鄭宇宙，陳 力，祝小龍，劉 鑫，方 秦，周建偉

(1.中國人民解放軍陸軍工程大學，江蘇 南京 210007；2.東南大學 爆炸安全防護教育部工程研究中心，江蘇 南京 211189；3.空軍工程設計研究局 南京工程設計室，江蘇 南京 210018)

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)由于具有強度高、變形能力強和施工方便等優(yōu)點，在橋梁結(jié)構(gòu)、高層建筑和大跨度結(jié)構(gòu)等工程結(jié)構(gòu)中得到廣泛的應用。由于混凝土具有收縮和徐變的固有屬性，不可避免地會影響到鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能，尤其是在大體積混凝土施工時，由于混凝土的收縮和徐變特性，導致鋼管和混凝土間極容易出現(xiàn)脫空、粘結(jié)不牢和蜂窩麻面等現(xiàn)象，且在構(gòu)件受荷變形過程中，由于鋼管與混凝土變形不協(xié)調(diào)，鋼管難以一直為混凝土提供足夠的約束力，導致鋼管混凝土柱可能會出現(xiàn)軸向承載力陡然下降的脆性破壞，這嚴重影響鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的整體受力性能。自應力高強混凝土的出現(xiàn)，正好解決了這一問題。由于自應力混凝土在鋼管內(nèi)養(yǎng)護和凝結(jié)硬化期間就處于圍壓狀態(tài)，提升了鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能，從而擴大了其工程應用范圍。

目前，關于鋼管自應力混凝土柱的研究已經(jīng)取得一些成果。徐禮華等對圓鋼管自應力混凝土短柱的軸壓性能試驗研究發(fā)現(xiàn)，自應力的存在可以明顯改善高強混凝土的脆性，柱子軸壓承載力隨自應力的變化曲線為二次拋物線，其測得最佳自應力水平（混凝土自應力與混凝土立方體抗壓強度比值）為0.091 5。樊艦艇對5根鋼管自應力混凝土短柱的試驗研究發(fā)現(xiàn)，膨脹劑的摻量并不是越多越好，而是存在一個最佳值，最佳膨脹劑摻量為12%，此時試件的極限承載力提高最多。徐禮華等對鋼管鋼纖維自應力自密實柱軸壓性能進行了分析，研究表明，初始自應力將提高短柱的剛度和承載力，但會損失其變形能力，摻加鋼纖維能減小自應力引起的變形損失，改善CFST柱的變形能力。Krishan等對長徑比約為9的鋼管自應力混凝土柱進行了試驗研究，結(jié)果表明，自應力為2 MPa時，徑厚比為93的鋼管混凝土柱承載力提高10%以上，彈性段承載力能夠提高20%～33%，軸向應變提高24%～34%。朱美春等對矩形鋼管自密實自應力混凝土短柱軸壓性能進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)自應力的存在使得軸壓過程中混凝土始終處于三向受壓應力狀態(tài)，彈性階段可到極限荷載的85%以上，初始應力使矩形短柱的極限承載力提高了15%以上。周鵬華等對自應力高強混凝土與鋼管的粘結(jié)性能進行了研究，結(jié)果表明，自應力值越大，鋼管自應力高強混凝土柱的抗剪粘結(jié)強度也越大。目前關于鋼管自應力高強混凝土比較一致的結(jié)論有：相同混凝土強度情況下，鋼管自應力混凝土比普通CFST短柱的軸壓承載力可以提高4%～20%；鋼管自應力混凝土能夠延緩混凝土的裂縫開展，軸壓荷載–位移曲線的彈性段極限荷載比普通鋼管混凝土高，甚至能達到極限荷載的90%；自應力對短柱承載力的影響成二次拋物線分布，存在一個最佳的自應力值。

綜上所述，關于鋼管混凝土柱的研究中，混凝土強度集中在80 MPa以下，鋼管強度在500 MPa以下，截面形式多采用圓形，而對方形截面、復式鋼管結(jié)構(gòu)和徑厚比＜15的厚壁鋼管混凝土結(jié)構(gòu)研究較少，且較少涉及高延性高強鋼管和自應力混凝土。一般情況下，高延性高強鋼和較厚的鋼管壁對抵抗沖擊、爆炸荷載更加有利，且結(jié)構(gòu)承載力和變形能力相對更好，在防護工程領域具有良好的應用前景。本文結(jié)合防護工程新結(jié)構(gòu)研發(fā)的實際需求，開展了大尺寸高強鋼管約束自應力混凝土（high-strength steel tube confined self-stress concrete，HSTCSC）短柱的軸壓性能試驗研究，分析了混凝土強度、截面類型和截面空心率等因素對HSTCSC短柱軸壓性能的影響規(guī)律，揭示HSTCSC軸壓短柱的典型破壞形態(tài)和約束增強機理，得到了大尺寸HSTCSC短柱軸壓荷載–變形全曲線。相關結(jié)果為高強鋼約束自應力混凝土結(jié)構(gòu)在防護工程中的應用提供了理論依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試件設計

共設計7根大尺寸HSTCSC短柱試件，試件高度均為400 mm。為了避免試件發(fā)生失穩(wěn)破壞，圓形截面HSTCSC短柱的長徑比

l

∶

D

=2.38，方形HSTCSC短柱的長寬比為

l

∶

b

=2.63。試件C0為試驗基準組，試件SC1～SC3主要研究自應力混凝土強度對HSTCSC短柱受力的影響，試件SC2和SC4研究截面形狀對HSTC–SC短柱受力的影響，SC5～SC7研究截面空心率對HSTCSC短柱受力的影響，試件參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)
Tab. 1 Specimen parameters

注：S為高強鋼管；C為自應力混凝土； θ為套箍系數(shù)，θ=/，其中，為外側(cè)鋼管橫截面積， 為自應力混凝土橫截面
積， 為自應力混凝土棱柱體抗壓強度標準值， 為鋼管屈服強度。

型號截面形式直徑/mm壁厚/mm高度/mm混凝土強度等級鋼管屈服強度/MPaθ套箍系數(shù)空心率/%C01430400C60——0 SC116812.5400C705543.130 SC216812.5400C605543.560 SC316812.5400C505544.210 SC415212.5400C605544.050 SC5外168，內(nèi)76內(nèi)12.5，外12.5400C705543.130 SC6外168，內(nèi)76內(nèi)12.5，外12.5400C705543.1315.1 SC7外168，內(nèi)108內(nèi)12.5，外9.5400C705543.1347.4

1.2 試驗裝置和測點布置

為了提高試驗數(shù)據(jù)的采集精度，自應力混凝土短柱選用250T級MTS液壓伺服試驗機，而大尺寸的HSTCSC短柱試件承受軸向荷載的能力較高，選用2000T級（YAW–20000J）液壓伺服試驗機，如圖1所示。圖1中，在試件的側(cè)面，分別對稱布置2個激光位移傳感器和2個線性位移傳感器，用來測量試件的軸向壓縮變形，位移傳感器量測標距均為 400 mm。在試件高度的1/2處，對稱布置4個橫向應變片和4個軸向應變片，橫向應變片編號分別為h、h、h和h，軸向應變片編號分別為v、v、v和v，橫向平均應變值ε=(ε+ε+ε+ε)/4，軸向平均應變值ε=(ε+ε+ε+ε)/4。所有數(shù)據(jù)均通過TDS–7130靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進行采集，自應力混凝土開裂情況由人工進行觀察并記錄。

圖1 試驗加載裝置及測點布置示意圖Fig. 1 Load device of the test and arrangement of measure points

采用位移控制的方式進行加載，預加載時的加載速率為0.2 mm/min，當荷載達到200 kN時，停止加載并保持荷載1 min，隨后卸載至0。反復進行預加載，并根據(jù)測點的實際變化情況對試件位置進行調(diào)整，直至試件軸向應變誤差小于10%，認為試件已位于承壓板中心且受均布荷載。正式加載時的加載速率為0.50 mm/min，加載過程中不斷觀察和記錄試件的裂縫擴展和軸向變形情況，當試件軸向變形過大或者出現(xiàn)不穩(wěn)定情況時，立刻停止加載。

1.3 材料力學性能

自應力混凝土設計強度等級為C50、C60和C70，主要由水泥、粉煤灰、砂石、抗裂劑、礦粉和減水劑等混合而成，自應力混凝土28 d立方體抗壓強度分別為62、74和84 MPa，彈性模量分別為47、44和44 GPa，見表2。按照《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》（GB/T 50082—2009）進行自應力混凝土自由膨脹率的測量，見圖2。試驗測得C50、C60和C70的自應力混凝土的膨脹率分別為0.001 85、0.001 67和0.001 97 。

圖2 自應力混凝土微膨脹率測量Fig. 2 Micro-expansion ratio measurement of concrete

表2 自應力混凝土材料參數(shù)
Tab. 2 Material parameters of concrete

型號坍落度/mm擴展度/mm含氣量/%密度/(kg·m–3)fcu/MPafck/MPaEc/GPa最終自由膨脹率C50210470，4605.52 3856250470.001 85 C60247630，6203.72 3907459440.001 67 C70220570，5904.32 4408467440.001 97

自應力是由于鋼管自應力混凝土短柱中自應力混凝土體積膨脹受到抑制而產(chǎn)生的，是在嚴格控制骨料級配的情況下，通過摻入一定量的膨脹劑，使得混凝土在水化過程中產(chǎn)生一定的體積膨脹，進而彌補混凝土因收縮和徐變產(chǎn)生體積收縮的不足，達到提高混凝土性能的目的。

試驗用高延性高強鋼管采用27硅錳材質(zhì)，按照《金屬材料拉伸實驗 第1部分：室溫實驗方法》（GB/T 228.1—2010）中的相關規(guī)定制作了4根高強鋼單軸拉伸試件，試件總長300 mm，寬50 mm，厚6.8 mm，其中，有效拉伸區(qū)段長120 mm，寬20 mm，如圖3所示。測得高延性高強鋼管的彈性模量為194 GPa，屈服強度為554 MPa，抗拉極限強度為753 MPa，斷后伸長率為20%，屈強比為0.74。

圖3 試件尺寸示意圖Fig. 3 Schematic diagram of test specimen

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

圖4為試件的破壞形態(tài)。由圖4可以看出：自應力混凝土短柱發(fā)生斜剪破壞，且表現(xiàn)出明顯的脆性劈裂破壞特征；高強鋼管約束自應力混凝土短柱發(fā)生腰鼓型屈曲破壞，屬于延性破壞。兩者的區(qū)別是高強鋼管自應力混凝土短柱發(fā)生屈曲現(xiàn)象滯后，且表現(xiàn)出更好的延性特征和變形能力。高強鋼管屈服之前，荷載隨位移近似線性增加；高強鋼管發(fā)生屈服后，HSTCSC短柱的荷載–位移曲線斜率明顯下降，直至試件發(fā)生破壞為止。其中，方形高強鋼管自應力混凝土短柱達到屈服強度后，其荷載–位移曲線的斜率明顯小于圓形高強鋼管自應力混凝土短柱。值得注意的是，試件SC2軸向變形達到131 mm（軸向應變約為32.75%）時，高強鋼管達到其環(huán)向抗拉強度極限值，瞬間發(fā)生破裂并伴隨巨響，對試驗安全產(chǎn)生巨大的威脅?？紤]到試件破壞特點和變化規(guī)律的相似性，后續(xù)試驗均加載至60 mm（軸向應變約為15%）左右，此時高強鋼管環(huán)向應力在其抗拉屈服強度附近，可保證儀器的可靠性和試驗安全。

圖4 試件破壞形態(tài)Fig. 4 Failure morphology of the test specimen

為了深入探究高延性高強鋼管與自應力混凝土間相互作用機理，取其中兩個試件SC1和SC4，用切割機將外層高強鋼管從試件中間位置切開。圖5為HSTCSC短柱破壞模式，當高強鋼管被完全割開后（并未切割到內(nèi)部自應力混凝土），很容易就能將高強鋼管中的自應力混凝土掰開成兩半，且自應力混凝土界面剪切滑移線與軸向的夾角大約為30°～45°，如圖5（a）、（b）所示，說明核心自應力混凝土界面黏結(jié)結(jié)構(gòu)已經(jīng)遭到破壞，其抗剪強度很低。用小錘多次捶擊HSTCSC短柱外壁（圖5（c）），自應力混凝土仍然牢牢嵌在高強鋼管中，表明自應力混凝土和高強鋼管間仍然具有很強的黏結(jié)力。這是因為高強鋼管在自應力混凝土凝結(jié)硬化的過程中，隨著混凝土體積的不斷膨脹，逐漸產(chǎn)生沿環(huán)向的約束應力，進一步提高了自應力混凝土與高強鋼管間的黏結(jié)強度，表現(xiàn)出良好的共同受力性能。此外，試件SC1的高強鋼管和自應力混凝土在鼓曲位置處緊密黏結(jié)，沒有出現(xiàn)分離的情況，在鼓曲位置處試件SC4自應力混凝土被壓碎（圖5（b）），表明圓形截面高強鋼管對自應力混凝土的約束效應要優(yōu)于方形截面高強鋼管。

圖5 HSTCSC短柱破壞模式Fig. 5 Failure mode of the HSTCSC column

綜上所述，在自應力混凝土的微膨脹作用和高強鋼管約束的雙重作用下，高強鋼管自應力混凝土短柱表現(xiàn)出較好的受力性能，其中，圓形截面高強鋼管對自應力混凝土約束作用優(yōu)于方形截面高強鋼管，且局部變形較小，沒有出現(xiàn)高強鋼管和自應力混凝土分離的情況。

2.2 軸向應力–應變?nèi)€

試件C0實測軸壓強度與自應力混凝土圓柱體抗壓強度值（即立方體抗壓強度換算值）相近，而彈性模量比標準試件測量值提高了20%，如表3所示。試驗中所有圓形自應力混凝土短柱長細比為2.8，均大于圓柱體標準試件的長細比2，而試驗測得軸壓強度并沒有降低。表明自應力混凝土在圓形截面高強鋼管約束條件下養(yǎng)護比在無約束條件下養(yǎng)護具有更高的彈性模量和抗壓強度，這與文獻[15–16]的研究相符，圍壓狀態(tài)改善了自應力混凝土的界面結(jié)構(gòu)和空隙結(jié)構(gòu)，從而提高了自應力混凝土密實度，進而增強了自應力混凝土的抗壓強度。

表3 自應力混凝土短柱的軸壓試驗結(jié)果
Tab. 3 Axial compression test results of concrete short columns

注： 為自應力混凝土短柱彈性模量試驗值， 為自應力混凝土短柱抗壓強度試驗值，為圓柱體抗壓強度，和的比值根據(jù)CEB-FIP給出（歐洲協(xié)會CEB采用直徑152 mm，高305 mm的圓柱體試件）。

型號E′/GPaE/GPaf′c/MPafc/MPa橫向變形系數(shù)極限荷載/kN直徑（邊長）/mm長細比C053.044.06061.30.1969631432.8∶1.0

試件SC2的軸壓應力–應變?nèi)€和其切線模量–應變?nèi)€（對軸向應力–應變曲線求1階，可以得到切線模量–應變曲線）分別如圖6和7所示。根據(jù)切線模量的變化，可以將試件SC2軸壓應力–應變?nèi)€分為彈性階段（OA）、彈塑性階段（AB）、強化階段（BC）和破壞階段（CD）。

圖6 SC2應力–應變?nèi)€Fig. 6 Full load–strain curve of SC2

從圖7可以看出：當軸向應變約為0.002 188時，切線模量最大且出現(xiàn)顯著的拐點，表明自應力混凝土發(fā)生開裂，此時彈性階段結(jié)束；隨著荷載的不斷增加，自應力混凝土裂縫不斷擴展并出現(xiàn)新的裂縫，當軸向應變達到0.003 左右時，切線模量出現(xiàn)明顯的拐點，此時高強鋼管達到其屈服強度，隨后試件進入塑性變化階段；當軸向應變達到0.015左右時，試件進入塑性強化段，直到試件發(fā)生破壞為止。

圖7 切線模量–應變?nèi)€Fig. 7 Full curve of tangent modulus–axial strain

用同樣的方法分析其余試件的軸向應力–應變?nèi)€的相關特征，并標出軸壓應力–應變?nèi)€的強化段開始點或者荷載峰值點，如圖8所示。試件強化段開始點大約在0.015，與試件SC2的分析結(jié)果吻合。此外，為了便于分析試件受力性能，取軸向應變?yōu)?.10左右時的荷載為HSTCSC短柱的極限承載力進行比較，HSTCSC短柱承載能力對比見表4。

由圖8和表4中可見，試驗加載初期，即彈性變形階段，所有試件的變形情況基本相同，進入彈塑性階段時，差異逐漸顯現(xiàn)，尤其是高強鋼管達到屈服荷載以后。與試件SC3相比，試件SC1和SC2屈服荷載提高不明顯，而極限荷載分別提高了2%和3%，表明自應力混凝土可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的承載力，如圖8（a）所示；與試件SC4相比，試件SC2的屈服荷載和極限荷載分別提高了20%和22%，表明圓形截面的HSTCSC短柱具有更好的軸壓性能，是因為圓形截面具有更好的環(huán)向約束能力，增強了HSTCSC短柱的軸向抗壓剛度；與試件SC1相比，試件SC5的屈服荷載和極限荷載分別提高了36%和32%，表明雙層圓形HSTCSC短柱的軸壓性能更優(yōu)，是因為內(nèi)側(cè)高強鋼管提高了截面的配筋率，從而提高了HSTCSC短柱的受力性能；空心率從0增加到47%，HSTCSC短柱的屈服強度和極限強度分別提高了34%和54%，表明空心率的增加在一定程度上提高了HSTCSC短柱的軸向抗壓能力，是因為內(nèi)側(cè)高強鋼管替代了部分核心區(qū)混凝土的作用，使得構(gòu)件的截面面積減小，進而提高了HSTCSC短柱的受力性能，如圖8（b）所示。

圖8 HSTCSC短柱的軸壓應力–軸向應變曲線Fig. 8 Axial strain curves of HSTCSC short column

表4 HSTCSC短柱承載能力對比
Tab. 4 Bearing capacity comparison of the HSTCSC short columns

注：“+”為幅值增加，“–”為幅值降低。

編號 屈服荷載/MPa提高幅度位移延性系數(shù)μ屈服荷載% 極限荷載%SC11813000034.23 SC2180299–0.5–0.335.01 SC3180292–0.5–2.632.72 SC4150246–17.0–18.034.79 SC5247395+36.0+32.034.02 SC6245463+35.0+54.033.43 SC7330607+82.0+102.030.18極限荷載/MPa

2.3 軸向變形能力

為了便于分析HSTCSC短柱的延性性能，定義μ為試件的位移延性系數(shù)，即試件達到極限強度時，軸向變形

D

與屈服強度時軸向變形

D

的比值，μ=

D

∶

D

。圖9為極限強度與屈服強度比值。由圖9可見：所有HSTCSC短柱的位移延性系數(shù)均超過30，表明HSTCSC短柱在軸向荷載作用下具有較好的變形能力，屬于延性破壞，且具有較大的安全儲備；與試件SC3相比，試件SC1和SC2的位移延性系數(shù)分別提高了5%和7%，表明自應力混凝土強度的提高可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的變形能力；與試件SC4相比，試件SC2的位移延性系數(shù)略有提高，表明圓形截面HSTCSC短柱的變形能力優(yōu)于方形截面，原因可能是圓形截面HSTCSC短柱的環(huán)向約束能力強于方形截面造成的；與試件SC5相比，試件SC6和SC7的位移延性系數(shù)分別降低了2%和11%，表明截面空心率的增加會降低HSTCSC短柱的變形能力，原因可能是在相同豎向荷載作用下，由于截面有效作用面積減小，使得試件需要承擔更大的應力，進而造成HSTCSC短柱提前達到其極限荷載造成的。

圖9 極限強度與屈服強度比值Fig. 9 Ratio of ultimate strength to yield strength

3 結(jié) 論

開展了7根大尺寸高強鋼管約束自應力混凝土（HSTCSC）短柱的軸壓性能試驗研究，詳細分析了自應力混凝土強度、截面類型和截面空心率等因素對HSTCSC短柱軸壓性能的影響，明確了HSTCSC短柱的破壞形態(tài)、約束增強機理及其荷載–變形曲線的特點，為高強鋼管約束自應力混凝土結(jié)構(gòu)在防護工程中的應用提供依據(jù)。主要結(jié)論如下：

1）自應力混凝土短柱具有明顯的脆性劈裂或剪切破壞特征，而HSTCSC短柱具有較好的變形能力和較高的承載力，發(fā)生腰鼓型屈曲破壞。

2）自應力混凝土在圓形截面高強鋼管約束條件下養(yǎng)護比在無約束條件下養(yǎng)護具有更高的彈性模量和強度，自應力混凝土微膨脹作用和高強鋼管環(huán)向約束的雙重作用顯著提高了HSTCSC短柱的軸壓受力性能。

3）自應力混凝土強度和截面空心率的增加均能提高HSTCSC短柱的受力性能，但自應力混凝土強度的增加對HSTCSC短柱受力性能的提升幅度有限。雙層圓形截面HSTCSC短柱強化段具有更高的剛度，明顯優(yōu)于單層圓形截面HSTCSC短柱的受力性能。

4）圓形截面高強鋼管對自應力混凝土的約束能力優(yōu)于方形截面高強鋼管，自應力混凝土強度的增加對方形截面HSTCSC短柱軸壓性能的影響不明顯，且空心率的增加會顯著降低雙層方形截面HSTCSC短柱的變形性能。