RPC預(yù)制管混凝土組合柱組合效應(yīng)試驗(yàn)研究*

單波，劉志，肖巖，胡源

(1.湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816；3. 湖南大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

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RPC預(yù)制管混凝土組合柱組合效應(yīng)試驗(yàn)研究*

單波1?，劉志1，肖巖2，胡源3

(1.湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816；3. 湖南大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

配有高強(qiáng)螺旋箍筋的活性粉末混凝土(RPC)預(yù)制管內(nèi)澆筑混凝土，形成一種新型組合結(jié)構(gòu)——RPC預(yù)制管混凝土組合柱(CFRT).對(duì)9個(gè)不同箍筋間距的CFRT，3個(gè)箍筋約束混凝土柱和3個(gè)RPC空管開(kāi)展軸向抗壓試驗(yàn)，研究RPC管與內(nèi)部混凝土之間的組合效應(yīng)，以及箍筋間距對(duì)CFRT軸壓性能的影響.結(jié)果表明：在荷載峰值下，組合柱中的RPC管沒(méi)有出現(xiàn)明顯的剝落現(xiàn)象，構(gòu)件截面較為完整；CFRT柱的承載力顯著高于對(duì)應(yīng)的箍筋約束混凝土柱和RPC空管兩者單獨(dú)的承載力之和，在承載力上實(shí)現(xiàn)了超疊加；CFRT中配置的箍筋間距越小，組合柱的抗壓性能越好；基于Mander模型和相應(yīng)的簡(jiǎn)化，對(duì)CFRT的組合效應(yīng)進(jìn)行了分析，RPC管對(duì)組合柱的軸向承載力貢獻(xiàn)在0.22～0.26之間，且隨箍筋間距的增大而有提高的趨勢(shì)，并提出了CFRT軸向承載力計(jì)算方法.

活性粉末混凝土(RPC)；約束；高強(qiáng)箍筋；軸向受壓；組合效應(yīng)

隨著社會(huì)的進(jìn)步和經(jīng)濟(jì)的持續(xù)發(fā)展，現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu)向大跨、高聳、重載及復(fù)雜環(huán)境發(fā)展，對(duì)建筑材料和構(gòu)件的要求也越來(lái)越高.結(jié)構(gòu)柱是建筑中最重要的承重構(gòu)件，必須具有突出的承載能力和變形性能、良好的耐火性能、與使用環(huán)境對(duì)應(yīng)的耐久性，并符合現(xiàn)代施工技術(shù)工業(yè)化的要求[1].在結(jié)構(gòu)柱的研究領(lǐng)域，以約束效應(yīng)為基礎(chǔ)的組合柱及超高性能混凝土(UHPC)是最主要的發(fā)展方向，前者包括箍筋約束混凝土、纖維增強(qiáng)塑料(FRP)約束混凝土和鋼管混凝土(CFT)，后者主要是以活性粉末混凝土(RPC)為代表[2-4].

在組合柱中，CFT因其具有良好的力學(xué)性能和施工性能，得到了深入研究和廣泛應(yīng)用，最具代表性[5].這種組合柱的基本原理是利用鋼管對(duì)核心區(qū)混凝土提供側(cè)向約束，使混凝土處于三向受壓的應(yīng)力狀態(tài)，從而提高其抗壓強(qiáng)度和壓縮變形的能力.而內(nèi)部填充的混凝土為鋼管提供了支撐作用，增強(qiáng)了鋼管壁的幾何穩(wěn)定性.在施工中，鋼管作為澆筑核心區(qū)混凝土的模板，便于施工[5].但CFT也存在缺陷，主要是鋼管耐火性能和耐腐蝕性差，對(duì)建筑成本和維護(hù)成本有重要影響，極大地限制了其在腐蝕性環(huán)境中的應(yīng)用[6-8].此外，鋼管與內(nèi)部混凝土材料特性差別大，易導(dǎo)致鋼管與混凝土脫空，也是CFT常見(jiàn)的質(zhì)量問(wèn)題[2].

RPC最早由法國(guó)Bouygues實(shí)驗(yàn)室于1993年研制出來(lái)，是一種具有超高抗壓強(qiáng)度、高耐久性以及高韌性的新型水泥基復(fù)合材料,RPC制成的構(gòu)件及結(jié)構(gòu)具有很高的強(qiáng)度/自重比、突出的耐久性和良好的抗震性能[9-12].作為一種高技術(shù)混凝土，RPC一問(wèn)世即成為土木工程領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)，并在建筑工程、水利工程、橋梁與路面工程及防爆結(jié)構(gòu)工程等諸多領(lǐng)域得到應(yīng)用[13-14].由于摻入了大量高活性材料，RPC一般需要進(jìn)行加熱養(yǎng)護(hù)[15].另外，考慮到RPC材料單價(jià)高，制成實(shí)心受壓構(gòu)件并不合理.因而，現(xiàn)階段RPC的應(yīng)用以預(yù)制薄壁構(gòu)件及組合構(gòu)件為主要應(yīng)用形式[13-14].有研究者對(duì)RPC填充鋼管的組合柱進(jìn)行了研究，但究其本質(zhì)而言，與普通CFT沒(méi)有區(qū)別[16-17].

作者從RPC材料特點(diǎn)和現(xiàn)有CFT存在的問(wèn)題出發(fā)，提出RPC預(yù)制管混凝土組合柱(Concrete-filled RPC tube，簡(jiǎn)稱CFRT)，其技術(shù)方案為：將RPC預(yù)制成配置高強(qiáng)螺旋箍筋的薄壁管，施工時(shí)在內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土，形成組合柱.

CFRT在組合方式和約束形式上結(jié)合了CFT和箍筋約束混凝土的特點(diǎn)，并充分發(fā)揮了RPC材料的優(yōu)異特性，具有以下顯著特點(diǎn)：①具有與CFT基本相當(dāng)?shù)氖┕ば阅?在施工過(guò)程中，RPC預(yù)制管既是內(nèi)部混凝土的模板，也是施工荷載支持體系的一部分；②RPC管具有一定厚度，且其本身具有超高的抗壓強(qiáng)度和良好的變形能力，因而當(dāng)組合柱的荷載達(dá)到峰值時(shí)能直接承受相當(dāng)比例的軸向荷載；③RPC管壁內(nèi)的高強(qiáng)箍筋及管壁本身為內(nèi)部混凝土提供有效的側(cè)向約束作用；④RPC管具有突出的耐腐蝕性和抗火性能；⑤RPC管與內(nèi)部混凝土同為水泥基材料，具有相似的物理特征，從材料層面克服了管壁與混凝土脫空的問(wèn)題；⑥采用預(yù)制方式制作RPC管,符合RPC的工藝特點(diǎn)和建筑工業(yè)化的要求.

這一新型組合柱擴(kuò)展了約束混凝土的形式與RPC的應(yīng)用范圍，在一定范圍內(nèi)取代鋼管混凝土，特別是在高溫、高腐蝕環(huán)境中(如海岸工程、遠(yuǎn)洋島礁工程)，具有良好的應(yīng)用前景.

本文進(jìn)行了15根大尺寸試件的軸向抗壓試驗(yàn)，驗(yàn)證了這種新型組合柱的有效性，并初步探討了CFRT的組合效應(yīng).

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文采用高強(qiáng)螺旋箍筋預(yù)制RPC管材，對(duì)3組不同箍筋間距的CFRT試件進(jìn)行軸向抗壓試驗(yàn)，并對(duì)1組RPC空管和1組箍筋約束混凝土柱進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，每組3個(gè)試件，共計(jì)15個(gè)試件.各組試件的基本設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，試件編號(hào)由2部分組成：前一部分表示約束類型，其中，CFRT代表RPC管組合柱，HSCC代表箍筋約束混凝土(High-strength stirrup confined concrete)；后一部分中，數(shù)值表示箍筋間距.例如CFRT-20表示外側(cè)為箍筋間距為20 mm的RPC管組合柱，而RPC-T表示空管試件，內(nèi)部不填充混凝土.

RPC預(yù)制管的外徑D為300 mm，高度h為600 mm，壁厚t為20 mm，在管壁的中心位置配置直徑6 mm的螺旋箍筋，如圖1所示.箍筋采用高強(qiáng)度的光面65錳彈簧鋼，并委托專業(yè)彈簧生產(chǎn)廠家加工而成，箍筋的力學(xué)性能見(jiàn)表2.為綁扎箍筋籠，沿預(yù)制管軸向綁扎4根直徑4 mm的縱向構(gòu)造鋼筋，不考慮其對(duì)軸向承載力的貢獻(xiàn).

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)和部分試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Parameters of specimens and partly test results

圖1 RPC管組合柱的構(gòu)造和截面形式Fig.1 Typical cross section of concrete-filled RPC tube表2 箍筋的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of stirrup

種類直徑d/mm屈服強(qiáng)度f(wàn)y/MPa極限強(qiáng)度f(wàn)u/MPa延伸率δ10/%65錳彈簧鋼6．0125514786．83

對(duì)于組合柱，在RPC預(yù)制管內(nèi)現(xiàn)澆設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C50的普通混凝土，水泥為42.5的普通硅酸鹽水泥，粗骨料為碎石，最大粒徑25 mm，細(xì)骨料為河砂，具體配合比為：水泥∶砂∶石∶水=1∶1.14∶1.88∶0.38，28 d的立方體抗壓強(qiáng)度為47.1 MPa.

1.2 RPC填充性試驗(yàn)

RPC選用原材料的基本情況如下：水泥為42.5的硅酸鹽水泥，湘潭產(chǎn)；粉煤灰為細(xì)度為10%的Ⅱ級(jí)灰，湘潭產(chǎn)；硅灰為貴州產(chǎn)，平均粒徑為0.1 μm；石英砂粒徑為0.428～0.850 mm，長(zhǎng)沙產(chǎn)；石英粉平均粒徑為0.038 mm，長(zhǎng)沙產(chǎn)；減水劑為聚羧酸高性能減水劑，粉劑；鍍銅鋼纖維,直徑為0.12 mm,長(zhǎng)度為13 mm，河南產(chǎn).

RPC預(yù)制管在實(shí)驗(yàn)室采用人工制作，將RPC拌合物澆入鋼模內(nèi)成型，澆筑的同時(shí)進(jìn)行振搗.鋼模由外立模、內(nèi)立模、底模和對(duì)拉螺桿等部分組成，如圖2(a)所示.由于RPC預(yù)制管壁薄、鋼筋密，為保證澆筑質(zhì)量，有必要進(jìn)行填充性試驗(yàn).需要說(shuō)明的是，本文受限于實(shí)驗(yàn)條件，采用以上方法加工RPC預(yù)制管，而對(duì)于此類環(huán)形截面的薄壁構(gòu)件，工廠一般采用離心法制作，這也是本研究目前正在進(jìn)行的工作.

圖2 澆筑RPC預(yù)制管用鋼模Fig.2 Moulds of concrete-filled RPC tube

填充性試驗(yàn)的基準(zhǔn)配合比為：水泥∶粉煤灰∶硅灰∶石英砂∶石英粉∶減水劑=1.0∶0.1∶0.2∶1.1∶0.1∶0.015，改變鋼纖維摻量，測(cè)定拌合物的填充性.填充性試驗(yàn)的鋼質(zhì)模具開(kāi)口長(zhǎng)度200 mm，空腔凈寬度20 mm，與RPC預(yù)制管壁厚相同，填充高度為300 mm，沿高度方向布置直徑為6 mm、間距為20 mm的鋼筋，如圖2(b)所示.試驗(yàn)時(shí)將RPC分層澆入模具中，并在振動(dòng)臺(tái)上振搗密實(shí)，記錄振搗時(shí)間，并在24 h后拆模觀察RPC的填充情況.同時(shí)，每種配合比制作3個(gè)邊長(zhǎng)為100 mm的立方體試件，在90 ℃的熱水中養(yǎng)護(hù)48 h后進(jìn)行抗壓試驗(yàn)，測(cè)定RPC的抗壓強(qiáng)度.強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果和填充性試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示.

試驗(yàn)結(jié)果表明，在水膠比為0.20下，當(dāng)鋼纖維摻量(體積分?jǐn)?shù))超過(guò)2.5%時(shí)，RPC的抗壓強(qiáng)度才表現(xiàn)出一定幅度的增長(zhǎng).對(duì)于填充性而言，鋼纖維的摻量有重要影響，當(dāng)鋼纖維摻量低于2.0%時(shí)，振搗時(shí)間較短，試件的密實(shí)性較好；當(dāng)鋼纖維摻量超過(guò)3.0%以后，RPC難以填充滿鋼模.綜合考慮，確定RPC預(yù)制管的鋼纖維摻量為2.0%.

鋼纖維摻量/%圖3 RPC抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Result of RPC compression strength

1.3 試件制作

試件制作分為2個(gè)步驟：第一步是采用定制的鋼模制作RPC預(yù)制管，主要工序如下：首先，拼裝鋼模，并將綁扎好的箍筋籠放入模具中；接下來(lái)將RPC拌制好后分4層澆入鋼模中，并在振動(dòng)臺(tái)上振搗密實(shí)；在室溫下靜停48 h后拆模；最后把成型后的RPC管再放入90 ℃熱水中養(yǎng)護(hù)48 h.圖4(a)為加工好的RPC預(yù)制管，表面光滑，效果較好.

第二步是將RPC預(yù)制管固定，在管內(nèi)澆筑混凝土；待混凝土硬化后，對(duì)組合柱的頂面進(jìn)行修補(bǔ)，主要方法是采用聚合物砂漿鋪漿，鋪漿厚度為3～5 mm，再用一塊機(jī)械拋光的厚鋼板壓頂，并使鋼板在鋪漿硬化過(guò)程中與試件底面保持平行，待修補(bǔ)層硬化后即可得到平整的受壓面，如圖4(b)所示.

圖4 加工好的試件Fig.4 The complete specimens

對(duì)比試件HSCC-20直接采用RPC預(yù)制管的外立模和底模進(jìn)行澆筑，螺旋箍筋的材質(zhì)和植筋也與RPC預(yù)制管完全相同.需要說(shuō)明的是，為了與實(shí)際情況接近，螺旋箍筋外側(cè)混凝土的凈保護(hù)層厚度為20 mm.

1.4 試驗(yàn)裝置與加載制度

本試驗(yàn)的加載裝置為10 000 kN的電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī).為測(cè)量箍筋的應(yīng)變，在預(yù)制管澆筑前，選擇試件中截面處的2道箍筋，在每道箍筋表面粘貼4個(gè)長(zhǎng)度為3 mm的應(yīng)變片(H1～H4，H5～H8)，在RPC管表面的對(duì)應(yīng)位置，沿環(huán)向和軸向分別粘貼4個(gè)應(yīng)變片(T1～T4和A1～A4)，如圖5所示.試驗(yàn)時(shí)，在試件的中部安裝一個(gè)軸向變形測(cè)試架，試驗(yàn)架通過(guò)對(duì)拉彈簧固定在試件上，并在對(duì)稱位置設(shè)有2個(gè)高精度的位移傳感器(LVDT)，以準(zhǔn)確測(cè)量試件在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中的軸向變形.軸壓荷載由壓力機(jī)內(nèi)置傳感器測(cè)量.所有數(shù)據(jù)均采用DH3821數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)同步采集記錄，采樣間隔為0.5 s.

試件采用單調(diào)加載，正式加載前，先對(duì)試件預(yù)加載，并進(jìn)行對(duì)中.預(yù)加荷載不超過(guò)預(yù)估極限荷載的15%，若試件外表面的4個(gè)軸向應(yīng)變片的讀數(shù)差值不超過(guò)10%，則認(rèn)為試件處于理想的軸心受壓狀態(tài)，隨即卸載并開(kāi)始正式加載.試驗(yàn)的加載制度為：在試驗(yàn)的開(kāi)始階段，采用力控制，加載速度為5 kN/s；當(dāng)達(dá)到預(yù)估極限荷載的90%時(shí)，改為位移控制，加載速度為0.5 mm/min，直至試件破壞.

圖5 試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Test equipment and arrangement of measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程與破壞形態(tài)

各類試件的破壞形態(tài)如圖6所示.RPC空管在加載初期沒(méi)有明顯變化，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的50%左右時(shí)，試件中部開(kāi)始出現(xiàn)橫向裂縫，隨著荷載的增大，裂縫沿環(huán)向延伸.隨后，試件中部裂縫貫通整個(gè)橫截面，RPC管在中部出現(xiàn)較為顯著的外鼓，最后試件由于管壁局部失穩(wěn)而破壞.

箍筋約束混凝土試件HSCC-20在加載初期處于彈性階段，試件表面沒(méi)有明顯變化.隨著荷載的增大，試件的中部出現(xiàn)豎向裂縫，并不斷延伸變寬.當(dāng)荷載接近峰值時(shí)，裂縫開(kāi)展明顯，試件中部的保護(hù)層混凝土大面積剝落，箍筋外露.此后，在承載力緩慢下降過(guò)程中,試件中部箍筋開(kāi)始外鼓，保護(hù)層混凝土完全剝落.最后，箍筋發(fā)生斷裂，試件破壞.

圖6 不同類型試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of specimens

3組CFRT組合柱的破壞過(guò)程類似，在加載初期試件處于彈性階段， RPC管表面沒(méi)有破壞現(xiàn)象.當(dāng)荷載達(dá)到其極限荷載的70%左右時(shí)，試件的中上部開(kāi)始出現(xiàn)一些細(xì)微的豎向裂縫，并慢慢向中部延伸.隨著荷載持續(xù)提升，裂縫數(shù)量不斷增加，試件中部也開(kāi)始出現(xiàn)橫向裂縫.此后，橫向裂縫不斷增加并沿著環(huán)向擴(kuò)展，整個(gè)過(guò)程中，裂縫處的鋼纖維發(fā)揮了抗裂作用，使得RPC管裂縫細(xì)密，沒(méi)有出現(xiàn)RPC剝落的現(xiàn)象.當(dāng)荷載臨近峰值時(shí)，可以聽(tīng)到鋼纖維從RPC中不斷拔出的聲音，但RPC管依然沒(méi)有出現(xiàn)明顯的剝落現(xiàn)象，裂縫寬度也很有限.此后，試件中部的橫向裂縫和豎向裂縫不斷擴(kuò)展并貫通，隨著試件軸向變形越來(lái)越大，RPC管有一定程度的外鼓，箍筋在試件中部逐根發(fā)生斷裂，承載力會(huì)隨著箍筋的斷裂而出現(xiàn)顯著的波動(dòng)，但沒(méi)有發(fā)生如FRP約束混凝土那樣一崩全散的現(xiàn)象.最后，多根箍筋被拉斷導(dǎo)致試件破壞.整個(gè)過(guò)程中RPC管沒(méi)有出現(xiàn)明顯的局部穩(wěn)定問(wèn)題和剝落現(xiàn)象，與RPC空管和箍筋約束混凝土試件有顯著差別.

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 軸向承載力

試驗(yàn)承載力結(jié)果匯總于表1中.取每組3個(gè)試件的承載力Nu,t平均值作為該組試件的承載力.從表1可以看出，CFRT的承載力隨著RPC管中箍筋間距的減小而增大，且箍筋越密，增長(zhǎng)幅度越大，如CFRT-40的承載力比CFRT-60高約14.0%，而CFRT-20的承載力比CFRT-40高約28.3%，這應(yīng)該與體積配箍率之間的差別不一樣有關(guān).

在配箍相同的情況下，CFRT組合柱的承載力要顯著高于普通箍筋約束混凝土的承載力，如CFRT-20相對(duì)于HSCC-20，其軸向承載力約提高21.1%，說(shuō)明RPC管和箍筋的結(jié)合形式使組合柱在承載能力上的提升非常明顯.

RPC空管由于管壁的局部失穩(wěn)導(dǎo)致破壞，因而軸向承載力較低，僅達(dá)到其材料極限強(qiáng)度的48.6%.將組合柱的承載力與箍筋約束混凝土及RPC空管承載力之和相比，還可以發(fā)現(xiàn)組合柱的承載力比2個(gè)構(gòu)件單獨(dú)承載力之和高約6.0%，可見(jiàn)CFRT組合柱在承載力上實(shí)現(xiàn)了超疊加效應(yīng).

2.2.2 荷載-軸向應(yīng)變曲線

選擇各組試件中有代表性的試驗(yàn)結(jié)果，繪出荷載-軸向應(yīng)變曲線，如圖7所示，其中，軸向應(yīng)變?yōu)?個(gè)LVDT測(cè)試數(shù)據(jù)除以其標(biāo)距的平均值.由圖7中可以看出，對(duì)于CFRT試件，在荷載作用初期，3組試件的荷載-軸向應(yīng)變曲線呈線性，且基本重合，表明箍筋間距對(duì)組合柱的初始剛度基本無(wú)影響.當(dāng)曲線進(jìn)入彈塑性階段后，隨著箍筋間距減小，試件的承載力和峰值應(yīng)變?cè)龃螅€的彈塑性階段也更長(zhǎng).這主要是因?yàn)楣拷钤矫?，?duì)混凝土的側(cè)向約束作用越強(qiáng)，試件的強(qiáng)度和延性也越好[18-19].荷載-軸向應(yīng)變曲線進(jìn)入下降段后，會(huì)在箍筋發(fā)生斷裂處產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的突變點(diǎn)，從圖中可以看到，隨著箍筋間距減小，箍筋的斷裂次數(shù)增加，且每次斷裂造成的強(qiáng)度降低幅度也更小，顯示出組合柱破壞前具有明顯的征兆.

從荷載-軸向應(yīng)變曲線的形狀來(lái)看，HSCC-20表現(xiàn)出與CFRT-20類似的特征，但HSCC-20的初始剛度顯著降低，這主要是由于RPC管具有較高的彈性模量，這也表明RPC管在荷載作用初期就能有效地直接承擔(dān)軸向荷載.與此相對(duì)應(yīng)，在螺旋箍筋開(kāi)始產(chǎn)生有效的約束應(yīng)力時(shí)(對(duì)應(yīng)于彈塑性段的起點(diǎn))，CFRT-20的承載力顯著高于HSCC-20.當(dāng)達(dá)到荷載峰值時(shí)，HSCC-20表面混凝土大面積剝落，而CFRT-20整個(gè)截面雖有開(kāi)裂，但基本完好，因此兩者的差別更為顯著.相對(duì)于CFRT-20，HSCC-20箍筋斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變更低，且由此導(dǎo)致的強(qiáng)度波動(dòng)更大.

軸向應(yīng)變/103 με圖7 荷載-軸向應(yīng)變曲線Fig.7 Load-axial strain curves

RPC空管由于是局部失穩(wěn)導(dǎo)致的破壞，因此其荷載-軸向應(yīng)變曲線顯著劣化，遠(yuǎn)差于CFRT和HSCC試件，也與已有的RPC材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線差別很大[20].這也表明RPC管與內(nèi)部混凝土的組合，可以有效避免管材本身的失穩(wěn)破壞模式，對(duì)RPC管抗壓性能的充分發(fā)揮極為有利.

2.2.3 荷載-箍筋應(yīng)變曲線

圖8所示為各組試件中，選擇具有代表性試件繪出的荷載-箍筋應(yīng)變曲線，箍筋應(yīng)變?yōu)橥唤孛?個(gè)箍筋應(yīng)變片的平均值.從圖中可以看出，在荷載達(dá)到該組試件峰值荷載的70%前，3組CFRT試件的荷載-箍筋應(yīng)變曲線幾乎為線性關(guān)系，且基本重合，而箍筋的應(yīng)變水平很低，僅為250με左右，這與混凝土的抗拉極限應(yīng)變基本一致，這表明在混凝土開(kāi)裂以前，箍筋的約束作用可以忽略.此后，箍筋應(yīng)變隨荷載增加而迅速增大，約束效應(yīng)逐步顯現(xiàn)出來(lái)，直至箍筋斷裂.

箍筋應(yīng)變/103 με圖8 荷載-箍筋應(yīng)變曲線Fig.8 Load-stirrup strain curves

與CFRT-20相比較，在荷載相對(duì)較低時(shí)，HSCC-20的箍筋產(chǎn)生較為顯著的約束應(yīng)力，這主要是保護(hù)層混凝土在加載初期就產(chǎn)生開(kāi)裂和剝落，從而退出工作，由于缺少外圍RPC管，試件截面的應(yīng)力水平增長(zhǎng)更快，因此箍筋的應(yīng)力水平更高.這也從一個(gè)側(cè)面證明了RPC管對(duì)于軸向承載力的有效貢獻(xiàn).

在RPC空管中，箍筋的應(yīng)力水平極低，表面缺少內(nèi)部混凝土的側(cè)向支撐，RPC管中配置的螺旋箍筋基本不能發(fā)揮約束作用.

3 組合效應(yīng)分析

Mander模型是在試驗(yàn)基礎(chǔ)上提出的一個(gè)箍筋約束混凝土短柱的經(jīng)典模型[8，21]，該模型能夠預(yù)測(cè)約束混凝土峰值應(yīng)力及其對(duì)應(yīng)的應(yīng)變峰值.Mander模型已被國(guó)內(nèi)外大量研究者證明了其合理性[22-25]，本文采用該模型對(duì)CFRT的組合效應(yīng)進(jìn)行分析.Mander計(jì)算箍筋約束混凝土抗壓強(qiáng)度的表達(dá)式分別如下[8]：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:各參數(shù)參看圖9，具體說(shuō)明如下：fcc′與fco′分別為約束混凝土和非約束混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度；fl′為核心混凝土的有效約束應(yīng)力；fl為箍筋側(cè)向壓應(yīng)力；ke為有效約束系數(shù)；Ae為箍筋對(duì)核心混凝土的有效約束面積；Acc為箍筋形心包圍的核心混凝土面積扣除縱筋面積；ρcc為縱筋面積與箍筋形心包圍的核心混凝土面積的比值.

圖9 RPC管組合柱的截面約束形式Fig.9 Constraint type of composite column

Mander模型不考慮箍筋形心以外的混凝土對(duì)承載力的貢獻(xiàn)，但在CFRT中，RPC管在整個(gè)受力過(guò)程中都能夠承擔(dān)相當(dāng)比例的軸向荷載，受力情況更為復(fù)雜.根據(jù)箍筋約束混凝土的機(jī)理，圖9給出了CFRT約束效應(yīng)的示意圖，與Mander模型的約束機(jī)理進(jìn)行比較，存在2個(gè)顯著差別：第一，對(duì)于非有效約束區(qū)(圖中的陰影部分)，在Mander模型中，這部分混凝土?xí)核閯兟?，而在CFRT中，這部分混凝土不會(huì)剝落，可以承擔(dān)部分軸向荷載；第二，對(duì)箍筋形心外側(cè)的RPC管，在受力過(guò)程中雖然開(kāi)裂，但相對(duì)較為完整，也可以承擔(dān)部分軸向荷載，而Mander模型中，這部分也不考慮.為了簡(jiǎn)化問(wèn)題，考慮到RPC管壁薄，CFRT的軸向承載力Nu,c由RPC管的承載力Nrpc,c和內(nèi)部約束混凝土柱承載力Nc,c簡(jiǎn)單疊加，其中，Nrpc,c按RPC單軸抗壓強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，Nc,c按Mander模型進(jìn)行計(jì)算.其具體計(jì)算公式如下：

Nu,c=Nc,c+Nrpc,c,

(7)

(8)

(9)

式中:Ac和Arpc分別為內(nèi)部混凝土截面面積和RPC管截面面積.

表3給出了各組試件的分析結(jié)果，Nrpc,t為在組合柱中RPC管承擔(dān)的軸向荷載，在數(shù)值上等于組合柱承載力試驗(yàn)值Nu,t與內(nèi)部混凝土柱承載力Nc,c之差.

圖10給出了各組試件承載力的實(shí)測(cè)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的對(duì)應(yīng)關(guān)系.從分析結(jié)果來(lái)看，HSCC-20的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本一致，證明了Mander模型適用于采用高強(qiáng)箍筋約束的混凝土圓柱.對(duì)于CFRT試件，實(shí)測(cè)結(jié)果均低于預(yù)測(cè)結(jié)果，兩者差距在2.6%～9.3%之間，并隨箍筋間距的增大而增大.這種差異主要來(lái)自于在計(jì)算模型中對(duì)組合柱的實(shí)際受力情況進(jìn)行了簡(jiǎn)化.一方面，RPC管為拉-壓雙向應(yīng)力狀態(tài)，與計(jì)算模型中假設(shè)的單軸受壓狀態(tài)有區(qū)別；另一方面，RPC管在荷載峰值時(shí)已發(fā)生一定程度的開(kāi)裂，存在損傷.因此，計(jì)算模型過(guò)高估計(jì)了外圍RPC管對(duì)承載能力的貢獻(xiàn).關(guān)于CFRT約束機(jī)理及其對(duì)軸向承載力影響規(guī)律的定量分析，還需要深入、系統(tǒng)的試驗(yàn)研究.

箍筋間距s/mm圖10 RPC管組合柱軸壓承載力計(jì)算值Nu,c和試驗(yàn)值Nu,t的對(duì)比Fig.10 Comparison of calculated values and test values of the axial carrying capacities of the composite column

對(duì)于CFRT試件，RPC管和內(nèi)部混凝土柱對(duì)軸向承載力的貢獻(xiàn)率反映在圖11中.

分析結(jié)果表明，在荷載峰值下，RPC管直接承擔(dān)的軸向荷載占總荷載的比例在0.22～0.26之間，隨箍筋間距的增大而有提高的趨勢(shì)．與之對(duì)應(yīng)的是內(nèi)部混凝土柱承擔(dān)的軸向荷載比例，有相應(yīng)程度的降低.考慮到RPC管占組合柱截面面積的比例不到25%，所以RPC管對(duì)承載力的貢獻(xiàn)與其截面積的比約為1∶1.如果提高RPC的強(qiáng)度，那么預(yù)制管的強(qiáng)度貢獻(xiàn)率及組合柱的強(qiáng)度均會(huì)進(jìn)一步提高.考慮到本試驗(yàn)中RPC的抗壓強(qiáng)度較低，因此，CFRT柱的承載力有很大的提升空間.

箍筋間距s/mm圖11 RPC管與內(nèi)部混凝土承載力對(duì)組合柱承載力的比值Fig.11 The axial bearing capacities ratio of RPC-tube and internal concrete to CFRT表3 箍筋約束混凝土與組合柱承載力對(duì)比Tab.3 Comparison between CFRT and HSCC about axial bearing capacities

組別f′cc/MPaNc，c/kNNrpc，c/kNNu，c/kNNu，t/kNNrpc，t/kNNrpc，t/Nu，tNc，t/Nu，t提高系數(shù)aCFRT?2096．4511816286747657314550．2210．7791．188CFRT?4072．7386415805443512312590．2460．7541．248CFRT?6062．4331616204936449211760．2620．7381．270HSCC?2099．65533—55335427———1．000HSCC?4073．9——4106————1．000HSCC?6063．6——3537————1．000

由于HSCC-20承載力計(jì)算值Nu,c與實(shí)測(cè)值Nu,t基本吻合，因此，對(duì)于表3中的HSCC試件，直接采用其計(jì)算值Nu,c用于分析.將CFRT承載力實(shí)測(cè)值與HSCC的承載力計(jì)算值之比定義為承載力提高系數(shù)a.圖12給出了a與配箍率ρs的相關(guān)曲線，基本呈線性遞增關(guān)系，回歸分析的關(guān)系式如下：

a=1.310-6.053ρs,

(10)

Nu,cfrt=aNu,hscc.

(11)

配箍率ρs/%圖12 a-ρs關(guān)系曲線Fig.12 Relationships of a-ρs

因此，根據(jù)式(10)確定的提高系數(shù)a，乘以由Mander模型計(jì)算得到的對(duì)應(yīng)HSCC的抗壓承載力Nu,hscc，可以較為簡(jiǎn)便地估算CFRT的承載力，如式(11)所示.由于本文試件數(shù)量及試驗(yàn)參數(shù)相當(dāng)有限，如需要擴(kuò)大式(10)的適用范圍，還需要更為全面的試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐.

4 結(jié) 論

本文提出了一種新型組合結(jié)構(gòu)——CFRT，并對(duì)其抗壓性能和組合效應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到的主要結(jié)論如下：

1)CFRT在達(dá)到70%的峰值荷載前，試件外觀無(wú)明顯的改變.在達(dá)到荷載峰值時(shí)，RPC管產(chǎn)生大量細(xì)而密的裂縫，但沒(méi)有明顯的剝落現(xiàn)象，構(gòu)件截面較為完整，與箍筋約束混凝土的破壞現(xiàn)象具有顯著差異.

2)CFRT的承載力顯著高于對(duì)應(yīng)的箍筋約束混凝土柱和RPC空管兩者單獨(dú)的承載力之和，在承載力上實(shí)現(xiàn)了超疊加，表明這種組合形式具有良好的組合效應(yīng).箍筋間距越小，CFRT的抗壓性能越好.

3)基于Mander模型和相應(yīng)簡(jiǎn)化，對(duì)CFRT的約束效應(yīng)和組合效應(yīng)進(jìn)行了分析，RPC管對(duì)組合柱的軸向承載力貢獻(xiàn)在0.22～0.26之間，并提出了CFRT軸向承載力計(jì)算公式.

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Action of Concrete-filled RPC Tube under Axial Load

SHAN Bo1?, LIU Zhi1, XIAO Yan2,HU Yuan3

(1. Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency of Ministry of Education, Hunan University, Changsha,410082, China; 2. College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 3. Key Laboratory onDamage Diagnosis for Engineering Structures of Hunan Province, Hunan University, Changsha 410082, China)

An innovative composite structure, named concrete-filled RPC tube (CFRT), was presented in the paper. In this system, high-strength stirrups are arranged in prefabricated reactive powder concrete (RPC) tube, and concrete is then casted into RPC tube. Total fifteen large-scale columns were designed and conducted for axial compression test, including nine CFRT specimens, three high-strength stirrup confined concrete (HSCC) specimens and three hollow RPC tubes. Composite action between the RPC tube and internal concrete as well as the spiral stirrup spacing was considered as the main factors in tests. The results show that only slightly cracking without any spalling occurs at the RPC tube of CFRT column when axial load approaches its peak value. Meanwhile, the axial load-carrying capacity of CFRT column is higher than the sum of that of hollow RPC tube and internal concrete, indicating this composite system realizes the superposition effect. The compressive properties of CFRT columns are also improved with the decrease of spacing of stirrups. Moreover, based on Mander model and the corresponding simplifications, contribution ratio of RPC tube for load-carrying capacity of CFRT columns was quantified, and its value increased from 0.22 to 0.26 with the increasing stirrup ratio. Furthermore, a calculation method for load-carrying capacity of CFRT was proposed.

reactive powder concrete(RPC); confinement; high-strength stirrup; axial compressive load; composite action

2016-02-04

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278180)，National Natural Science Foundation of China(51278180)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目(531107040604), Fundamental Research Funds for the Central Universities(531107040604)

單波(1976-)，男，湖南益陽(yáng)人，湖南大學(xué)副教授，工學(xué)博士 ?通訊聯(lián)系人，E-mail:supershanb@hnu.edu.cn

1674-2974(2017)03-0088-09

10．16339/j．cnki．hdxbzkb．2017．03．011

TU398.9

AExperimental Research on Composite