内置高强钢管的圆钢管混凝土柱轴压性能试验研究

2020-06-17吴波叶文杰

华南理工大学学报（自然科学版） 2020年4期

吴波叶文杰

(华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室，广东广州 510640)

钢管混凝土柱具有承载力高、延性好等优点，但竖向荷载下钢管受压屈曲削弱了其对内部混凝土的约束效应，使得钢材作用常常未能充分发挥，阻碍了柱轴压性能的持续改善。

为进一步提高钢管混凝土柱的轴压性能，前人从不同角度进行了探索。文献[1- 3]中采用在钢管内部设置钢部件(如H型钢、与管壁接触的箍筋)的做法，以用钢量增加为代价，不同程度提高了柱的轴压承载力和延性。文献[4]中采用在外钢管内部设置内钢管的做法，也明显提高了柱的轴压承载力和延性，但用钢量却几乎增加了90%。文献[5- 6]中发现，内、外钢管都采用高强钢可进一步提高柱的轴压承载力，同时柱的偏压性能也优于单钢管混凝土柱，但文献[6]中的双钢管用钢量同样比单钢管明显增加。值得指出的是，当外钢管采用高强钢时，由于局部屈曲的发生，其高强潜力有可能得不到充分发挥，加之高强钢的价格明显高于普强钢，因此外钢管是否有必要采用高强钢值得商榷。文献[7]中在用钢量基本保持不变的情况下，开展了双钢管混凝土长柱和单钢管混凝土长柱的轴压对比试验，发现前者的轴压性能更为优异；但该研究中内、外钢管都采用了普强钢，此时若能结合高强钢的合理使用，有可能进一步提高柱的轴压性能。此外，对于柱的轴压行为而言，采用长柱进行揭示似乎并不是十分妥当。

基于上述分析，文中提出一种内置高强钢管的双钢管混凝土柱，即在总用钢量保持不变的情况下，适当减薄普强外钢管的壁厚，并在其内部设置高强内钢管。由于内、外钢管采用不同牌号的钢材，高强钢材全部集中用于柱子内部，在外钢管以及内、外钢管之间夹层混凝土的双重约束下，高强钢的强度潜力可得到更有效的发挥。对于该类柱与钢筋混凝土梁的连接，若采用加强环节点、环梁节点、梁端局部加宽式节点等形式，则与常规钢管混凝土柱的处理方式相同。

为给该类柱的工程应用提供技术支撑，文中以内钢管屈服强度、内外钢管净距、内钢管取钢率、废旧混凝土块体取代率为变量，开展了12根内置高强钢管的圆钢管混凝土短柱的轴压试验，揭示了主要参数对柱轴压性能的影响，提出了一种改进的柱轴压承载力的实用计算方法。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

共设计6组12个试件，每组a、b试件的设计参数完全相同，用以考察试验结果的重复性。设计参数有：(1)内钢管屈服强度fyi(442、735 MPa)；(2)内外钢管净距a(200 mm)；(3)内钢管取钢率(即内钢管质量与内、外钢管总质量之比)β(27.4%、36.3%)；(4)废旧混凝土块体取代率(即废旧混凝土块体质量与混凝土总质量之比)η(0、23%)。各试件的具体参数见表1。以试件T7-R23-Y690-a20为例，图1给出了其几何尺寸。

表1 试件具体参数1)Table 1 Parameter details of specimens

1)D、T和L分别为外钢管的外径、壁厚和高度；d、t和l分别为内钢管的外径、壁厚和高度；fcu,old和fcu,new分别为试验时废旧混凝土和新混凝土的实测立方体抗压强度；fyi和fyo分别为内、外钢管的实测屈服强度，按照《金属材料室温拉伸试验方法》[8]的规定测取；Nu为试件的实测轴压承载力。

图1 试件T7-R23-Y690-a20的几何尺寸(单位：mm)

Fig.1 Dimensions of specimen T7-R23-Y690-a20(Unit:mm)

试件的内、外钢管均采用直焊缝圆钢管，它们分别与底板进行焊接。新混凝土采用C30瓜米石混凝土，以适应内、外钢管之间净距有限的情况，粗骨料粒径为5～10 mm。废旧混凝土来自某工地的废弃基坑支护梁，首先采用大型破碎机对基坑梁进行初步破碎，然后利用风镐等设备进一步破碎成特征尺寸约60～80 mm的块体(见图2(a))，以备试验之用。破碎之前通过钻芯取样对废旧混凝土强度进行量测，并根据《钻芯法检测混凝土强度技术规程》[9]的规定，将其转换为150 mm立方体抗压强度。

试件浇筑前，在废旧混凝土块体表面喷洒清水使其充分润湿。浇筑时先向内钢管内部灌入一定厚度的新混凝土，随后逐步向其内部投放废旧混凝土块体，同时灌入新混凝土并不断振捣，内、外钢管之间不投放废旧混凝土块体，只灌注新混凝土并适当振捣，直至浇筑完成。图2所示为试件的制备过程。试件制作时，同步浇筑新混凝土150 mm立方体试样若干，用以测量试验时新混凝土的立方体抗压强度，测量方法按《普通混凝土力学性能试验方法标准》[10]的规定执行。

图2 试件制备过程Fig.2 Preparation of specimens

所有试件上口敞开置于室外自然养护。一个月之后，利用高强石膏对试件上部进行找平，然后覆盖顶板并将外钢管与顶板焊接。顶板上钻孔开槽(见图1(c))，孔洞直径20 mm，槽深15 mm，以满足试件内部应变片导线的走线需要。

1.2 加载装置与测点布置

试件的加载装置与测点布置如图3所示。在试件的顶板和底板之间沿环向每隔90°布置1个量程50 mm的竖向位移计，用以测量试件的轴向变形。外钢管半高处表面沿环向每隔120°分别布置1个横向应变片和1个纵向应变片；内钢管在其1/4高度、1/2高度和3/4高度处，沿环向每隔120°分别布置1个横向应变片和1个纵向应变片。内、外钢管1/2高度处的应变片布置沿径向一一对应。

图3 加载装置与测点布置(单位：mm)Fig.3 Loading machine and arrangement of measuring devices(Unit:mm)

轴压试验在华南理工大学结构实验室的1 500 t压力机上进行，采用位移控制方式加载。从开始加载至荷载进入水平段前，加载速率为0.004 mm/s；荷载进入水平段后，加载速率逐步增大至0.010 mm/s。

2 试验结果与分析

2.1 宏观破坏形态

各试件的外部破坏形态如图4所示，图中试件上、下方的标识序号与表1所列序号一致。从图中可以看出：①2至6号双钢管混凝土试件与1号单钢管混凝土试件都呈现出典型的轴压破坏形态，只是因为1号试件的钢管壁厚相对较大，导致其钢管的局部折曲相对较为轻微；②试验过程中，各试件的外钢管都未出现焊缝撕裂现象。

图4 试件的外部破坏形态Fig.4 External failure modes of specimens

试验结束后，剥去试件T7-R0-Y690-a20-a(序号2-a)和T7-R0-Y690-a40(序号3-a)的外钢管，敲去内、外钢管之间的混凝土，观察内钢管的破坏形态，具体见图5。从图中可以看出：①与外钢管类似，内钢管也出现了局部折曲，且后者的折曲部位与前者大体一致；②3号试件的内钢管局部折曲程度要小于2号试件，这是因为前者的内外钢管净距相对较大，导致在相同的内钢管取钢率下，前者的内钢管壁厚相对较大，加之前者内、外钢管之间的夹层混凝土更厚，进而对内钢管的侧向约束也更强，两方面因素共同作用，导致前者的内钢管局部折曲程度相比后者有所减小。

图5 试件的内部破坏形态Fig.5 Internal failure patterns of specimens

2.2 荷载-轴向变形曲线

不同试件的荷载-轴向变形曲线如图6所示。由于试件T7-R23-Y690-a20-b的浇筑质量出现问题，导致该试件的荷载-轴向变形曲线明显异常，故未给出。从图中可以看出：

(1)对于采用有废旧混凝土块体的试件，其荷载-轴向变形曲线与不含块体试件的基本重合，这表明废旧混凝土块体的采用对该类柱的轴压力学行为影响不大。

(2)随着内外钢管净距的增大，试件荷载-轴向变形曲线的下降段消失，轴压承载力小幅增大。这是因为净距越大，在相同的内钢管取钢率情况下，内钢管的壁厚就越大，与此同时内、外钢管之间的夹层混凝土也越厚，内钢管所受到的侧向约束也就越强，此时内钢管相比而言更不易发生局部折曲，内钢管混凝土的持续优异力学行为使得试件的整体轴压性能相对更优。

(3)在总用钢量基本不变的情况下，双钢管试件的轴压性能优于单钢管试件；随着内置钢管屈服强度的增加，试件荷载-轴向变形曲线的下降段越来越不明显；当内钢管采用Q690钢材时，试件的轴压承载力相比单钢管试件提高约25%。这是因为与单钢管试件相比，双钢管试件犹如拥有两道防线，当外钢管因局部屈曲逐渐弱化后，内钢管混凝土仍能发挥较好的力学作用，从而提高试件的整体轴压性能，并延缓其衰落。

图6 实测荷载-轴向变形曲线Fig.6 Measured load-axial deformation curves

(4)在总用钢量基本不变的情况下，随着内钢管取钢率的适当增加，试件的荷载-轴向变形曲线变化有限。但值得指出的是，适当增加内钢管取钢率，必然会减少火灾时直接遭受高温作用的钢材用量，从而可能对柱子的耐火性能提升有所裨益，对此有待进一步研究确证。

2.3 轴压承载力和初始刚度

各试件的实测轴压承载力Nu和初始刚度K0见表2，其中初始刚度为试件荷载-轴向变形曲线上升段0.4倍峰值荷载处的割线刚度。表中的承载力增幅ΔNu为双钢管试件相比单钢管试件的轴压承载力提高百分比。从表2可以看出：

(1)对比2号和5号试件，当废旧混凝土强度(52.6 MPa)与新混凝土强度(51.5 MPa)基本相当时，采用取代率23%的废旧混凝土块体并不会导致试件的轴压承载力降低，但会导致试件的初始刚度小幅降低4.5%。

(2)对比1号、3号和4号试件，在总用钢量基本不变的情况下，通过适当减薄钢管并将总用钢量的27.4%用于内置Q345钢管，可使试件的轴压承载力提高9.3%，但初始刚度微降3.1%；此时若将Q345内钢管改为Q690内钢管，不仅可使试件的轴压承载力明显提高24.7%，而且初始刚度也有6.7%的提高。

(3)对比2号和3号试件，在其他参数相同的情况下，随着内外钢管净距的增加，试件的轴压承载力小幅提高5.5%，但初始刚度基本不变。

(4)对比3号和6号试件，在其他参数相同的情况下，内钢管取钢率从27.4%增加到36.3%对试件轴压承载力和初始刚度的影响都很有限。

表2 实测轴压承载力和初始刚度Table 2 Measured axial load bearing capacity and initial stiffness

1)括号内数值表示相对1号试件K0平均值的增减幅度。

2.4 应变分析

部分试件的荷载-钢管纵向应变曲线见图7，图中中部对应于试件的半高处，纵向应变为同一高度处3个纵向应变片读数的平均值。从图中可以看出：①内、外钢管的荷载-纵向应变曲线在中部几乎重合，这表明加载过程中该处内、外钢管的轴向变形基本一致；②4号试件弹性阶段结束时所对应的钢管纵向应变要小于2号和3号试件，这主要是因为前者采用的是Q345内钢管，而后两者采用的是强度更高的Q690内钢管。

部分试件内、外钢管的轴向荷载比-应变比曲线见图8，图中轴向荷载比N/Nu为试件的轴向荷载与轴压承载力之比，应变比ν为试件中部的横向应变与纵向应变之比，其中横(纵)向应变取试件中部3个横(纵)向应变片读数的平均值。从图中可以看出：

(1)轴向荷载比小于0.6时，内、外钢管的应变比变化不大，基本介于0.25～0.30范围内，与钢材的泊松比较为接近，表明此时内、外钢管对混凝土的约束还较为有限。

图7 荷载-钢管纵向应变曲线Fig.7 Curves of load versus axial strain of steel tube

(2)轴向荷载比超过0.6之后，虽然内、外钢管的应变比都逐渐增大，但外钢管的增速明显快于内钢管，表明后者对混凝土约束效应的发挥要滞后于前者，从而形成一定的递进关系。加载后期，由于内钢管对混凝土约束效应的充分发挥，使得双钢管试件的荷载-轴向变形曲线的下降段甚至消失(见图6(c))。

2.5 轴压承载力计算

对于双钢管试件轴压承载力的预测，目前尚无设计标准给出具体建议。为此，下面参考国内外相关研究成果，分别就3种不同计算方法的预测效果进行对比。

图8 轴向荷载比-应变比曲线Fig.8 Curves of axial load ratio versus strain ratio

方法1：将组合截面分为外钢管、夹层混凝土、内钢管和核心混凝土4部分，不考虑4部分之间的相互影响，直接将各部分承载力叠加，具体为

Nu,1=Asofyo+Acofc+Asifyi+Acifc

(1)

式中：Aso、Aco、Asi和Aci分别为外钢管、夹层混凝土、内钢管、核心混凝土的横截面面积；fyi和fyo分别为内、外钢管的屈服强度；fc为无约束混凝土的轴心抗压强度，按下式计算：

不含废旧混凝土块体时，

fc=0.88×0.76×fcu,new

(2)

含有废旧混凝土块体时，

fc=0.88×0.76×fcu,com

(3)

fcu,com为再生块体混凝土的组合立方体抗压强度，按fcu,com=fcu,new×(1-η)+fcu,old×η计算[11]，fcu,new和fcu,old的具体取值见表1。

方法2：将组合截面分为夹层混凝土和核心混凝土两部分，考虑外钢管对夹层混凝土的套箍效应以及内、外钢管对核心混凝土的双重套箍效应，将两部分承载力叠加，具体为[12]

Nu,2=γ(Acofco+Acifci)

(4)

式中：γ为考虑夹层混凝土和核心混凝土的峰值荷载不同步而引入的叠加折减系数，取为0.9[12]；fco和fci分别为考虑套箍效应后夹层混凝土和核心混凝土的轴心抗压强度，按下式计算：

(5)

(6)

θ1和θ2分别为外钢管和内钢管对应的套箍系数，即[12]

θ1=Asofyo/(Acofc)

(7)

θ2=Asifyi/(Acifc)

(8)

方法3：在方法2的基础上，补充考虑夹层混凝土对内钢管套箍系数的增强效应，即轴压承载力Nu,3形式上仍按式(4)计算，但内钢管对应的套箍系数θ2改由下式确定：

(9)

式中，α为增强系数。借鉴文献[13]所提内、外管位置参数(即外钢管和内钢管的外径之比)概念，经试算文中取α=1.2。

分别利用上述3种方法对各试件的轴压承载力进行计算，并将计算值与实测值进行对比，结果见表3。从表中可以看出：①方法1的预测精度较差，这是因为其未考虑内、外钢管与混凝土之间的相互作用所致；②方法2具有较好的预测效果，在此基础上方法3的预测精度又有了进一步提高，后者计算值与实测值之间的相对误差仅为-1.7%～1.2%。

表3 轴压承载力计算结果与试验结果的对比1)

Table 3 Comparison between calculated and measured results of axial load bearing capacity

试件编号Nu/kNNu,1/kNNu,2/kNNu,3/kNT10-R081765997(-26.7%)8048(-1.6%)8048(-1.6%)T7-R0-Y690-a2096707151(-26.0%)9593(-0.8%)9785(1.2%)T7-R0-Y690-a40101997369(-27.7%)9829(-3.6%)10029(-1.7%)T7-R0-Y345-a4089376553(-26.7%)8858(-0.9%)8878(-0.7%)T7-R23-Y690-a2099447163(-28.0%)9612(-3.3%)9803(-1.4%)T6-R0-Y690-a40103027402(-28.1%)9861(-4.3%)10142(-1.6%)

1)括号内数值表示相对试件Nu值的增减幅度。

3 效费比分析

根据前面的试验结果可知，在总用钢量基本不变的情况下，相比于传统的单钢管混凝土柱，内置高强钢管的圆钢管混凝土柱的轴压性能更优，且随着内外钢管净距的适当增加，该优势还有所扩大。由于高强钢的价格明显高于普强钢，下面对该类柱的效费比进行简要分析，具体见表4。参考2019年5月广州地区的市场价，Q345钢材和Q690钢材的价格分别取为4 850元/t和6 750元/t。从表中可以看出：①对于3号试件(T7-R0-Y690-a40)，在钢材费用仅增加10%的情况下，轴压承载力却有约25%的提高，综合经济效益较为明显；②对比6号和3号试件，在其他参数相同的情况下，随着内钢管取钢率的增加，高强钢费用随之增加，但试件的轴压承载力和初始刚度变化不大，导致效费比(承载力增幅与钢材费用增幅之比)反而有所降低。