胡強(qiáng) 楊喚威 吳輝琴 況哲陽(yáng) 張俊

摘? 要：為了研究以免燒結(jié)粉煤灰陶粒作為骨料的鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的軸壓性能，首先，進(jìn)行了自密實(shí)輕骨料混凝土配合比設(shè)計(jì)研究，比選出最優(yōu)水膠比、陶粒摻量和粉煤灰摻量;然后，考慮含鋼率、長(zhǎng)細(xì)比等參數(shù)影響，設(shè)計(jì)了7個(gè)鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件和3個(gè)鋼管自密實(shí)混凝土柱對(duì)比試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)研究.結(jié)果表明：鋼管自密實(shí)混凝土柱的軸心受壓承載力高于鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱;所有試件均為延性破壞，但內(nèi)部混凝土破壞形態(tài)因套箍系數(shù)和長(zhǎng)細(xì)比的不同分為彎曲破壞、強(qiáng)度破壞和剪切破壞;鋼管在峰值荷載前進(jìn)入屈服，鋼管的約束使混凝土平均應(yīng)變遠(yuǎn)大于峰值應(yīng)變，變形性能得到顯著提高.最后，基于極限平衡理論建立了軸壓承載力計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

關(guān)鍵詞：鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱;免燒結(jié)陶粒;軸壓性能;套箍系數(shù);長(zhǎng)細(xì)比

中圖分類號(hào)：TU528.2? ? ? ? ? ? DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2020.04.007

0? ? 引言

近年來，自密實(shí)輕骨料混凝土因其良好的性能受到廣泛關(guān)注[1-3].吳智敏等[4]對(duì)SCLC40和SCLC50自密實(shí)輕骨料混凝土配合比進(jìn)行了研究，并對(duì)比分析了其與普通混凝土的抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度、彈性模量等力學(xué)性能，表明自密實(shí)輕骨料混凝土具有強(qiáng)度高、韌性好、彈性模量小等特點(diǎn).王振軍等[5]研究了摻加粉煤灰和含增黏組分的高效減水劑的LC50自密實(shí)輕骨料混凝土的配合比，確定了最優(yōu)配合比參數(shù)值和部分性能指標(biāo).吳濤等[6]對(duì)不同水膠比、礦物摻合料的LC50自密實(shí)輕骨料混凝土的配合比進(jìn)行了研究，得到了最優(yōu)水膠比、粉煤灰及減水劑摻量.范世豪[7]對(duì)SCLC70自密實(shí)輕骨料混凝土的配合比進(jìn)行了研究，對(duì)其流動(dòng)性、變形性、填充性和抗離析性進(jìn)行了評(píng)價(jià)，分析了抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度、劈裂強(qiáng)度等力學(xué)性能指標(biāo)，并對(duì)骨料選擇和粉煤灰摻量給出了建議.董健苗等[8-9]對(duì)采用陶粒作骨料的SCLC40和SCLC50自密實(shí)輕骨料混凝土的配合比進(jìn)行了研究，分析了不同礦物摻合料對(duì)自密實(shí)輕骨料混凝土工作性能及力學(xué)性能的影響，并給出了陶粒、粉煤灰、硅灰等成份的最優(yōu)摻量.何廷樹等[10]對(duì)自密實(shí)混凝土的工作性能進(jìn)行了研究，得到了保證自密實(shí)輕骨料混凝土工作性能的粉煤灰、體積砂率、硅灰、減水劑的關(guān)鍵摻量.張?jiān)茋?guó)等[11-13]對(duì)自密實(shí)混凝土的工作性能、抗離析、收縮與徐變性能進(jìn)行了研究，給出了自密實(shí)輕骨料混凝土的制作建議及收縮徐變的規(guī)律.孫長(zhǎng)征等[14]研究了兩種陶粒的體積取代率對(duì)C60自密實(shí)混凝土的工作性能、力學(xué)性能及收縮的影響，得出了陶粒體積取代率對(duì)其性能的影響規(guī)律.張登祥等[15]對(duì)頁(yè)巖陶粒為骨料的自密實(shí)輕骨料混凝土進(jìn)行了環(huán)形約束收縮試驗(yàn)，研究了混凝土的約束收縮和抗裂性能，提出抗裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)作為抗裂性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，認(rèn)為其抗裂能力高于普通混凝土，但臨界開裂狀態(tài)后會(huì)很快產(chǎn)生貫穿性裂縫.上述成果主要針對(duì)自密實(shí)輕骨料混凝土的配合比和力學(xué)性能等方面的研究，對(duì)其在結(jié)構(gòu)構(gòu)件中的應(yīng)用研究還較少.Hasan等[16]研究了礦碴和硅灰對(duì)自密實(shí)輕骨料混凝土斷裂性能的影響，認(rèn)為礦碴和硅灰的摻入可提高混凝土的初始斷裂能、斷裂韌性和強(qiáng)度.漢莫德等[17]進(jìn)行了立方體拉撥試驗(yàn)研究光圓鋼筋與自密實(shí)輕骨料混凝土在不同側(cè)向力下的粘結(jié)力的變化規(guī)律.王先兵等[18-19]對(duì)自密實(shí)輕骨料混凝土柱和框架進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，結(jié)果表明自密實(shí)輕骨料混凝土柱和結(jié)構(gòu)的耗能能力略低于普通自密實(shí)混凝土柱和結(jié)構(gòu).周悅志[20]對(duì)自密實(shí)輕骨料混凝土柱進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)研究，考慮了不同強(qiáng)度等級(jí)、縱筋配筋率和長(zhǎng)細(xì)比的影響，結(jié)果表明，自密實(shí)輕骨料混凝土柱具有較好的抗壓性能.董健苗等[21]對(duì)不同配筋率的自密實(shí)輕骨料混凝土梁的抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，提出了最大裂縫寬度計(jì)算公式，驗(yàn)證了《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）中梁的抗彎極限承載力計(jì)算公式的適用性.

然而，自密實(shí)輕骨料混凝土應(yīng)用于工程結(jié)構(gòu)方面的研究尚少，本文將自密實(shí)輕骨料混凝土應(yīng)用于鋼管混凝土柱，通過鋼管對(duì)混凝土的約束作用來提高混凝土的力學(xué)性能.

1? ? 試驗(yàn)概況

1.1? ?試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了10根鋼管自密實(shí)混凝土柱試件[22]，如表1所示，其中鋼管自密實(shí)混凝土柱試件3根，鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件7根;為獲得鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的軸壓承載力，將鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件分成2組，其中序號(hào)為4—8的試件用于研究軸壓承載力的計(jì)算方法，然后采用序號(hào)為9—10的試件進(jìn)行驗(yàn)證.各試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，研究長(zhǎng)細(xì)比、含鋼率對(duì)自密實(shí)輕骨料鋼管混凝土柱的承載力、變形性能、破壞形態(tài)的影響.各試件參數(shù)如表1所示.OCFSTC-1為鋼管自密實(shí)混凝土柱試件編號(hào)，以該構(gòu)件尺寸為標(biāo)準(zhǔn)，改變鋼管的壁厚t和長(zhǎng)度L得到試件OCFSTCT-2和OCFSTCL-3.LACFSTC-1為鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件的編號(hào)，以該構(gòu)件尺寸為標(biāo)準(zhǔn)，改變鋼管的壁厚t得到試件LACFSTCT-2、LACFSTCT-3;改變?cè)嚰L(zhǎng)度L得到試件LACFSTCL-1和LACFSTCL-2;改變?cè)嚰鈴紻得到試件LACFSTCD-1和LACFSTCD-2.制作完成的試件如圖1所示.

1.2? ?材料參數(shù)

1.2.1? 混凝土配合比設(shè)計(jì)

鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱在使用性能、施工性能等方面要求核心混凝土應(yīng)具備高強(qiáng)（其強(qiáng)度≥SCLC50）、表觀密度盡量減小、大流動(dòng)性，同時(shí)應(yīng)避免發(fā)生輕骨料上浮和分層離析的現(xiàn)象，使其具有良好的自密實(shí)性能.由于選用免燒結(jié)粉煤灰陶粒作為骨料配制自密實(shí)混凝土，尚需通過試配確定其性能.因此，本文采用質(zhì)量法來計(jì)算所配置的混凝土的各組成份的用量，然后通過試驗(yàn)試配，并測(cè)試拌合物的強(qiáng)度、表觀密度、流動(dòng)性及抗離析性，調(diào)整各組成材料摻量，形成高強(qiáng)自密實(shí)輕骨料混凝土的優(yōu)化配合比.試驗(yàn)的骨料選用河南省鞏義市宏達(dá)濾料有限公司生產(chǎn)的900圓球型免燒結(jié)粉煤灰陶粒，如圖2（a）所示，其粒徑大小為3～16 mm連續(xù)級(jí)配，以實(shí)現(xiàn)良好的流動(dòng)性，避免因陶粒粒徑原因而產(chǎn)生新拌混凝土的穩(wěn)定性問題，并進(jìn)行陶粒的篩析試驗(yàn)及物理性能試驗(yàn)，以確保高強(qiáng)自密實(shí)輕骨料混凝土的力學(xué)性能及耐久性.實(shí)測(cè)陶粒堆積密度988 kg/m3，表觀密度1 600 kg/m3，吸水率13%，筒壓強(qiáng)度9.649 N/mm2.同時(shí)選取相同顆粒級(jí)配的普通碎石作為C50自密實(shí)普通混凝土的粗骨料，如圖2（b）所示.

為配制強(qiáng)度等級(jí)為SCLC50和C50的自密實(shí)混凝土，選用試制混凝土的基準(zhǔn)配合比，如表2 所示.試配時(shí)，配合比主要以水膠比、陶粒摻量、粉煤灰摻量為研究參數(shù)，通過研究混凝土的? ?7 d及28 d立方體抗壓強(qiáng)度、工作性能、表觀密度，對(duì)其進(jìn)行調(diào)試，確定自密實(shí)混凝土配合比的最優(yōu)摻量.經(jīng)過大量試塊的試驗(yàn)，可獲得自密實(shí)輕骨料混凝土SCLC50的最優(yōu)設(shè)計(jì)配合比.參照其設(shè)計(jì)配合比配置出相同參數(shù)的普通自密實(shí)混凝土C50的配合比，如表2所示.按設(shè)計(jì)配合比配制的混凝土強(qiáng)度試驗(yàn)值如表3所示，從表3可知，普通自密實(shí)混凝土C50的強(qiáng)度略高于自密實(shí)輕骨料混凝土SCLC50.

1.2.2? ?材料強(qiáng)度

1）混凝土

確定設(shè)計(jì)配合比后，開始制作試件，同時(shí)制作與試件同批澆筑的混凝土試塊，如圖3—圖5所示，自密實(shí)混凝土的材料分布較均勻，未出現(xiàn)蜂窩、離析等質(zhì)量問題.試件加載前先對(duì)混凝土試塊進(jìn)行立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)、劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)、抗折強(qiáng)度試驗(yàn)和棱柱體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，分別測(cè)試其7 d、28 d的立方體抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度、軸心抗壓強(qiáng)度及彈性模量，試驗(yàn)裝置和試塊如圖6所示，實(shí)測(cè)結(jié)果如表4—表7所示.

2）鋼管

圖7為鋼管的試樣及拉伸試驗(yàn)，試樣按鋼管壁厚的大小分組，每組制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試樣，見圖7 （a）.用? 200 t微機(jī)屏顯液壓萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試鋼管屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度、彈性模量、伸長(zhǎng)率及泊松比，拉伸前及拉伸后試樣如圖7（b）、圖7（c）所示，實(shí)測(cè)結(jié)果如表8所示.

1.3? ?試件制作

試驗(yàn)選用如圖8（a）所示的20號(hào)無縫圓鋼管.試件制作過程為：首先將鋼管立在平整的地面上，檢查鋼管尺寸是否符合設(shè)計(jì)要求;兩端是否平整或者存在毛刺現(xiàn)象，并用打磨機(jī)磨平.接著在每根鋼管的一端焊接一塊10 mm厚的鋼板作為底板，焊接前需要進(jìn)行幾何對(duì)中，保證焊接質(zhì)量.最后澆筑混凝土，通過多次澆筑盡量排出管內(nèi)空氣.同時(shí)制作立方體及棱柱體試塊，并覆膜處理，與試件一起養(yǎng)護(hù)，如圖8（b）、? ? ? ? 圖8（c）所示.養(yǎng)護(hù)28 d后，在試件頂部加載端涂抹1 cm厚環(huán)氧樹脂，以保證試件加載時(shí)鋼管不直接承受豎向荷載，如圖9所示.

1.4? ?加載制度

1）試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用的主要儀器設(shè)備包括500 t微機(jī)控制屏顯恒應(yīng)力四柱壓力試驗(yàn)機(jī)、JM3813多功能靜態(tài)應(yīng)變儀、BX120-10AA應(yīng)變片、位移計(jì)等.為滿足試件兩端鉸接約束條件，在試件頂端放置一個(gè)刀口平板鉸.試驗(yàn)時(shí)首先進(jìn)行幾何對(duì)中，保證試驗(yàn)機(jī)承壓板的中心線與試件的軸線重合，以實(shí)現(xiàn)軸向作用.試驗(yàn)裝置如圖10所示.

2）測(cè)點(diǎn)布置

測(cè)點(diǎn)分為位移測(cè)點(diǎn)和應(yīng)變測(cè)點(diǎn).位移測(cè)點(diǎn)如圖11所示，在壓力試驗(yàn)機(jī)的下承壓板上表面對(duì)稱于試件左右兩側(cè)設(shè)置兩個(gè)位移計(jì)A1、A2以監(jiān)測(cè)試件的豎向剛體位移;試件1/2高度位置左右對(duì)稱設(shè)置位移計(jì)A3、A4以測(cè)量試件的彎曲變形.應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置于試件的中部，如圖11所示;應(yīng)變片編號(hào)及相對(duì)位置如圖12所示，沿鋼管外壁每隔90°各布置一對(duì)縱向（V）及橫向（H）應(yīng)變片.

3）加載制度

試驗(yàn)加載過程主要分為3個(gè)階段：首先，通過預(yù)加載檢驗(yàn)試驗(yàn)機(jī)壓力傳感器、位移計(jì)、應(yīng)變片與應(yīng)變儀之間是否連接良好、試驗(yàn)裝置及觀測(cè)儀表是否正常工作、施加的荷載與變形之間的關(guān)系是否符合要求，以保證試驗(yàn)有效進(jìn)行，預(yù)加載荷載值為理論承載力的10%～15%.然后為正式加載，采用分級(jí)單調(diào)加載方式：屈服前每級(jí)施加的荷載取理論承載力的10%，并停留4 min;屈服后每級(jí)施加的荷載取理論承載力的5%，并停留2 min;當(dāng)進(jìn)入強(qiáng)化階段時(shí)，根據(jù)具體情況進(jìn)一步減小加荷速率.最后卸載，當(dāng)試件變形過大或荷載降至理論承載力的85%或以下時(shí)卸載，卸載過程根據(jù)具體情況分2次完成或按加載級(jí)距的2倍進(jìn)行卸載，使試件獲得恢復(fù)彈性變形的時(shí)間.

2? ? 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1? ?試驗(yàn)現(xiàn)象

對(duì)比各試件加載過程，試件隨荷載變化大概可分為5個(gè)階段：1）隨著荷載增加，鋼管表面起皮，伴有鐵銹掉落，部分試件OCFSTC-1、OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-2、LACFSTCT-3、? ? ? ? ? ?LACFSTCD-2鋼管表面出現(xiàn)45°剪切線;2）荷載繼續(xù)增加，鋼管表面微鼓，鋼管開始進(jìn)入屈服，但試件OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-3、LACFSTCD-2鋼管表面出現(xiàn)較明顯的鼓曲;3）荷載不斷加大，其他試件也相繼出現(xiàn)鋼管鼓曲的現(xiàn)象;4）試件承受的荷載達(dá)到最大值，此時(shí)試件鋼管表面均產(chǎn)生明顯的鼓曲，并伴有較大的側(cè)向位移;5）荷載不斷降低，直到小于荷載峰值的85%而最終破壞.

試件的鼓曲大多出現(xiàn)在試件1/2～3/4高度范圍內(nèi)，最終除試件OCFSTCL-3外，鋼管表面的鼓曲發(fā)展成明顯的多條皺褶.鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的皺褶數(shù)量多于鋼管自密實(shí)混凝土柱.剖開鋼管后，各試件的混凝土均能保持完整、無松散現(xiàn)象;鼓曲處混凝土局部壓碎;試件OCFSTCL-3、LACFSTC-1中上部混凝土可見1條斜裂縫，試件LACFSTCD-2可見頂部混凝土出現(xiàn)多條斜裂縫;試件LACFSTCT-3混凝土表面可見多條彎曲裂縫.

2.2? ?破壞形態(tài)

卸載后各試件橫截面混凝土表面無明顯裂縫，與鋼管無脫空現(xiàn)象，兩者之間受力良好，鋼管對(duì)核心混凝土起到了約束作用;核心混凝土增強(qiáng)了鋼管的整體穩(wěn)定性，避免了鋼管過早屈曲及局部壓壞.

鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的破壞形態(tài)與鋼管自密實(shí)混凝土柱基本相似，試件整體均表現(xiàn)為延性破壞，加載過程中試件產(chǎn)生較大變形，部分試件還出現(xiàn)強(qiáng)化現(xiàn)象.其破壞形態(tài)如圖13所示，除了試件? ? OCFSTCL-3為鼓曲外，其他試件中部的鋼管均出現(xiàn)皺褶，甚至多條.剖開鋼管后可見混凝土由于各試件套箍系數(shù)與長(zhǎng)細(xì)比不同而表現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)：試件OCFSTC-1和LACFSTCL-2的長(zhǎng)細(xì)比最大，混凝土無明顯裂縫表現(xiàn)為彎曲失穩(wěn)破壞;長(zhǎng)細(xì)比較小、含鋼率和套箍系數(shù)均最大的試件OCFSTCT-2和LACFSTCT-3混凝土表現(xiàn)為強(qiáng)度破壞;其他試件混凝土為剪切破壞.

2.3? ?試驗(yàn)結(jié)果分析

1）荷載-縱向位移曲線

試件在受荷前，由于膨脹劑的作用，鋼管內(nèi)壁受到混凝土的擠壓及摩擦，使鋼管受到豎向和切向初始拉應(yīng)力，增強(qiáng)了鋼管及核心混凝土的協(xié)同作用.受荷后，由于鋼管內(nèi)混凝土的高度稍高于鋼管，且混凝土頂部涂有1 cm厚的環(huán)氧樹脂，使得軸向壓力作用主要由核心混凝土承擔(dān)，鋼管不直接承受豎向荷載.各試件的荷載與縱向位移曲線如圖14所示，各試件的荷載-位移曲線分布基本相同，大致分為3個(gè)階段，即彈性階段、彈塑性階段、破壞階段.

彈性階段：鋼管自密實(shí)混凝土柱的彈性階段為極限荷載的75%以內(nèi)，而鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的彈性階段為極限荷載的85%以內(nèi).豎向荷載作用下，鋼管初始豎向拉應(yīng)力逐漸變?yōu)閴簯?yīng)力，且壓應(yīng)力呈線性增長(zhǎng);切向拉應(yīng)力繼續(xù)增大.且呈線性增加，此時(shí)鋼管與核心混凝土均處于彈性受力階段.

彈塑性階段：隨著荷載增加，試件不斷變粗，鋼管和混凝土應(yīng)變?cè)黾友杆?，鋼管?duì)混凝土產(chǎn)生的約束作用明顯增強(qiáng)，鋼管外壁逐漸出現(xiàn)不同程度的鼓曲變形.

破壞階段：試件的縱向位移增長(zhǎng)速率加快，混凝土對(duì)鋼管擠壓作用愈加激烈，使鋼管外壁開始出現(xiàn)鼓曲、皺褶現(xiàn)象，試件的承載力逐漸減小.但部分試件由于變形較大，導(dǎo)致鋼管直接承受部分荷載而出現(xiàn)了強(qiáng)化階段.

試件的極限承載力、縱向位移和極限應(yīng)變?nèi)绫?所示.由圖14（a）及表9可知，鋼管自密實(shí)混凝土柱的承載力大于鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱，由于C50的軸心抗壓強(qiáng)度及彈性模量略高于SCLC50，鋼管自密實(shí)混凝土柱的剛度大于鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱，且其承載力下降速度稍快于鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱.輕骨料混凝土的強(qiáng)度和彈性模量較小，荷載作用下應(yīng)變較大，鋼管的約束作用也越大，因而鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的承載力下降性能略好于鋼管自密實(shí)混凝土柱.

由圖14（b）及表9可知，隨著鋼管的壁厚由4 mm增大到6 mm，即試件的含鋼率由0.109增大到0.170，其極限承載力由1 751 kN上升到2 350 kN，增加了34.21%，荷載-縱向位移曲線下降段趨于平緩，表明承載力下降速度減慢.這是由于隨著鋼管壁厚的增大，即含鋼率增大，鋼管對(duì)混凝土的約束越強(qiáng)，套箍作用越明顯，有效提高了柱的承載力退化性能.

由圖14（c）及表9可知，隨著長(zhǎng)細(xì)比由15增大到25，其極限承載力由2 153 kN下降到1 796 kN，減小了16.6%.長(zhǎng)細(xì)比小的試件承載力下降速度慢，反之承載力下降速度較快.但試驗(yàn)后剖開的混凝土在鋼管出現(xiàn)皺褶部位處均被壓碎，而其他位置無明顯的裂縫，這表明，對(duì)于長(zhǎng)細(xì)比大的試件，鋼管對(duì)混凝土的約束減弱.

2）荷載-撓度曲線

本試驗(yàn)的柱中撓度值，由柱中位置的位移計(jì)測(cè)得，試件的荷載與撓度曲線如圖15所示.

不同混凝土（SCLC50和C50）試件的荷載-撓度曲線如圖15（a）所示，在彈性階段，兩者之間的曲線斜率基本相同;在彈塑性階段，由于自密實(shí)混凝土強(qiáng)度和彈性模量大于自密實(shí)輕骨料混凝土，故鋼管自密實(shí)混凝土柱試件承載力較大.長(zhǎng)細(xì)比為20的試件，荷載-撓度曲線較為接近;長(zhǎng)細(xì)比為16的試件，鋼管自密實(shí)混凝土柱試件的承載力明顯大于鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土.表明，對(duì)于中長(zhǎng)柱，普通粗骨料和輕骨料的混凝土試件性能相差不大.

對(duì)于不同含鋼率試件的荷載-撓度曲線如圖15（b）所示，隨著含鋼率增大，試件的承載力顯著增大.含鋼率較小時(shí)（試件LACFSTCT-2含鋼率為0.109），鋼管對(duì)混凝土的約束較小，峰值荷載后試件承載力一直降低;含鋼率為0.139時(shí)（試件LACFSTC-1），試件荷載-撓度曲線出現(xiàn)強(qiáng)化段，表明加載后期鋼管的約束有所增強(qiáng);含鋼率較大時(shí)（試件LACFSTCT-3含鋼率為0.170），鋼管對(duì)混凝土的約束較大，不僅承載力較高，破壞時(shí)撓度明顯增大，且峰值荷載后承載力下降緩慢，破壞時(shí)該曲線接近水平.

對(duì)于不同長(zhǎng)細(xì)比試件的荷載-撓度曲線如圖15（c）所示，隨長(zhǎng)細(xì)比增大，試件承載力減小，但峰值荷載對(duì)應(yīng)的撓度和破壞時(shí)的撓度均明顯增大.

3）荷載-應(yīng)變曲線

各試件中部位置的縱向應(yīng)變及橫向應(yīng)變分別由縱向（V1—? ? V4）及橫向應(yīng)變片（H1—H4）測(cè)得，并取應(yīng)變平均值，可得荷載-應(yīng)變曲線如圖16所示.

如圖16（a）所示，鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件變形能力大于鋼管自密實(shí)混凝土柱試件，但鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件初始剛度較小.鋼管對(duì)自密實(shí)混凝土和自密實(shí)輕骨料混凝土的約束作用均可提高柱的承載力和變形性能;但對(duì)鋼管自密實(shí)混凝土柱試件的承載力提高更為顯著，而對(duì)鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱試件的變形能力提高更顯著.

含鋼率為鋼管的橫截面面積與核心混凝土的橫截面面積之比.不同含鋼率試件的荷載-應(yīng)變曲線如? ? ?圖16（b）所示，含鋼率大的試件初始剛度、荷載峰值、峰值應(yīng)變、破壞應(yīng)變均較大，曲線下降段較為平緩，且斜率較小.表明隨著含鋼率的增加，鋼管對(duì)混凝土的約束越大.

不同長(zhǎng)細(xì)比試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖16（c）所示，隨長(zhǎng)細(xì)比減小，荷載增大，初始剛度和應(yīng)變先增后減，而長(zhǎng)細(xì)比最大的試件的應(yīng)變顯著變大.長(zhǎng)細(xì)比為25的試件LACFSTCL-2應(yīng)變發(fā)展迅速，由于撓度較大，鋼管很快進(jìn)入塑性，屈服后荷載增長(zhǎng)減緩直到峰值點(diǎn)，然后迅速下降.長(zhǎng)細(xì)比為16的試件LACFSTCL-1應(yīng)變發(fā)展較快，鋼管較早進(jìn)入塑性，但沒有明顯的屈服點(diǎn)，峰值荷載后曲線逐漸下降.長(zhǎng)細(xì)比為20的試件LACFSTC-1應(yīng)變發(fā)展較慢，鋼管進(jìn)入塑性較晚，屈服后經(jīng)歷較長(zhǎng)的平臺(tái)后才進(jìn)入下降段.

各試件在極限荷載時(shí)的鋼管實(shí)測(cè)應(yīng)變值εu和混凝土平均應(yīng)變?chǔ)舥m如表9所示.除試件LACFSTCL-1鋼管剛達(dá)到屈服應(yīng)變外，各試件鋼管的應(yīng)變值均大于鋼材的屈服應(yīng)變，表明各試件鋼管均在極限荷載前屈服，鋼管得以充分利用.極限荷載時(shí)混凝土平均應(yīng)變顯著大于混凝土材料的峰值應(yīng)變，表明鋼管的約束顯著提高了混凝土的強(qiáng)度和變形性能，顯著改善了混凝土的脆性;但長(zhǎng)細(xì)比過大或套箍系數(shù)過小時(shí)，極限荷載時(shí)混凝土的平均應(yīng)變顯著降低.

3? ? 承載力計(jì)算

采用極限平衡理論[23]計(jì)算鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的承載力.極限平衡理論[24]是基于試驗(yàn)基礎(chǔ)，通過把研究體系中的一系列構(gòu)件拼裝成結(jié)構(gòu)體系，并簡(jiǎn)化理論模型中的一些條件，在不考慮復(fù)雜因素的影響下，根據(jù)構(gòu)件的變形條件、幾何條件，列出構(gòu)件在極限狀態(tài)下的靜力平衡方程，計(jì)算出結(jié)構(gòu)體系的承載力計(jì)算值.該理論的特點(diǎn)是：在不考慮構(gòu)件的變形過程、加載歷史及材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的條件下，通過結(jié)構(gòu)的平衡條件，直接計(jì)算出構(gòu)件的承載力，簡(jiǎn)化了承載力表達(dá)式冗繁的理論推導(dǎo)過程.

式中：[Ac]為核心混凝土的橫截面面積（mm2）;[fc]為核心混凝土的極限強(qiáng)度（N/mm2）;[α]為受混凝土強(qiáng)度等級(jí)影響系數(shù)，對(duì)于強(qiáng)度等級(jí)為≤C50的混凝土，[α]的取值為2.00;[η]為套箍系數(shù);[As]為鋼管的橫面面積（mm2）;[fy]為鋼管的屈服強(qiáng)度（N/mm2）;[?e]為偏心率對(duì)構(gòu)件承載力的影響系數(shù)，軸心受壓為1.0;[?l]為長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件承載力的影響系數(shù)，即穩(wěn)定系數(shù);[?0]為軸壓作用下的鋼管柱應(yīng)考慮的[?l]值.

4? ? 結(jié)論

1）設(shè)計(jì)SCLC50自密實(shí)輕骨料混凝土和C50混凝土的配合比;通過大量試塊試驗(yàn)獲得了自密實(shí)輕骨料混凝土的最優(yōu)水灰比為0.3、陶粒體積摻量為0.388 m3、粉煤灰體積摻量為20%;自密實(shí)輕骨料混凝土的強(qiáng)度和彈性模量略小于普通混凝土.

2）試件整體表現(xiàn)為延性破壞.但由于各試件套箍系數(shù)和長(zhǎng)細(xì)比不同而導(dǎo)致內(nèi)部混凝土產(chǎn)生彎曲破壞、強(qiáng)度破壞和剪切破壞3種破壞形態(tài).

3）軸壓試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的承載力小于鋼管自密實(shí)混凝土柱.鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱隨套箍系數(shù)增大，試件承載力隨之增大;隨著長(zhǎng)細(xì)比增大，承載力顯著減小.

4）鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱變形性能好.極限荷載時(shí)鋼管的應(yīng)變均大于鋼材的屈服應(yīng)變，混凝土的平均應(yīng)變均顯著大于混凝土材料的峰值應(yīng)變.

5）對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，并對(duì)極限平衡理論進(jìn)行修正，可有效估算鋼管自密實(shí)輕骨料混凝土柱的承載力，計(jì)算結(jié)果與驗(yàn)證試件實(shí)測(cè)承載力吻合良好，其誤差均小于1%.

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