鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱軸壓力學性能試驗研究

周孝軍， 占玉林， 牟廷敏， 徐李， 龐帥

(1.西南交通大學土木工程學院， 成都 610031； 2. 四川省公路規劃勘察設計研究院有限公司，成都 610041； 3. 西華大學建筑與土木工程學院， 成都 610039)

現代交通基礎設施向西部山區延伸，山區橋梁建設數量與規模越來越大，建設與服役環境條件越發惡劣，對結構與材料的要求越來越高。鋼管混凝土組合結構材料具有高強、質輕、延性好、抗震性能好等優勢，且省工省料、施工快速等，能夠適應西部山區惡劣的建設條件[1-3]。但隨著鋼管混凝土結構向高墩、大跨化發展，對構件的承載力要求也越來越高，管內混凝土高強化是鋼管混凝土組合結構的發展趨勢[4]。管內混凝土需要超高強度，其膠材用量多、水膠比低，從而易產生較大收縮，導致與鋼管脫空脫黏，影響組合結構材料整體力學性能。高鈦礦渣是冶煉釩鈦磁鐵礦時產生的尾礦，其具有多孔特征，多項研究表明其孔內蓄水后有內養護功效[5-8]。因此，將高鈦礦渣作為細集料取代部分砂加入鋼管超高強混凝土中，發揮其內養護功效，可促進膨脹劑等膠材水化，減小收縮[9]。

鋼管超高強混凝土的受壓力學性能已有一定研究。Xu等[10]研究發現鋼管厚度的增加顯著改善了鋼管超高性能混凝土的剛度、極限荷載和峰后性能。楊英欣等[11]研究認為套箍系數不同，鋼管超高性能混凝土破壞模式也不同。盧秋如等[12]基于實測的鋼管超高性能混凝土應力-應變曲線，提出了相應的本構模型。Hoang等[13]研究了規范對鋼管超高性能混凝土極限荷載的適用性，并提出了簡化公式。但目前研究中，鋼管內混凝土多為無粗集料的混凝土，如超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，UHPC)或活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)，與實際工程用管內混凝土有較大區別，且缺乏管內混凝土性能對組合構件力學性能的影響研究。另外，普通砂石集料制備的超高強混凝土體積穩定性較無粗集料UHPC或RPC收縮小，且多孔高鈦礦渣集料內養護作用能改善混凝土內部微結構，提高密實度[14-15]，促進混凝土與鋼管粘接[16]。但高鈦礦渣砂取代率不同時，其對管內混凝土強度與體積穩定性貢獻不同，從而對組合構件的力學性能影響不同[9]。因此，需要探討高鈦礦渣砂取代普通砂的取代率對組合構件力學性能的影響。

為此，現設計10根鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱試件，以高鈦礦渣砂取代率為參數，通過軸壓試驗測試，研究鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱的破壞模式、荷載-位移曲線、應力-應變曲線、應力-橫向變形系數曲線的規律，探討軸壓承載力計算方法，為鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土的應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

模型試件分為5組，編號為Q0、Q2、Q4、Q6與Q8，每組2個試件，共計10個試件，參數詳見表1。試件均采用熱鍍鋅無縫鋼管，鋼管鋼材為Q345鋼，高L為300 mm、外徑D為113 mm、壁厚t為3 mm，含鋼率為11.53%。管內混凝土中高鈦礦渣砂的取代率r分別是0、20%、40%、60%與80%。

表1 試件參數與承載力Table 1 Specimen parameters and test results

1.2 材料性能

1.2.1 核心混凝土

各組試件核心混凝土配合比與工作性能、力學性能見表2。其中水泥為P·O 52.5硅酸鹽水泥，砂為巖石破碎機制砂和高鈦礦渣破碎砂，主要性能指標見表3，石為5～10 mm與10～16 mm粒級的玄武巖大小碎石組成的1∶1連續級配，膨脹劑為硫鋁酸鈣和氧化鎂復摻膨脹劑，外加劑為聚羧酸高性能減水劑。混凝土試件破壞形態與測得應力-應變關系曲線如圖1所示。因超高強混凝土強度高，破壞時脆性顯著、有爆裂聲響，未測得應力-應變關系曲線下降段。隨高鈦礦渣砂的取代率增加，混凝土拌和物的工作性能略有下降，抗壓強度呈現先增加后減小的趨勢，應力-應變曲線的斜率也先增后減，說明存在最佳取代率。在高鈦礦渣砂取代率為60%時，抗壓強度達到最大值，應力-應變曲線斜率也達到最大。由于高鈦礦渣砂的蓄水內養護作用，促進了水泥、膨脹劑等膠材的水化效應，改善了混凝土內部微結構，提升了混凝土的力學性能[9]。

表2 核心混凝土配合比及性能Table 2 Core concrete mix ratio and performance

表3 細集料主要性能指標Table 3 Main performance indicators of fine aggregate

圖1 超高強混凝土破壞形態及應力-應變曲線Fig.1 Failure modes and stress-strain curves of ultra-high strength concrete

1.2.2 鋼管

將鋼管按照《金屬材料拉伸試驗》(GB/T 288.1—2010)的方法取樣制作拉伸試件，測試鋼管材料力學性能，實測應力-應變曲線如圖2所示，鋼管屈服強度fy=365 MPa。與軟鋼不同，熱鍍鋅無縫鋼管沒有明顯的屈服平臺。經歷彈性階段、彈塑性階段后開始屈服，直至試件拉斷，沒有出現強化階段。

圖2 鋼管鋼材應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curve of steel tube

1.3 測試方案

1.3.1 測點布置

試驗設備與測點布置如圖3所示，為測量鋼管混凝土短柱試件軸壓過程中變形與應變發展過程，在試件中部兩對稱方向布置應變測點，每個測點按縱橫兩個方向粘貼應變片測試應變發展過程；同時在兩對稱方向均設置位移計，測試試件整體變形。

圖3 試驗設備與測點布置Fig.3 Test equipment and arrangement of measuring points

1.3.2 加載設備及方案

試驗測試在四川省綠色建筑重點實驗室完成，采用3 000 kN液壓式伺服壓力機加載。正式試驗前進行預加載試驗，預加荷載值為預計峰值的30%，以減小因加載設備支座與試件斷面接觸不良等非試驗因素所導致的不利影響。試驗采用位移控制加載速率的形式，位移加載速率為0.4 mm/min，當試件出現以下3種情況時停止加載：①試件豎向位移量達到試件高度的5%；②試件局部出現撕裂；③試件有明顯破壞特征且承載力降至峰值荷載的50%。

2 試驗結果及分析

2.1 試驗加載過程及破壞形態

不同高鈦礦渣砂取代率的鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱軸壓試件破壞形態基本一致，均為剪切破壞，典型破壞形態見圖4。試件軸壓破壞可分為3個階段：彈性階段、彈塑性階段、峰值后下降階段。以試件Q6的荷載-位移曲線(圖5)為例，在峰值荷載的近90%之前(N=1 500 kN)，試件基本處于彈性階段，鋼管表面沒有明顯變化，縱向位移增長較為緩慢。隨后曲線進入彈塑性階段，位移隨荷載呈現非線性變化，鋼管屈服，且外表有少許鐵屑脫落，端部出現局部鼓曲。加載到峰值荷載時，鋼管局部鼓曲程度加大，并伴隨輕微的管內混凝土“噼啪”開裂破壞聲響。峰值荷載后(Nu=1 688 kN)，試件承載力先迅速下降至N=1 300 kN附近，而后緩解下降，隨后基本穩定在N=1 000 kN附近，而位移持續增長，當試件表面出現明顯剪切滑移線時停止試驗(位移量近10 mm)。整個試驗過程中，試件整體展現出較好的延性性能，與普通高鈦礦渣砂超高強混凝土受壓破壞相比，鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱軸壓過程中，管內混凝土僅有輕微破壞聲響，沒有明顯裂縫，核心混凝土受到鋼管的套箍效應，有效抑制了其爆裂性破壞，改變了脆性破壞特性。

圖4 鋼管混凝土破壞形態Fig.4 Failure modes of concrete filled steel tubes

圖5 Q6試件荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curve of Q6 specimen

2.2 荷載-位移曲線

鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱軸壓荷載-位移曲線見圖6。可以看出，不同高鈦礦渣砂取代率下鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱，隨核心混凝土強度提高，試件彈性段延長、彈塑性段縮短。鋼管混凝土試件的峰值承載力發展趨勢同核心混凝土抗壓強度變化規律一致。隨高鈦礦渣砂取代率的增加，核心混凝土抗壓強度增加，相應的鋼管混凝土試件的峰值承載力隨之增加。高鈦礦渣砂取代率為60%時，鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土峰值承載力達到最大為1 688 kN。在彈性階段，不同高鈦礦渣砂取代率試件的荷載-位移曲線斜率稍有差異，取代率為60%時斜率最大，表明試件初始剛度最大；在峰值后下降階段，不同高鈦礦渣砂取代率試件的承載力下降量接近，大致下降了峰值荷載的30%。由此可見，不同高鈦礦渣砂取代率對鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土的變形過程影響不大，但高鈦礦渣砂取代率不同時，試件的初始剛度與最大承載力有所差異。

圖6 鋼管混凝土荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of concrete filled steel tubes

2.3 應力-應變曲線

鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱應力-應變曲線見圖7。各組試件在軸壓狀態下，力學性能穩定、應力-應變曲線規律一致，同組兩個試件試驗數據離散性較小。在加荷初期，試件處于彈性階段，試件的縱向和橫向應變增加緩慢，大致呈現線性變化；當荷載持續加大，達到峰值荷載的90%以后，鋼管出現局部屈服，出現鼓曲現象，應變發展較快。此時核心混凝土內部微結構已經發生破壞，產生了微裂縫，且微裂縫仍在繼續發展，但由于含鋼率較小，鋼管對核心混凝土的變形約束有限，鋼管已較快屈服，無法有效阻止核心混凝土破壞發展；當荷載超過峰值荷載后，應力-應變曲線出現拐點，應力發生突變，應力持續降低30%左右；繼續加荷后鋼管混凝土應力-應變曲線斜率減緩，應力小幅度下降，應變持續增長。同時還可以看到，隨高鈦礦渣砂取代率增加，試件峰值荷載對應應變增加，在取代率為60%時達到最大；高鈦礦渣砂取代率對試件應力-應變曲線發展規律影響不大。

圖7 鋼管混凝土應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curves of concrete filled steel tubes

2.4 應力-橫向變形系數曲線

實測各試件應力-橫向變形系數曲線見圖8，不同高鈦礦渣砂取代率對試件應力-橫向變形系數曲線規律影響不大。加載初期，橫向變形系數保持在0.20～0.24。應力增加到極限強度的55%左右時，橫向變形系數開始明顯增長，此時試件橫向應變增加加快，高鈦礦渣砂取代率為60%的試件，橫向變形發展相對較緩。在試件達到峰值應力時，橫向變形系數達到0.5左右，其后雖然應力下降，但橫向變形系數繼續增長，且增長速率逐漸加快，試件橫向變形加大，試件破壞加速。

圖8 鋼管混凝土應力-橫向變形系數曲線Fig.8 Stress-transverse deformation coefficient curves of concrete filled steel tubes

2.5 軸壓承載力計算方法

實際承載力與按《公路橋梁超高強鋼管混凝土技術規程》(DB51/T 2598—2019)[17]公式[式(1)]計算承載力對比如表1與圖9所示。由于試件的含鋼率雖然滿足規范要求，但核心混凝土強度過高，因而套箍系數相對較小，小于規范中鋼管超高強混凝土約束效應系數下限值，鋼管套箍作用對核心混凝土的約束不夠，承載力提高有限，因此實際承載力小于規范計算承載力，平均偏差9.8%，差異較小。說明超高強混凝土需要更高的含鋼率與之匹配，保證約束效應系數下限，以提供較強的套箍約束能力，從而提升混凝土的強度與延性性能。由此可見，合理匹配核心混凝土強度與含鋼率，提升鋼管對核心混凝土的約束效應后，鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土受壓承載力可以按照現行規范進行計算。

圖9 鋼管混凝土的承載力對比Fig.9 Actual and calculated bearing capacity of concrete filled steel tubes

fsc=(1.490+0.689ξ0)fcd

(1)

式(1)中：fsc為超高強鋼管混凝土軸心抗壓強度；ξ0為超高強鋼管混凝土的約束效應系數；fcd為管內混凝土的軸心抗壓強度。

3 結論

對10根鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱試件的軸壓力學性能進行了研究，考察了高鈦礦渣砂取代率對超高強混凝土的應力-應變曲線以及對鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱的荷載-位移曲線、應力-應變曲線、應力-橫向變形系數曲線、承載力計算方法的影響規律，在試驗選取參數范圍內，主要結論如下。

(1)高鈦礦渣砂取代率對鋼管混凝土試件的破壞形態、荷載-位移曲線、應力-應變曲線、應力-橫向變形系數曲線規律無明顯影響。試件加載過程主要為彈性階段、彈塑性階段、峰值下降階段3個階段，均為剪切破壞模式。

(2)隨著高鈦礦渣砂取代率的增加，混凝土抗壓強度增加，鋼管混凝土試件的承載力、初始剛度隨之增加，在取代率為60%時，均達到最大值。

(3)鋼管高鈦礦渣砂超高強混凝土短柱，其核心混凝土強度過高，需要較高的含鋼率與之匹配，以提供較強的套箍約束能力，從而提升混凝土的強度與延性性能。