<bold>HDFRC</bold>-钢管-混凝土叠合柱的轴压性能

彭彪，胡红松，吉云鹏; PENG Biao; HU Hongsong; JI Yunpeng

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HDFRC-钢管-混凝土叠合柱的轴压性能 PDF

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彭彪 ¹
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胡红松 ^1,2
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吉云鹏 ¹

1. 华侨大学土木工程学院，福建厦门 361021； 2. 华侨大学福建省结构工程与防灾重点实验室，福建厦门 361021

中图分类号： TU398.2

最近更新：2024-12-02

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2024.11.003

摘要

提出了一种新型高延性纤维混凝土（HDFRC）-钢管-混凝土（HDCSTC）叠合柱，研究了螺杆列数、螺杆强度和螺母类型对HDCSTC叠合柱轴压性能的影响.结果表明：增加螺杆列数能够有效改善试件的峰值后延性；螺杆强度增加，对1列螺杆试件的延性无显著影响，对2列螺杆试件的延性影响较大；吊环螺母能够与外侧高延性纤维混凝土建立有效拉结，改善试件的峰值后性能；HDCSTC叠合柱具有与钢筋混凝土柱同等优异的轴压性能，且施工方便无技术限制，值得推广使用.

关键词

钢管-混凝土叠合柱; 高延性纤维混凝土; 轴压性能; 延性

近年来中国倡导大力发展装配式建筑^［

1］.钢筋混凝土叠合柱（预制混凝土组合管柱）作为装配式建筑发展的产物，采用带空腔的预制构件，具有预制构件重量轻、运输和吊装方便等优点，但由于内部有横穿的箍筋存在，无法在内侧支模板，其预制构件需要采用离心法成形，制作工艺复杂^{［参考文献 2

百度学术}2］.为改善这个问题，提出了一种高延性纤维混凝土（HDFRC）-钢管-混凝土（HDCSTC）叠合柱，其构造如图1所示.采用对拉螺杆和吊环螺母对钢管和核心混凝土加强约束，同时对外侧HDFRC进行拉结.钢管可作为浇筑HDFRC的内侧永久模板，其浇筑过程可在工厂进行.由于HDFRC具有较好的受拉、受压延性，不易开裂、剥落，因此钢管外侧无需使用钢筋.外侧HDFRC预制完成后方可运至施工现场安装，再现场浇筑钢管内侧混凝土.

图1 HDCSTC 叠合柱构造

Fig.1 HDCSTC composite column structure

已有钢筋混凝土叠合柱的研究^［

3‑6］，主要是对截面形式、配筋形式、预制管混凝土材料和强度等参数开展轴压和抗震性能研究，没有解决或优化其预制构件施工工艺复杂的问题.Kim等^{［参考文献 4‑5}4‑5］对采用波纹钢板做内模的新型组合管柱进行了抗震性能试验，但其波纹钢板外侧仍需要绑扎钢筋，工作量并没有有效减少.徐梁晋等^{［参考文献 6

百度学术}6］对采用高延性水泥基复合材料（ECC）预制管制作的组合桥墩柱开展了抗震性能试验研究，发现采用ECC预制管制作的组合桥墩柱的延性系数更大，因此本文采用HDFRC作为外层混凝土理论上可提升构件的轴压性能.

钢管混凝土叠合柱在解决了钢管混凝土柱耐火性差和耐久性差的同时，还具有优异的受压性能和抗震性能^［

7‑12］.但在其施工过程中，钢管外仍需绑扎钢筋或采用其他形式，与外侧后浇混凝土进行拉结锚固^{［参考文献 8

百度学术}8］，无法实现装配式应用.

相比钢筋混凝土叠合柱，HDCSTC叠合柱的钢管可作为外侧HDFRC浇筑的内侧模板，预制构件制作工艺简单.相比于钢管混凝土叠合柱，HDCSTC叠合柱可实现装配式，省去了现场绑扎钢筋的麻烦.本文对7个HDCSTC叠合柱试件和1个钢筋混凝土柱开展了轴压试验，主要研究了螺杆列数（n_b）、螺杆强度（f_yb）和螺母类型（包括吊环螺母（R）和普通螺母（N））等参数对HDCSTC叠合柱轴压受力性能的影响.

1 试验

1.1 试件设计

为研究HDCSTC叠合柱在轴压作用下的受力性能，共开展了包括7个HDCSTC叠合柱（CC系列）和1个钢筋混凝土柱（RC系列）的轴压试验，试件构造如图2（图中上图为A‑A截面，下图为B‑B截面）所示.试件参数见表1（表中l为螺杆或箍筋间距； $φ_{s}$ 为钢管、螺杆或钢筋占试件的体积分数；HS为高强螺杆；NS为普通螺杆）.CC系列试件采用名义厚度3 mm（实测2.8 mm）的2块Q235钢板，通过开孔、折弯后对焊制作成方形截面钢管，钢管内浇筑普通混凝土，外侧HDFRC厚度为50 mm.试件RC‑50，其纵筋和箍筋分别采用直径为16、8 mm的HRB400级螺纹钢，纵筋实际配筋面积为2 413.2 mm²，箍筋布置方式为复合箍，竖向间距50 mm，体积配箍率为0.21.

图2 试件构造

Fig.2 Details of specimens（size： mm）

表1 试件参数

Table 1 Parameters of specimens

Specimen No.	n_b	f_yb/MPa	Nut type	Screw type	l/mm	$φ_{s}$ /%
CC‑0	0					2.38
CC‑RNS1	1	450	R	NS	110	2.41
CC‑RNS2	2	450	R	NS	75	2.47
CC‑NNS1	1	450	N	NS	110	2.41
CC‑NNS2	2	450	N	NS	75	2.47
CC‑RHS1	1	752	R	HS	110	2.41
CC‑RHS2	2	752	R	HS	75	2.47
RC‑50					50	5.07

1.2 试件制作

HDCSTC叠合柱试件的制作过程为：首先在钢结构加工厂进行钢管加工，之后安装固定对拉螺杆，接着将钢管定位在外模板中心位置，随后浇筑外侧HDFRC，养护7 d后浇筑核心混凝土.

1.3 材料性能

HDCSTC叠合柱试件加载前，测得其标准棱柱体轴心抗压强度f_c为63.7 MPa.HDFRC的配合比如表2所示.采用的水泥牌号为P·O 42.5R，粉煤灰为F类Ⅰ级粉煤灰；钢纤维和超高分子量聚乙烯纤维（PE纤维）的主要性能指标列于表3.参考文献［

13‑16］，对HDFRC进行抗拉和抗压材性试验^{［参考文献 13‑16}13‑16］，得到其应力-应变（σ‑ε）曲线和破坏形态，结果见图3、4.由图3、4可见，HDFRC的抗拉强度为5.5 MPa，轴心抗压强度为60.6 MPa.图5为钢材的应力-应变关系曲线，其性能见表4.普通螺杆的应力-应变曲线无明显屈服平台，因此屈服强度取0.2%残余应变对应的应力.

表2 高延性纤维混凝土配合比

Table 2 Mix proportion of HDFRC ( Unit： kg/m³ )

Water	Cement	Fly ash	Silica flour	Quartz sand	Superplasticizer	Steel fiber	PE fiber
285.000	285.000	741.000	114.000	608.300	3.648	157.000	9.700

表3 纤维性能指标

Table 3 Performance indexes of fibers

Fiber type	Length/mm	Diameter/mm	Density/ (kg ·m^-3)	Tensile strength/GPa	Elastic modulus/GPa
PE fiber	18	0.017-0.019	970	2 900	114
Steel fiber	13	0.220	7 850	2 000

图3 HDFRC受拉应力-应变曲线和破坏形态

Fig.3 Stress‑strain curves and final failure modes of HDFRC under tensile load

图4 HDFRC受压应力-应变曲线及破坏形态

Fig.4 Stress‑strain curves and final failure modes of HDFRC under compression load

图5 钢材的应力-应变曲线

Fig.5 Stress‑strain curves of the steel

表4 钢材的性能

Table 4 Mechanical properties of the steel

Steel type	Elastic modulus/GPa	Yield strength/MPa	Tensile strength/MPa	Elongation/%
2.8 mm steel plate	208	309	478	35.3
$ϕ$ 8 steel bar	194	439	602	25.8
$ϕ$ 16 steel bar	192	418	593	36.2
Normal screw	131	446	450	29.1
High strength screw	115	580	752	33.0

1.4 加载和量测方案

试件的测点布置如图6所示.为防止试件端部出现应力集中而先于中部截面破坏，在试件两端100 mm范围内使用钢板箍予以约束.试件的测量段为试件中部的760 mm范围内，在测量段的4个侧面均匀布置4个位移计（LVDT）和4个混凝土应变片，用来量测各面加载过程中的轴向位移和混凝土的应变.为量测螺杆的伸长应变，在试件高度的1/4、1/2和3/4截面的螺杆上布置了应变片.试件加载时首先采用力控，以500 kN/min的速率加载至1 000 kN，再切换至位移控制继续加载，加载速率为1.5 mm/min，当试件承载力下降至极限承载力的30%或测量段平均轴向应变达到4.0%时，停止加载试验.

图6 加载装置和测点布置

Fig.6 Loading device and layout of monitoring points（size：mm）

2 结果与讨论

2.1 轴向荷载-应变曲线

图7为试件的轴向荷载-应变（N‑ε）曲线，其主要试验结果见表5.结合图7和表5可知，HDCSTC叠合柱试件的N‑ε曲线主要由上升段、下降段和平台段3个部分组成.在加载初期即弹性阶段，不同HDCSTC叠合柱试件的N‑ε曲线上升段基本重合，试件的轴向荷载随应变的增大而线性增大，在试件表面未观察到明显的变化.当荷载达到峰值荷载的75%~85%时，试件开始进入弹塑性阶段，表现为N‑ε曲线的上升速率逐渐减慢.当荷载达到峰值荷载附近时，HDCSTC叠合柱外层HDFRC有初始裂缝产生.随后，N‑ε曲线进入到下降段.当轴向应变达到2.0%左右时，多数HDCSTC叠合柱试件的N‑ε曲线已由下降段过渡到平台段，随着轴向应变的继续增加，试件的轴向荷载无明显变化.对于试件RC‑50，在达到峰值荷载附近时，混凝土保护层开始出现大量竖向裂缝且伴随有混凝土的压溃声，随后N‑ε曲线进入到下降段，轴向荷载出现小范围突降现象，随着轴向应变的继续增加，其轴向荷载持续降低.

图7 试件的轴向荷载-应变曲线

Fig.7 Axial load‑strain curves of specimens

表5 试件的主要试验结果

Table 5 Main test results of specimens

Specimen No.	N_m/kN	ε_m/%	ε_c/%	ε_e/%	ε_b/%	N₀/kN	S_I	Ι₅	Ι₁₀
CC‑0	6 023.6	0.32	0.32	3.11		6 008.0	1.00	3.72	5.81
CC‑RNS1	5 902.8	0.30	0.33	2.38	2.02	6 008.0	0.98	4.35	7.24
CC‑RHS1	6 485.7	0.38	0.31	3.27	2.40	6 008.0	1.08	4.18	6.55
CC‑RNS2	5 876.9	0.33	0.47	2.67	2.91	6 008.0	0.98	4.56	7.94
CC‑RHS2	6 266.2	0.42	0.50		3.62	6 008.0	1.04	4.77	8.95
CC‑NNS1	5 669.5	0.33	0.38	1.71	3.26	6 008.0	0.94	4.05	6.29
CC‑NNS2	5 813.7	0.39	0.25	1.80	1.85	6 008.0	0.97	4.24	6.92
RC‑50	7 025.8	0.39	0.40					4.49	8.37

Note： ε_m is the average axial strain corresponding to the peak axial load；ε_c is the average axial strain corresponding to the initial crushing of concrete；ε_e is the average axial strain corresponding to the HDFRC layer is peeled off；ε_bis the average axial strain corresponding to the bolt is broken.

2.2 破坏形态

图8展示了试件的最终破坏形态.由图8可见：（1）HDFRC层在破坏时多发生斜向或竖向劈裂破坏，裂缝发展规律符合混凝土轴压破坏的特征，且HDFRC层受损最严重的区域与钢管屈曲的位置基本重合.（2）使用吊环螺母的试件破坏后其HDFRC层的裂缝更加密集且分布范围更广，而使用普通螺母或未使用螺杆加固的试件，HDFRC层因主裂缝贯穿破坏，裂缝数量较少且多分布在主裂缝周围.（3）RC‑50柱子侧向鼓胀愈加明显，试验结束后，混凝土保护层剥离开裂，箍筋直线段受弯成圆弧状，未发现箍筋断裂，纵筋均呈现不同程度的屈服.

图8 试件的最终破坏形态

Fig.8 Final failure modes of specimens

2.3 轴压承载力

为评价HDFRC层、钢管和核心区混凝土之间的相互作用，将试件的峰值轴向荷载N_m和名义轴向荷载N₀之间的比值定义为强度指标S_I.此外，考虑到混凝土尺寸效应的影响，在计算核心混凝土和HDFRC层对试件峰值轴向荷载的贡献时，参考BS EN 1994‑1‑1：2004 Eurocode：Design of Composite Steel and Concrete Structure Part 1‑1：Gerneral Rules and Rules for Buildings，取0.85的强度折减系数，具体计算式如下：

S_{I} = N_{m} / N_{0}

（1）

N_{0} = 0.85 f_{c} A_{c} + f_{y} A_{s} + 0.85 f_{H C} A_{H C}

（2）

式中：f_c、f_HC分别为核心区混凝土和HDFRC的轴心抗压强度，f_y为钢管的屈服强度；A_c、A_s、A_HC分别为核心区混凝土、钢管和HDFRC层的横截面积.

表5给出了试件的强度指标值.由表5可见，HDCSTC叠合柱试件的S_I值介于0.94~1.08，表明式（2）能够用来预测HDCSTC叠合柱的轴压承载力.

2.4 延性分析

构件的延性通常指构件达到峰值承载力后的变形能力，1997年Foster等^［

17］基于能量概念提出了新的延性评价指标Ι₅和Ι₁₀.表5还给出了试件的延性指标值Ι₅和Ι₁₀.由表5可知：对于HDCSTC叠合柱试件，使用吊环螺母比使用普通螺母延性指标值大；增加螺杆列数可以极大地改善试件延性；螺杆强度的增加对于1列螺杆试件的延性几乎不起作用，但对于2列螺杆试件的延性有较大的提升作用；试件CC‑RHS2的延性指标Ι₅和Ι₁₀均大于试件RC‑50，表现出良好的轴向变形能力，同时也表明HDCSTC叠合柱能充分发挥钢材和混凝土的优点，其轴压性能优于具有较高配箍特征值的钢筋混凝土柱.

2.5 抗压刚度

规范GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》取钢管和混凝土的轴压刚度之和作为钢管混凝土柱的组合轴向刚度，依据叠加原理，取钢管、内填混凝土和HDFRC三部分的轴压刚度之和，作为HDCSTC叠合柱的组合轴压刚度（K），其计算式如下：

K = E_{c} A_{c} + E_{s} A_{s} + E_{H C} A_{H C}

（3）

式中：E_c、E_s、E_HC分别为核心混凝土、钢管和HDFRC的弹性模量.

试验测得混凝土的立方体抗压强度为70.4 MPa，根据GB/T 50010-2010《混凝土结构设计规范》，C60混凝土的E_c值为3.6×10⁴ N/mm²，E_s和E_HC值取材性试验实测值，试件的轴压刚度如表6所示.由于混凝土的弹性模量常取30%轴心抗压强度下的割线模量，因此在N‑ε曲线中取30%峰值荷载下的割线模量作为试件的弹性模量，计算实际初始轴压刚度K_t与计算初始轴压刚度K_c及其比值，结果如表6所示.表6中，N_m为试件的峰值荷载；N_30%为30%的峰值荷载；ε_av为30%的峰值荷载对应的应变.

表6 试件的轴压刚度

Table 6 Axial compressive stiffness of specimens

Specimen No.	E_c/ (N·mm^-2)	E_s/ (N·mm^-2)	E_HC/(N·mm^-2)	N_m/kN	N_30%/kN	ε_av/%	K_t×10⁹/N	K_c×10⁹/N	K_t/K_c
CC‑0	36 000	208 000	18 160	6 023.6	1 807.1	0.067	2.69	3.10	0.87
CC‑RNS1	36 000	208 000	18 160	5 902.8	1 770.8	0.067	2.65	3.10	0.85
CC‑RHS1	36 000	208 000	18 160	6 485.7	1 945.7	0.073	2.68	3.10	0.86
CC‑RNS2	36 000	208 000	18 160	5 876.9	1 763.0	0.069	2.55	3.10	0.82
CC‑RHS2	36 000	208 000	18 160	6 266.2	1 880.0	0.064	2.92	3.10	0.94
CC‑NNS1	36 000	208 000	18 160	5 669.5	1 700.9	0.062	2.73	3.10	0.88
CC‑NNS2	36 000	208 000	18 160	5 813.7	1 744.1	0.061	2.87	3.10	0.93

由表6可知，K_t/K_c介于0.82~0.94之间，因此实际轴压刚度略小于理论轴压刚度，这可能与HDFRC的弹性模量略小，钢管内外混凝土存在变形差有关，导致实际的轴压刚度略小.

2.6 影响参数分析

2.6.1 螺杆列数的影响

螺杆列数（n_b）对试件的轴向荷载-应变曲线的影响如图9所示.由前文可知，在达到峰值轴向荷载时，2列螺杆试件的峰值应变比对应1列螺杆试件略大.由图9可见，对于峰值后轴向荷载，当ε =1.0%时，相较于试件CC‑0，试件CC‑RNS1和CC‑RNS2的轴向荷载分别提升了15%和29%，试件CC‑RHS1和CC‑RHS2的荷载分别提升了14%和47%.由于使用螺杆提高了钢管对核心区混凝土的约束作用，因此，螺杆列数增加可有效减缓峰值后荷载的下降速率，改善试件延性.当ε≥2.5%后，除试件CC‑RHS2外，其余试件的N‑ε曲线基本重合，表明此时由于螺杆失效和钢管局部屈曲加重，螺杆列数对HDCSTC叠合柱轴压性能的影响基本消失.

图9 螺杆列数对轴向荷载-应变曲线的影响

Fig.9 Influence of the number of screw rows on axial load‑strain curve

2.6.2 螺杆强度的影响

螺杆强度对试件轴向荷载-应变曲线的影响如图10所示.由图10可见，螺杆强度增加，对1列螺杆试件的N‑ε曲线无显著影响，对2列螺杆试件的N‑ε曲线影响较大.图11为钢管截面的侧向受力图.由图11可见，取一半钢管截面作为隔离体进行受力分析，钢管受到环向应力f_sr、螺杆约束力F_s以及混凝土的侧压力f $_{1}^{'}$ ，螺杆通过约束钢管，将螺杆的拉力传递给钢管进而转换成侧向力约束核心混凝土.因此，提高螺杆强度，混凝土受到的侧向约束力更大，试件的承载力和延性会有所提高^［

18］.

图10 螺杆强度对试件轴向荷载-应变曲线的影响

Fig.10 Influence of screw strength on axial load‑strain curve of specimens

图11 钢管截面的侧向受力图

Fig.11 Lateral stress diagram of steel tube section

图12为核心混凝土有效约束区.与箍筋约束混凝土的受力机理相似，假定螺杆对混凝土有效约束面的边界线为抛物线，抛物线与钢管的夹角为θ.由图12可见，螺杆的约束范围是有限的：在螺杆附近区域，有效约束区面积更大，钢管和混凝土受到的约束较强；在相邻的两排螺杆之间的区域，有效约束区面积相对较小，钢管和混凝土受到的约束较弱.试件的承载力是由最薄弱截面的承载力决定的，当螺杆纵向间距较大（使用1列螺杆）时，提高螺杆强度，对有效约束区面积较小的截面，混凝土受到的约束作用不一定会显著增强，从而导致使用普通螺杆和高强螺杆的1列螺杆试件的N‑ε曲线无太大差异.而对2列螺杆试件，螺杆的竖向间距为75 mm，螺杆间距减小，增加了截面有效约束区面积，此时提高螺杆强度，混凝土受到的约束增强，高强螺杆可以充分发挥其强度高的优点，有效约束混凝土的横向变形.因此，使用高强螺杆的试件承载力下降更为缓慢，而且残余承载力也更高.当ε =2.0%时，试件CC‑RHS2比CC‑RNS2的残余承载力高32%.

图12 核心混凝土有效约束区

Fig.12 Core concrete effective confinement zone

2.6.3 螺母类型的影响

螺母类型对试件轴向荷载-应变曲线的影响如图13所示.由前文可知，安装吊环螺母的试件N_m、Ι₅和Ι₁₀值均高于安装普通螺母的试件，因此建议在HDCSTC叠合柱中使用吊环螺母固定螺杆.由图13可见：螺母类型对试件N‑ε曲线的影响主要体现在峰值承载力之后的下降段，使用吊环螺母可有效延缓外侧HDFRC承载力丧失的作用；当应变达到2.5%以后，外侧HDFRC向外变形过大基本已经丧失承载力，此时螺母类型对HDCSTC叠合柱轴压性能的影响基本消失，试件的N‑ε曲线在平台段基本重合.

图13 螺母类型对试件轴向荷载-应变曲线的影响

Fig.13 Influence of nut type on axial load‑strain curves of specimens

2.6.4 两种类型试件的对比

在CC系列试件中，试件CC‑RHS2的性能最为优越.对普通钢筋混凝土柱而言，试件RC‑50的体积配箍率处于较高的水平，同时HDCSTC叠合柱试件中钢管截面积为2 432.6 mm²，与试件RC‑50纵筋实际配筋面积2 413.2 mm²基本相等，因此将两者进行对比能清楚了解HDCSTC叠合柱的性能.图14为试件RC‑50和CC‑RHS2的N‑ε对比曲线.由图14可以看出，试件RC‑50在达到峰值承载力后存在承载力突降现象.结合表5可知，试件CC‑RHS2延性系数与试件RC‑50接近，HDCSTC叠合柱拥有与钢筋混凝土柱同等优异的轴压性能.

图14 试件RC‑50和CC‑RHS2的N‑ε 对比曲线

Fig.14 Comparison of N‑ε curves for specimen RC‑50 and CC‑RHS2

从施工成本考虑，与钢筋混凝土叠合柱相比，HDCSTC叠合柱的预制构件制作时无需架设内侧模板，且无技术门槛，更不需要采用离心法等特殊技术.同时，由于HDFRC的使用，钢管外侧无需绑扎钢筋，使HDCSTC叠合柱的施工成本与传统叠合柱相比并不会有太大差异.HDCSTC叠合柱拥有与钢筋混凝土柱同等优异的轴压性能，且施工方便无技术限制，值得推广使用.

3 结论

（1）对于HDCSTC叠合柱，由于HDFRC层开裂、钢管屈服和核心混凝土被压溃，试件承受的轴向荷载在达到峰值荷载后即开始下降，且随着应变增大，其下降速率逐步减小；当应变超过2.5%后，大部分试件承受的轴向荷载基本保持恒定，残余承载力主要由核心钢管混凝土承担.

（2）HDFRC层在破坏时多发生斜向或竖向劈裂破坏，裂缝发展规律符合混凝土轴压破坏的特征，且HDFRC层受损最严重的区域与钢管屈曲的位置基本重合.

（3）对于HDCSTC叠合柱，螺杆列数增加能有效改善试件的延性.螺杆强度增加，对1列螺杆试件的延性无显著影响，对2列螺杆试件的极限承载力和延性影响较大.与采用普通螺母的试件相比，采用吊环螺母的试件裂缝数量更多、更密集.使用吊环螺母可有效减缓HDCSTC叠合柱的承载力退化，改善试件的延性.

（4）HDCSTC叠合柱拥有与钢筋混凝土柱同等优异的轴压性能，且施工方便无技术限制，值得推广使用.

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