高温后方钢管高强混凝土轴压短柱试验研究

陈宗平，周文祥,徐金俊

(1.广西大学土木建筑工程学院， 广西南宁530004；2.广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室， 广西南宁530004)



高温后方钢管高强混凝土轴压短柱试验研究

陈宗平1,2，周文祥1,徐金俊1

(1.广西大学土木建筑工程学院， 广西南宁530004；2.广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室， 广西南宁530004)

摘要：为了研究高温后方钢管高强混凝土短柱的受力性能，以温度及混凝土强度为变化参数，设计了15个试件进行高温后的静力加载试验，观察了高温后试件的外观变化和破坏形态，分析了其荷载—轴向位移曲线，研究了各个参数对高温后方钢管高强混凝土短柱的力学性能的影响，并探讨了引入材料强度折减系数后已有规范对构件承载力计算的可行性。研究结果表明：高温后方钢管高强混凝土轴压短柱破坏模式为剪切破坏和腰鼓破坏两种，温度低时倾向于发生剪切破坏，温度较高时易发生腰鼓破坏；温度在400 ℃以下时试件的承载力和轴压刚度变化不大，超过400 ℃时承载力和轴压刚度迅速降低，温度从常温升至200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃时，试件承载力分别为常温试件的101%、105%、76%、54%，其轴压刚度分别为常温试件的97%、96%、62%、51%；极限承载力随混凝土强度等级的提高而增大，混凝土等级从C60提高至C70及C80时，平均极限承载力分别提高7%和12%。延性系数随温度的升高经历先减小后增大的变化过程，温度为400 ℃时延性系为常温试件的92%，800 ℃时为123%，混凝土强度对试件的延性系数影响并无明显规律。引入折减系数后我国规程DBJ 13-51-2003及日本规程AIJ(1997)的计算值与试验值吻合较好。

关键词：方钢管高强混凝土柱；高温后；受力性能；承载力；轴压刚度；延性系数

0引言

钢管混凝土兼有承载力高、延性好、施工方便、经济效果好的优点，在工业与民用建筑中得到日益广泛应用，多年来，国内外学者对钢管混凝土结构的受力性能进行了大量研究，形成了日臻成熟的分析与计算理论[1-3]。现代工程结构向超高层、大跨度、重载的发展趋势对钢管混凝土提出了更高的承载力要求，随着高强混凝土技术的发展与完善，钢管高强混凝土结构应运而生。将高强混凝土置于钢管的约束下不仅可以有效克服高强混凝土脆性大的缺点，且可以充分发挥高强混凝土抗压强度高的优势，在减小构件截面尺寸的同时节约了钢材与混凝土材料，取得较大的经济效益。国内外学者对钢管高强混凝土的受力性能进行了大量研究并取得了一系列重要成果[4-8]，研究结果表明，钢管高强混凝土组合结构可以充分利用钢材和高强混凝土这两种材料各自的优势，具有承载力高、刚度大、抗震性能好等优点，符合现代工程结构的要求，其应用前景广阔。

目前，关于钢管高强混凝土的研究大都局限于常温情况，而火灾已经成为建筑结构的主要灾害之一，火灾发生频率高且对人们的生命财产造成巨大损失。随着钢管高强混凝土在建筑结构中的广泛使用，对其抗火性能的基础试验研究就显得十分必要和迫切，同时，研究高温后钢管高强混凝土的受力性能对于提高该类建筑结构的可靠度和灾后结构的安全评定与加固工作具有现实意义。为此，本文设计了15个方钢管高强混凝土短柱试件，以探讨其在高温后的受力性能，旨在为火灾后方钢管高强混凝土结构的损伤评估与加固提供参考。

1试验概况

1.1试验材料

海螺牌P.O42.5级普硅酸盐水泥，级配良好的中粗河砂和粒径为5～25 mm的碎石，萘系高效减水剂，掺合料采用一级粉煤灰及硅灰，城市自来水。试件浇筑时，每种配合比混凝土试件预留了3个立方体试块，并和试件在同条件养护和同一升温炉进行高温处理，自然冷却后按照标准试验方法进行抗压测试。混凝土配合比及实测强度详见表1。钢材采用直焊缝方钢管，边长150 mm，壁厚4.8 mm，依标准试验方法测试其力学性能指标，结果见表2。

表1　混凝土配合比实测强度

表2　钢材的实测强度

1.2试件设计

以温度、混凝土强度为变化参数，设计15个方管高强混凝土试件，温度考虑20 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃ 5种。试件长度均为450 mm，各试件的具体设计参数及主要试验结果见表3。

表3　试件设计参数1及主要试验结果

续表3

试件编号Nu/kNSy/mmSu/mmEA/MNμI/%N-⊿曲线破坏形态HSST-12189.58.5018.55197.02.180.00平缓下降腰鼓破坏HSST-22146.58.4314.65190.81.740.86平缓下降剪切破坏HSST-32253.57.059.32174.71.323.42急剧下降腰鼓破坏HSST-41616.08.9514.82115.81.664.29平缓下降腰鼓破坏HSST-51144.05.8215.2091.62.616.32略有下降腰鼓破坏HSST-62324.57.2413.70210.51.890.00平缓下降剪切破坏HSST-72256.56.7813.63201.92.010.68平缓下降剪切破坏HSST-82443.06.978.52214.11.223.74急剧下降剪切破坏HSST-91698.59.5514.35106.11.504.25平缓下降腰鼓破坏HSST-101266.58.0614.0698.91.744.73略有下降腰鼓破坏HSST-112314.07.289.37181.01.290.00急剧下降腰鼓破坏HSST-122455.58.8512.55179.01.420.53下降较快剪切破坏HSST-132473.07.8010.27181.81.323.71急剧下降剪切破坏HSST-141889.59.5918.45140.91.924.39平缓下降腰鼓破坏HSST-151293.58.4319.00108.02.256.00略有下降腰鼓破坏

1.T为恒温温度；B为方钢管边长；t为钢管厚度；H为钢管高度；ξ为套箍系数，ξ=fyAs/fcAc，As与Ac分别为钢管截面面积和混凝土截面面积；Nu为极限荷载；Sy为屈服位移；EA为初始轴压刚度，取N-⊿曲线上升0.4Nu点割线刚度；μ为延性系数，μ=Su/Sy，Su取荷载下降至0.85Nu时对应的轴向位移；I为烧失率，I=(M-Mt)/M，M为试件高温前的质量，Mt为高温后的质量。

1.3试件升温及加载

采用图1所示的箱形电阻炉对试件进行高温处理，模拟火灾四面受火环境，炉内温度最高可达950 ℃，温度由设备自动控制，达到设定温度后自动恒温，依据建筑设计防火规范(GBJ16-87)提供的耐火等级，统一恒温时长为60 min，恒温完成后打开炉门，使试件自然冷却至室温。实测升温曲线如图2所示。试验采用1 000 t液压式试验机按照位移控制进行加载，加载速率2 mm/min，试验设备自动采集试件受力破坏全过程的荷载—位移曲线，加载设备如图3所示。

图1升温设备

Fig.1Heating equipment

图2试件升温曲线

Fig.2Heating curves of specimens

图3加载设备

Fig.3Loading equipment

2试验结果与分析

2.1高温后试件外观变化

高温后试件的表面颜色发生变化，随温度的升高，由黄褐色向黑褐色转变，400 ℃、600 ℃及800 ℃的试件两端外露混凝土出现明显裂缝，温度越高，则裂缝越宽，高温后试件的外观状态见图4。

(a) 高温后试件外观变化

(b) 试件两端混凝土裂缝

2.2试件的高温烧失率

图5　试件烧失量Fig.5　Burning loss rate of specimens

高温作用使混凝土水泥石内硅酸钙凝胶(C-S-H)脱水分解，导致混凝土的力学性能劣化。水分损失量的大小反映不同温度对试件内部混凝土性能的影响程度，为量化脱水作用，在高温前后对试件进行重量称量，计算得出试件的质量烧失率I，试件烧失量随参数的变化情况如图5所示。由图5可见，试件烧失率随温度的升高明显增大，200 ℃时烧失率在0.5%～0.9%，400 ℃为3.5%左右，600 ℃时增至4.3%左右，800 ℃达到6%左右，温度从200 ℃增至400 ℃时烧失率增大最明显。烧失率随混凝土等级变化规律存在一定离散性，但总体上随混凝土强度等级的提高而降低，原因是混凝土等级高的试件的用水量较少且其内部混凝土较为密实，水分相对较少且不易蒸发。

2.3试件受力过程及破坏形态

加载初期，试件无明显变化，荷载与轴向变形呈线性关系，试件处于弹性阶段；加载至80%Pu时，试件两端开始出现剪切滑移线并向试件中部发展，滑移线与试件纵向呈45°夹角，温度较高试件伴随严重“掉皮”现象，试件进入塑性阶段；过峰值荷载后，试件某些部位开始出现鼓曲，荷载进入下降段；试件横向变形达到一定程度后，核心混凝土重新获得外包钢管的约束而继续承载，此时进入荷载不变而轴向位移不断增大的平缓阶段。

试件的破坏模式主要表现为剪切破坏和腰鼓破坏两种。图6所示为试件的主要破坏形态。由图6可见：

①剪切破坏发生于HSST-2(C60,200 ℃)、HSST-6(C70,20 ℃)、HSST-7(C70,200 ℃)、HSST-8(C70,400 ℃)、HSST-12(C80,200 ℃)、HSST-13(C80,400 ℃) 6个试件中，如图6(a)所示，具体表现为钢管的两个相对面发生水平鼓曲，且两者不在同一水平面上，在另一对相对面上出现斜向鼓曲，4个鼓曲部位组成1个与水平面呈30°～50°夹角的剪切滑移破坏面。

②腰鼓破坏发生在其余试件中，典型形态如图6(b)所示，具体表现为钢管的4个面发生明显水平鼓曲，且4处鼓曲处于同一水平面上，腰鼓处钢管由方形近似变为圆形。

通过分析可知，腰鼓破坏主要发生在T=600 ℃和T=800 ℃的高温试件中。以往的研究表明，钢管混凝土轴压短柱的破坏形式主要与混凝土强度等级、试件含钢率和套箍系数有关，混凝土的强度越高、含钢率越小、套箍系数越小，则剪切形破坏就越明显[9]。由表1可知，T>400 ℃时，高强混凝土的受力性能严重劣化，相应钢管内核心混凝土强度也大幅降低(T=800 ℃仅为常温试件的30%)，而高温对钢管钢材屈服强度影响相对较小(T=600 ℃为常温的95%、T=800 ℃为常温的70%)，因而高温试件实际套箍系数较常温试件应有所提高。T≥600 ℃时，混凝土强度降低，实际套箍系数降低，因而破坏形式由剪切破坏向腰鼓破坏转变。

(a)剪切破坏形态(白虚线为剪切破坏面位置)

(b) 腰鼓破坏形态

2.4荷载—轴向位移曲线

图7为实测试件荷载—轴向位移曲线(N-⊿曲线)。由图7可见，N-⊿曲线主要经历了弹性、弹塑性、下降及平缓4个阶段。随着温度的升高，试件的N-⊿曲线形态有所变化，温度低于400 ℃时峰值荷载较大，高于400 ℃时峰值荷载大幅下降，800 ℃约降为常温试件的50%。T=400 ℃试件下降段较陡，T=20 ℃、T=200 ℃及T=600 ℃试件较为平缓，T=800 ℃试件下降段最为平缓。分析其原因为：混凝土在高温作用下发生了一系列的物理化学反应，导致其抗压性能退化，脆性减弱，因此，试件的N-⊿曲线随温度升高表现出峰值荷载降低、下降段变缓的规律。

3变化参数对性能指标的影响

3.1峰值荷载

图8(a)所示为恒温温度对试件的平均峰值荷载的影响。由图可见，T≤400 ℃时试件的平均峰值荷载随温度的提高略有提高，T>400 ℃时试件的平均峰值荷载明显降低，T=400 ℃试件的平均峰值荷载为常温试件的1.05倍，T=600 ℃和T=800 ℃时试件的平均峰值荷载分别比常温试件的平均峰值荷载降低24%和46%。本文试验结果(表1)与以往研究结果[10]均表明高强混凝土的临界抗火温度为400 ℃，温度低于400 ℃时高强混凝土的各项力学性能变化幅度不大，温度大于400 ℃时其各项性能迅速恶化，因此，在温度超过400 ℃时，由于核心混凝土性能迅速劣化以及钢管屈服强度的降低，试件的峰值荷载相应较常温试件降低。

图8(b)所示为混凝土强度等级对峰值荷载的影响。由图可见，除个别试件(HSST-11)外，不同温度情况下试件的峰值荷载均随混凝土强度等级的提高而增大。这与常温情况下钢管高强混凝土极限承载力与其混凝土等级的相互关系一致。

(a) 温度的影响

图8不同变化参数对峰值荷载的影响

Fig.8The effect of different parameters on peak load

3.2轴压刚度

为了研究不同参数对试件的初始轴压刚度的影响，本文取N-⊿曲线上升段0.4Pu点处的割线刚度为试件的初始轴压刚度。图9为不同变化参数对初始轴压刚度的影响情况。由图9(a)可知，温度低于400 ℃时试件的平均轴压刚度略有下降，当温度超过400 ℃时试件的轴压刚度下降迅速。其原因是：试件内部高强混凝土的弹性模量随温度的升高而减小[10]，同时，试件外部钢管的屈服强度随温度升高有所降低，两者导致外部钢管对核心混凝土的套箍作用减弱。试件抵抗轴向变形的能力减弱，因此，试件的轴压刚度随温度的升高而降低。

(a) 温度的影响

图9不同变化参数对初始轴压刚度的影响

Fig.9The effect of different parameters on initial rigidity

由图9(b)可知，温度低于400 ℃时C70试件的轴压刚度最大，温度高于400 ℃时C80试件的轴压刚度最大。试验数据存在较大离散性，混凝土强度对试件轴压刚度的影响并无明显规律。这可能是由于高温作用对不同配合比混凝土的弹性模量的不同影响所导致。

3.3延性系数

采用位移延性系数μ=Sy/Su定量表征试件的变形能力。其中，Sy为试件的屈服位移，由文献[11]所述的几何作图法求得；Su为荷载降至0.85Pu时对应的轴向位移值。图10所示为变化参数对试件延性系数的影响。

由图10(a)可见，试件的延性系数在1.3～2.3，延性系数随温度的升高经历先减小后增大的变化过程，温度为400 ℃时试件的延性系数最小，温度为800 ℃时延性系数较大。温度低于400 ℃时混凝土强度变化不大，试件损失大量水分，钢管内核心混凝土脆性增强，导致400 ℃时试件的延性系数降低；温度超过高强混凝土的临界温度400 ℃时，混凝土各项性能劣化，混凝土强度大幅下降，核心混凝土塑性变形能力增大，导致温度高于400 ℃时试件的延性系数有所增大。

由图10(b)可见，延性系数随混凝土强度的提高而降低，除个别试件外，混凝土等级为C80试件的延性系数最小，C60试件的延性系数相对较大。这与常温情况下高强度混凝土塑性变形能力低于低强度的混凝土的规律一致。

(a) 温度的影响

图10不同变化参数对延性系数的影响

Fig.10The effect of different parameters on ductility

4轴压承载力计算

前述试验过程表明，高温前后钢管高强混凝土轴压短柱的破坏过程及形态基本一致，其破坏机理相似，其承载力计算类似。为此，参考国内外常温下方钢管混凝土的计算理论，引入高温后材料强度折减系数进行计算，以探讨各规范对高温后方钢管高强混凝土轴压承载力的计算实用性。

对本文材性试验数据进行数学拟合，得出材料强度折减系数为:

(1)

(2)

式中，Kc,T为混凝土轴心抗压强度折减系数，Ky,T为钢材屈服强度折减系数，TN=T/1 000，T为最高温度。

我国规程DBJ 13-51-2003[12]与国家军用规程GJB 4142-2000[13]均将钢管视为一个统一体，同时考虑钢管对混凝土的约束作用，分别得到两类计算不同计算模型的承载力公式。

①通过修正国内规程DBJ 13-51-2003[12]的计算公式可表示为：

(3)

② 通过修正国家军用规程GJB 4142-2000[13]的计算公式可表示为：

(4)

B1=0.1381Ky,Tfy/215+0.7646，

(5)

C1=-0.0727Kc,Tfc/15+0.0216。

(6)

③美国规范ACI(2005)[14]是在钢管和混凝土承载力叠加的基础上乘以1个共同的折减系数，本文将高温后材料的降低系数引入后，可将其修改计算公式如下：

(7)

④日本规程AIJ(1997)[15]分别将钢管和混凝土部分的承载能力进行叠加，并考虑混凝土的强度折减，由此得到相应的计算公式。本文在此基础上将其修正后得到如下计算式：

(8)

⑤欧洲标准协会EC4[16]同样采用叠加原理将钢管与混凝土的承载力进行累加，但同时对两者除以1个大于“1.0”的系数予以降低。本文在此基础上将其修正后得到如下计算式：

(9)

表4给出了5种规范引入材料强度折减系数后的计算值与试验值，图11所示为其对比图。由表4和图11可见，引入折减系数后我国规程DBJ 13-51-2003与日本规程AIJ(1997)计算值与试验值吻合最好，美国规程ACI(1999)和欧洲规范EC4计算结果偏于保守，而GJB 4142-2000计算结果略大于试验值，偏于不安全。

表4　计算值与试验值对比

通过以上对比分析可知，引入与温度有关的材料强度折减系数对高温后方钢管高强混凝土轴压短柱的承载力计算是可行的，并建议采用我国规程DBJ 13-51-2003或日本规程AIJ(1997)的相关公式计算高温后方钢管高强混凝土轴压短柱的承载力。

(a) DBJ

(b) GJB

(c) ACI

(d) AIJ

(e) EC4

4结论

①高温后方钢管高强混凝土轴压短柱的破坏形态主要有剪切破坏和腰鼓破坏两型，温度较低时倾向于剪切破坏，温度较高时易发生腰鼓破坏。

②温度低于400 ℃时方钢管高强混凝土的承载力变化幅度不大，而超过400 ℃时承载力迅速下降，600 ℃时承载力约为常温试件的76%，800 ℃时承载力降为常温试件的54%；极限承载力随混凝土等级的提高而增大，混凝土等级从C60提高至C80时，平均极限承载力提高12%。

③温度超过400 ℃时方钢管高强混凝土的轴压刚度迅速减小，而混凝土强度等级对轴压刚度的影响并无明显的规律；400 ℃时试件的延性最差，20 ℃延性较好，800 ℃时延性最好，混凝土强度低的试件的延性一般优于混凝土强度高的试件的。

④引入材料强度折减系数并采用各国规范对试件的承载力进行计算时发现，采用我国规程DBJ 13-51-2003及日本规程AIJ(1997)的计算结果与试验值吻合良好，可用于对火灾后方钢管高强混凝土短柱的承载力评估。

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(责任编辑唐汉民裴润梅)

Experimental research on high strength concrete filled square steel tube columns subjected to axial compressive load after high temperature

CHEN Zong-ping1,2, ZHOU Wen-xiang1, XU Jin-jun1

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China;

2.Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education,

Guangxi University, Nanning 530004, China)

Abstract:In order to study the mechanical behavior of high strength concrete filled square steel tube (HSST) after high temperature, a total of 15 HSST columns were investigated experimentally under static axial compression by considering two parameters of temperature and concrete strength. The mechanical failure process and modes were observed, the load-displacement curves with characteristic point parameters were obtained and the influence of factors on the mechanical behavior of the HSST specimens was analyzed. The possibilities of using present specifications to calculate the ultimate bearing capacity of HSST with the introduction of material strength reduction factor were discussed. The results show that the failure modes of HSST after high temperature mainly contain two modes, the shear failure mode and the waist drum failure mode, and that shear failure mode is more likely to occur when the temperature is low. The waist drum failure mode appears when the temperature is over 400 ℃. The bearing capacity and axial compressive stiffness of the specimens change little when the temperature is below 400 ℃, and they drop rapidly when the temperature surpassed 400 ℃. When the temperature raises from room temperature to 200 ℃, 400 ℃, 600 ℃and 800 ℃, the bearing capacity is respectively 101%, 105%, 76% and 54% of that of the room temperature specimens, and the axial compressive stiffness is 97%, 96%, 62% and 51% of that of the room temperature specimens. The bearing capacity increases with the increase of the concrete strength, and when the concrete grade increases from C60 to C70 and C80, the average ultimate bearing capacity is increased by 7% and 12% respectively. The ductility factor decreases, and then recovers with the increase of temperature. The ductility factor is 92% of that of room temperature specimens when the temperature is 400 ℃, and the value raises to 123% when the temperature increases to 800 ℃. There is no obvious effect of concrete strength on ductility factor. The results also indicate that the calculation results using the code of DBJ 13-51-2003 and AIJ(1997) are more likely to agree with the experimental results.

Key words:high strength concrete filled square steel tube column; after high temperature; mechanical behavior; bearing capacity; axial compressive stiffness; ductility factor

中图分类号：TU528.01

文献标识码：A

文章编号：1001-7445(2016)01-0063-11

doi:10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.0063

通讯作者：陈宗平(1975—)，男，广西玉林人，广西大学教授，博士，博士生导师；E-mail: zpchen@gxu.edu.cn。

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51268004，51578163)；“八桂学者”建设工程专项经费资助项目

收稿日期：2015-07-13；

修订日期：2015-12-15

引文格式：陈宗平，周文祥,徐金俊.高温后方钢管高强混凝土轴压短柱试验研究[J].广西大学学报(自然科学版)，2016，41(1)：63-73.