王衛(wèi)華，陳子健，蔡敏偉，董毓利

(1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2.廈門市抗火綜合防災工程技術研究中心，福建 廈門 361021)

合理利用再生混凝土資源，不僅能降低建筑成本，節(jié)省石子和河砂等天然資源的消耗，還能減少固體廢棄物排放，減輕環(huán)境污染，對環(huán)境保護、節(jié)約資源和能源具有重大意義。鋼管再生混凝土構件發(fā)揮組合結構的優(yōu)勢，為利用再生混凝土提供了新思路。按照外鋼管是否承受軸力，鋼管混凝土柱可分為鋼管約束再生混凝土柱和鋼管混凝土柱，外鋼管可采用圓形截面、方形截面或中空夾層截面。Yang和Ma以截面形式（圓形、方形）和再生混凝土替代率（0～75%）為主要參數(shù)，完成了14根不銹鋼管再生混凝土軸壓短柱和受彎構件的試驗研究，采用《美國混凝土結構規(guī)范》（ACI 318-05）、《歐洲規(guī)范》（AIJ）、《美國鋼結構設計規(guī)范》（ANSI/AISC 360-05）、《英國橋梁規(guī)范》（BS5400-5）、《中國鋼管混凝土結構技術規(guī)程》（DB21/T1746—2009）、《日本建筑學會規(guī)程》EC4等規(guī)范公式計算，并對結果進行對比；結果表明，EC4計算結果與軸壓實測結果吻合較好，而ACI 318-05計算結果與受彎構件的實測結果吻合較好。陳宗平等研究發(fā)現(xiàn)，鋼管再生混凝土柱承載力隨外鋼管約束效應提高而增大，峰值應變隨再生混凝土替代率增加有增大趨勢。牛海成等研究發(fā)現(xiàn)，圓鋼管再生混凝土和在核心混凝土中配鋼筋的鋼管再生混凝土柱比方鋼管再生混凝土柱的變形能力好。吳波等提出了鋼管再生塊體混凝土構件的概念，可以簡化再生混凝土骨料的破碎、篩分、凈化等工序，降低再生骨料混凝土配制所耗費的大量水、水泥和能源等，是廢棄混凝土循環(huán)利用的有效途徑之一。

鋼管對核心混凝土的約束效應比鋼筋混凝土截面中的箍筋更有利于提高核心混凝土的強度和變形能力。為了研究再生混凝土在外鋼管約束效應下的力學性能，吳波等通過16個薄壁方鋼管再生塊體混凝土短柱的軸壓試驗研究表明，當新舊混凝土強度差相近時，舊混凝土取代率在20%～33%范圍內(nèi)變化對試件的軸壓承載力影響有限。Zhao等開展了36個薄壁圓鋼管再生塊體混凝土中長柱的軸壓與偏壓試驗，研究表明，隨著再生塊體取代率增大，試件的軸壓、偏壓承載力呈現(xiàn)出逐漸降低的趨勢，且軸壓柱和偏壓柱的降低率基本相當。Wu等開展了10個部分預制圓鋼管再生塊體混凝土柱軸壓試驗，研究表明，后澆新混凝土強度是影響試件的荷載-變形曲線下降的主要因素。為了在用鋼量保持不變的情況下研究鋼管再生塊體混凝土柱的力學性能，申超、Wu、吳波等開展了在鋼管中內(nèi)置箍筋、型鋼、高強角鋼形成鋼管再生塊體混凝土組合柱的軸壓試驗，研究表明，在用鋼量不變的情況下，在鋼管內(nèi)部設置箍筋、型鋼和高強角鋼，鋼管再生塊體混凝土柱軸壓承載力和變形能力指標均有所提高。

在方鋼管混凝土截面內(nèi)配置圓形鋼管，圓鋼管與方鋼管同軸，形成方形鋼管混凝土內(nèi)嵌套圓鋼管混凝土的復式截面。施工時，先將圓鋼管對中焊接在底板上；然后，將外部方鋼管對中與底板焊接。復式鋼管混凝土柱包含圓鋼管和方鋼管的雙重約束，不僅具有承載力高、延性好的特點，還有良好的防撞擊和耐火性能。在統(tǒng)一理論分析的基礎上，張玉芬和張志權等提出了復式鋼管混凝土柱軸壓承載力的計算方法；王振山等針對薄壁鋼管混凝土軸壓柱的約束形式進行研究，提出軸壓承載力的計算方法。目前尚未查到復式鋼管再生塊體混凝土柱的研究報道。為拓展鋼管再生塊體混凝土構件的形式，并為其工程應用提供更好的技術支撐，結合復式不銹鋼管混凝土柱的優(yōu)點，在復式不銹鋼管內(nèi)填充再生塊體混凝土形成復式不銹鋼管再生塊體混凝土柱，如圖1所示。

圖1 復式不銹鋼管再生塊體混凝土柱Fig. 1 Cross-section of CS-CFSST column filled with demolished concrete lumps

復式鋼管混凝土柱與鋼梁的連接可以采用擴大牛腿或外環(huán)板式的梁柱連接形式，如圖2所示。當鋼牛腿與鋼筋混凝土梁連接時，可將鋼牛腿包裹在鋼筋混凝土梁板中，起抗剪連接件的作用，鋼筋混凝土梁中的鋼筋與鋼牛腿的上下翼緣或外環(huán)板焊接連接。

圖2 復式鋼管混凝土梁柱連接Fig. 2 Connections between CS-CFSST column and steel beams

作者以再生塊體取代率、新舊混凝土強度和內(nèi)圓鋼管直徑為主要參數(shù)，進行16根復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱（包括3根對比試件）的軸心受壓試驗，分析了復式不銹鋼高強再生塊體混凝土短柱的荷載-變形曲線、橫向變形系數(shù)等的發(fā)展規(guī)律，并驗證預測其軸壓承載力相關公式的有效性。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

設計16根復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱試件，方不銹鋼截面尺寸為

B

×

t

=250.00 mm×1.92 mm，試件高度（不含蓋板）

H

=750 mm（

H

/

B

=3），兩端蓋板厚20 mm。其中：13個試件在圓鋼管中填充舊混凝土塊體，3個試件為普通復式不銹鋼管高強混凝土柱；試件方形鋼管采用奧氏體304不銹鋼彎成“U”形焊接而成，壁厚

t

=1.92 mm，彎角半徑

r

=3 mm；內(nèi)鋼管采用普通Q235圓鋼管。主要試驗參數(shù)：再生塊體取代率η=0、10%、20%（取代率為內(nèi)圓鋼管中添加的舊混凝土塊體的質(zhì)量與圓鋼管內(nèi)全部混凝土總質(zhì)量之比）；新混凝土強度為69.1和77.1 MPa，兩種舊混凝土塊體強度為26.7和87.6 MPa；圓鋼管直徑為140、165、180 mm。為了加強圓鋼管端部，避免局部破壞，在圓鋼管每端焊接4片高50 mm的直角梯形加勁肋，上底和下底寬分別為20和40 mm。

試件設計參數(shù)如表1所示。表1中：SC為復式不銹鋼管混凝土柱（SC14、SC16、SC18分別表示內(nèi)圓鋼管直徑為140、165和180 mm的復式不銹鋼管混凝土柱試件）；C為新澆筑混凝土的種類，C6和C7分別表示新澆筑混凝土強度為69.1和77.1 MPa；L為添加再生塊體混凝土的種類，L2、L8分別表示添加的舊混凝土塊體強度為26.7和87.6 MPa；R為再生塊體取代率，R0、R1和R2分別表示添加的再生塊體取代率為0、10%和20%。以試件編號SC14-C6L2R1為例，表示內(nèi)圓鋼管直徑為140 mm，采用69.1 MPa的新混凝土和26.7 MPa的再生混凝土塊體混合澆筑而成，再生塊體取代率為10%。

表1 試件設計參數(shù)
Tab. 1 Design parameters of specimens

注：為圓鋼管直徑；為圓鋼管壁厚；為實測新混凝土立方體抗壓強度；為舊混凝土立方體抗壓強度；η為再生塊體混凝土取代率；為圓鋼管內(nèi)混凝土的組合抗壓強度，=η+（1-η）；ξ為圓鋼管套箍約束效應系數(shù)，ξ=()/()，為圓鋼管鋼材屈服強度，為圓鋼管截面積，為圓鋼管內(nèi)混凝土軸心抗壓強度，為圓鋼管內(nèi)混凝土截面積；為試件實測軸壓承載力；ε為極限承載力時試件的平均縱向應變。

試件編號 D/mm t2/mm fcu,new/MPa fcu,old/MPa η/% fcu,com/MPa ξ Ne/kN εw,u/10-3 SC14-C6R01403.7469.1——69.11.043 609.41.87 SC16-C6R01653.7069.1——69.10.903 969.72.12 SC18-C6R01806.0469.1——69.11.364 317.84.53 SC14-C6L2R1 140 3.74 69.1 26.7 10 64.9 1.11 4 145.8 2.42 SC14-C6L2R2 140 3.74 69.1 26.7 20 60.6 1.19 3 974.6 2.03 SC14-C6L8R2 140 3.74 69.1 87.6 20 72.8 0.99 3 772.8 2.13 SC14-C7L2R2 140 3.74 77.1 26.7 20 67.0 1.08 3 754.8 1.95 SC16-C6L2R1 165 3.70 69.1 26.7 10 64.9 0.96 3 513.1 2.74 SC16-C6L2R2 165 3.70 69.1 26.7 20 60.6 1.02 3 778.4 1.93 SC16-C7L8R1 165 3.70 77.1 87.6 10 78.2 0.79 4 153.9 2.36 SC16-C6L8R2 165 3.70 69.1 87.6 20 72.8 0.86 3 734.5 3.13 SC16-C7L2R1 165 3.70 77.1 26.7 10 72.1 0.86 4 118.4 2.44 SC16-C7L2R2 165 3.70 77.1 26.7 20 67.0 0.93 3 969.5 1.96 SC16-C7L8R2 165 3.70 77.1 87.6 20 79.2 0.78 3 869.6 5.17 SC18-C6L2R2 180 6.04 69.1 26.7 20 60.6 1.55 4 068.8 2.53 SC18-C7L2R2 180 6.04 77.1 26.7 20 67.0 1.40 4 471.1 2.23

1.2 材料特性

試驗采用的兩種強度再生混凝土塊體從梁和剪力墻構件中拆除，再生混凝土塊體尺寸為60～100 mm，如圖3所示。新混凝土采用強度等級為C60和C70的自密實商品混凝土，坍落度為240 mm，自密實混凝土各組分含量及力學性能如表2所示。表2中，

f

為新混凝土28 d強度。粗骨料為5～16 mm連續(xù)粒級玄武巖碎石，針、片狀含量為2.8%，壓碎值為8.4%。在澆筑前將舊混凝土塊體洗凈表面浮塵，用編織袋編號稱裝好，放置自來水池內(nèi)提前充分浸泡24 h。試件澆筑時，先在試件底部倒入一層約50～60 mm厚的新混凝土，然后將舊混凝土塊體與新混凝土交替放入圓鋼管內(nèi)，并用插入式振搗棒充分振搗；將圓鋼管內(nèi)的混凝土澆筑完畢，在圓鋼管外和方不銹鋼管之間灌入新混凝土，圖4為試件澆筑振搗過程的照片。

圖3 舊混凝土塊體Fig. 3 Demolished concrete blocks

表2 新混凝土配合比及力學性能
Tab. 2 Mix ratio and mechanical behavior of new concrete

強度等級各組分含量/(kg·m-3) fcu,28 d/MPa fcu,new/MPa水 水泥 砂 石子 粉煤灰礦粉 減水劑 膨脹劑C60 166 293 798 892 63 21 7.28 42 64.6 69.1 C70 82 342 832 930 105 79 5.50 42 65.6 77.1

鋼材力學性能按照《金屬材料拉伸試驗》的相關規(guī)定進行測試，鋼材材性實測值如表3所示。

表3 鋼材力學性能
Tab. 3 Mechanical properties of steel

注：為方不銹鋼管邊長，為圓鋼管直徑，為方不銹鋼管壁厚，為圓普通鋼管壁厚，為鋼材的屈服強度，為鋼材的彈性模量，ε為鋼材的屈服應變，μ為鋼材的泊松比。

鋼管類型B（D）/mm t1/t2/fy/Es/(105 N·mm-2) εs,y/10-3 μs方鋼管 250 1.92 — 314.6 2.03×105 1.75 0.262 mm mm MPa圓鋼管140 — 3.74 391.5 2.05 1.91 0.279 165 — 3.70 407.1 2.02 2.01 0.266 180 — 6.04 396.1 1.98 2.00 0.275

1.3 試驗加載及量測

試驗在10 000 kN壓剪試驗機上進行，試驗加載裝置如圖5（a）所示；復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱沿每個面的中軸線對應上端板布置4個量程為100 mm的高精度位移傳感器，量測試件的軸向壓縮位移，如圖5（b）所示；試件內(nèi)外鋼管中截面各設置2組對稱的縱向和橫向應變片，如圖5（c）所示。試驗采用力和位移控制相結合的加載方式；正式加載前，先調(diào)整試件幾何對中，確保試件軸心受壓；正式加載階段，取預估峰值荷載的20%為一級，采用力控制加載至峰值荷的60%，之后采用位移控制加載，取預估峰值荷載的10%為一級，位移加載速率為1 mm/min；臨近破壞時，緩慢連續(xù)加載，試件軸向壓縮應變達0.06時，停止加載。軸向荷載的數(shù)值由壓力機自動采集，位移計、應變片數(shù)值由計算機通過DH3816N靜態(tài)應變箱連續(xù)采集。

圖5 試件加載裝置及測點布置Fig. 5 Loading setup for specimens and position of measuring points

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試件典型破壞過程如圖6所示。試驗中，各試件的破壞過程和破壞形態(tài)相近，具有良好的承載能力和變形能力。試驗初期，試件表面無明顯變化（圖6（a））；當荷載加載至峰值荷載的50%～67%時，方形不銹鋼管表面輕微鼓曲，局部鼓曲先從中間或中截面以上、下約

H

/4處開始（圖6（b））；鼓曲產(chǎn)生后，隨軸向荷載增大，達到峰值荷載95%左右時，可聽見鋼管內(nèi)部的混凝土開裂聲；達到峰值荷載后，外不銹鋼管局部鼓曲變形更顯著（圖6（c）），內(nèi)部混凝土開裂聲更明顯；加載結束時，各試件沿柱高均形成3～5圈褶皺形局部屈曲（圖6（d））。由于不銹鋼材料變形能力較好，各試件表面均未出現(xiàn)焊縫開裂現(xiàn)象。

圖6 SC14-C6R0試件破壞過程Fig. 6 Failure process of specimen SC14-C6R0

圖7為16個試件加載結束后的破壞特征。由圖7可見：各試件的破壞形態(tài)基本相似，外不銹鋼管鼓曲明顯；試件SC18-C6R0鼓曲2圈；SC16-C6L2R1鼓曲3圈；SC16-C7L8R1和SC18-C7L2R2鼓曲最多，為4圈。

圖7 各試件的破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of the tested specimens

試件的內(nèi)部圓鋼管混凝土呈腰鼓型破壞和斜剪型破壞兩種類型，與文獻[16]中復式鋼管高強混凝土柱的破壞類型相似。圖8為SC14-C6L8R2試件斜剪型破壞形態(tài)。由圖8（a）可知，外不銹鋼管呈3道鼓曲，混凝土鼓曲位置在外鋼管約束作用下外凸，混凝土仍維持外凸的整體形狀。由圖8（b）可知，屈曲位置的外不銹鋼鋼管對內(nèi)部混凝土仍具有較好的環(huán)箍作用，局部壓碎狀態(tài)的混凝土并未脫落，外混凝土面有一道較大的斜裂縫，斜裂縫以下的混凝土有橫向劈裂的趨勢。由圖8（c）可知，剝開圓鋼管外層混凝土后，分布在圓鋼管兩側的局部鼓曲形成斜剪破壞特征，剪切面與軸向夾角α約為45°左右。切開剪切破壞位置的鋼管，可見內(nèi)部混凝土在兩道鼓曲間有一道斜裂縫，這是由于內(nèi)部混凝土的壓剪破壞先于鋼管局部屈曲而混凝土在壓剪破壞面處形成斜裂縫。由圖8（d）可知，剔除部分松散混凝土后，再生混凝土內(nèi)部的再生塊體混凝土與新混凝土界面結合良好，并未出現(xiàn)界面破壞的情況。

圖8 SC14-C6L8R2斜剪型破壞形態(tài)Fig. 8 Shear failure model of specimen SC14-C6L8R2

圖9為SC18-C6R0試件腰鼓型破壞形態(tài)。由圖9可知，發(fā)生腰鼓型破壞的試件，切開鼓曲位置鋼管后，發(fā)現(xiàn)核心混凝土局部外凸，直徑有變大趨勢，外凸邊緣處可見若干裂縫，核心混凝土表面出現(xiàn)細裂紋，無大的集中裂紋出現(xiàn)。

圖9 SC18-C6R0試件腰鼓型破壞形態(tài)Fig. 9 Waist drum failure mode of specimen SC18-C6R0

除試件SC16-C6L2R2、SC16-C7L2R1、SC18-C6R0、SC18-C7L2R2發(fā)生腰鼓型破壞外，其余試件發(fā)生核心混凝土的斜剪型破壞。4個腰鼓型破壞試件的約束效應系數(shù)分別為1.02、0.86、1.36和1.40。發(fā)生斜剪型破壞試件的約束效應系數(shù)由0.79到1.55。約束效應系數(shù)為1.55的試件（SC18-C6L2R2）斜向剪切面的角度（與水平面的夾角）較小，且呈現(xiàn)一定程度直徑增大的腰鼓現(xiàn)象，說明隨直徑和約束效應系數(shù)增大，環(huán)箍效應對混凝土斜裂縫有較好的抑制作用。

2.2 荷載-軸向應變曲線

圖10為各試件的荷載-軸向應變（試件軸向壓縮位移除以柱長）關系曲線，各試件的實測軸壓極限承載力（

N

）見表1。

由圖10可知：

1）復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱試件與未添加再生塊體的復式不銹鋼高強混凝土短柱試件的荷載-軸向應變曲線相似。加載初期均呈直線上升，曲線有明顯的峰值荷載點（軸壓承載力）；超過峰值荷載后，承載力隨應變增大而下降，SC14系列和SC16系列試件豎向荷載下降約為峰值荷載的37%～44%，SC18系列試件的豎向荷載下降約為峰值荷載的14%～19%；加載結束時，所有試件尚能承擔峰值荷載的63%以上，其中：SC14和SC16系列試件結束時，承載力分別為峰值荷載的63%和66%以上，如圖10（a）和（b）所示；SC18系列承載力為峰值荷載的86%以上，如圖10（c）所示。

圖10 試件的荷載-軸向應變曲線Fig. 10 Load?axial strain curves of specimens

2）取代率和鋼管截面相同情況下，添加相同強度舊混凝土塊體的復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱的軸壓承載力隨新混凝土強度增大呈略微增大趨勢，如表1所示。新混凝土強度從69.1增至77.1 MPa，SC16系列試件軸壓承載力提高3.5%～4.8%，SC18系列試件軸壓承載力提高9.0%左右；約束效應系數(shù)ξ從1.19減小至1.08，試件SC14-C6L2R2與試件SC14-C7L2R2相比，軸壓承載力降低約5.5%；再生混凝土取代率小于20%情況下，添加不同強度舊混凝土塊體對試件軸壓承載力影響不明顯。

3）新混凝土強度和鋼管截面相同情況下，無論新混凝土強度為69.1還是77.1 MPa，復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土柱的軸壓承載力呈現(xiàn)出隨再生塊體取代率的增加而降低的趨勢，取代率從0增至20%，添加低強度（26.7 MPa）舊混凝土塊體骨料的SC14、SC16、SC18系列試件的軸壓承載力分別降低了4.1%、4.8%和5.7%；取代率由10%增至20%，添加高強度（87.6 MPa）舊混凝土塊體骨料的SC16系列試件的軸壓承載力約降低了6.8%。試件SC14-C6R0和SC16-C6L2R1因內(nèi)部圓鋼管發(fā)生撕裂破壞，導致軸壓承載力偏低。

4）新舊混凝土強度差和取代率相同情況下，無論新混凝土強度為69.1還是77.1 MPa，復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土柱軸壓承載力呈現(xiàn)隨圓鋼管直徑增大而提高的趨勢。圓鋼管直徑從140增加至180 mm，試件軸壓承載力提高約2.3%～16.4%。達到峰值后，隨軸向壓縮，軸力基本持平甚至略有上升，剩余承載力與軸壓承載力之比為86%～92%，增大圓鋼管截面可以顯著提高試件的變形能力，如圖10（a）～（c）所示。

2.3 荷載-應變關系

表1給出了試件達軸壓4個位移計所測縱向應變的平均值；各試件的軸壓荷載與內(nèi)、外鋼管應變關系曲線相似，以試件SC14?C6L8R2、SC16?C6L2R1、SC16?C7L8R2、SC18?C7L2R2為例，繪制荷載-應變關系如圖11所示。圖11中為試件實測的內(nèi)外鋼管中部截面的縱向和橫向應變數(shù)據(jù)，縱向受壓應變?yōu)樨?，橫向受拉應變?yōu)檎?。ε為外方形不銹鋼的縱向應變，ε為外方形不銹鋼的橫向應變，ε為內(nèi)部圓鋼管的縱向應變，ε為內(nèi)部圓鋼管的橫向應變，ε、ε、ε和ε分別為鋼管壁厚為1.92、3.70、3.74和6.04 mm的鋼材屈服應變。

圖11 典型試件的荷載?應變關系曲線Fig. 11 Load?strain curves of typical specimens

由圖11及表1可知：

1）在加載初期，試件的內(nèi)外鋼管縱向應變和橫向應變隨軸向荷載呈線性增長，各試件的內(nèi)外鋼管的縱向應變發(fā)展速率快于橫向應變。當縱向應變和橫向應變的斜率發(fā)生變化（曲線彎曲），說明鋼管壁發(fā)生局部鼓曲。軸力達到峰值時，試件測量的外縱向峰值應變未達到屈服值，而外不銹鋼管中部應變處鼓曲導致部分應變超過屈服值，此時大部分試件圓鋼管的縱向峰值應變均達到屈服。

2）荷載上升至峰值荷載時，由4個位移計測得的試件平均縱向應變值介于1.87×10～5.17×10之間。隨著再生塊體取代率增大，試件位移平均縱向應變值呈下降趨勢，圓鋼管直徑140 mm（SC14?C6L2R1、SC14?C6L2R2）和165 mm（SC16?C6L2R1、SC16?C6L2R2）的試件取代率從10%增加至20%時，平均縱向應變分別下降16.1%、29.6%左右；圓鋼管直徑180 mm（SC18?C6R0、SC18?C6L2R2）的試件取代率從0增加至20%時，平均縱向應變下降44.2%左右。

2.4 橫向變形系數(shù)

復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱內(nèi)外鋼管在軸向荷載作用下的橫向與縱向應變關系可反映試件內(nèi)外鋼管與核心混凝土的相互作用。圖12為試驗實測試件

H

/2截面的內(nèi)外鋼管縱橫應變得到的橫向變形系數(shù)（ε/ε、ε/ε）與荷載比（

N

/

N

，即試件的荷載與峰值荷載的比值）的關系曲線，其中，虛線表示鋼管的泊松比。

圖12 εinh/εinv?N/Ne和εouth/εoutv?N/Ne關系曲線Fig. 12 εinh/εinv?N/Ne and εouth/εoutv?N/Ne curves of each specimens

由圖12可知，加載初期，試件的橫向變形系數(shù)在鋼材的泊松比上下波動，當試件的荷載比大于0.8時，試件的內(nèi)外鋼管橫向變形系數(shù)增長速度明顯加快，超過鋼管的泊松比，表明承載后期核心混凝土的橫向變形較大，與鋼管形成較大的擠壓作用，核心混凝土在內(nèi)外鋼管的約束下處于三軸受壓狀態(tài)，使得復式不銹鋼管再生塊體混凝土柱試件具有較高的承載力和較好的變形能力。

3 軸壓承載力計算

如果復式鋼管混凝土截面外部方不銹鋼管僅對夾層混凝土提供約束效應，當夾層部分的混凝土面積較小，計算得到的方不銹鋼管對夾層部分混凝土的約束效應較大；而實際上，夾層部分較薄時，方不銹鋼管對夾層混凝土提供不了過高的約束效應。因此，在計算方不銹鋼鋼管混凝土約束效應系數(shù)時，忽略圓鋼管面積，認為方不銹鋼管對內(nèi)部的所有混凝土面積產(chǎn)生約束效應，鋼管內(nèi)的再生塊體混凝土采用組合抗壓強度

f

，根據(jù)新舊混凝土的強度和替代率計算得到（表1）。在

f

取200～700 MPa，

f

取30～120 MPa條件下，采用4種簡化方法計算軸壓短柱的承載力。方法1：內(nèi)圓普通鋼管和外方不銹鋼管對其內(nèi)部混凝土無約束作用，僅提供軸壓承載力，試件的軸壓承載力

N

為：

式中，

f

和

f

分別為方形不銹鋼管和內(nèi)圓普通鋼管的鋼材屈服強度，

A

和

A

分別為方形不銹鋼管和內(nèi)圓鋼管的截面積，

A

和

A

分別為內(nèi)圓鋼管外部和內(nèi)部的混凝土截面積，

f

和

f

分別為內(nèi)圓鋼管外部和內(nèi)部混凝土的軸心抗壓強度。添加再生混凝土骨料的混凝土抗壓強度按再生塊體混凝土組合抗壓強度

f

計算。方法2：考慮內(nèi)圓鋼管混凝土在試件達到極限承載力時尚未達到荷載極限，對其承載力進行折減，試件的軸壓承載力

N

為：

式中：

N

為方不銹鋼管混凝土（扣除內(nèi)部圓鋼管混凝土面積）的承載力，當

B

/

t

≤80時，按文獻[24]計算，

N

=(

A

+

A

)(1.17+0.78ξ)

f

； 當

B

/

t

≥90時，

N

=

f

A

+

f

A

；

B

/

t

在兩者之間時，采用線性內(nèi)插。

N

為考慮約束作用的內(nèi)圓普通鋼管混凝土柱的軸壓承載力，按文獻[21]計算，

N

=(

A

+

A

)(1.14+1.02ξ)

f

，其中，ξ為外方不銹鋼管對混凝土的約束效應系數(shù)（混凝土按截面的全部混凝土面積），ξ=

f

A

/(

f

A

)，

A

為混凝土凈面積，ξ為內(nèi)部圓普通鋼管的約束效應系數(shù)，ξ=

f

A

/(

f

A

)。方法3：僅考慮內(nèi)圓普通鋼管對內(nèi)部的再生混凝土提供約束作用，外方形不銹鋼管僅提供軸壓承載力，不提供約束作用，試件的軸壓承載力

N

為：

方法4：采用統(tǒng)一理論，將內(nèi)、外鋼管對混凝土的約束效應采用組合等效套箍系數(shù)，試件的軸壓承載力

N

為：

式中：ξ為組合等效套箍系數(shù)，ξ=(

k

A

f

+

k

A

f

)/(

A

f

) ，

k

、

k

分別為外鋼管和內(nèi)鋼管的套箍約束效應系數(shù)，取值見文獻[17-18]；α、β為鋼管和混凝土的作用參數(shù)， α =0.175 9

f

/235+0.974 ，β=?0.103 8

f

/20+0.030 9，其中，

f

為鋼管混凝土組合柱中內(nèi)外鋼管屈服強度加權平均值，

f

=(

f

A

+

f

A

)/(

A

+

A

) ，

f

為鋼管混凝土柱混凝土強度加權平均值，

f

=(

f

A

+

f

A

)/(

A

+

A

)。

上述4種方法的計算結果和統(tǒng)計結果見表4和5。

表4 方法1～4計算結果
Tab. 4 Calculation results of mothod 1～4

注：為實測軸壓承載力，為剩余承載力，γ為剩余承載力與實測極限承載力的比值，β～β為方法1～4計算與試驗結果的比值。

方法1 方法2 方法3 方法4 Nu1/kN β1 Nu2/kN β2 Nu3/kN β3 Nu4/kN β4 SC14-C6R0 3 609.4 2 551.5 0.71 3 794.1 1.05 3 822.7 1.06 4 044.2 1.12 4 341.6 1.20 SC16-C6R0 3 969.7 3 000.0 0.76 3 918.6 0.99 3 933.4 0.99 4 220.5 1.06 4 481.4 1.13 SC18-C6R0 4 317.8 3 721.2 0.86 4 400.5 1.02 4 504.8 1.04 4 923.9 1.14 4 962.4 1.15 SC14-C6L2R1 4 145.8 2 688.5 0.63 3 757.6 0.91 3 783.2 0.91 3 997.8 0.96 4 297.6 1.04 SC14-C6L2R2 3 974.6 2 679.4 0.67 3 720.3 0.94 3 742.9 0.94 3 950.3 0.99 4 252.5 1.07 SC14-C6L8R2 3 772.8 2 812.7 0.75 3 824.5 1.01 3 855.6 1.02 4 082.9 1.08 4 378.3 1.16 SC14-C7L2R2 3 754.8 2 761.3 0.74 4 003.7 1.07 4 030.8 1.07 4 248.9 1.13 4 594.6 1.22 SC16-C6L2R1 3 513.1 2 547.4 0.75 3 867.0 1.10 3 878.6 1.10 4 156.0 1.18 4 419.2 1.26 SC16-C6L2R2 3 778.4 2 774.0 0.73 3 814.2 1.01 3 822.5 1.01 4 090.0 1.08 4 355.6 1.15 SC16-C7L8R1 4 153.9 2 756.5 0.66 4 228.0 1.02 4 249.8 1.02 4 557.8 1.10 4 854.6 1.17 SC16-C6L8R2 3 734.5 2 659.1 0.71 3 961.6 1.06 3 979.1 1.07 4 274.2 1.14 4 533.2 1.21 SC16-C7L2R1 4 118.4 2 842.3 0.69 4 153.1 1.01 4 170.3 1.01 4 464.2 1.08 4 764.2 1.16 SC16-C7L2R2 3 969.5 2 773.0 0.70 4 090.5 1.03 4 103.7 1.03 4 385.9 1.10 4 688.6 1.18 SC16-C7L8R2 3 869.6 2 660.8 0.69 4 240.3 1.10 4 262.9 1.10 4 573.2 1.18 4 869.4 1.26 SC18-C6L2R2 4 068.8 3 722.1 0.92 4 281.9 1.05 4 372.9 1.07 4 768.7 1.17 4 820.6 1.18 SC18-C7L2R2 4 471.1 3 871.1 0.87 4 548.4 1.02 4 649.5 1.04 5 062.8 1.13 5 139.5 1.15試件編號 Ne/kN Nr/kN γr

由表4可見，復式鋼管混凝土柱具有較高的剩余承載力（

N

），剩余承載力系數(shù)γ隨圓鋼管直徑和壁厚增加而增大，隨混凝土強度提高而降低，圓鋼管直徑

D

=180 mm的試件具有較好的變形能力，剩余承載力系數(shù)在0.86以上。由表5可知：4種不同計算方法β～β均方差較為接近；采用方法1和方法2的計算結果與試驗結果吻合較好，計算結果與試驗實測值之間的誤差在10%以內(nèi)；采用方法3方法4所得的計算結果略高于試驗實測值，誤差在20%左右。圖13給出了復式鋼管混凝土軸壓短柱承載力的實測結果和計算結果對比。

表5 試驗結果與計算結果比值的統(tǒng)計
Tab. 5 Ratio statistics of calculation and test results

統(tǒng)計結果 均值 均方差β1 1.02 0.051 2 β2 1.03 0.052 1 β3 1.10 0.061 3 β4 1.17 0.059 2

圖13 試驗結果和計算結果對比Fig. 13 Comparison between experimental and computational results

由表4和圖13可知，方法1和方法2計算結果和試驗結果更接近，主要原因在于：1）在圓鋼管內(nèi)部添加舊混凝塊體骨料本身力學性能與普通新混凝土相比存在一定差異，使得再生混合混凝土組合抗壓強度的試驗結果離散性略大于普通鋼管混凝土；方法1在估算復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱的軸壓承載力時，未考慮鋼管的約束作用對內(nèi)部混凝土強度的提高作用。2）計算方法2考慮圓形和方形鋼管混凝土截面達到峰值荷載時所對應的軸向應變不同（圓形截面的峰值應變較大），復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱在達到峰值荷載時，內(nèi)部圓鋼管混凝土截面尚未達到軸壓峰值荷載，其峰值承載力僅發(fā)揮了約85%，相當于鋼管對混凝土的有利約束效應，通過截面組合作用，把圓鋼管混凝土剩余的15%峰值承載力發(fā)揮在了剩余承載力階段，對于提高方鋼管混凝土柱的變形能力非常有利，進行截面設計時，可以通過調(diào)整圓鋼管截面來達到較高承載力和較好的變形能力。折減后的承載力計算結果與試驗實測結果較為接近，且可以結合已有的方形和圓形鋼管混凝土截面的相關設計公式，具有較好的適用性和可操作性。3）計算方法3充分考慮了內(nèi)圓鋼管對核心再生塊體混凝土的約束效應的提高作用，忽略了復式截面達極限承載力時，圓形鋼管混凝土截面尚處于上升段的情況，使得計算結果略高于試驗實測結果；方法4綜合考慮了方形不銹鋼和內(nèi)圓鋼管的組合約束效應對整個復式鋼管混凝土柱截面混凝土強度的套箍作用，同樣忽略了圓形截面的差異，計算結果也略高于試驗實測結果。

4 結 論

復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱試件具有較高的承載力和較好的變形能力，鋼管的約束效應有利于緩解摻入再生塊體的不利影響。在本文試驗研究參數(shù)范圍內(nèi)，可得到如下結論：

1）復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土短柱鼓曲位置的外不銹鋼鋼管對內(nèi)部核心混凝土仍具有較好的環(huán)向約束；內(nèi)部圓鋼管呈斜剪或腰鼓破壞；圓鋼管內(nèi)部核心混凝土中的再生塊體和新混凝土界面結合良好，未出現(xiàn)界面破壞的情況。

2）復式不銹鋼管高強再生塊體混凝土試件荷載-軸向應變曲線在加載初期均呈直線增長，曲線有明顯的峰值荷載點；經(jīng)過短暫下降后，曲線基本持平或略有上升，試件的剩余承載力達峰值荷載的63%以上。

3）方、圓鋼管截面不變，復式不銹鋼管再生塊體混凝土短柱軸壓承載力隨新混凝土強度增強而增強，隨替代率增加而降低；隨著圓鋼管截面增大，軸壓承載力提高2.3%～16.4%，剩余承載力與峰值荷載之比由63%提高到92%，顯著提高了試件變形能力。

4）采用結合圓形和方形鋼管混凝土承載力計算公式，且考慮圓形截面部分的承載力乘以折減系數(shù)的計算方法，所得軸壓極限承載力的計算結果與試驗結果吻合較好。