RPC-CFST組合柱軸壓性能試驗(yàn)研究

張仁巍， 曾武華， 莊一舟， 鄧永新

(1. 三明學(xué)院 建筑工程學(xué)院， 福建 三明 365004; 2. 浙江工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 杭州 310023；3. 建研檢測(cè)集團(tuán)有限公司， 福建 三明 365000)

鋼管混凝土(concrete-filled steel tube，CFST)組合柱是在鋼管中填充素混凝土而形成，且由鋼管與核心混凝土之間共同承擔(dān)外荷載作用，其具有承載能力強(qiáng)、塑性和韌性好等特點(diǎn)，目前在大跨度橋梁、單層和多層廠房柱、高層和超高層建筑等工程中得到廣泛應(yīng)用[1-4]。此外，國內(nèi)外學(xué)者以截面形式、鋼管壁厚、套箍系數(shù)、長細(xì)比、偏心率和加載類型等參數(shù)對(duì)CFST組合柱開展了靜力和抗震試驗(yàn)研究，深入探討了CFST組合柱的受力機(jī)理、破壞形態(tài)、套箍效應(yīng)和荷載-撓度曲線、應(yīng)力分布等，在試驗(yàn)驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了大量的數(shù)值建模分析，提出了CFST組合柱的軸壓、偏壓承載力實(shí)用算法和恢復(fù)力模型計(jì)算方法等[5-9]。

雖然CFST組合柱具有優(yōu)越的承載力、變形能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，但目前仍然存在一些有待解決的問題：一方面是CFST組合柱因鋼管外露，鋼管易被腐蝕，造成組合柱的耐久性明顯降低[10-11]；另一方面是CFST組合柱在軸向荷載作用下，容易發(fā)生局部屈曲破壞，造成高性能鋼管難以發(fā)揮作用[12]；此外，當(dāng)鋼管外部溫度超過一定值時(shí)，鋼管對(duì)核心混凝土的套箍效應(yīng)明顯降低，導(dǎo)致組合柱的承載力迅速下降，實(shí)際工程中需要對(duì)其進(jìn)行防腐和防火處理，特別是在大跨度橋梁，海洋環(huán)境腐蝕嚴(yán)重，造成后期維護(hù)成本高，存在諸多不可預(yù)見的風(fēng)險(xiǎn)[13]。因此，本文提出采用活性粉末混凝土(reactive powder concrete，RPC)外包鋼管混凝土柱，形成RPC-CFST組合柱。與CFST柱相比，RPC-CFST組合柱采用強(qiáng)度高、耐腐蝕和抗?jié)B能力強(qiáng)的RPC[14-15]，能顯著提高組合柱的承載力、耐久性和抗火性能等，從全壽命降低造價(jià)的角度，其優(yōu)勢(shì)明顯。然而，目前對(duì)RPC-CFST組合柱的軸壓性能研究鮮有報(bào)道，有必要對(duì)其開展軸壓試驗(yàn)研究，深入分析該類組合柱的力學(xué)性能影響。

綜上分析，本文以RPC厚度、長細(xì)比為參數(shù)，對(duì)RPC-CFST組合柱開展軸壓性能試驗(yàn)研究，分析RPC-CFST組合柱的受力全過程、荷載-軸向位移曲線、緊箍效應(yīng)和極限承載力等。借助ABAQUS有限元軟件，建立經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，同時(shí)拓展參數(shù)分析。在試驗(yàn)研究和有限元分析的基礎(chǔ)上，結(jié)合鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范和規(guī)程，提出RPC-CFST組合柱的實(shí)用算法，研究成果對(duì)該類組合柱的推廣應(yīng)用具有重要的指導(dǎo)意義。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

為研究RPC-CFST組合柱的軸壓性能，以RPC厚度、長細(xì)比為主要變量，共設(shè)計(jì)了5根RPC-CFST組合柱，具體如表1所示。各試件的外徑和鋼管厚度分別為180 mm，4 mm，表1中CFST-0-3試件編號(hào)的含義為：“CFST”為對(duì)照組的鋼管混凝土；“0”為RPC厚度為0；“3”為試件的高度為300 mm。同理，RPC-10-3試件編號(hào)的含義為：“RPC”為RPC-CFST組合柱的外層RPC；“10”為RPC厚度為10 mm；“3”為試件的高度為300 mm，其余試件的編號(hào)以此類推，試件的截面形式及尺寸如圖1所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

(a) CFST-0-3

1.2 材料參數(shù)

組合柱的鋼管采用型號(hào)為Q235的鋼材，依據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn)》[16]的試驗(yàn)方法，實(shí)測(cè)得到鋼材屈服強(qiáng)度為307.6 MPa，極限強(qiáng)度為442.8 MPa，彈性模量為195.0 GPa，泊松比為0.3。鋼管內(nèi)部混凝土的配合比，如表2所示，RPC配合比(其中鋼纖維的體積摻量為1%)如表3所示。依據(jù)GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[17]和GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》標(biāo)準(zhǔn)[18]分別測(cè)得C30和RPC的材料性能，如表4所示。

表2 C30配合比

表3 RPC配合比

1.3 試驗(yàn)加載與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用5 000 kN的微機(jī)控制電液伺服萬能壓力機(jī)進(jìn)行加載，具體如圖2(a)所示。正式加載前先進(jìn)行預(yù)加載，即施加預(yù)估極限承載力的10%，目的在于檢測(cè)試驗(yàn)設(shè)備是否正常工作和判斷試件是否處于偏心受壓情況。此后進(jìn)入正式加載，試驗(yàn)采用分級(jí)加載，每級(jí)達(dá)到預(yù)估極限承載力的10%時(shí)停止35 s，便于觀察試驗(yàn)現(xiàn)象和檢測(cè)數(shù)據(jù)；當(dāng)荷載達(dá)到預(yù)估極限承載力的80%后，采用位移控制的加載方式，加載速度為0.15mm/min，直到荷載降低至極限承載力的70%左右，停止試驗(yàn)。澆筑外層RPC時(shí)，提前在鋼管外表面的中部4個(gè)側(cè)面上粘貼應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。在試驗(yàn)加載前，沿著RPC-CFST組合柱的4個(gè)側(cè)面布置混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，正式加載時(shí)在試件的兩側(cè)布置兩個(gè)位移計(jì)，具體如圖2(a)、圖2(b)所示。

表4 混凝土材料性能

(a) 試驗(yàn)加載實(shí)景

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞過程與形態(tài)

RPC-CFST組合柱的破壞過程較為相似，受力過程如下：在加載初期，因軸向壓力較小，RPC、鋼管和內(nèi)部混凝土之間協(xié)調(diào)工作，組合柱未見明顯變化；隨著軸向壓力的不斷增大，RPC-CFST組合柱內(nèi)部的鋼纖維被拉斷而發(fā)出響聲；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力的75%時(shí)，組合柱在最薄弱位置開始出現(xiàn)細(xì)小裂縫，伴隨著RPC小碎塊地掉落，且響聲不斷增多；隨著軸向壓力的持續(xù)增加，鋼管開始屈服，組合柱的豎向裂縫不斷沿著兩端發(fā)展，并造成RPC應(yīng)變片出現(xiàn)斷裂，而RPC小碎塊掉落的越來越多；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力時(shí)，因內(nèi)部混凝土出現(xiàn)體積膨脹，鋼管開始出現(xiàn)鼓曲，外層RPC因鋼纖維大面積被拉斷而發(fā)生大響聲，外層RPC隨即出現(xiàn)一條較大的豎向裂縫；此后，組合柱的軸向壓力主要由CFST承擔(dān)，外層RPC主要承擔(dān)環(huán)向作用力；當(dāng)荷載下降至極限承載力的70%時(shí)，停止加載。各試件的最終破壞形態(tài)，如圖3所示。

(a) CFST-0-3

(d) RPC-10-6

2.2 荷載-軸向位移曲線

各試件的荷載-位移曲線，如圖4所示。由圖4(a)可知：在加載初期，各試件處于彈性階段，荷載-位移曲線基本呈現(xiàn)線性關(guān)系；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力的75%時(shí)，外層RPC開始出現(xiàn)細(xì)小裂縫，與CFST-0-3試件相比，RPC-CFST組合柱更早進(jìn)入彈塑性階段，但二者在下降階段的曲線基本重合；結(jié)合表5可知，在相同截面下，當(dāng)鋼管混凝土外層采用10 mm的RPC時(shí)，組合柱的極限承載力僅提高1.42%，提升幅度小，但從材料的使用上看，組合柱的耐久性顯著提高；此外，將外層RPC從10 mm增大至20 mm，組合柱的極限承載力提高了4.67%，從荷載-軸向位移曲線可以看出，RPC-20-3試件的剛度明顯提升，但彈塑性階段不明顯，試件在達(dá)到極限承載力后，荷載-軸向位移曲線出現(xiàn)急劇下降的趨勢(shì)，且延性降低，分析原因可知，因RPC厚度增大，鋼纖維含量提高，外層RPC能夠承擔(dān)的軸向壓力增強(qiáng)，使得組合柱的剛度提升，但RPC屬于脆性材料，當(dāng)外層RPC開始出現(xiàn)裂縫后，易造成局部范圍內(nèi)的鋼纖維被群體拉斷，從而出現(xiàn)較寬的裂縫(見圖3中的豎向裂縫)，即荷載-軸向位移曲線出現(xiàn)較明顯的陡降現(xiàn)象，所以工程中應(yīng)當(dāng)嚴(yán)格控制外層RPC厚度。

由圖4(b)可知：不同長細(xì)比的RPC-CFST組合柱均有彈性階段、彈塑性階段和下降階段；因軸向壓力小，在彈性階段RPC-CFST組合柱的荷載-軸向位移曲線基本呈線性變化，但隨著長細(xì)比的增加，彈性剛度逐漸降低，是因長細(xì)比越大，組合柱試件重心越高，試件更易發(fā)生縱向彎曲，即整體性能下降；在彈塑性階段，因外層RPC的裂縫不斷出現(xiàn)，曲線開始出現(xiàn)波動(dòng)，當(dāng)RPC內(nèi)部鋼纖維被群體扯斷時(shí)，組合柱達(dá)到極限狀態(tài)，荷載開始降低；在下降階段，由于RPC受損，僅依靠CFST承擔(dān)軸向力，荷載緩慢降低，即曲線較為平緩；結(jié)合表5可知，當(dāng)長細(xì)比從3.3增加至13.3時(shí)，組合柱的極限承載力降低了11.48%。

(a) 不同RPC厚度的荷載-軸向位移曲線

(b) 不同長細(xì)比的荷載-軸向位移曲線

表5 試驗(yàn)結(jié)果

2.3 荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線

不同RPC厚度和長細(xì)比的荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線，如圖5所示。圖5中應(yīng)變?nèi)「髟嚰摴苤胁拷孛?個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均值。由圖5可知：試件在加載前期，曲線基本重合，即試件處于彈性狀態(tài)；隨著軸向壓力的不斷增大，曲線斜率不斷降低，即試件進(jìn)入彈塑性階段，RPC、鋼管和內(nèi)部混凝土之間的相互作用明顯增強(qiáng)，應(yīng)變快速增長；最終因鋼管內(nèi)部混凝土受到擠壓，體積不斷膨脹，鋼管開始出現(xiàn)鼓曲，外層RPC內(nèi)的鋼纖維不斷被拉斷而出現(xiàn)裂縫，組合柱達(dá)到極限承載力；在下降階段，曲線的斜率基本不變。

(a) 不同RPC厚度

(b) 不同長細(xì)比

2.4 套箍效應(yīng)分析

為研究外部RPC是否對(duì)CFST起到套箍效應(yīng)，取材料泊松比為研究對(duì)象，即中截面RPC環(huán)向應(yīng)變和豎向應(yīng)變的比值(取絕對(duì)值)，RPC泊松比為0.19，當(dāng)材料泊松比超過0.19時(shí)，即認(rèn)為外部RPC對(duì)CFST起到套箍效應(yīng)。試驗(yàn)測(cè)得的荷載-泊松比曲線，如圖6所示。

圖6 荷載-泊松比曲線

由圖6可知：在加載初期，各試件的材料泊松比均小于0.19，說明外層RPC未對(duì)CFST起到套箍效應(yīng)；隨著軸向壓力不斷增大，各試件的材料泊松比明顯提高；當(dāng)外層RPC從10 mm(RPC-10-3)增大至20 mm(RPC-20-3)時(shí)，外層RPC對(duì)CFST起到的套箍效應(yīng)更遲，是因?yàn)樘岣逺PC厚度，RPC-CFST組合柱的剛度提升，即外層RPC能夠承擔(dān)更多荷載，因此外層RPC對(duì)CFST柱起到的套箍效應(yīng)越遲。由圖6還可知，隨著長細(xì)比從3.3(RPC-10-3)增大至13.2(RPC-10-12)，外層RPC對(duì)CFST起到的套箍效應(yīng)出現(xiàn)的更早，原因在于提高組合柱長細(xì)比，使得結(jié)構(gòu)剛度降低，試件更早進(jìn)入彈塑性階段，即外層RPC更早對(duì)CFST柱起到套箍效應(yīng)。

3 有限元分析

因試驗(yàn)參數(shù)有限，為進(jìn)一步分析不同參數(shù)對(duì)RPC-CFST組合柱受力性能的影響規(guī)律，本文在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件程序建立有限元模型，同時(shí)開展參數(shù)分析。

3.1 有限元建模簡介

采用ABAQUS軟件建立RPC-CFST組合柱的有限元模型，模型包括三部分：即外層RPC、鋼管和核心混凝土。有限元模型如圖7所示。外層RPC和核心混凝土均采用八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體減縮積分單元(C3D8R)，對(duì)于鋼管，研究者們有采用殼單元(C3D4)，也有采用八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體減縮積分單元(C3D8R)，而采用殼單元經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)不收斂和網(wǎng)格不易劃分等問題，因此本文采用C3D8R單元來模擬鋼管，即計(jì)算過程更高效和易收斂[19]。

RPC受壓、受拉應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系采用文獻(xiàn)[20]和文獻(xiàn)[21]的研究，其中材料參數(shù)選用實(shí)測(cè)值(見表4)；鋼管應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用材性試驗(yàn)值；核心混凝土本構(gòu)關(guān)系采用文獻(xiàn)[22]提出的關(guān)系式。外層RPC與鋼管之間采用surface to surface contact，即有法向和切向兩個(gè)方向，法向方向采用硬接觸，切向方向采用庫倫摩擦模型[23]，摩擦因數(shù)取0.28；鋼管與核心混凝土之間同樣采用surface to surface contact，摩擦因數(shù)取0.5[24]。各試件的網(wǎng)格大小均為20 mm，完全約束組合柱的底端自由度，組合柱頂端的兩個(gè)方向不施加約束，僅在組合柱頂端施加軸向壓力。

(a) 標(biāo)準(zhǔn)模型

3.2 有限元模型驗(yàn)證

對(duì)6根試驗(yàn)試件開展了數(shù)值建模分析，有限元計(jì)算得出的荷載-軸向位移曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比，如圖8所示。由圖8可知，有限元計(jì)算曲線在彈性段、彈塑性階段和下降段均吻合良好。

(a)CFST-0-3

(d) RPC-10-6

有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比，如表6所示。由表6可知，有限元計(jì)算的極限承載力與試驗(yàn)值之比的平均值為1.010，均方差為0.009，說明采用本文建模方法能夠準(zhǔn)確分析RPC-CFST組合柱的軸壓受力性能，可用于后期有限元參數(shù)計(jì)算。

表6 有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

3.3 參數(shù)拓展分析

借助有限元軟件計(jì)算了徑厚比、RPC強(qiáng)度、含鋼率、混凝土強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度等級(jí)和套箍系數(shù)等參數(shù)對(duì)RPC-CFST組合柱的軸壓性能影響，其荷載-軸向位移曲線如圖9所示。

(a) 徑厚比

(c)含鋼率

(e) 鋼管強(qiáng)度等級(jí)

(g) 長細(xì)比

3.3.1 徑厚比

圖9(a)為組合柱不同徑厚比(R/T)的荷載-軸向位移曲線。由圖9(a)可知：隨著徑厚比降低，組合柱在彈性剛度段基本重合，極限承載力明顯提高；因UHPC(ultra-high performance concrete)厚度增加，其脆性特征更為凸出，下降段斜率明顯增大，即延性降低，因此實(shí)際工程中建議徑厚比取6～18。

3.3.2 RPC強(qiáng)度

圖9(b)為組合柱不同RPC強(qiáng)度的荷載-軸向位移曲線。由圖9(b)可知，不同RPC強(qiáng)度的荷載-軸向位移曲線之間較為接近，當(dāng)RPC強(qiáng)度從100 MPa提升至140 MPa時(shí)，極限承載力僅提高了5.8%，彈性剛度和下降段曲率變化不顯著。綜合考慮，實(shí)際工程中RPC強(qiáng)度根據(jù)需求即可。

3.3.3 含鋼率

圖9(c)為組合柱不同含鋼率的荷載-軸向位移曲線。由圖9(c)可知，當(dāng)鋼管厚度從2 mm增大至10 mm(含鋼率從3.9%增大至18.5%)時(shí)，組合柱的彈性剛度、極限承載力和延性性能隨著含鋼率的提升而逐漸提高，含鋼率的增加意味著鋼管截面抗壓剛度得到提升，其能抵抗變形的能力增強(qiáng)，但考慮經(jīng)濟(jì)性等因素，建議工程中含鋼率取3.9%～11.4%。

3.3.4 混凝土強(qiáng)度

圖9(d)為組合柱不同混凝土強(qiáng)度的荷載-軸向位移曲線。由圖9(d)可知：隨著混凝土抗壓強(qiáng)度的增加，組合柱的彈性剛度變化不顯著，但極限承載力不斷均勻提升；高強(qiáng)度混凝土試件往往延性差，但從曲線可以看出，該組合柱的延性并未降低，原因在于外部RPC和鋼管對(duì)內(nèi)部混凝土起到套箍效應(yīng)，提升了內(nèi)部混凝土的延性，實(shí)際工程中建議混凝土強(qiáng)度等級(jí)取為C30～C50。

3.3.5 鋼管強(qiáng)度等級(jí)

圖9(e)為組合柱不同鋼管強(qiáng)度等級(jí)的荷載-軸向位移曲線。由圖9(e)可知，增強(qiáng)鋼管強(qiáng)度等級(jí)對(duì)其彈性剛度影響不大，而極限承載力顯著提高，即增強(qiáng)鋼管強(qiáng)度等級(jí)時(shí)，其對(duì)核心混凝土的套箍作用更強(qiáng)，與外層RPC強(qiáng)度的匹配度更高，使得組合柱的整體性能好，但延性變化不明顯，因此實(shí)際工程中建議采用Q235～Q345。

3.3.6 套箍系數(shù)

鋼管套箍系數(shù)反映組成鋼管混凝土截面的鋼材和核心混凝土的幾何特性和物理特征影響，用ζ表示，即套箍系數(shù)越大，鋼材所占比重越大，鋼管可對(duì)核心混凝土提供足夠的約束作用，計(jì)算公式見式(1)。

ζ=Asfy/Acfc

(1)

式中：As為組合柱鋼管截面面積；Ac為組合柱內(nèi)部混凝土截面面積；fy為鋼管屈服強(qiáng)度；fc為混凝土抗壓強(qiáng)度。

圖9(f)為組合柱不同套箍系數(shù)的荷載-軸向位移曲線。由圖9(f)可知，當(dāng)套箍系數(shù)從0.300增大至2.849時(shí)，組合柱的彈性剛度和極限承載力均先增大后降低，當(dāng)套箍系數(shù)超過一定值時(shí)，其對(duì)組合柱的套箍效應(yīng)逐漸降低，因此工程中建議該類組合柱的套箍系數(shù)取0.875～1.850。

3.3.7 長細(xì)比

圖9(g)為組合柱不同長細(xì)比的荷載-軸向位移曲線。由圖9(g)可知：隨著長細(xì)比的增加，組合柱的彈性剛度和極限承載力明顯降低，即穩(wěn)定性能不斷下降；當(dāng)長細(xì)比小于6時(shí)，曲線波動(dòng)不明顯；當(dāng)長細(xì)比大于16時(shí)，組合柱的彈性剛度和極限承載力的下降幅度明顯增大，且延性降低，因此實(shí)際工程中建議長細(xì)比取6～16。

4 承載力計(jì)算模型

RPC-CFST組合柱屬于一種新型組合柱，目前對(duì)其承載力計(jì)算公式未有明確計(jì)算模型，因此有必要對(duì)該類組合柱的承載力計(jì)算方法進(jìn)行探討分析。

從有限元分析并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)RPC-CFST組合柱達(dá)到極限承載力時(shí)，鋼管出現(xiàn)屈服的現(xiàn)象均發(fā)生在組合柱達(dá)到極限承載力前，但鋼管仍然受到軸向荷載且套箍效應(yīng)逐漸凸顯，而外層RPC與CFST之間的接觸應(yīng)力較小，相互作用不明顯，因此可以采用簡單疊加法計(jì)算外層RPC與CFST之間的承載力，計(jì)算公式如下

Nu=Nrpc+βNcfst

(2)

Nrpc=Arpcfrpc

(3)

式中：Nu為組合柱的極限承載力；Nrpc為外部RPC承擔(dān)的承載力；Ncfst為鋼管混凝土承擔(dān)的承載力，因外層RPC與組合柱之間未能同步達(dá)到極限承載力，因此在Ncfst前乘上折減系數(shù)β；frpc為RPC的軸心抗壓強(qiáng)度；Arpc為RPC截面面積。

根據(jù)GB 50936—2014《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[25]的單肢鋼管混凝土柱在單一受力狀態(tài)下的承載力計(jì)算方法可知，內(nèi)部鋼管混凝土的承載力Ncfst計(jì)算公式如下

Ncfst=Acfstfcfst

(4)

fcfst=(1.212+Bζ+Cζ2)fc

(5)

α=As/Ac

(6)

ζ=αfy/fc

(7)

式中：Acfst為鋼管混凝土截面面積；fcfst為鋼管混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，MPa；α為鋼管混凝土試件的含鋼率；B，C為截面形狀對(duì)套箍效應(yīng)的影響系數(shù)，當(dāng)截面為圓形時(shí)，B，C影響系數(shù)的計(jì)算公式為

B=0.176f/213+0.974

(8)

C=-0.104fc/14.4+0.031

(9)

式中，f為鋼管抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。通過有限元參數(shù)分析計(jì)算出的28根RPC-CFST組合柱極限承載力，可以得出每根試件CFST承載力的折減系數(shù)β，如表7所示。由表7可知，折減系數(shù)基本在1附近波動(dòng)，因此偏安全取0.98，則RPC-CFST組合柱的極限承載力計(jì)算公式為

Nu=Nrpc+0.98Ncfst

(10)

此外，實(shí)際工程中還應(yīng)考慮長細(xì)比對(duì)RPC-CFST組合柱極限承載力的影響。借鑒CECS 28—2012《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[26]中的鋼管混凝土柱考慮長細(xì)比影響的承載力穩(wěn)定系數(shù)φl，其計(jì)算公式為

當(dāng)H/R>4時(shí)

(11)

當(dāng)H/R≤4時(shí)

φl=1

(12)

式中：H為柱的等效計(jì)算長度；R為柱的外直徑。

表7 折減系數(shù)β

公式計(jì)算的穩(wěn)定系數(shù)值和有限元分析值的對(duì)比曲線，如圖10所示。通過公式計(jì)算得出的RPC-CFST組合柱的承載力穩(wěn)定系數(shù)與有限元計(jì)算得到的穩(wěn)定系數(shù)之比的平均值為1.001，均方差為0.074，結(jié)合圖10可知，二者曲線較為接近，說明CECS 28—2012《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》中的鋼管混凝土柱考慮長細(xì)比影響的承載力穩(wěn)定系數(shù)φl適用于RPC-CFST組合柱，且準(zhǔn)確度高。綜上分析，RPC-CFST組合柱的承載力計(jì)算公式為

Nu=φl(Nrpc+0.98Ncfst)

(13)

公式計(jì)算的極限承載力與試驗(yàn)值，如表5所示。二者之比的平均值為0.96，均方差為0.06，說明本文提出的RPC-CFST組合柱的極限承載力計(jì)算公式具有高精度，可應(yīng)用于工程實(shí)際。

圖10 折減系數(shù)對(duì)比

表5 試件公式計(jì)算值與試驗(yàn)值之比

5 結(jié) 論

(1) 在加載前期，RPC、鋼管和核心混凝土之間協(xié)同工作；當(dāng)荷載達(dá)到極限承載力的75%后，因內(nèi)部核心混凝土膨脹，鋼管鼓曲，外部RPC內(nèi)的鋼纖維被群體拉斷，組合柱出現(xiàn)一條肉眼可見的豎向裂縫，不同參數(shù)的RPC-CFST組合柱受力過程和最終破壞形態(tài)均較為接近。

(2) 隨著RPC厚度從10 mm增加至20 mm，RPC-CFST組合柱的極限承載力提高了4.67%；隨著長細(xì)比從3.3增大至13.3，RPC-CFST組合柱的極限承載力降低了11.48%。

(3) 有限元參數(shù)分析表明，徑厚比、含鋼率、混凝土強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度等級(jí)、套箍系數(shù)和長細(xì)比是影響RPC-CFST組合柱的重要參數(shù)，工程中建議該類組合柱的徑厚比取6～18、含鋼率取3.9%～11.4%、混凝土強(qiáng)度等級(jí)取C30～C50、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)取Q235 ～Q345、套箍系數(shù)取0.875～1.850、長細(xì)比取6～16。

(4) 在試驗(yàn)研究和有限元分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，借鑒鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范和規(guī)程，提出了可供工程應(yīng)用的RPC-CFST組合柱軸壓承載力實(shí)用算法，公式計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好。