方钢管钢纤维再生混凝土短柱轴压性能试验研究*

张兆强 赵均海 邓勇军

(1.长安大学建筑工程学院，西安 710061;2.西南科技大学土木工程与建筑学院，四川绵阳 621010)

近年来，随着我国建筑业的快速发展，对砂石的需求量越来越大，为了满足这一需求，大量开山采石引起植被毁坏和水土流失，生态环境受到严重破坏。与此同时，建筑废弃物的排放量日益增加，有关资料显示，近年来我国每年产生的建筑垃圾总量为15.5亿～24亿t，已占到城市垃圾总量的30% ～40%，其中废弃混凝土多达4.5亿～6亿吨。随着城镇化的深入推进，该数据还将进一步增大，“垃圾围城”越演越烈。如此巨大的废弃混凝土量不仅占用宝贵的土地，而且带来了严峻的环境和社会问题。再生混凝土技术被认为是实现废弃混凝土再利用，缓解砂石供求矛盾和保护环境的最有效措施，也有利于促进混凝土行业的可持续发展。在此基础上，有学者提出将钢管和再生混凝土进行组合形成了钢管再生混凝土这一新型结构形式。其受力过程中，通过利用钢管和再生混凝土的相互作用，改善了再生混凝土的承载性能，对推进再生混凝土的工程应用特别是在承重结构中的应用具有重要意义。

目前，钢管再生混凝土技术已成为了研究热点，国内外学者对钢管再生混凝土试件纯弯性能，长短柱轴压、压弯性能，中心局部承压性能，抗震性能，界面黏结性能，高温、酸雨等环境下性能，以及抗冲击、抗火、抗冻性能等进行了一系列的试验研究、理论分析和数值模拟工作［1-12］，取得了丰硕的成果。为了进一步提高钢管再生混凝土构件的性能，本研究拟采用向内填再生混凝土中掺加钢纤维的方式形成钢管钢纤维再生混凝土构件，并通过试验研究常见的方形截面短柱试件的轴压性能，分析钢纤维体积掺量以及截面含钢率等因素对其承载性能的影响，为推进其工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计制作与材料基本性能

共设计了25个试件(包含23个方钢管钢纤维再生混凝土短柱试件和2个未掺加钢纤维的方钢管再生混凝土短柱对比试件)。主要考察参数为钢纤维体积掺量(分别为 0.5% 、1% 、1.5% 、2% 、2.5% 、3%)和截面含钢率(分别为 0.085，0.122，0.169)，所有试件的长度与截面边长比均为3.5。采用直缝焊接钢管，根据标准试验方法测得的钢材强度指标见表1。钢纤维使用国产的波形钢纤维，规格为0.7 mm ×0.7 mm ×35 mm。再生混凝土的原材料为中联牌普通硅酸盐水泥(P·O·32.5R)、普通中砂、自来水、天然骨料和再生粗骨料，其中再生粗骨料由服役30多年后的钢筋混凝土梁经机械破碎-筛分-清洗后获得，骨料粒径为5～25 mm。再生混凝土配合比为，水泥∶砂∶粗骨料∶水 =453∶560∶1 192(其中再生粗骨料894 kg)∶195，再生粗骨料取代率为75%，采用自然养护。钢管底部焊接有尺寸为150 mm×150 mm×10 mm的底板，再生混凝土从试件顶部自上而下灌入，放置在振动台上分2层振捣密实，并务必同批次浇筑3个边长为150 mm的标准立方体抗压试块。为使加载端保持平整，浇筑混凝土时，使柱顶混凝土高出钢管顶部平面10～15 mm，等到混凝土凝结硬化后，用打磨机将高出混凝土打磨至与钢管顶部平齐。试件参数如表2所示。

表1 钢材力学性能Table 1 Mechanical properties of steel

1.2 试验加载及测量

试验在西南科技大学结构与力学实验中心开展，采用5 000 kN微机控制液压伺服压力试验机进行轴向加载。轴向压缩位移由试验机上自带的位移计适时采集。各试件中部分别粘贴纵向和横向应变片，以测试试件的纵横向变形情况。试验正式开始前，进行几何对中和预加载，预加荷载取预计极限荷载的10%。待检查加载系统和各测点工作运行正常，卸载一段时间后，采用力控制方式进行分级加载，在达到预计极限荷载的70%以前时，每级加载取预计极限荷载的1/10;超过该范围后，每级加载取预计极限荷载的1/15，每级加载稳载2 min，临近破坏时，连续缓慢加载，当试件承载力降低至极限承载力的80%以下时，试验结束。

图1 内填再生混凝土破坏形态Fig.1 Failure mode of recycled aggregate concrete

2 试验现象及破坏形态

所有试件的加载过程都得到了较好的控制。在加载开始时，所有试件表面基本无变化，试件处于弹性受力状态。当施加荷载达到极限荷载的75%～90%时，钢管表面局部地方掉锈，并伴随有轻微的响声。加载继续进行，试件中部、距离上端部(1/4～1/3)柱高处和距离底板1/4柱高处出现钢管壁局部鼓起，接近极限荷载时，局部鼓起加大，达到3～10 mm，并延伸形成了较为明显的鼓曲线，且钢纤维体积掺量越大的试件，局部鼓起越大，鼓曲线也越明显，达到极限荷载以后，承载力缓慢下降，变形继续增加，最后试件呈剪切型破坏，这一破坏形态与钢管普通混凝土构件相似［13］。钢管剥离后，内部再生混凝土典型破坏状态如图1所示。从图中可以看出，试件钢管管壁发生鼓曲的地方，再生混凝土有脱落和破碎现象，其他部位再生混凝土没有出现明显裂纹，试件内填再生混凝土完整性较好，主要原因是再生混凝土受钢管、钢纤维的约束作用，自身强度和塑性得到提高。图2显示的是钢管壁厚均为t2(2.8 mm)仅钢纤维掺量不同的13个试件的破坏形态，可看出各个试件破坏形态基本类似，表明钢纤维的掺量对试件破坏形态影响不大。

图2 试件破坏Fig.2 Failure modes of specimens

3 试验结果分析

3.1 荷载-位移曲线

各代表性试件的荷载-位移关系曲线如图3、图4所示。其中，图3为钢管壁厚均为t2(2.8 mm)的试件随钢纤维体积掺量变化时的荷载-位移关系曲线，图4显示的是当截面含钢率变化时各代表性试件的荷载-位移关系曲线。从图中易看出：每个试件都主要经历了弹性和塑性发展两个阶段。当加载值在(0.75～0.95)Nu之间时(Nu为峰值荷载)，试件呈弹性受力状态，此后进入塑性阶段。从图3中可以看出：试件荷载 -位移关系曲线达到峰值荷载后的下降段伴随钢纤维体积掺量的提高呈现出放缓趋势，表明试件延性得到一定改善。由图4中可看出：随着含钢率的增加，试件的峰值荷载以及峰值荷载对应的位移均增大，说明含钢率是影响钢管钢纤维再生混凝土短柱试件性能的主要因素。

图3 t2厚度系列试件荷载-位移关系曲线Fig.3 Load-displacement curves of specimens with the same t2

图4 含钢率变化时各试件荷载-位移关系曲线Fig.4 Load-displacement curves of specimens with different steel ratio

图5 t2厚度系列试件荷载-轴向应变、荷载-环向应变关系曲线Fig.5 Load-strain curves of specimens with the same t2

3.2 荷载-应变曲线

试件的荷载-应变关系曲线如图5、图6所示。其中，图5为t2厚度系列试件的荷载-轴向应变关系曲线和荷载-环向应变关系曲线，图6则为截面含钢率变化时各试件荷载-轴向应变关系曲线和荷载-环向应变关系曲线。由于试件在达到峰值荷载以后，承载力下降比应变值采集速度快，难以获得应变与下降段承载力的一一对应关系，且此时，大部分试件变形已很大，应变片与钢管壁发生滑移，应变值出现大幅度回落，且回落数据比较凌乱，因此，此处仅列出了承载力上升期间的应变数据，曲线上没有理论上的下降段。从图中不难看出：刚开始加载时，曲线基本呈线性变化趋势，表明试件呈弹性受力状态。此后，曲线出现弯曲，试件进入塑性状态，当达到极限承载力时，全部试件中部钢管在轴向、环向均早已屈服。且此时，钢管局部屈曲，试件变形显著，应变片测得的局部变形受到很大影响，致使应变片的测量值无明显的规律。

图6 含钢率变化时各试件荷载-轴向应变、荷载-环向应变关系曲线Fig.6 Load-strain curves of specimens with different steel ratio

表2 试件参数与部分试验结果Table 2 Parameters of the specimens and part experiment results

3.3 承载力

结合表2中的试验结果可发现：1)当钢纤维体积掺量小于或等于1.5%时，试件承载力与未添加钢纤维构件相比有一定的小幅提高，表现在SZt205、SZt210、SZt215试件平均承载力比SZt200试件平均承载力分别提高 2.9% 、1.4% 、3.3%;2)当钢纤维体积掺量大于2%时，试件承载力下降，且降低幅度伴随钢纤维体积掺量的增大而增大，SZt230-1试件比未添加钢纤维试件的承载力降低多达29.3%。主要原因是：当钢纤维体积掺量较小时，钢纤维约束了受压过程中混凝土的横向膨胀变形，进而提高了混凝土强度和试件承载力;当钢纤维体积掺量较大时，其很容易因分布不均匀而出现结团，使得混凝土内界面薄弱区增多，进而导致强度降低;3)在钢纤维体积掺量保持不变的情况下，试件承载力随含钢率的增大而明显增大，SZt310试件平均承载力与SZt210试件和SZt110试件相比分别提高了23.8%、48.9%，SZt315试件平均承载力与 SZt215试件和SZt115试件相比分别提高了 25%、56.2%，SZt320试件平均承载力与SZt220试件和SZt120试件相比分别提高了24%、44.9%。

3.4 延性分析

参考文献［14］，定义试件的延性系数μ为：

式中：Δ80%为试件承载力降低至峰值荷载80%时对应的位移;Δu为试件承载力达到峰值荷载时对应的位移。全部试件的延性系数见表2。

由表2可知：1)内填混凝土中掺加钢纤维后的试件，其位移延性系数与未掺加钢纤维试件相比提高明显，SZt205试件位移延性系数较SZt200试件提高9.4%，SZt230-1试件位移延性系数较 SZt200试件提高达79.2%;2)钢纤维体积掺量越高，则位移延性系数越大;3)在相同钢纤维体积掺量的情况下，试件位移延性系数随截面含钢率的增加而增大;4)与对试件承载力的影响相比，掺入钢纤维对试件延性的影响更为显著，为使试件既有较高的承载力又有良好的延性，建议钢纤维的体积掺量可取为1.0% ～1.5% 。

4 轴压承载力计算

4.1 计算理论与基本假定

采用俞茂宏教授提出的统一强度理论进行计算［15］。在进行钢管钢纤维再生混凝土短柱轴压承载力计算时，作如下假定：

1)试件截面符合平截面假定。

2)钢管和钢纤维混凝土之间变形协调，没有相对滑移。

3)试件屈服主要由钢管和核心混凝土的纵向应力引起。

4)仅考虑轴向平衡条件和变形协调条件。

4.2 公式的推导

和圆形构件不同，方钢管对内部混凝土的约束力不均匀。本文参考文献［16］的思路，对混凝土约束划分为有效约束区(图中阴影部分)与弱约束区(图中空白部分)两部分，有效约束区与弱约束区的边界线为抛物线，如图7所示。

混凝土弱约束区域面积Ac1为：

混凝土有效约束区域面积Ac2为：

图7 截面有效约束区及弱约束区示意Fig.7 Effective constraint area and weak constraint area of section

式中：Ac为截面核心混凝土面积，θ为抛物线起点切线夹角，可取 45°［17］。

将方形试件中方钢管和内部钢纤维再生混凝土按照面积相等的原则分别转化为圆形试件相应的圆钢管和混凝土：

式中：D、t分别为方钢管钢纤维再生混凝土柱的边长和方钢管的厚度;r0、t0分别为等效圆钢管钢纤维再生混凝土柱的内半径和圆钢管的厚度。

则根据笔者在文献［18］中已分析得出的圆钢管承担的轴向压力计算式，易得等效后圆钢管钢纤维再生混凝土柱中钢管承载力Ns0为：

式中：fy为钢管的单向拉伸屈服强度。

根据文献［19］所得结果，处于三向受压状态的核心混凝土轴向抗压强度f'c为：

式中：fc为混凝土单轴抗压强度;钢管混凝土计算时常取3.0～5.0，具体数值由试验确定;p为钢管对核心混凝土施加的侧向约束应力，pmax=2tfy/D。

则由核心混凝土承担的轴向压力为：

对于内填混凝土的承载力Nc，可认为由混凝土有效约束区的承载力Nc2与混凝土弱约束区的承载力Nc1两部分承担。

式中：ξ为考虑厚边比υ(υ=T/D)影响的混凝土弱约束区约束折减系数［20］，按下列计算：

因此，方钢管钢纤维再生混凝土短柱的轴压极限承载力为：

4.3 公式的验证与分析

根据试验数据，利用本文推导公式(取 k=4，b=0.5)与国内现行规范 CECS 159∶2004《矩形钢管混凝土结构技术规程》［21］、DBJ 13-51—2010《钢管混凝土结构技术规程》［22］、GJB 4142—2000《战时军港抢修早强型组合结构技术规程》［23］所推荐的轴压承载力计算式，计算每一个试件的轴压极限承载力，并与试验结果进行对比，结果如表3所示。

表3 计算结果与试验结果比较Table 3 Comparison between analysis results and tests results

由表 3可看出：运用 CECS 159∶2004、DBJ 13-51—2010、GJB 4142—2000所推荐方法计算所得的试件轴压承载力绝大多数都小于试验实测值，且两者相差值较大，计算偏于保守;利用本文推导式计算结果与实测值相比，平均误差为6.9%，方差为 0.078，整体吻合较好，可用来进行方钢管钢纤维再生混凝土短柱轴压承载力的设计计算。

5 结束语

1)方钢管钢纤维再生混凝土短柱的轴向受压破坏形态与钢管普通混凝土柱相似，呈剪切型破坏，钢纤维的掺量对其破坏形态无明显影响。

2)钢纤维的掺入对方钢管再生混凝土短柱受压承载力有一定提高，但增益作用并不明显，当钢纤维体积掺量不超过1.5%时，试件轴压承载力有小幅提高，但当钢纤维体积掺量超过2%后，由于钢纤维的数量增多易出现分布不均匀而结团、混凝土界面薄弱区增多，致使试件承载力反而低于未掺加钢纤维构件，且钢纤维体积掺量越大，降幅也越大。

3)掺入钢纤维后，试件延性得到显著改善，且随着钢纤维体积掺量的提高，试件位移延性系数增大。为使试件既获得较高的承载力又具有良好的延性，建议钢纤维体积掺量取为1.0% ～1.5%。

4)截面含钢率对试件承载性能影响明显，试件承载力和位移延性系数均随含钢率的增大而增大。

5)基于统一强度理论，提出了方钢管钢纤维再生混凝土短柱的轴压承载力计算方法，计算结果与试验实测数据符合较好，可在工程设计时采用。