本试验共制作 3个外包活性粉末混凝土型钢柱试件,设计的主要变量是 RPC的强度. 试件编号用Z-RPC力学性能等级表示,划分为Z-120、Z-150和Z-180 三组编号. 考虑试验压力机的最大荷载,试验柱的截面尺寸为200 mm×160 mm,高为1 200 mm,长细比为 7.5.活性粉末混凝土截面面积为 29 874 mm²,型钢截面面积为2 126 mm²,截面含钢率为6.6%. 采用无纵筋型钢混凝土结构,在型钢上焊接直径为6 mm的箍筋,间距为200 mm,同时在型钢腹板处焊接销钉^[13-14]. 试件截面尺寸及箍筋与销钉布置示意图见图1.

图1 试件截面和箍筋与销钉布置示意图(单位:mm)
Fig.1 Sketch map of specimen section and location of stirrups and pins(unit:mm)

活性粉末混凝土采用湖南固力工程新材料有限公司提供的干混料,配制RPC120、RPC150和RPC180三种力学性能等级的RPC材料,水胶比分别为 0.2、0.18和0.16,钢纤维掺量均为 2%(体积分数),拌合料现场搅拌后立即入模浇筑,将试件保湿养护 24 h后,放入养护池进行热水养护48 h,养护温度控制在 70～80 ℃^[15].

与试件同条件制作了立方体试块,由于活性粉末混凝土相对于普通混凝土具有更高的抗压强度,为兼顾试验设备的适用性,本试验立方体试块的边长为 70.7 mm. 轴压试验前进行了活性粉末混凝土的材料力学性能试验,根据《活性粉末混凝土》(GBT 31387—2015)^[16]测得其基本力学性能指标平均值见表1. 根据文献[17]的研究结果,活性粉末混凝土轴心抗压强度f_cu,70.7与立方体抗压强度f_c基本符合线性关系,且经线性回归得其关系式f_c=0.845f_cu,70.7,弹性模量E与立方体抗压强度关系式有E=2 055(f_c)^1/2+18 897,故轴心抗压强度平均值和弹性模量可根据实测的立方体抗压强度平均值计算得出. 所有试件的型钢均采用 Q235 热轧工字钢,

表1 RPC基本力学性能指标
Table 1 Mechanical index of RPC

根据《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T 228.1—2010)^[18]进行拉伸试验,测得常温下型钢及箍筋的力学性能见表2. 其中,d为直径; f_y为屈服强度; f_u为抗拉强度.

表2 钢材力学性能指标
Table 2 Mechanical index of steel

加载装置采用电液伺服协调加载系统,采用混合控制的加载方法,在达到试件预估极限荷载的 80% 前,加载方法采用荷载控制,并分级施加,每级 200 kN,当达到预估极限荷载的 80%后采用位移控制,直至试件破坏. 为使试件各部分接触良好,试验前对试件分级进行预加载,每级预加轴力 200 kN,加载至 800 kN时,检查加载装置和测试仪表工作情况. 在试验加载过程中,为实时监控试件的破坏情况,选取部分应变测试点及轴向变形作为监控指标,特别是在试件接近破坏时,随试验过程调整加载数值及速度.

试验中进行了轴向变形和RPC表面及型钢应变的测量. 其中应变测点布置在柱身中间截面,单根试件的型钢和混凝土表面主要位置共布置9个应变测点,如图2,S代表型钢应变片, R代表 RPC 应变片.

图2 试件测点布置示意图(单位:mm)
Fig.2 Layout of strain gauges(unit:mm)

试件的轴压荷载P与轴向变形Δ曲线见图3. 其中Δ的测量值为试件在加载点的轴向位移值,包含支撑底座及上下端垫块的压缩变形,由于测试结果显示该部分引起的误差极小,所以Δ表征试件在试验过程中柱的轴向变形量. 试验前对试件进行预加载,预加载阶段卸载后大部分形变恢复. 3组试件 Z-120、Z-150和Z-180 的荷载变形关系曲线在发展趋势上基本类似,归纳其规律可将试验过程大致分为5个阶段:

1)弹性阶段.试验由开始加载至 600～800 kN 左右(弹性阶段结束时轴向荷载为P₁ ),该部分荷载P与Δ基本保持线性关系,该线段的斜率与弹性协调阶段基本一致. 在轴压荷载作用下混凝土应力主要通过与型钢表面之间较弱的界面黏结力传递给型钢,混凝土与型钢共同工作.

2)抗滑移阶段.由P₁加载至1 000 ～1 200 kN(界面滑移阶段结束时轴向荷载为P₂ ), 试件在该阶段出现了较大的轴向变形, P-Δ曲线在荷载P₁附近出现明显折点. 由于型钢混凝土组合结构中型钢表面光滑,与混凝土黏结力较小,在轴压荷载作用下加载端活性粉末混凝土与型钢界面发生软化,产生相对滑移^[19-20],因此在轴压荷载增加P₁时,界面处的相对滑移使轴向变形增大. 随着轴压荷载的增加,销钉开始提供抗滑移剪切力,当轴压荷载增加至P₂时,滑移阶段结束.

3)协同工作阶段.发生在P₂至极限荷载P_u的90% 左右(协同工作阶段结束时轴向荷载为P₃)之间,由于在界面黏结力和销钉抗滑移剪切力的共同作用下, RPC 与型钢继续协同工作. 此阶段P与Δ呈良好线性关系.

4)塑性阶段.由P₃加载至极限荷载P_u, 轴向荷载达到P₃左右,出现较短暂的塑性阶段, P-Δ曲线开始逐渐呈非线性关系发展,在试验中能听到柱中有清脆的响声,随着荷载继续增加响声越频繁,次数越多.

5)破坏阶段.当荷载超过极限荷载P_u后,试验柱的承载力逐步降低,降至 80%P_u左右后,由于试件端部的纵向裂缝逐步贯通,承载力开始急剧下滑.

图3 试件荷载-变形关系曲线
Fig.3 Load-deformation relationship curves of specimens

3组试件的裂缝发展和破坏特征基本相同,以试件 Z-150 为例,图 4 为试件 Z-150 裂缝发展简图. 在轴压荷载加载至 3 100 kN 左右时,在试件端部开始出现几条微弱的初始裂缝,裂缝宽度较小,走向不规则,沿裂缝发展方向宽度基本均匀,同时能稀疏听到柱身内钢纤维被拔出或拉断的清脆响声. 随着荷载进一步增加,原裂缝的长度和宽度有部分发展,同时在B1面上端部新增几条纵向裂缝,当增加至极限荷载时,表面没有出现明显的主裂缝,裂缝相对较少,裂缝长度和最大裂缝宽度不大,裂缝集中出现在柱的两端,部分柱脚有贯穿裂缝,试验柱开裂后迅速发展至极限荷载,但柱身表面裂缝发育较缓. 在超过极限荷载后产生多条纵向裂缝,随着荷载的增加,形成一条向柱身中部延伸的纵向主裂缝,同时柱端部分混凝土被压溃,部分柱脚混凝土被压溃,柱下端部的裂缝相互贯通,在H2面柱下端型钢翼缘与混凝土交界处有条纵向裂缝,该纵向主裂缝随着加载的继续迅速从柱端向中部发展,从该主裂缝中可以明显看到混凝土中钢纤维被拉屈或拉断,柱的承载力降低到 1 310 kN时停止加载.

图4 试件Z-150裂缝发展简图
Fig.4 Crack patterns of Z-150

试件 Z-150 的最终破坏形式以B1、B2面RPC 的端部纵向劈裂裂缝为主,同时存在与纵向劈裂裂缝互相垂直的横向裂缝. 主要原因是由于外包活性粉末混凝土比型钢突出,导致外包活性粉末混凝土和型钢受力的不均匀,使构件在端部发生破坏; 同时端部腹板处核心混凝土受到型钢翼缘板的挤压作用,且腹板处销钉外侧的混凝土相对较厚,B1、B2面相比H1、H2面更易发生纵向劈裂裂缝.

各试件荷载与应变关系如图5,文献[17]研究表明,RPC 的峰值压应变随轴心抗压强度提高而提高,经数据拟合可得轴心抗压强度与峰值压应变的公式 ε₀=(377(f_c)^1/2-923)×10^-6, 根据轴心抗压强度可得RPC的峰值压应变平均值约为3.3×10^-3,型钢的实测屈服应变约为 2.6×10^-3. 对荷载应变曲线分析可知,荷载在达到P₃前,大部分测点的型钢和混凝土应变曲线近似一条直线; 荷载超过P₃后,由于柱端部裂缝的增多和纵向裂缝的出现,部分测点的曲线开始偏离直线,其中型钢腹板测点S₅处开始屈服; 达到极限荷载P_u后,柱端部的裂缝继续发展,试件的承载力开始降低,由于柱身中部的混凝土和型钢翼缘并未达到峰值应变或屈服应变,大部分测点的应变开始回缩,型钢腹板应变超过屈服应变.

荷载应变关系曲线表明:试件破坏时,柱身中部的RPC测点大部分处于弹性阶段,部分型钢腹板测点在达到极限荷载后屈服.

图5 试件荷载-应变关系曲线
Fig.5 Load-deformation relationship curves of specimens

试验表明,提高 RPC 力学性能等级,能明显提高试验柱的极限承载力,其中试件 Z-150的极限承载能力较试件 Z-120 提高约 600 kN,试件 Z-180 的极限承载能力较试件 Z-150 提高约 300 kN,采用 RPC 150 的试件承载力提高最为显著. 而 RPC 180 由于水胶比较低,部分水泥基未充分水化反应,影响了试件的承载能力.

3组试件的荷载变形关系曲线在发展趋势上基本类似,都有较明显的5个破坏阶段. 在销钉抗滑移阶段,由于混凝土强度等级对型钢界面的黏结力影响不大,3组试件中的荷载P₁和P₂值基本相近. 试件 Z-120 的P₁≈800 kN,P₂≈1 040 kN; 试件Z-150的P₁≈660 kN, P₂≈1 100 kN; 试件 Z-180 的P₁≈700 kN,P₂≈1 150 kN.

3组试件的裂缝发展及破坏特征也基本相同,裂缝出现阶段较晚,最终破坏形式均以端部劈裂破坏为主. 初始裂缝出现的阶段较晚,之后试件很快达到极限承载力,超过极限荷载后,裂缝发展迅速,均有纵向裂缝出现. Z-180 由于水胶比较低,流动性偏差,所以在荷载超过极限荷载后有少量保护层混凝土剥离,而 Z-120和Z-150 并未出现此现象.

由试验结果可知,该新型组合结构的 RPC 与型钢有较好协同工作能力,在计算极限承载能力时满足平截面假定,根据GB 50010—2010^[21] 与YB 9082—2006^[22]关于正截面受压承载力的计算公式,该结构的轴压承载力为

N_u=0.9φ(f_cA_c+f_ssyA_ss)(1)

其中, φ为与构件长细比相关的轴压稳定系数,本试验构件的长细比为 7.5, φ取1.0; f_c为RPC轴心抗压强度平均值; f_ssy为型钢屈服强度; A_c为 RPC 截面面积; A_ss为型钢面积.

根据式(1)分别计算3组试验柱的轴压承载力,结果见表3. 由表3可见,计算值与试验值吻合良好.

表3 轴压承载力试验结果与计算结果比较1)
Table 3 Comparison of xial bearing capacity of test with the calculated