方钢管自密实铁尾矿混凝土短柱偏压力学性能

王元熙，杜喜凯，刘京红

(1.河北农业大学 城乡建设学院，河北 保定 071001；2.天津城建大学 土木工程学院，天津 300384)

近年来，中国经济处于高速发展阶段，粗犷型的经济发展模式导致大量的矿山被超负荷开采，大量的废石和尾矿等矿山废弃物被丢弃，其中，铁尾矿量高达十几亿吨，占全部尾矿堆存总量的近1/3[1].将铁尾矿石作为混凝土粗骨料，把具有一定细度的铁尾矿粉作为矿物掺和料应用于混凝土中，既能缓解中国大部分地区

混凝土矿物掺和料供应紧张的局面，还能解决废弃铁尾矿石占用土地资源、污染环境的问题[2].将自密实铁尾矿混凝土放在钢管中，能够利用自密实混凝土优越的工作性能，有效避免混凝土灌注时出现的浇筑质量问题[3-5]，保证钢管与核心混凝土的相互作用.

中国关于钢管混凝土的研究取得了一定的成果[6-9]，但对于钢管自密实铁尾矿混凝土的研究较少.本文在固定粉煤灰质量浓度30%的基础上，以铁尾矿粉替代粉煤灰的不同替代率、含钢率、偏心距作为变量，进行方钢管自密实铁尾矿混凝土短柱偏压试验.

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

试验共设计制作了10根方钢管自密实铁尾矿混凝土短柱，高宽比为3，以铁尾矿粉替代率(0%、50%、100%)、含钢率(12%、17%、22%)、偏心距(20 mm、40 mm)作为3个主要影响因素，采用单一变量法进行试件设计.钢管上下2端焊接边长160 mm、厚度10 mm方形钢板，以保证核心混凝土与钢管的共同作用，详细参数如表1所示.表1中，编号E1、E2分别表示偏心距20 mm和40 mm；R1、R2和R3分别表示铁尾矿粉替代率为0%、50%和100%；T1、T2和T3分别表示钢管壁厚为2.78、3.80和4.73 mm.

表1 试件参数及试验数据Tab.1 Specimen parameters and test data

1.2 试件材料性能

钢材选用Q235直缝焊接方钢管,钢材的材料性能按照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验:第1部分:室温试验方法》及GB/T 22315—2008《金属材料弹性模量试验方法》的规定进行测定，结果见表2.

表2 钢材的力学参数Tab.2 Mechanical parameters of steel

混凝土配置选用材料为普通硅酸盐水泥(P·O42.5)、天然河砂、普通自来水、粗骨料(河北迁安尾矿进行筛分清洗而成的5～20 mm连续级配的铁尾矿石)、掺合料(Ⅱ级粉煤灰和经粉磨后比表面积为750 m2/kg的河北迁安尾矿的铁尾矿粉)和聚羧酸高效减水剂.

为提高铁尾矿粉利用率，系统地分析不同铁尾矿粉替代率对自密实铁尾矿混凝土力学性能的影响.根据GB/T 1596—2005《用于水泥和混凝土中的粉煤灰》与规范YB/T 4561—2016《用于水泥和混凝土中的铁尾矿粉》的规定，并参考史星祥[10]、张肖艳[11]、曾维等[12]的研究，将不同铁尾矿粉替代率的水泥胶砂试件养护28 d的强度活性指数与规范对比，均达到规范要求.因此，最终确定铁尾矿粉替代率为0%、50%、100%，强度活性指数详细结果见表3. 铁尾矿石力学性能指标按照GB/T 14685-2011《建筑用卵石和碎石》规范要求进行测定，各个指标符合规范要求，具体结果见表4.

表3 胶砂试件强度活性指数Tab.3 Strength activity index of mortar specimens

表4 铁尾矿石性能指标Tab.4 Performance indicators of iron tailings

自密实铁尾矿混凝土试配强度为C40，配合比参照JCJ/T 283—2012《自密实混凝土应用技术规程》，在标准条件下养护28 d的混凝土标准立方体试块按照CB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》测其立方体抗压强度.自密实铁尾矿混凝土配合比与实测强度如表5所示.

表5 自密实铁尾矿混凝土的配合比及实测强度Tab.5 Mix ratio and measured strength of self-compacting iron tailings concrete

1.3 加载方案和数据测量

本试验在河北农业大学实验室采用200 t压力试验机进行加载，加载现场如图1a所示.试验采用分级加载制度，每级荷载为试件预估承载力的1/10，当荷载到达试件预估承载力的90%时，采用位移控制加载，位移加载速度为1 mm/min.当试件无法继续承载或荷载下降到极限承载力的85%时，认定试件破坏，试验结束.

加载装置示意图与试件测点和应变片布置如图1b与图1c所示.在试件底端2个对角处设置2个电子位移计，测量试件轴向变形；在试件支座2端与试件1/2高度各设置2个电子位移计，测量试件跨中侧向挠度.在试件无焊缝的3个面1/2高度处均匀布置纵横3对电阻应变片，在试件侧面1/2高度处四分点处再布置2个纵向应变片.

a.加载现场;b.加载装置示意;c、d.应变测点布置.图1 加载装置及测点布置Fig.1 Loading device and measuring point layout

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

加载初期试件未产生可见变形，当荷载加载到极限荷载的70%～80%时，试件基本稳定，外形无明显变化；荷载接近极限荷载时，试件受压侧表面发生轻微鼓曲变形，所有试件侧向弯曲变形增大；超过极限荷载之后，荷载开始缓慢下降，钢管受压侧中上部鼓曲迅速增大，最终试件受拉侧产生一定程度的弯曲变形.荷载在下降过程中，部分试件发出核心混凝土被压碎的声音.试件最终破坏形态见图2.

图2 试件破坏形态Fig.2 Specimen damage diagram

2.2 弯矩-曲率曲线

试件的弯矩-曲率计算公式为

M=N(e+ym)，

(1)

式中，M为弯矩，N为试件承载力，e为偏心距，ym为试件跨中挠度.

(2)

式中，θ为试件曲率,l为试件长度.

由试验数据计算得到偏压试件弯矩-曲率曲线如图3所示，其变形情况大致可以分为3个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段.试件开始加载至试件承受的弯矩达到极限弯矩的70%～80%过程中，试件承受的弯矩与试件曲率呈线性关系，试件处于弹性阶段；当试件承受的弯矩增加至极限弯矩过程中，试件承受的弯矩增加的速度变缓，而试件曲率增大速度较快，因此偏压试件弯矩-曲率曲线的斜率逐渐变小，试件处于弹塑性阶段；试件承受的弯矩达到极限弯矩之后，试件曲率迅速增大，而试件承受的弯矩逐渐下降，试件弯矩-曲率曲线的斜率逐渐趋于平缓，试件处于塑性阶段.

由图3a可知，含钢率由12%增大到22%，极限弯矩对应的试件曲率增长幅度为5.1%～24.16%，塑性阶段时85% 的极限弯矩对应的试件曲率增长幅度为8.8%～30.46%，说明含钢率越大，试件曲率的增加幅度越大.由图3b可知，在相同偏心距时试件弯矩-曲率曲线走向基本一致，说明铁尾矿粉替代率对试件弯矩-曲率曲线影响不大.

其他影响因素固定时，偏心距增大，试件所受弯矩增大，试件在受压侧钢管屈服之前变形增大，因此试件曲率增大，试件在弹性阶段的弯矩-曲率曲线的斜率变小，试件的抗弯刚度下降.偏心距越大，试件在塑性阶段其曲率增长越快，试件的横向变形能力提高.

a.不同含钢率及偏心距;b.不同替代率及偏心距.图3 弯矩-曲率曲线Fig.3 Load-span mid-lateral displacement

2.3 荷载-应变曲线

部分试件荷载-应变曲线如图4所示，ε为应变.由图4整体分析可知，随着荷载的增加，测点6数值增幅很小，应变值基本不变，测点7、8应变值一直在增大，说明钢管跨中截面上受压区对核心自密实铁尾矿混凝土约束效应明显，由受压区到受拉区钢管对核心自密实铁尾矿混凝土约束效应逐渐减小.

由图4d、e、f可知，当铁尾矿粉替代率增大时，应变增加速度与极限荷载对应的试件受压侧纵向应变增大.在偏心距为20 mm时，铁尾矿粉替代率为50%、100%的试件的极限压应变比铁尾矿粉替代率为0%时的试件极限压应变增加了12.2 %～24.7 %；在偏心距为40 mm时，铁尾矿粉替代率为50%、100%的试件的极限压应变比铁尾矿粉替代率为0%时的试件极限压应变增加了12.9%～21.7%.因此可以看出随着铁尾矿粉替代率的增加，试件的极限压应变呈增大趋势.

a.E1-R3-T1;b.E1-R3-T2;c.E1-R3-T3;d.E2-R1-T2;e.E2-R2-T2;f.E2-R3-T2.图4 荷载-应变曲线Fig.4 Load-strain curve

2.4 延性与刚度退化

试件的延性大小由文献[13]中的曲率延性系数μ来表示，

(3)

式中，Φu为极限曲率值,Φy为屈服曲率值.

偏压试件弯矩-曲率曲线的屈服点没有明显界限，所以屈服曲率值Φy按照“通用屈服弯矩法”来计算，极限曲率值Φu取下降到极限弯矩的85%时对应的曲率值.

试件的抗弯刚度K由弹性阶段的弯矩-曲率曲线的斜率来确定，

(4)

式中，M为试件承受弯矩值,θ为试件曲率值.

为了直观分析各影响因素对试件延性的影响规律，将表1中延性系数绘制成图5.由图5a可以看出，在其他变量一定的情况下，含钢率由12%增大到22%，试件的延性系数增大幅度为25.8%～49.9%，说明含钢率对延性系数影响显著.由图5b可以看出，随着铁尾矿粉替代率的增大，试件的延性系数呈增大趋势，核心自密实铁尾矿混凝土的强度随着铁尾矿粉替代率的提高而逐渐降低是试件延性系数增大的原因.但是，铁尾矿粉替代率由0增大到100%，试件的延性系数增大幅度仅为4.4%～8.9%，说明铁尾矿粉替代率对试件的延性系数影响不大.偏心距由20 mm增大到40 mm，试件的延性系数增大幅度为12.0%～25.8%，偏心距对试件的延性影响较大.

a.不同含钢率;b.不同替代率.图5 参数对试件延性系数的影响Fig.5 Influence of parameters on the ductility coefficient of the test piece

将表1各试件的抗弯刚度绘制成图6.由图6a可以看出，当含钢率由12%增大到22%，试件抗弯刚度提升幅度为14.1%～68.3%；由图6b得知当铁尾矿粉替代率由0%增大到100%，试件抗弯刚度下降幅度为3.8%～11.0%.含钢率增大，钢管的截面积增大、局部稳定的屈曲应力提高，同时试件套箍系数增大，钢管与混凝土的相互作用增加，因此试件的抗弯刚度增大.核心混凝土强度随铁尾矿粉替代率提高而降低，因此试件抗弯刚度呈现下降趋势，但是铁尾矿粉替代率对试件抗弯刚度的影响并不显著.从整体来看，试件抗弯刚度随偏心距的增大而降低.

a.不同含钢率;b.不同替代率.图6 参数对试件抗弯刚度的影响Fig.6 Influence of parameters on the bending stiffness of the test piece

2.5 承载力

2.5.1 试验承载力分析

将表1各试件承载力绘制成图7.由图7a可以看出，试件承载力的提高与含钢率的增大呈近似线性关系，当含钢率由12%增大到22%，试件承载力提升幅度为42%～68%，说明含钢率是影响试件承载力的主要因素.由图7b可以看出，试件承载力随着铁尾矿粉替代率的增加而降低，但100%铁尾矿粉替代率的试件的承载力与50%铁尾矿粉替代率的试件承载力基本相等，这说明铁尾矿粉替代率超出50%后对试件承载力的影响较小.随着偏心距的增加，试件承载力下降明显，下降幅度为21.2%～43.7%，这是偏心距增大试件承受的弯矩增大所致.

a.不同含钢率;b.不同替代率.图7 参数对试件承载力的影响Fig.7 Influence of various parameters on specimen bearing capacity

2.5.2 试件承载力对比分析

目前对钢管混凝土承载力的计算分为叠加理论与统一理论，因此将钢材与自密实铁尾矿混凝土的基本力学性能数据代入到福建省工程建设标准DBJ13-51—2003 《钢管混凝土结构技术规程》、GJB 4142—2000 《战时军港抢修早强型组合结构技术规程》、AISC 341—10 seismic provisions for structural steel buildings，BS 5400-4 steel,concrete and composite bridges与GB 50936—2014 《钢管混凝土结构技术规范》的钢管混凝土承载力计算公式中，并且与试件实际承载力Nu进行比较.

从表6可以看出，相对于其他规程、规范，试件的实际承载力与采用DBJ13-51—2003《钢管混凝土结构技术规程》计算得到的承载力比值，其标准差(0.065)与变异系数(0.066)最小，说明计算结果离散程度小.因此，采用规程DBJ13-51—2003《钢管混凝土结构技术规程》对方钢管自密实铁尾矿混凝土偏压短柱的承载力进行计算较为适合.

表6 承载力试验值与计算值对比分析

3 结论

本文通过方钢管自密实铁尾矿混凝土短柱的偏压试验，得出以下主要结论：

1)含钢率由12%增大到17%和22%时，试件抗弯刚度提升幅度为14.1%～68.3%，影响显著.提高铁尾矿粉替代率，试件极限压应变增加但试件抗弯刚度降低.

2)试件承载力随铁尾矿粉替代率的提高、偏心距的增大而降低；含钢率由12%增大到22%，试件承载力最大提升68%.

3)试件延性系数随着含钢率的提高而增大；提高铁尾矿粉替代率，试件的延性系数无明显变化；偏心距增加，试件延性系数增大.

4)福建省工程建设地方标准DBJ13-51—2003 《钢管混凝土结构技术规程》计算结果离散程度最小，因此推荐使用该规程对方钢管自密实铁尾矿混凝土偏压短柱的承载力进行计算.