79 SC5247395+36.0+32.034.02 SC6245463+35.0+54.033.43 SC7330607+82.0+102.030.18极限荷载/MPa

2.3 轴向变形能力

为了便于分析HSTCSC短柱的延性性能，定义μ为试件的位移延性系数，即试件达到极限强度时，轴向变形

D

与屈服强度时轴向变形

D

的比值，μ=

D

∶

D

。图9为极限强度与屈服强度比值。由图9可见：所有HSTCSC短柱的位移延性系数均超过30，表明HSTCSC短柱在轴向荷载作用下具有较好的变形能力，属于延性破坏，且具有较大的安全储备；
与试件SC3相比，试件SC1和SC2的位移延性系数分别提高了5%和7%，表明自应力混凝土强度的提高可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的变形能力；
与试件SC4相比，试件SC2的位移延性系数略有提高，表明圆形截面HSTCSC短柱的变形能力优于方形截面，原因可能是圆形截面HSTCSC短柱的环向约束能力强于方形截面造成的；
与试件SC5相比，试件SC6和SC7的位移延性系数分别降低了2%和11%，表明截面空心率的增加会降低HSTCSC短柱的变形能力，原因可能是在相同竖向荷载作用下，由于截面有效作用面积减小，使得试件需要承担更大的应力，进而造成HSTCSC短柱提前达到其极限荷载造成的。

图9 极限强度与屈服强度比值Fig. 9 Ratio of ultimate strength to yield strength

开展了7根大尺寸高强钢管约束自应力混凝土（HSTCSC）短柱的轴压性能试验研究，详细分析了自应力混凝土强度、截面类型和截面空心率等因素对HSTCSC短柱轴压性能的影响，明确了HSTCSC短柱的破坏形态、约束增强机理及其荷载–变形曲线的特点，为高强钢管约束自应力混凝土结构在防护工程中的应用提供依据。主要结论如下：

1）自应力混凝土短柱具有明显的脆性劈裂或剪切破坏特征，而HSTCSC短柱具有较好的变形能力和较高的承载力，发生腰鼓型屈曲破坏。

2）自应力混凝土在圆形截面高强钢管约束条件下养护比在无约束条件下养护具有更高的弹性模量和强度，自应力混凝土微膨胀作用和高强钢管环向约束的双重作用显著提高了HSTCSC短柱的轴压受力性能。

3）自应力混凝土强度和截面空心率的增加均能提高HSTCSC短柱的受力性能，但自应力混凝土强度的增加对HSTCSC短柱受力性能的提升幅度有限。双层圆形截面HSTCSC短柱强化段具有更高的刚度，明显优于单层圆形截面HSTCSC短柱的受力性能。

4）圆形截面高强钢管对自应力混凝土的约束能力优于方形截面高强钢管，自应力混凝土强度的增加对方形截面HSTCSC短柱轴压性能的影响不明显，且空心率的增加会显著降低双层方形截面HSTCSC短柱的变形性能。

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