方钢管玄武岩纤维再生混凝土短柱偏压性能研究

张向冈，杨俊娜，丁亚红，薛建阳，王兴国

(1. 建筑安全与环境国家重点实验室，北京 100013；2. 河南理工大学土木工程学院，河南，焦作 454003；3. 国家建筑工程技术研究中心，北京 100013；4. 西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055)

目前，我国建筑行业快速发展，相应地也产生了大量的建筑垃圾，尤其是废弃的混凝土[1]。再生混凝土技术成为处理建筑垃圾一种有效办法，同时也为建筑垃圾的回收再利用提供了可靠的保障。具体的，废弃混凝土经破碎、筛分、清洗、晒干等工艺处理后得到的再生骨料，由其部分或全部替代天然骨料制作而成的混凝土称为再生混凝土 (recycled aggregate concrete, RAC)[2]。由于再生骨料的自身缺陷以及在加工过程中产生的内部微裂缝，再生混凝土本身强度较普通混凝土低[3]。因此，将再生混凝土与钢管相结合，利用钢管对核心再生混凝土有较强的约束作用，可以延缓核心再生混凝土开裂，提高其强度与塑性变形能力，又可以避免钢管发生过早屈曲[4]。

目前，已有研究大多采用静力试验及数值模拟的手段研究钢管再生混凝土柱偏压性能。在静力试验方面，柯晓军等[5]对端部为牛腿状的钢管再生混凝土组合柱进行了轴/偏心受压试验，发现试件偏压破坏过程和承载性能与钢管普通混凝土相似，其初始刚度、极限承载力和变形能力小于轴压试件。谭秋虹等[6]完成了方钢管螺旋筋复合约束混凝土柱的偏心受压试验，提出了基于偏心率折减系数和内力相关的偏压承载力计算式。马辉等[7]研究了取代率和偏心距对圆钢管型钢再生混凝土偏压短柱变形性能影响。结果表明：随着取代率的增加，试件的挠度变形和刚度退化速率变大，且偏心距越大，试件刚度退化和承载力降低越明显。陈宗平等[8]研究了15 个钢管再生混凝土偏压长柱的受力性能，发现随着偏心距的增大，构件的承载力非线性降低。在钢管再生混凝土组合柱的数值模拟方面，段劲松等[9]通过建立合理的有限元模型，研究不同变化参数对等肢L形带肋钢管再生混凝土短柱力学性能的影响，发现再生混凝土取代率和柱长径比对L 形带肋钢管再生混凝土力学性能的影响较为显著。Dong 等[10]建立的有限元模型能够准确预测柱的荷载-变形曲线，并在试验研究、有限元分析和极限分析方法的基础上，提出了组合柱轴向承载力计算公式。

针对以上的研究发现，学者们对于再生混凝土的工作性能要求越来越高，为进一步改善核心RAC 内部初始缺陷，提高核心RAC 各项力学性能，因此，催生了纤维混凝土的发展和研究。由于玄武岩纤维具有较好的抗拉、抗弯强度、耐腐蚀、耐高温等优点，将适量的短切玄武岩纤维(basalt fiber, BF)均匀掺入到核心再生骨料混凝土中，形成玄武岩纤维再生混凝土(basalt fiber reinforced recycled aggregate concrete, BFRRAC)，通过外部钢管约束和纤维改性两种方式，大幅度改善再生混凝土的力学性能，从而实现建筑垃圾的资源化利用。张兰芳等[11]研究了单掺玄武岩纤维与粉煤灰对混凝土力学性能的影响。结果表明：玄武岩纤维掺入到混凝土中能降低混凝土的脆性，提高其韧性和抗裂性，且适量掺入玄武岩纤维和粉煤灰，能进一步提高玄武岩纤维混凝土的力学性能。Liu 等[12]研究了粗骨料取代率为100%时玄武岩纤维再生混凝土基本力学性能，结果表明：玄武岩纤维再生混凝土的破坏形态与普通混凝土相似，短切玄武岩纤维长度对再生混凝土力学指标的影响较小。Zhang 等[13]以玄武岩纤维掺量和再生粗骨料取代率为变化参数，研究了玄武岩纤维再生混凝土的强度指标与换算关系。结果表明：掺入玄武岩纤维后，再生混凝土的强度指标得到提高，提出的强度指标换算关系式具有良好的普适性。Zhang 等[14]研究了玄武岩纤维再生混凝土的宏观力学性能和微观结构，基于复合效应，揭示了玄武岩纤维对再生混凝土的增强机理。目前，对于钢管、玄武岩纤维、再生混凝土三者相结合的构件研究文献较少。因此，有必要对钢管玄武岩纤维再生混凝土柱的受力性能进行深入系统的研究。

本文设计并制作8 根方钢管玄武岩纤维再生混凝土偏压短柱，开展偏心受压性能试验和有限元分析，揭示试件受力机理与破坏形态，分析不同参数下方钢管玄武岩纤维再生混凝土偏压短柱荷载-位移曲线，为方钢管玄武岩纤维再生混凝土结构的进一步研究和推广应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件原材料

本试验所采用的水泥为焦作某水泥厂生产的P·O 42.5R 级水泥；天然粗骨料采用连续级配的碎石，再生粗骨料由河南理工大学结构大厅试验后的钢筋混凝土梁经人工破碎、筛选、清洗、晒干而得，原设计强度为C25。不同强度等级下RAC的配合比见表1。其中，取代率表示再生粗骨料占全部粗骨料的质量比例；选用天然黄砂作为细骨料，其堆积密度为1750 kg/m3，表观密度为2300 kg/m3；附加水是考虑再生粗骨料吸水率后需要额外增加的用水；粉煤灰采用巩义某电子厂生产Ⅱ级粉煤灰，其细度为43 µm，密度为2.34 g/cm3，用量取为水泥用量的20%；玄武岩纤维采用短切玄武岩纤维，其性能指标见表2。

表1 不同强度等级下RAC 配合比 /(kg/m3)Table 1 Mixes of RAC at different strength levels

表2 玄武岩纤维性能指标Table 2 Properties of basalt fiber

1.2 试件设计及制作

本试验采用Q235 级钢材，按设计尺寸冷弯成型并采用直焊缝焊接的方式加工形成钢管。依据《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T 228.1−2010)[15]对钢材进行拉伸试验，获取了钢材的屈服强度、极限强度、弹性模量、泊松比及屈服应变等材料性能，具体结果见表3。将切割好的钢管两端刨平打磨光滑，首先，在钢管一端焊接150 mm×150 mm×10 mm 的盖板，然后，从另一端浇筑BFRRAC，采用插入式振捣棒分层振捣。核心BFRRAC 浇筑完毕后，将试件置于室温条件下自然养护3 d 后，采用同强度水泥砂浆在钢管顶部找平，养护14 d 后进行另一端盖板的焊接；然后，养护至28 d 后进行试件的加载。本试验设计了3 种(0%、50%、100%)再生粗骨料取代率r、3 种(0 kg/m3、2 kg/m3和4 kg/m3)玄武岩纤维掺量mBF、3 种核心再生混凝土强度等级(C30、C40、C50)以及2 种(40 mm、80 mm)偏心距。试件SE-50%-2 -40-RAC40 为基准，其余试件为对比试件。各试件设计参数见表4。

表3 方钢管材料性能Table 3 Properties of square steel tube

表4 试件参数及试验数据Table 4 Specimen parameters and test data

1.3 试件加载及测量

2 试验实测结果及分析

2.1 破坏过程及破坏形态

在试件加载前期，试件的纵向变形和挠度随荷载的增大而线性增加，试件外观无明显变化，试件处于弹性阶段；当荷载达到峰值荷载的70%～80%时，方钢管表面开始出现轻微鼓曲，试件已进入弹塑性阶段；当荷载达到峰值荷载90%以后，试件已进入破坏阶段，方钢管表面多处出现明显的局部鼓曲；随着加载继续进行，当荷载降至峰值承载力的70%左右时，停止加载。试件外部方钢管的最终破坏形态如图2(a)所示。可见，外部方钢管多处出现鼓曲破坏，属于“材料强度”破坏范畴，在试件中上部发生了较大的侧向变形。将破坏后的试件外部钢管切开，观察内部BFRRAC 的破坏形态，如图2(b)所示。可见，在试件上、下端部，核心BFRRAC 破坏较轻，而在方钢管鼓曲处及侧向变形较大的部位，核心BFRRAC 碎裂严重，已无法与外部方钢管协同参与受力。

图1 加载装置Fig. 1 Loading device

图2 试件偏压破坏形态Fig. 2 Failure modes of specimens under eccentric compression

2.2 荷载-轴向位移曲线

通过轴向百分表实测了方钢管BFRRAC 偏压短柱试件的轴向位移，获取了不同设计参数下试件的荷载-轴向位移曲线，如图3 所示。可见，所有试件的荷载-轴向位移曲线均由3 个阶段组成，即弹性阶段、弹塑性阶段和塑性-下降阶段。在弹性阶段，荷载-轴向位移曲线基本呈线性关系，试件的轴向位移增加缓慢，随着试件持续加载，试件进入弹塑性阶段，此阶段轴向位移增加开始变快，而荷载的增长速度变慢，逐渐达到曲线峰值点。在峰值点后，曲线进入塑性-下降阶段，位移迅速增长，试件承载力开始降低，但是荷载-位移曲线下降段趋于平缓，延性较好。

由图3(a)可见，随着取代率的增加，各试件峰值承载力及峰值位移逐渐降低，当取代率为0%时，试件峰值位移最大，体现良好的变形能力。由图3(b)可见，当玄武岩纤维掺量为2 kg/m3时，试件峰值承载力最大，但与不掺玄武岩纤维相比承载力相差微小，其原因在于：玄武岩纤维主要在于提高变形能力，其增韧阻裂主要表现为核心再生混凝土出现裂缝后起到“桥梁搭接”的作用，并抑制再生混凝土裂缝的发展，使得试件下降段表现出较好的延性，所以，当试件纤维掺量分别为0 kg/m3和2 kg/m3时，两者的下降段曲线较缓但承载力相差微小。当玄武岩纤维掺量为4 kg/m3时，曲线下降段反而较陡，其原因在于：玄武岩纤维掺量增加后，核心再生混凝土因其流动性容易造成玄武岩纤维凝结成团，其内部形成的三维网状结构不够稳定，当核心再生混凝土达到极限强度后，核心再生混凝土中裂缝会垂直于玄武岩纤维开展，由于玄武岩纤维凝结成团，纤维抗拉性能减弱，不能够将荷载有效地传递给裂缝两侧面的再生混凝土，其抑制裂缝的扩展和阻裂作用减小，所以，下降段曲线较0 kg/m3和2 kg/m3较陡。由图3(c)可见，在不同强度等级下，试件的荷载-轴向位移曲线上升段斜率基本一致，表明各个试件的初始轴压刚度变化不大；试件的峰值承载力随着核心RAC 强度等级的增加而增加；在峰值点后，RAC 强度等级越高的曲线下降越陡，其原因在于RAC 强度等级提高后，材料脆性变大，在外部荷载作用下RAC 容易被压碎，导致试件承载力下降速率较快。由图3(d)可见，在不同偏心距下，试件荷载-轴向位移曲线差别很大。偏心距越大曲线上升段越短，试件承载力越低，这表明偏心距大小对试件荷载-轴向位移曲线形状影响较大。

图3 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件荷载-轴向位移曲线Fig. 3 Load-axial displacement curves of short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

2.3 荷载-柱中侧向挠度曲线

通过布置在试件侧面1/2 高度处百分表，获取了不同变化参数下偏心受压试件的轴向荷载-柱中侧向挠度曲线，如图4 所示。所有试件荷载-柱中侧向挠度曲线形状较为相似，在弹性阶段各曲线斜率较大，试件中部侧向挠度很小，表明在加载初期试件以轴向位移为主。随着荷载增加，侧向挠度不断增大，达到峰值荷载之后，侧向挠度增加较快。

图4 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件的荷载-柱中侧向挠度曲线Fig. 4 Load-lateral deflection curves of short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

由图4(a)可知，随着再生粗骨料取代率的增加，试件峰值侧向挠度较为接近，取代率对峰值侧向挠度的影响较小。由图4(b)可知，在曲线上升段，不同玄武岩纤维掺量下试件荷载-柱中侧向挠度曲线基本重合，当纤维掺量为0 kg/m3和2 kg/m3时，试件荷载-柱中侧向挠度曲线下降段较为平缓，上述结果表明掺入玄武岩纤维对曲线上升段影响较小，但玄武岩纤维具有增韧阻裂的作用，并在再生混凝土中形成了“搭接桥梁”，故掺入适量的玄武岩纤维能够抑制再生混凝土横向裂缝的发展，使得试件在曲线下降段表现出较好延性。当纤维掺量为4 kg/m3时，曲线下降段较陡，这可能因为纤维掺量较大时，BFRRAC 搅拌不均匀，玄武岩纤维凝结成团现象较为明显，以至于影响了BFRRAC 的成型质量和强度，文献[19]中也有类似的玄武岩纤维凝结成团现象的描述。

由图4(d)可知，试件峰值承载力随着偏心距的增大而降低，而峰值挠度均随着偏心距的增大而增大；曲线下降段斜率基本相近，这表明偏心距对荷载-柱中侧向挠度曲线变化趋势无太大的影响。

2.4 沿柱高侧向挠度分布曲线

在每级荷载下典型试件侧向挠度沿柱高分布如图5 所示。其中，规定加载上升段荷载值为正值，加载下降段荷载值为负值。由于试件上、下两端为铰接，则默认侧向位移值为0 mm，中间一条曲线代表试件达到峰值荷载时侧向挠度曲线，左、右两边各3 条曲线代表上升段和下降段的侧向挠度曲线。由图5 可见，试件沿柱高侧向挠度分布曲线在不同荷载水平下基本符合正弦半波曲线。

图5 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件沿柱高的侧向挠度分布曲线Fig. 5 Lateral deflection distribution curves along column height for short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

在加载初期，试件的侧向挠度发展较慢，不同荷载水平下沿柱高侧向挠度分布曲线偏离不大。随着荷载的增大，试件进入弹塑性阶段，侧向挠度增长较快。当荷载到达峰值点时，侧向挠度沿柱高明显增大。在峰后阶段，沿柱高侧向挠度大幅度增加，侧向挠度分布曲线形状越来越接近正弦波形。此外，大部分试件最大侧向挠度多集中在试件中上部，这是因为振捣BFRRAC 时，上部粗骨料的下沉降低了中上部截面的承载能力，挠度最大值易在中上部出现。

2.5 荷载-应变曲线

2.5.1 轴向应变

通过试件中部粘贴的应变片，实测得到方钢管的轴向应变。限于篇幅，图6 给出了部分试件的荷载-轴向应变曲线，其中，测点2～测点6 表示试件中部横截面竖向应变片的具体粘贴位置(见图1)。可见，在弹性阶段，试件的纵向应变随荷载的增大呈线性增大，所有测点应变均为负值，表明试件处于全截面受压状态；随着荷载的持续增加，所有测点的应变曲线互相偏离，试件逐渐出现侧向变形，进入弹塑性阶段后，轴向受拉区(测点6)应变值由负变正，表明测点6 所处截面开始进入受拉状态，此时，试件拉、压区的应变发展速度开始加快，而荷载的增长速度变缓，直至达到峰值荷载。在轴向荷载经历一个短暂快速下降之后，试件轴向受压与受拉区应变快速发展。所有试件破坏时，柱中截面应变部分受压、部分受拉，轴向受压区(测点2～测点5)应变远远超过了方钢管屈服应变，轴向受拉区(测点6)应变已达到屈服应变。图6(a)～图6(c)为不同核心RAC 强度等级下荷载-轴向应变曲线，其变化规律基本相似。随着核心RAC 强度等级增加，荷载-轴向应变曲峰值强度与峰值应变均逐渐增加。

图6 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件荷载-轴向应变曲线Fig. 6 Load-axial strain curve of short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

由图6(a)、图6(d)可知，试件荷载-轴向应变曲线中存在拉压应变，则方钢管仅对部分核心BFRRAC产生约束作用；偏心距较大试件的曲线弹性阶段斜率小于偏心距较小的试件，且测点6 所处截面较早地进入受拉状态，表明方钢管对偏心距较大试件核心BFRRAC 约束效应较小。

2.5.2 环向应变

通过静态应变仪，采集柱1/2 高度处轴向受压侧(测点1)和轴向受拉侧(测点7)外部方钢管的环向应变，获取荷载-环向应变曲线，如图7 所示。规定环向应变受拉为正，受压为负。当荷载较小时，轴向受拉侧方钢管环向应变均接近于0，甚至个别试件环向应变大于0，表明轴向受拉侧方钢管环向基本不受力；轴向受压侧方钢管环向处于受力状态，但此时的拉应变值较小，方钢管对核心BFRRAC 基本不产生约束作用，荷载与钢管环向应变之间基本保持线性关系。随着荷载的增大，轴向受拉侧方钢管环向应变曲线斜率明显小于轴向受压侧曲线斜率；当达到峰值荷载后，轴向受拉侧方钢管环向应变曲线很快出现较陡的下降段。试件达到破坏点时，实测的轴向受拉侧方钢管有效环向应变值基本达到钢管屈服应变值，表明方钢管环向受压已达到屈服状态。在荷载峰值点处，轴向受压侧方钢管环向应变已超过钢管屈服应变，随后开始快速增大，此时荷载-环向应变曲线大致沿水平方向发展，当达到破坏点时，应变远远超过钢管屈服应变。对比偏心距分别为40 mm 和80 mm 的试件可见，在荷载-环向应变曲线转折点处，偏心距较大试件的荷载值越小，这可能与偏心距大的试件处于轴向受拉侧处BFRRAC较早开裂并退出工作有关。

图7 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件荷载-环向应变曲线Fig. 7 Load-circumferential strain curves of short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

2.6 峰值承载力影响因素分析

不同设计参数下试件峰值承载力对比关系如图8 所示。可见，随着再生骨料取代率增加，峰值承载力逐渐降低，降低幅度分别为1.78%、4.8%。随着玄武岩纤维掺量增加，峰值承载力变化规律并不明显，当玄武岩纤维掺量为2 kg/m3时，试件峰值承载力达到最大。

图8 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件承载力对比关系Fig. 8 Comparison of strengths of short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

当纤维掺量为4 kg/m3时，试件峰值承载力最小，这可能与纤维掺量较大时玄武岩纤维再生混凝土搅拌凝结成团有关，建议在工程实践中，合理控制玄武岩纤维的掺量。随着方钢管内核心RAC 强度等级的增加，试件峰值承载力逐渐增加，增加幅度分别为14.5%、1.2%。偏心距大小对峰值承载力有显著的影响，与偏心距为40 mm时相比，偏心距为80 mm 时试件峰值承载力降低了29%，可见，增大试件加载偏心距会降低其峰值承载力，且降低幅度较大。这是因为方钢管仅对于核心BFRRAC 受压区产生约束效应，试件偏心受压破坏时，危险截面出现部分受拉和部分受压的情况。试件偏心距越大，危险截面的压区范围越小，方钢管产生的约束作用越小，试件的峰值承载力也越小。

3 有限元分析

3.1 材料本构关系

钢材的本构关系采用二段式线性强化弹塑性模型，该本构关系既可以准确地模拟钢材性能，又利于有限元模型的收敛。在弹性阶段达到屈服应力之后，以线弹性阶段弹性模量的1/100 为斜率进入强化段，即塑性强化段弹性模量取为0.01Es，Es为钢材线弹性阶段弹性模量。

由于受到钢管的约束，核心混凝土力学性得到很大改善，普通混凝土本构关系已不在适用于受约束混凝土。在Han 等[20]模型的基础上，杨有福[21]和潘奇等[22]考虑了再生骨料取代率的影响，提出了钢管约束核心再生混凝土的本构模型，其表达式如式(1)所示。其中，上升段为抛物线函数模型，下降段引入了约束效应系数ξ，用于考虑外部钢管对核心再生混凝土的约束情况。在此模型的基础上，本文采用核心BFRRAC 强度指标，间接反映再生粗骨料取代率和玄武岩纤维掺量的变化情况。

3.2 有限元模型建立

3.2.1 单元选取

玄武岩纤维再生混凝土材料采用8 节点缩减积分三维实体单元(C3D8R)；方钢管和盖板材料采用4 节点缩减积分壳单元(S4R)，为保证计算结果精度，在壳单元厚度方向采用5 个Simpson 积分点。采用混凝土损伤塑性模型，相应关键参数取值见表5。盖板假定为刚度非常大的弹性材料，只定义弹性，不定义塑性。

表5 混凝土塑性损伤模型关键参数Table 5 Key parameters of concrete damage plasticity model

3.2.2 接触设置

根据试验试件各组成部分交互状况，方钢管与两端盖板内表面、盖板内表面与核心BFRRAC端面的接触均采用绑定约束；由于方钢管和核心BFRRAC 在试验过程中相互作用，故两者法向接触模型采用“硬接触”方式，切向接触模型采用库仑摩擦模型，摩擦系数取为0.5[23]。

3.2.3 网格划分

单位网格划分的好坏直接影响有限元计算结果的收敛性和准确性。本文通过多次调试最终确定，核心BFRRAC 单元尺寸为20 mm，共720 个单元格；外部方钢管单元尺寸为20 mm，共480 个单元格；盖板采单元尺寸为30 mm，共25 个单元格，采用结构化网格技术划分几何体。各部件网格划分情况如图9 所示。

图9 部件网格划分Fig. 9 Meshing of components

3.2.4 边界条件

根据试验试件的加载及约束状况，建立如图10所示的有限元模型边界条件。分别设定上、下盖板加载点为有限元模型上、下参考点，并将参考点与相应的盖板外表面进行耦合约束。在参考点上，施加竖向荷载，由参考点将荷载均匀传递到盖板上。Ux、Uy、Uz分别为试件横截面沿X轴、Y轴及试件高度(Z轴)方向上的位移，有限元模型上、下参考点Ux=Uy=0，且上、下参考点均允许绕Y轴发生转动。因位移控制具有较好的收敛性，故有限元模型采用位移加载的方式。

图10 偏压加载下有限元模型边界条件Fig. 10 Finite element model boundary conditions under eccentric loading

3.3 有限元模型验证

3.3.1 破坏形态对比及分析

以基准试件SE-50%-2-40-RAC40 为例，试件试验破坏形态与模拟破坏形态分别如图11(a)、图11(b)所示。

图11 试件SE-50%-2-40-RAC40 试验与模拟破坏形态对比Fig. 11 Comparison between experimental and simulated failure modes for specimen SE-50%-2-40-RAC40

由图11(a)可见，试验试件破坏主要发生在中部及下部；由图11(b)可见，有限元试件中部存在明显的弯曲，侧向位移最大处位于试件中部截面处。总体上，试件有限元模拟破坏形态与试验破坏形态较为相似。

图12 分别给出了有限元试件在加载过程中的应力云图。

图12 试件SE-50%-2-40-RAC40 各阶段应力云图Fig. 12 Stress contours of specimen SE-50%-2-40-RAC40 at each stage

由图12(b)可知，偏压试件应力最大处集中于试件中部，且靠近受力点一侧的应力明显高于远离受力点的另一侧，受压侧的核心BFRRAC 最先出现裂缝，因此，方钢管玄武岩纤维再生混凝土短柱试件靠近受力点一侧最先发生破坏。

3.3.2 荷载-柱中侧向挠度曲线对比

本文采用ABAQUS 软件，建立了方钢管玄武岩纤维再生混凝土偏压短柱有限元模型，并将该模型的模拟结果与试验结果进行了对比。试件荷载-柱中侧向挠度曲线对比结果如图13 所示。可见，试验与模拟曲线的变化趋势基本一致，试验与模拟曲线上升段斜率基本相同，而下降段、峰值承载力和峰值位移的模拟结果与试验结果存在一定的差别，但处于工程允许的误差范围之内。总体上，模拟曲线能够较真实地反映试验结果，表明采用本文所建立的方钢管玄武岩纤维再生混凝土短柱有限元模型能够有效地对其偏压力学性能进行全过程分析。

图13 荷载-柱中侧向挠度曲线试验与模拟结果对比Fig. 13 Comparison between experimental and simulated results of load-lateral deflection curves

4 承载力计算

基于极限平衡理论，采用规范《钢管混凝土结构技术规程》(CECS28: 2012)[24]计算方钢管BFRRAC偏压短柱的极限承载力，并将计算结果Pc与实测结果Pu进行对比分析，如表6 所示。可见，总体上，承载力计算值小于试验值，设计偏于保守。因此，建议采用此规范设计计算方钢管BFRRAC 偏压短柱极限承载力时，应乘以1.3 的修正系数。

表6 方钢管BFRRAC 偏压短柱试件试验与计算值对比结果Table 6 Comparison between measured and calculated values for short column specimens of BFRRAC filled square steel tubes under eccentric compression

5 结论

本文对8 个方钢管玄武岩纤维再生混凝土短柱试件开展偏压性能试验与有限元分析，在设计参数变化范围内，主要得到以下结论：

(1) 方钢管玄武岩纤维再生混凝土偏压短柱试件外部方钢管多处出现鼓曲破坏，属于“材料强度”破坏范畴；在方钢管鼓曲处及侧向变形较大的部位，核心BFRRAC 碎裂严重，已无法与外部方钢管协同参与受力。

(2) 试件荷载-轴向位移曲线均由弹性、弹塑性和塑性-下降3 个阶段组成；所有试件荷载-柱中侧向挠度曲线形状较为相似，在弹性阶段，试件变形以轴向位移为主，达到峰值荷载之后，柱中侧向挠度增加较快；试件沿柱高侧向挠度分布曲线在不同加载阶段基本符合正弦半波曲线。

(3) 所有试件破坏时，柱中截面受压区轴向应变远远超过了方钢管屈服应变，受拉区轴向应变已达到屈服应变；柱中截面轴向受拉侧方钢管环向受压已达到屈服状态，轴向受压侧方钢管环向受拉应变远远超过钢管屈服应变。

(4) 试件的峰值承载力，随取代率或偏心距的增加而减小，随核心再生混凝土强度等级的增大而增大。当玄武岩纤维掺量为2 kg/m3时，峰值承载力达到最大。

(5) 方钢管玄武岩纤维再生混凝土偏压短柱有限元模型计算结果与试验结果吻合良好，采用本文所建立的有限元模型能够有效地对试件偏压力学性能进行全过程分析。

(6) 建议采用CECS28:2012 规范设计计算方钢管BFRRAC 偏压短柱极限承载力时，应乘以1.3的修正系数。