钢管混凝土是在高耸、大跨结构中应用高强混凝土的最佳结构形式,其利用钢管套箍作用克服混凝土的脆性,提高混凝土强度,混凝土对钢管起支撑作用并阻止钢管局部屈曲,充分发挥材料强度优势,二者结合后整体承载力与抗疲劳性能显著提升 ^[1,2,3]。但随着混凝土强度等级提高,钢管高强混凝土短柱达到峰值荷载后承载力会先呈现快速下降,随后趋于平稳,且混凝土强度越高,峰值点后承载力下降越迅速 ^[4,5],导致延性性能下降,不利于结构抗震。据报道,1995年日本阪神大地震时,大部分钢管高强混凝土柱就因延性不足而发生了严重破坏 ^[6]。因此,提高钢管高强混凝土延性比增强其承载力显得更为重要。

　　 研究表明,在混凝土中掺加钢纤维是提高钢管高强混凝土延性既经济又有效的方法 ^[7,8],且随着钢纤维高性能混凝土制备技术的发展,钢管钢纤维混凝土的密实灌注工艺已取得突破 ^[9]。但目前有关钢管钢纤维高强混凝土力学性能的研究还较少,卢亦焱等 ^[10,11]主要分析了混凝土强度、钢纤维掺量等对钢管高强混凝土轴压性能的影响,认为掺钢纤维对试件延性有较大提高,对承载力与破坏模式影响较小;高文博等 ^[12]指出超短钢纤维对钢管高强混凝土承载力与延性的改善更显著;Gopal等 ^[13]、Campione等 ^[14]的研究表明,钢管钢纤维混凝土柱的强度与结构性能较普通钢管混凝土柱有较大提高,且长柱更明显。目前的研究主要探讨了钢纤维掺量、种类等对钢管高强混凝土延性与承载力的提高程度,尚缺乏针对钢材强度、含钢率与钢纤维掺量等因素复合作用对其力学性能的影响研究。

　　 因此,本文以钢纤维掺量、含钢率、钢材强度为参数,对8根钢管钢纤维高强混凝土短柱和4根钢管高强混凝土短柱进行了轴压试验,研究其变形特征、破坏模式与峰值点后力学性能,并探讨轴压承载力计算方法,为钢管钢纤维高强混凝土的工程推广应用奠定基础。

　　 钢管包括两种规格,按《金属材料 室温拉伸试验方法》(GB/T 228—2010)规定的方法进行力学性能测试,结果见表1。

　　 采用C60钢纤维增韧高强混凝土,钢纤维掺量分4个等级:0,40,60,80kg/m³,混凝土配合比与物理力学性能见表2。混凝土拌合物工作性能较好,掺加钢纤维后,试件28d力学性能得到改善,尤其是劈裂抗拉强度与抗折强度提升较大,钢纤维的强韧化效果明显。

　　 短柱试件分为D3,G6两个系列,钢管截面分别为ϕ113×2.27,ϕ127×5.95,含钢率α分别为8.55%,21.75%,长径比均取为3。D3系列有4组试件,钢纤维掺量分别为0,40,60,80kg/m³;G6系列有2组试件,钢纤维掺量分别为0,40kg/m³。每组均有2个试件,详细参数与试验测试结果见表3。

　　 加载设备与测点布置如图1所示,试验测试在3 000kN液压伺服压力试验机上进行。试验前将试件两端混凝土打磨平整,然后将试件置于压力试验机加载端板上,加载端板与压力机采用球铰连接,荷载通过压力传感器测试。在试件中部钢管外壁两个对称方向纵、环向粘贴4对电阻应变片,测量钢管表面应变发展过程;在试件两侧对称布置2个位移传感器,测量试件整体压缩变形。

　　 试件在加载初期按力控制,分级加载,每级荷载取预计屈服荷载的1/10,荷载-变形曲线出现非线性特征后,每级荷载取预计屈服荷载的1/15,每级荷载持荷1～2min;试件进入屈服阶段后转换为位移控制,慢速连续加载。卸载准则:1)钢管表面有明显破坏特征且荷载降至极限荷载的85%以下;2)压缩变形超过2%且承载力变化很小;3)钢管表面撕裂,出现三种情况之一时停机卸载。

　　 在加载初期,各试件荷载与压缩变形均呈线性增长,钢管表面无明显变化。含钢率较低的D3系列试件(α=8.85%),荷载到达极限荷载的80%左右时,钢管表面开始起皮掉渣。临近极限荷载时,试件整体鼓胀明显,D30组试件端部钢管外壁出现明显的滑移线,D34组试件也出现滑移线,但D36与D38组试件没有观测到滑移现象。达到峰值荷载后,能听到管内混凝土破坏声响,典型试件最终破坏形态如图2所示。由图2可知,D30-1试件沿钢管表面滑移线区域发生明显剪切变形、两端钢管局部鼓屈,D34-1试件已基本呈剪切型破坏,而D36-1,D38-1试件已呈现出腰鼓型破坏特征。含钢率较高的G6系列试件(α=21.75%),钢管对混凝土的约束力较强,直到荷载-变形曲线出现明显非线性变化时,G60-1,G64-1试件钢管表面均没有观测到滑移线现象,主要表现为钢管表面掉渣、试件整体鼓胀,承载力基本不出现下降,G6系列试件最终破坏形态如图3所示,主要呈腰鼓型破坏。

　　 荷载-纵向压缩变形曲线如图4所示。核心混凝土中掺加钢纤维后,D3与G6系列试件荷载-变形曲线的线性段斜率均有所增大,轴压刚度提高。图4(a)中D3系列试件由于含钢率与钢材强度低(α=8.55%, f_y=336MPa),套箍系数较小(ξ_t=0.488～0.541),荷载-变形关系曲线达到峰值点后均出现不同程度下降。D30组试件峰值荷载最小,峰值点后曲线下降最显著,延性系数μ均值约为2.305<3,延性偏低。随钢纤维掺量增加,D34,D36与D38组试件峰值荷载逐渐增加,峰值点后曲线的下降趋势逐渐减缓,延性系数μ均值分别为2.758,3.230与3.665,较D30组分别提高了19.7%,40.1%与59.0%。掺钢纤维对试件峰值点后的变形行为有较大改善,延性明显提高。图4(b)中G6系列试件由于含钢率与钢材强度高(α=21.75%,f_y=386MPa),套箍系数也较高(ξ_t=1.490,1.580),G60与G64组试件荷载-变形关系曲线均没有下降段,呈现优异的塑性变形特征,屈服荷载也无明显差异。由此可见,钢管套箍作用对G6系列试件的承载力与变形性能占主导作用,钢纤维对其力学性能影响较小。因此,试件含钢率较高时(α≥21.75%),核心混凝土中可不掺钢纤维。

　　 试验测得的名义应力(σ_sc=N_e/A_sc)与应变关系曲线如图5所示,图中应变均为4个测点应变的平均值。图5中D30-1,D34-1,D36-1与D38-1四个试件的横向峰值应变分别为4 826,4 037,3 941,3 504με;G60-1,G64-1试件的横向极限应变分别为1 652,1 570με。可见,随钢纤维掺量增加,试件峰值荷载对应的横向应变减小,且含钢率越小,钢纤维对横向应变的影响越显著。掺钢纤维对试件纵向应变的影响不明显,D3系列四组试件的纵向峰值应变均在5 000με左右,G6系列两组试件纵向极限应变在3 400με左右。

　　 图6为横向变形系数(横向应变与纵向应变比值的绝对值)随名义应力增长而变化关系。加载初期,横向变形系数均保持在0.26～0.28。D3系列试件的名义应力增加到极限强度的55%左右时,横向应变的增长速率较纵向应变增长加快,横向变形系数开始明显增长,且随钢纤维掺量增加,横向应变的增长速率减小,横向变形系数增长趋势减缓。当名义应力接近极限强度时,横向变形系数约为0.65左右,随后应力基本不变而横向变形系数显著增长,试件宏观横向变形发展加快,D30,D34组试件钢管外表面出现滑移线,呈现剪切破坏特征;由于钢纤维对混凝土的横向变形起到有效约束,在钢管与钢纤维的双重约束限制下,D36,D38试件主要表现为整体鼓胀。G6系列试件横向变形系数随名义应力的增长均较缓和,直到名义应力增加到极限强度的90%左右时,横向变形系数增长出现转折,随后基本呈水平直线增长。由于高含钢率试件钢管的套箍作用对混凝土横向变形约束占主导作用,钢纤维对试件屈服后的应变发展影响不明显,试件外观破坏形态基本一致。

　　 综上可见,含钢率与钢材强度较低时,套箍系数小,钢管对核心混凝土的约束能力有限,混凝土的横向膨胀变形发展相对较快,掺钢纤维可有效延缓混凝土裂缝形成与扩展,协同钢管一起约束混凝土的横向膨胀变形,从而减小横向变形发展。但含钢率与钢材强度较高时,套箍系数较大,钢管对混凝土套箍作用较强,混凝土的横向膨胀变形较小,钢纤维对混凝土的约束作用发挥不明显。

　　 承载力测试结果如表3所示,D3系列试件实测承载力取荷载-变形曲线上峰值点荷载值,G6系列试件实测承载力取名义应力-应变曲线上屈服应变ε_scy对应的荷载值 ^[2]。

　　 对比D3系列4组试件实测承载力平均值,如图7(a)所示,核心混凝土中掺钢纤维的D34,D36与D38组试件实测承载力平均值较D30组试件的分别提高了5.9%,10.8%与11.6%。试件含钢率与钢材强度较小时,核心混凝土力学性能的改善对试件整体力学性能的提高较明显。但钢纤维掺量增加到一定程度后对微膨胀混凝土的力学性能改善效果有限,钢纤维掺量增加到80kg/m³时,试件承载力提高趋势减缓。G6系列2组试件的实测承载力差异较小,如图7(b)所示,G64组试件实测承载力平均值较G60组试件的仅提高1.0%。试件含钢率与钢材强度较高时,套箍系数较高,钢管能提供较充分的约束作用,混凝土力学性能的提高对构件整体力学性能的改善有限,掺钢纤维对构件承载力影响较小。

　　 采用《钢管混凝土结构设计与施工规程》(CECS 28∶2012) ^[15]与《公路钢管混凝土拱桥设计规程》(JTG/TD 65-06—2015) ^[16]中钢管混凝土承载力计算方法,对试件承载力进行了计算,前者是以极限平衡理论为基础,而后者是以统一强度理论为基础,分别见式(1)与式(2),计算结果见表3中N_uc1与N_uc2。

　　 ${\rm N}{}_{\text{u}\text{c}}=\{\begin{array}{c}0.9A{}_{\text{c}}f{}_{\text{c}}(1+\alpha {}_0\theta )(0.5<\theta \le \left[\theta \right])\hfill \\ 0.9A{}_{\text{c}}f{}_{\text{c}}(1+\sqrt{\theta }+\theta )(\left[\theta \right]<\theta <2.5)\hfill \end{array}(1)$

　　 式中:α₀为与混凝土强度等级有关的系数;θ为套箍指标,θ=A_sf_y/A_cf_c;[θ]为套箍指标界限值。

　　 ${\rm N}{}_{\text{u}\text{c}}=(1.14+1.02\xi )A{}_{\text{s}\text{c}}f{}_{\text{c}\text{d}}(2)$

　　 式中:ξ为套箍系数;A_sc为钢管混凝土截面面积;f_cd为混凝土轴心抗压强度。

　　 将承载力计算值与实测值进行对比,如图8所示,极限强度理论与统一强度理论均考虑了钢管对混凝土的套箍作用,其计算值与实测值均吻合较好。在低含钢率时,式(1)计算值较实测值低10.7%～14.5%,式(2)计算结果较实测值低2.7%～6.4%;高含钢率时,两方法的承载力计算值与实测值基本一致。由于掺钢纤维旨在提高钢管高强混凝土延性性能与塑性变形能力,对试件承载力提高程度有限,因此可采用式(2)的方法计算钢管钢纤维高强混凝土轴压承载力。

　　 对8根钢管钢纤维高强混凝土短柱和4根钢管高强混凝土短柱进行了轴压力学性能试验,在本文试验参数范围内,可得到如下结论:

　　 (1)套箍系数较小(ξ_t=0.488～0.541)试件,钢纤维协同钢管一起约束混凝土的横向变形,试件剪切破坏演变为腰鼓型破坏。掺钢纤维后试件轴压承载力提高幅度不大,但峰值点后承载力下降趋势有效减缓,塑性变形能力与延性性能明显提升。

　　 (2)套箍系数较大(ξ_t=1.490,1.580)试件,掺与不掺钢纤维试件表面局部破坏特征不明显,主要呈整体鼓胀,荷载-变形曲线没有下降段,二者破坏特性与力学性能基本一致,掺钢纤维对构件整体力学性能的改善不明显。钢率较高(α=21.75%)时,试件核心混凝土中可不掺钢纤维。

　　 (3)可按《公路钢管混凝土拱桥设计规程》(JTG/T D65-06—2015)中钢管混凝土承载力计算方法计算钢管钢纤维高强混凝土轴压承载力。