外包活性粉末混凝土型钢柱轴压性能分析

卜良桃，刘 勇

湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082

【土木建筑工程 / Architecture and Civil Engineering】

外包活性粉末混凝土型钢柱轴压性能分析

卜良桃，刘 勇

湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082

采用不同力学性能等级的活性粉末混凝土材料，制作3组外包活性粉末混凝土无纵筋型钢组合柱，并在型钢上设置抗剪销钉，对其进行轴压承载力性能试验. 结果表明，型钢与活性粉末混凝土具有良好的协同工作能力，试件破坏时未出现保护层混凝土剥离现象，有较好的整体性能. 提出该组合柱在轴向荷载下有弹性阶段、销钉抗滑移阶段、协同工作阶段、塑性阶段和破坏阶段5个过程，以柱端部劈裂破坏为主要破坏形式，活性粉末混凝土与型钢的强度都能较充分发挥. 参考相关规范提出了该组合结构的近似承载力公式.

结构工程；活性粉末混凝土；无纵筋；型钢组合柱；轴压试验；劈裂破坏

活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)是一种新型的高致密水泥基复合材料，具有强度大、韧性高和体积稳定性良好等优越的材料性能，已有学者将其大量应用于桥梁、市政、核电、港口海洋和修复加固等领域[1]. 林震宇等[2]对 22 根不掺钢纤维的圆钢管RPC短柱进行了轴压试验，发现套箍指标在0.182～0.666 时试件多呈剪切破坏形态，套箍指标在 0.660～1.329 时试件呈两端局部鼓曲破坏，建立了圆钢管 RPC 的峰值应力、峰值应变等特征参数的计算方法，并推荐了圆钢管 RPC 轴压短柱极限承载力统一计算公式. 朱倩等[3]考虑了钢管 RPC 短柱构件的界面黏结性能和尺寸效应，基于统一强度理论和厚壁圆筒理论，通过统计分析，推导出圆形及方形钢管 RPC轴压短柱极限承载力实用计算公式，计算结果与试验结果吻合较好. 王钧等[4]通过 2 根不同壁厚免拆柱模的RPC混凝土短柱与 1 根普通钢筋混凝土方柱的轴压试验对比研究，探讨了配有钢纤维 RPC 免拆柱模的钢筋混凝土短柱轴压承载力计算方法，表明免拆柱模显著提高了试件的极限承载力，且限制了试件的侧向变形与轴向变形. 哈尔滨工业大学和深圳大学等高校相继研究了活性粉末混凝土的配制技术、材料力学性能，以及活性粉末混凝土梁、板和柱的构件性能，并对其结构进行理论计算，提出了相关设计计算公式[5-10].

本研究根据 RPC 材料的超高抗压强度，提出了外包活性粉末混凝土无纵筋型钢柱的组合结构，即在型钢外浇筑一层较薄的活性粉末混凝土材料形成组合柱，并通过设置抗剪销钉，保证型钢与活性粉末混凝土层协同工作[11-12]. 试验结果表明，外包活性粉末混凝土的无纵筋型钢组合柱具备超高强度、优良耐久性等优点.

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验共制作 3个外包活性粉末混凝土型钢柱试件，设计的主要变量是 RPC的强度. 试件编号用Z-RPC力学性能等级表示，划分为Z-120、Z-150和Z-180 三组编号. 考虑试验压力机的最大荷载，试验柱的截面尺寸为200 mm×160 mm，高为1 200 mm，长细比为 7.5.活性粉末混凝土截面面积为 29 874 mm2，型钢截面面积为2 126 mm2，截面含钢率为6.6%. 采用无纵筋型钢混凝土结构，在型钢上焊接直径为6 mm的箍筋，间距为200 mm，同时在型钢腹板处焊接销钉[13-14]. 试件截面尺寸及箍筋与销钉布置示意图见图1.

图1 试件截面和箍筋与销钉布置示意图(单位：mm)Fig.1 Sketch map of specimen section and location of stirrups and pins(unit：mm)

活性粉末混凝土采用湖南固力工程新材料有限公司提供的干混料，配制RPC120、RPC150和RPC180三种力学性能等级的RPC材料，水胶比分别为 0.2、0.18和0.16，钢纤维掺量均为 2%(体积分数)，拌合料现场搅拌后立即入模浇筑，将试件保湿养护 24 h后，放入养护池进行热水养护48 h，养护温度控制在 70～80 ℃[15].

1.2 材料试验和力学性能

表1 RPC基本力学性能指标

表2 钢材力学性能指标

1.3 加载方案及测点布置

加载装置采用电液伺服协调加载系统，采用混合控制的加载方法，在达到试件预估极限荷载的 80% 前，加载方法采用荷载控制，并分级施加，每级 200 kN，当达到预估极限荷载的 80%后采用位移控制，直至试件破坏. 为使试件各部分接触良好，试验前对试件分级进行预加载，每级预加轴力 200 kN，加载至 800 kN时，检查加载装置和测试仪表工作情况. 在试验加载过程中，为实时监控试件的破坏情况，选取部分应变测试点及轴向变形作为监控指标，特别是在试件接近破坏时，随试验过程调整加载数值及速度.

试验中进行了轴向变形和RPC表面及型钢应变的测量. 其中应变测点布置在柱身中间截面，单根试件的型钢和混凝土表面主要位置共布置9个应变测点，如图2，S代表型钢应变片， R代表 RPC 应变片.

图2 试件测点布置示意图(单位：mm)Fig.2 Layout of strain gauges(unit：mm)

2 结果及分析

2.1 荷载与轴向变形关系

试件的轴压荷载P与轴向变形Δ曲线见图3. 其中Δ的测量值为试件在加载点的轴向位移值，包含支撑底座及上下端垫块的压缩变形，由于测试结果显示该部分引起的误差极小，所以Δ表征试件在试验过程中柱的轴向变形量. 试验前对试件进行预加载，预加载阶段卸载后大部分形变恢复. 3组试件Z-120、Z-150和Z-180 的荷载变形关系曲线在发展趋势上基本类似，归纳其规律可将试验过程大致分为5个阶段：

1)弹性阶段.试验由开始加载至 600～800kN左右(弹性阶段结束时轴向荷载为P1)，该部分荷载P与Δ基本保持线性关系，该线段的斜率与弹性协调阶段基本一致. 在轴压荷载作用下混凝土应力主要通过与型钢表面之间较弱的界面黏结力传递给型钢，混凝土与型钢共同工作.

2)抗滑移阶段.由P1加载至1 000 ～1 200kN(界面滑移阶段结束时轴向荷载为P2)， 试件在该阶段出现了较大的轴向变形，P-Δ曲线在荷载P1附近出现明显折点. 由于型钢混凝土组合结构中型钢表面光滑，与混凝土黏结力较小，在轴压荷载作用下加载端活性粉末混凝土与型钢界面发生软化，产生相对滑移[19-20]，因此在轴压荷载增加P1时，界面处的相对滑移使轴向变形增大. 随着轴压荷载的增加，销钉开始提供抗滑移剪切力，当轴压荷载增加至P2时，滑移阶段结束.

3) 协同工作阶段.发生在P2至极限荷载Pu的90% 左右(协同工作阶段结束时轴向荷载为P3)之间，由于在界面黏结力和销钉抗滑移剪切力的共同作用下，RPC与型钢继续协同工作. 此阶段P与Δ呈良好线性关系.

4)塑性阶段.由P3加载至极限荷载Pu， 轴向荷载达到P3左右，出现较短暂的塑性阶段，P-Δ曲线开始逐渐呈非线性关系发展，在试验中能听到柱中有清脆的响声，随着荷载继续增加响声越频繁，次数越多.

5)破坏阶段.当荷载超过极限荷载Pu后，试验柱的承载力逐步降低，降至 80%Pu左右后，由于试件端部的纵向裂缝逐步贯通，承载力开始急剧下滑.

图3 试件荷载-变形关系曲线Fig.3 Load-deformation relationship curves of specimens

2.2 裂缝发展及破坏特征

3组试件的裂缝发展和破坏特征基本相同，以试件 Z-150 为例，图 4 为试件 Z-150 裂缝发展简图. 在轴压荷载加载至 3 100 kN 左右时，在试件端部开始出现几条微弱的初始裂缝，裂缝宽度较小，走向不规则，沿裂缝发展方向宽度基本均匀，同时能稀疏听到柱身内钢纤维被拔出或拉断的清脆响声. 随着荷载进一步增加，原裂缝的长度和宽度有部分发展，同时在B1面上端部新增几条纵向裂缝，当增加至极限荷载时，表面没有出现明显的主裂缝，裂缝相对较少，裂缝长度和最大裂缝宽度不大，裂缝集中出现在柱的两端，部分柱脚有贯穿裂缝，试验柱开裂后迅速发展至极限荷载，但柱身表面裂缝发育较缓. 在超过极限荷载后产生多条纵向裂缝，随着荷载的增加，形成一条向柱身中部延伸的纵向主裂缝，同时柱端部分混凝土被压溃，部分柱脚混凝土被压溃，柱下端部的裂缝相互贯通，在H2面柱下端型钢翼缘与混凝土交界处有条纵向裂缝，该纵向主裂缝随着加载的继续迅速从柱端向中部发展，从该主裂缝中可以明显看到混凝土中钢纤维被拉屈或拉断，柱的承载力降低到 1 310 kN时停止加载.

图4 试件Z-150裂缝发展简图Fig.4 Crack patterns of Z-150

试件 Z-150 的最终破坏形式以B1、B2面RPC 的端部纵向劈裂裂缝为主，同时存在与纵向劈裂裂缝互相垂直的横向裂缝. 主要原因是由于外包活性粉末混凝土比型钢突出，导致外包活性粉末混凝土和型钢受力的不均匀，使构件在端部发生破坏；同时端部腹板处核心混凝土受到型钢翼缘板的挤压作用，且腹板处销钉外侧的混凝土相对较厚，B1、B2面相比H1、H2面更易发生纵向劈裂裂缝.

2.3 荷载应变曲线

荷载应变关系曲线表明：试件破坏时，柱身中部的RPC测点大部分处于弹性阶段，部分型钢腹板测点在达到极限荷载后屈服.

图5 试件荷载-应变关系曲线Fig.5 Load-deformation relationship curves of specimens

3 对比分析

3.1 试验组对比

试验表明，提高 RPC 力学性能等级，能明显提高试验柱的极限承载力，其中试件 Z-150的极限承载能力较试件 Z-120 提高约 600 kN ，试件 Z-180 的极限承载能力较试件 Z-150 提高约 300 kN，采用 RPC 150 的试件承载力提高最为显著. 而 RPC 180 由于水胶比较低，部分水泥基未充分水化反应，影响了试件的承载能力.

3组试件的荷载变形关系曲线在发展趋势上基本类似，都有较明显的5个破坏阶段. 在销钉抗滑移阶段，由于混凝土强度等级对型钢界面的黏结力影响不大，3组试件中的荷载P1和P2值基本相近. 试件Z-120 的P1≈800kN，P2≈1 040kN；试件Z-150的P1≈660kN，P2≈1 100kN；试件Z-180 的P1≈700kN，P2≈1 150kN.

3组试件的裂缝发展及破坏特征也基本相同，裂缝出现阶段较晚，最终破坏形式均以端部劈裂破坏为主. 初始裂缝出现的阶段较晚，之后试件很快达到极限承载力，超过极限荷载后，裂缝发展迅速，均有纵向裂缝出现.Z-180 由于水胶比较低，流动性偏差，所以在荷载超过极限荷载后有少量保护层混凝土剥离，而Z-120和Z-150 并未出现此现象.

3.2 理论计算与试验结果对比

由试验结果可知，该新型组合结构的 RPC 与型钢有较好协同工作能力，在计算极限承载能力时满足平截面假定，根据GB 50010—2010[21]与YB 9082—2006[22]关于正截面受压承载力的计算公式，该结构的轴压承载力为

Nu=0.9φ(fcAc+fssyAss)

(1)

其中，φ为与构件长细比相关的轴压稳定系数，本试验构件的长细比为 7.5 ，φ取1.0；fc为RPC轴心抗压强度平均值；fssy为型钢屈服强度；Ac为RPC截面面积；Ass为型钢面积.

根据式(1)分别计算3组试验柱的轴压承载力，结果见表3. 由表3可见，计算值与试验值吻合良好.

表3 轴压承载力试验结果与计算结果比较1)

1)Na和Nb分别为试验柱轴压承载力计算值和试验值.

4 结 论

1)由于型钢和外包活性粉末混凝土在端部受力不均匀，组合柱的最终破坏形式以柱端部劈裂破坏为主，且腹板处核心混凝土受到型钢翼缘板的挤压作用，以型钢腹板相垂直的B1、B2面的纵向劈裂裂缝为主，同时存在与纵向劈裂裂缝相垂直的横向裂缝. 协同工作阶段、塑性阶段和破坏阶段.

2)提高RPC力学性能等级，能提高试验柱的极限承载力，其中RPC150的承载力提高最显著.

3)外包活性粉末混凝土无纵筋型钢组合柱的轴压承载力计算公式可以采用式(1)，计算值与试验值吻合较好.

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【中文责编：坪 梓；英文责编：之 聿】

2016-08-23；Accepted：2017-02-20

Professor Bu Liangtao．E-mail: plt63@126.com

Analysis of axial bearing capacity of encased reactive powder concrete composite steel columns

Bu Liangtao and Liu Yong

School of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, Hunan Province, P.R.China

We use three levels of mechanical properties of reactive powder concrete (RPC) to produce three groups of encased RPC composite columns with longitudinal reinforcement steel, and set up shear pin and then test the performance of axial bearing capacity. The results show that steel and RPC have strong adhesion. The protective layer of RPC is not peeled off when specimen damage occurs, which means that RPC has a good overall performance. According to the experimental phenomena, we propose five different processes of the composite column under the axial load: the elastic stage, the anti-slip stage, the cooperative working stage, the plastic stage and the failure stage. The main damage form is the splitting failure at column ends. The advantages of RPC and steel can be fully developed. The approximate bearing capacity formula of the composite structure is given.

structural engineering; reactive powder concrete; no longitudinal reinforcement; steel reinforced concrete columns; axial compression test; splitting failure

：Bu Liangtao，Liu Yong．Analysis of axial bearing capacity of encased reactive powder concrete composite steel columns[J]. Journal of Shenzhen University Science and Engineering, 2017, 34(3): 245-251.(in Chinese)

国家自然科学基金资助项目(51278187)；国家火炬计划资助项目(2013GH561393)

卜良桃(1963—)，男，湖南大学教授.研究方向：工程结构可靠性鉴定与加固技术研究.E-mail:plt63@126.com

TU 317.1；TU 323.1

A

10.3724/SP.J.1249.2017.03245

Foundation：National Natural Science Foundation of China(51278187)；China Torch Program(2013GH561393)

引 文：卜良桃，刘 勇．外包活性粉末混凝土型钢柱轴压性能分析[J]. 深圳大学学报理工版，2017，34(3)：245-251.