圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土中长柱偏压性能试验研究.pdf

文章编号：1000-4750(2023)Suppl-0191-09圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土中长柱偏压性能试验研究吴方红1,2，曾彦钦2，徐礼华2，余敏2(1.佛山科学技术学院交通与土木建筑学院，佛山528225；2.武汉大学土木建筑工程学院，武汉430072)摘要：为研究圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土(Ultra-highperformanceconcretewithcoarseaggregatefilledsteeltube,CA-UHPCFST)中长柱的偏心受压性能，考虑长径比和偏心距的影响，设计制作了 7 个圆形 CA-UHPCFST 中长柱试件，通过偏心受压试验，重点考察构件的破坏形态、荷载-变形关系曲线、侧向挠度分布曲线、荷载-应变关系曲线、延性和极限承载力。研究表明：圆形 CA-UHPCFST中长柱在偏心受压下发生弯曲失稳破坏，其荷载-变形曲线经历了弹性段、弹塑性段和下降段；极限承载力随长径比和偏心距的增加而降低，延性系数随长径比的增加而减小，而随偏心距的增加呈先增加后减小的趋势。规范 GB509362014 可较好地预测圆形 CA-UHPCFST 中长柱偏心受压极限承载力。研究成果可为钢管超高性能混凝土的进一步研究与推广应用提供参考。关键词：钢管混凝土；含粗骨料超高性能混凝土；中长柱；偏心受压；极限承载力中图分类号：TU398+.9文献标志码：Adoi:10.6052/j.issn.1000-4750.2022.06.S022EXPERIMENTALSTUDYONECCENTRICCOMPRESSIONPERFORMANCEOFCIRCULARULTRA-HIGHPERFORMANCECONCRETEWITHCOARSEAGGREGATEFILLEDSTEELTUBESLENDERCOLUMNSWUFang-hong1,2,ZENGYan-qin2,XULi-hua2,YUMin2(1.SchoolofTransportation,CivilEngineering&Architecture,Foshanuniversity,Foshan528225,China;2.SchoolofCivilEngineering,WuhanUniversity,Wuhan430072,China)Abstract:To investigate the mechanical behavior of circular ultra-high performance concrete with coarseaggregate filled steel tube(CA-UHPCFST)slender columns under eccentric compression,7 specimens weredesigned and fabricated with the consideration of slenderness ratio and eccentricity.Through eccentriccompression tests,the failure modes,load-deformation curves,lateral deflection distributions,load-strainrelationships,ductilityandultimatecarryingcapacitywereanalyzed.TheresultsshowthattheCA-UHPCFSTslendercolumnsundereccentriccompressiondemonstrateabucklingfailurepattern,andtheload-deformationcurvesconsistofelastic,elastoplasticanddescendingstages.Theultimatecarryingcapacityofspecimensisinverse proportional to the slenderness ratio and eccentricity,the ductility coefficient decreases with theslendernessratiowhileincreasesfirstandthendecreaseswiththeeccentricity.ThecarryingcapacityofspecimenspredictedbyGB509362014isingoodagreementwiththeexperimentalresults.TheresearchoutcomecanprovidereferenceforfurtherinvestigationandengineeringapplicationofUHPCFSTmembers.Keywords:concrete-filledsteeltube;ultra-highperformanceconcretewithcoarseaggregate;slendercolumn;eccentriccompression;ultimatecarryingcapacity收稿日期：2022-06-17；修改日期：2023-02-22基金项目：国家自然科学基金重点项目(51738011)；国家自然科学基金青年基金项目(52208152)；广东省基础与应用基础研究基金项目(2021A1515110280)通讯作者：徐礼华(1962)，女，安徽人，教授，博士，博导，主要从事纤维混凝土本构关系及钢管混凝土研究(E-mail:).作者简介：吴方红(1989)，男，湖北人，讲师，博士，硕导，主要从事钢管高性能混凝土及超高性能混凝土研究(E-mail:);曾彦钦(1996)，男，江西人，博士生，主要从事钢管混凝土及超高性能混凝土研究(E-mail:);余敏(1982)，男，湖北人，副教授，博士，博导，主要从事钢管混凝土研究(E-mail:).第40卷增刊Vol.40Suppl工程力学2023 年 6月June2023ENGINEERINGMECHANICS191超 高 性 能 混 凝 土(Ultra-high performanceconcrete，简称 UHPC)是一种新型的水泥基复合材料，具有超高强度、高韧性和优异耐久性等优点12，但延性较差。将 UHPC 置于钢管中形成钢管超高性能混凝土(Ultra-highperformanceconcrete-filledsteeltube，简称 UHPCFST)，核心 UHPC 因受到钢管约束处于三向受压状态，其延性显著增强，强度和韧性也将进一步提升3。UHPCFST 具有承载力高、延性好等优点，可减小构件截面尺寸、减轻结构自重，能够满足现代工程结构向着高耸、大跨、重载方向发展的需求。此外，在UHPC 中掺入适量粗骨料可减少胶凝材料用量，降低材料造价，增强抗自收缩能力和整体稳定性4。目前，国内外学者对 UHPCFST 构件的受力性能进行了广泛研究，但主要针对其轴压性能56、纯弯性能78和抗震性能911。王震等12根据力平衡和变形协调原理，建立了圆钢管 UHPC 短柱极限承载力计算模型，并基于 Mander 模型，提出了圆钢管约束 UHPC 单轴受压本构模型。XU 等13和颜燕祥等14考察了钢纤维和聚丙烯纤维掺量、钢管壁厚对 UHPCFST 短柱轴压性能的影响，基于极限平衡理论和变形协调原理，建立了圆形和方形UHPCFST 短柱轴压极限承载力计算公式。CHEN等15研究了 UHPCFST 短柱的轴压性能，并与普通钢管混凝土柱进行对比，发现钢管对 UHPC 的约束增强作用弱于普通混凝土。HOANG 等1617研究了约束系数、径厚比对圆形 UHPCFST 构件承载能力和延性的影响，提出了 UHPCFST 短柱轴压极限承载能力计算公式。韦建刚等5进行了钢管约束 UHPC 短柱轴压试验，发现高强钢管的局部鼓曲和 UHPC 的脆性得到明显改善。此外，文献1819 对 UHPCFST 构件的受弯性能进行研究，评价了现有规范的适用性。现有关于 UHPCFST 构件受力性能的研究主要侧重于轴压性能和受弯性能，而关于 UHPCFST 中长柱偏心受压性能的试验研究尚未见报道。本文以长径比和偏心距作为变化参数，设计了 7 根圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土(简称CA-UHPCFST)试件，对其偏心受压性能开展试验研究，通过将实测极限承载力与规范计算结果进行对比，给出了适合圆形 CA-UHPCFST 中长柱偏压极限承载力计算的设计规程，为其工程应用提供参考。1试验概况1.1试件设计与制作本试验共设计了 7 个圆形 CA-UHPCFST 中长柱试件，主要考虑了长径比 L/D(3.5、8、12、16)和偏心距 e(0mm、15mm、30mm、45mm)这2 个变化参数。试件基本参数见表 1，表中试件编号“LC8E30”的含义如下：“LC”表示中长柱；“8”表示长径比为 8；“E30”代表偏心距为30mm。按照设计长度制作空钢管，确保钢管两端齐平，以消除因端部不平而产生的初始偏心，在试件底部焊接尺寸为 140mm140mm10mm 的端板，试件加载前焊接另一端端板。表1试件基本参数Table1Parametersofspecimens试件编号D/mmt/mmL/mmL/Dfy/MPaAs/mm2fck/MPaAc/mm2e/mmNu/kNLC8E00114691284062034124816701520LC8E151146912840620341248167151133LC8E30114691284062034124816730863LC8E45114691284062034124816745645SC3.5E3011464003.54062034124816730965LC12E3011461368124062034124816730742LC16E3011461824164062034124816730636注：D、t、L 分别为钢管的直径、壁厚和试件长度；L/D 为长径比；fy为钢材的屈服强度；fck为 CA-UHPC 的立方体抗压强度；As、Ac分别为钢管和核心 CA-UHPC 的横截面面积；e 为偏心距；Nu为实测极限承载力。1.2试验材料钢材均采用 Q390 无缝钢管，外径为 114mm，壁厚为 6mm。参照金属材料拉伸试验第 1 部分：室温试验方法(GB/T228.12010)20，在 30t万能试验机上对钢材进行拉伸试验。实测钢管的屈服强度为 406MPa，极限抗拉强度为 589MPa，弹性模量为 206GPa，泊松比为 0.284。本试验采用娲石牌 P.O52.5 普通硅酸盐水泥，192工程力学矿物掺和料采用硅灰和粉煤灰，其中硅灰的比表面积为 22m2/g，SiO2的含量为 92%；粉煤灰采用麻城一级粉煤灰，颜色呈深灰色；细骨料为天然河沙，粒径小于 1.5mm，细度模数为 2.6；粗骨料采用粒径为 5mm16mm 的花岗岩碎石。减水剂为中建商品混凝土有限公司提供的聚羧酸高效减水剂(简称 SP)，减水率为 35%，固含量为 40%。采用武汉新途工程纤维制造有限公司生产的镀铜平直型钢纤维和聚丙烯纤维(简称 PPF)，其中钢纤维直径为 0.2mm，长度为 13mm，抗拉强度2200MPa；聚丙烯纤维长度为 19mm，直径为0.048mm，抗拉强度为400MPa，密度为0.91kg/m3。含粗骨料超高性能混凝土(简称 CA-UHPC)的配合比见表 2。参照活性粉末混凝土(GB/T313872015)21对 CA-UHPC 的力学性能进行测试，实测立方体抗压强度为 124MPa，轴心抗压强度为112MPa，弹性模量为46GPa，峰值应变为2732。表2CA-UHPC 配合比/(kg/m3)Table2MixproportionofCA-UHPC水泥硅灰粉煤灰水SP钢纤维PPF砂碎石449104138124171570.97607501.3试验装置及加载方案试验在武汉大学土木建筑工程学院土木工程实验中心的 500t 压力试验机上进行。偏心荷载通过固定在试验机上的平板铰施加，平板铰中心线与试验机中心线重合，偏心距通过调整平板铰中心线与试件中心线的距离设置。在试件半高处截面对称布置 4 组 90应变花，测量钢管表面纵向和横向应变。在试件底部和顶部竖向布置 4 个位移计测量轴向压缩变形，沿高度方向四等分点处水平布置 3 个位移计测量侧向挠曲变形。试验加载装置及测点布置示意图如图 1 所示。荷载由电脑自带采集系统采集，应变片和位移计数据由东华DH3816N 静态应变采集系统采集，采样频率为2Hz。为保证试件、平板铰、试验机之间良好接触，对试件进行预加载，幅值为 200kN。正式加载采用分级加载制度，达到预估极限荷载前，每级荷载约为预估极限荷载的 1/10，加载速率为 5kN/s，每级持荷 2min；当荷载达到预估极限荷载的 90%后，采用位移加载，加载速率为 1mm/min；进入下降段后，降低加载速率，采取慢速连续加载。当荷载下降至峰值荷载的 70%或侧向挠曲变形过大而不能继续加载时，结束试验。e试验机荷载传感器荷载应变片LVDT平板铰V1,H1V3,H3V4,H4V2,H2e(a)加载装置照片(b)加载装置示意图(c)测点布置示意图图1试验装置及测点布置示意图Fig.1Testsetupandlayoutofmeasuringpoints2试验结果与分析2.1试验现象与破坏形态在荷载达到峰值荷载的 85%95%之前，试件表面无明显变化，试件处于弹性阶段。由于核心CA-UHPC 具有较高的受压比例极限，在达到峰值荷载之前，荷载随轴向压缩变形的增加呈线性增加，荷载-位移曲线趋于线性。进入弹塑性阶段后，受压区半高截面处钢管表面的铁锈开始脱落，钢管径向膨胀急剧增加，试件产生轻微的侧向挠曲。达到峰值荷载时，核心混凝土发出压碎的声音，试件中部呈现明显的侧向弯曲，长径比越大，峰值荷载时侧向挠曲越明显。进入下降阶段后，承载力迅速下降，侧向挠曲变形加剧，试件最终呈现整体弯曲失稳破坏。其中部分长径比为 8 的试件，受压区中部因受到核心混凝土的挤压而产生局部鼓曲。圆形 CA-UHPCFST 中长柱在偏心受压下的破坏形态如图 2 所示。可看出，长径比较小的试件呈弯曲失稳和局部压屈破坏，长径比超过 12 的试件表现为整体弯曲失稳破坏。随长径比和偏心距工程力学193的增加，失稳现象变得更加明显。采用氧割的方式剥开试件中部 1/3 高度范围的钢管，观察核心CA-UHPC 的破坏形态，如图 2 所示。可看出，核心混凝土受压区仅有少量肉眼可见的纵向压碎裂纹，受拉区存在较多的细小横向裂纹，随着长径比和偏心距的增加，核心 CA-UHPC 受拉区和受压区微裂纹的数量减少，裂纹的宽度和深度也减小。受拉区受压区(a)L/D=8(b)L/D=12图2CA-UHPCFST 中长柱及核心混凝土破坏形态Fig.2FailuremodesofCA-UHPCFSTsandconcretecore2.2荷载-轴向变形曲线图 3 给出了 CA-UHPCFST 中长柱在偏心受压下的荷载-轴向变形关系曲线。可看出，随着偏心距的增加，荷载-轴向变形曲线在弹性阶段的斜率逐渐减小，极限承载力随之降低，下降段趋于平缓，而峰值荷载对应的轴向压缩变形随偏心距的增加变化规律不明显。在相同偏心距下，随长径比的增加，刚度和极限承载力逐渐降低，下降段更加陡峭，但长径比对弹性阶段曲线斜率和极限荷载对应的轴向压缩变形值影响较小。此外，由图 3(b)可看出，长径比为 3.5 的短柱在相同偏心距下其初始刚度和极限承载力均高于中长柱试件，曲线的下降段更加平缓，延性更好。2.3荷载-侧向挠度分布曲线x/L图 4 给出了各级荷载下试件的侧向挠度分布曲线，其中纵坐标表示各侧向挠度测量点至柱底距离与试件高度的比值，横坐标为不同荷载水平下各测点的侧向挠度。可看出，在弹性阶段，侧向挠度曲线分布密集，表明此阶段偏心受压中长柱的侧向挠曲变形较小，试件侧向挠度增长缓慢且呈非对称式发展，部分甚至呈“S”形分布。由于在弹性阶段，二阶效应不明显，短柱和中长柱近似为轴心受压，试件径向膨胀使得位移计的读数为负值。而随长径比和偏心距的增加，侧向挠度在弹性阶段的变形值逐渐减小，曲线分布更加密集，近似于半波正弦分布。进入弹塑性阶段后，侧向挠曲变形加快，负的变形值逐渐减小变为正值，而正的变形值持续增加。当荷载达到峰(a)不同偏心距试件荷载-轴向变形曲线051015202530030060090012001500e=0 mme=15 mme=30 mme=45 mm荷载/kN荷载/kN变形/mm051015202530变形/mm02004006008001000L/D=3.5L/D=8L/D=12L/D=16(b)不同长径比试件荷载-轴向变形曲线图3荷载-轴向变形曲线Fig.3Loadversusaxialdisplacementcurves0510152025300.000.250.500.751.000.50 Nu0.70 Nu0.80 Nu0.85 Nu0.90 Nu0.95 NuNu0.92 Nu0.85 Nu0.000.250.500.751.00侧向变形/mm(a)LC8E0005101520253035404550侧向变形/mm(b)LC8E150.40 Nu 0.60 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu Nu0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu 0.85 Nu 0.80 Nu 0.75 Nu 0.70 Nu高度比x/L高度比x/L194工程力学值荷载后，由于试件处于偏心受压状态且二阶效应加剧，致使柱中截面的附加弯矩迅速增加，导致侧向挠曲急剧增加，侧向挠曲近似半波正弦分布。此外，随长径比和偏心距的增加，试件在相同荷载水平下的侧向挠曲变形值增大。2.4荷载-应变曲线图 5 为圆形 CA-UHPCFST 中长柱在偏心受压下柱中截面荷载-应变曲线。可看出，不同长径比试件半高处截面钢管应变发展特征相似。在弹性阶段，钢管表面应变线性增加，纵向应变增加的速率大于横向应变。进入弹塑性阶段后，长径比为 8 的试件在偏心距为 0mm、15mm、30mm时，钢管受压侧的应变超过了钢材屈服应变，表明钢管半高处截面在试件进入弹塑性阶段后达到0.000.250.500.751.0005101520253035404550侧向变形/mm侧向变形/mm侧向变形/mm侧向变形/mm(c)LC8E30010203040506070801/615/62/31/31/2(f)LC16E30010203040506070(e)LC12E3001020304050(d)LC8E450.000.250.500.751.000.000.250.500.751.000.40 Nu 0.60 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu Nu0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu 0.85 Nu 0.80 Nu 0.75 Nu 0.70 Nu0.40 Nu 0.60 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu Nu0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu 0.85 Nu 0.80 Nu 0.75 Nu 0.70 Nu0.40 Nu 0.60 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu Nu0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu 0.85 Nu 0.80 Nu 0.75 Nu 0.70 Nu0.40 Nu 0.60 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu Nu0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu 0.85 Nu 0.80 Nu 0.75 Nu 0.70 Nu高度比x/L高度比x/L高度比x/L高度比x/L图4典型试件侧向挠度分布曲线Fig.4Lateraldeflectiondistributioncurvesofslendercolumns20 00010 000010 00020 000030060090012001500V1H1V2H2V3H3V4H4V1H1V2H2V3H3V4H4V1H1V2H2V3H3V4H4应变/应变/应变/钢材屈服应变(a)LC8E0030 00020 00010 000 010 00020 00030 00003006009001200钢材屈服应变(b)LC8E1530 000 20 00010 000010 000 20 000 30 00002004006008001000钢材屈服应变(c)LC8E30荷载/kN荷载/kN荷载/kNV4,H4V2,H2V1,H1V3,H3V4,H4V2,H2V1,H1V3,H3V4,H4V2,H2V1,H1V3,H3工程力学195屈服；而当偏心距为 45mm 时，荷载达到极限荷载的 90%时钢管半高处截面应变超过钢材屈服应变，表明中长柱在达到极限荷载时钢管均屈服，在偏心荷载下发生弹塑性失稳破坏。长径比为12 和 16 的长柱试件达到极限荷载时，半高处钢管纵向应变均小于钢材屈服应变，表明钢管尚未屈服，试件发生弹性失稳破坏。达到极限荷载后，中长柱半高处截面的应变均有增长，而随长径比和偏心距的增加，荷载-应变曲线下降段变得陡峭，截面塑性发展越不明显。图 6 为 CA-UHPCFST 中长柱半高处截面在各级荷载下纵向应变分布。可看出，受压侧边缘应变增长快于受拉侧，加载过程中柱半高处纵向应变的发展满足平截面假定。此外，对于偏心距为0mm、15mm、30mm 的中长柱，截面纵向应变在弹性阶段均为压应变，表明全截面处于受压状态。进入弹塑性阶段后，整个截面仍处于全截面受压状态，应变读数均为负数。达到极限荷载后，受拉侧边缘逐渐由受压转变为受拉，半高处截面由全截面受压转变为一侧受压和一侧受拉，受拉侧边缘应变片读数随偏心距的增加而增大，试件中性轴越靠近截面形心轴。随着荷载的增加，截面中性轴逐渐向形心轴移动。在相同偏心距下，随着长径比的增加，截面受压侧和受拉侧边缘应应变/应变/应变/15 00010 000 500005000 10 000 15 0000200400600荷载/kN荷载/kN荷载/kN钢材屈服应变(f)LC16E3020 00010 000010 0000200400600800钢材屈服应变(e)LC12E3030 000 20 000 10 000010 000 20 0000100200300400500600700钢材屈服应变(d)LC8E45V4,H4V2,H2V1,H1V3,H3V4,H4V2,H2V1,H1V3,H3V4,H4V2,H2V1,H1V3,H3V1H1V2H2V3H3V4H4V1H1V2H2V3H3V4H4V1H1V2H2V3H3V4H4图5偏心受压 CA-UHPCFST 中长柱荷载-应变曲线Fig.5Load-straincurvesofCA-UHPCFSTslendercolumnsundereccentriccompression8000 6000 4000 20000200040000.00.20.40.60.81.0受拉区形心轴受压区截面高度比h/H(a)LC8E0020 00010 000010 000受拉区形心轴受压区(b)LC8E1530 000 20 000 10 000010 000 20 000受拉区形心轴受压区(c)LC8E300.00.20.40.60.81.0截面高度比h/H 0.00.20.40.60.81.0截面高度比h/H 应变/应变/应变/0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 196工程力学变片的读数均随之减小，由于长径比和偏心距的增加使得二阶效应变得显著，试件趋于弹性失稳破坏，复合截面性能得不到充分发挥，核心混凝土受压区压碎和受拉区开裂现象不明显。2.5极限承载力图 7 给出了不同长径比和偏心距下圆形 CA-UHPCFST 中长柱偏心受压极限承载力。可看出，随长径比的增加，试件极限承载力逐渐降低，长径比由 3.5 增加至 8、12 和 16 时，极限承载力分别下降了 10.6%、23.1%和 34.1%。由于长径比的增加，加剧了二阶效应对极限承载力的影响，且试件内部的初始缺陷也随之增加，导致试件趋于弹性失稳破坏。由图 7(b)可看出，对于长径比为 8的中长柱，偏心距由 0mm 增加至 15mm、30mm、45mm，极限承载力分别下降了 34.2%、75.9%和128.7%，表明 CA-UHPCFST 中长柱的极限承载力随偏心距的增加而减小。由此可见，偏心距对 CA-UHPCFST 中长柱极限承载力的影响高于长径比。48121602004006008001000极限承载力/kN长径比(a)不同长径比试件极限承载力极限承载力/kN0153045030060090012001500偏心距/mm(b)不同偏心距试件极限承载力图7试件极限承载力Fig.7Ultimatecarryingcapacitiesofspecimens2.6延性=0.85u/u0.8uu延性可用于反映结构构件的塑性变形能力，参考文献 22 中评价钢管纤维混凝土柱延性的方法，延性系数可定义为：，其中和分别表示荷载达到极限承载力和下降至峰值荷载 85%时对应的变形值。图 8 给出了不同长径比和偏心距下圆形 CA-UHPCFST 试件延性系数。可看出，长径比由 3.5增加至 8、12 和 16，其延性系数分别下降了 29.9%、39.3%和 43.6%，表明试件的延性系数随长径比的增加而减小。由图 8(b)可知，中长柱的延性系数随偏心距的增加呈先增加后减小的趋势，偏心距由 0mm 增加至 15mm、30mm 和 45mm，延性系数分别增加了 29.5%、54.4%和 27.5%。600040002000020004000受拉区形心轴受压区(f)LC16E3020 00010 000010 00020 000受拉区形心轴受压区(e)LC12E3030 00020 00010 000 010 000 20 000 30 000受拉区形心轴受压区(d)LC8E450.00.20.40.60.81.0截面高度比h/H 0.00.20.40.60.81.0截面高度比h/H 0.00.20.40.60.81.0截面高度比h/H 应变/应变/应变/0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 0.20 Nu 0.40 Nu 0.50 Nu 0.60 Nu 0.70 Nu 0.80 Nu 0.90 Nu 0.95 Nu 0.98 Nu 0.95 Nu 0.90 Nu Nu 图6中长柱半高处截面纵向应变分布Fig.6Longitudinalstraindistributionsatmid-heightsectionofspecimens工程力学19704812162001234延性系数延性系数长径比(a)不同长径比试件延性系数01530450.00.51.01.52.02.5(b)不同偏心距试件延性系数偏心距/mm图8试件延性系数Fig.8Ductilityfactorsofspecimens3极限承载力计算目前，国内外对钢管混凝土承载力的计算进行了广泛研究并取得了丰硕成果，各个国家均颁布了相关设计规范和规程，给出了钢管混凝土构件极限承载力计算方法。本文分别采用 CECS28201223、DL/T 5085199924、AISCLRFD25和GB50936201426计算圆形 CA-UHPCFST 中长柱偏心受压极限承载力，并将计算结果与试验结果进行对比，如表 3 所示。由表3 可看出，CECS282012 和AISCLRFD计算结果偏保守，Nuc/Nu的平均值分别为 0.935 和0.737，方差为 0.067 和 0.101，变异系数分别为0.072 和 0.137；DL/T50851999 的计算结果高于实测值，偏不安全；GB509362014 计算结果的平均值为 1.049，方差为 0.035，变异系数为 0.033，计算结果与试验结果最为接近，且离散性较小，适用于预测圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土中长柱偏心受压极限承载力。表3规范公式计算值与实测值对比Table3Comparisonsbetweenthecalculatedvaluesofcodeswiththeexperimentalresults试件编号L/De/mmNu/kNCECS282012DL/T50851999AISCLRFDGB509362014Nuc/kNNuc/NuNuc/kNNuc/NuNuc/kNNuc/NuNuc/kNNuc/NuLC8E0080152015531.02120951.38612740.84716821.115LC8E15815113310080.85611570.9838050.68411901.051LC8E308308637450.8638570.9935760.6688801.019LC8E458456455910.8916821.0284490.6766981.050SC3.5E303.5309659681.0039490.9845930.6159681.003LC12E3012307426530.9357801.1175550.7947931.068LC16E3016306365820.9807061.1885240.8826611.040平均值0.9351.0960.7371.049标准差0.0670.1470.1010.035变异系数0.0720.1340.1370.033注：L/D 表示长径比；e 为偏心距；Nuc和 Nu分别为极限承载力规范计算值和实测值。4结论本文以长径比和偏心距为变化参数，通过 8 根圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土中长柱偏心受压性能试验研究，得到主要结论如下：(1)中长柱在偏心受压下发生局部屈曲的弹塑性失稳破坏，长柱发生整体弯曲弹性失稳破坏；钢纤维的掺入可减轻核心 CA-UHPC 受压区压碎程度，受拉区裂纹的数量和深度均明显减小；随长径比和偏心距的增加，核心 CA-UHPC 受压区和受拉区裂纹的数量均减小。(2)圆形 CA-UHPCFST 试件长径比由 3.5 增加至 8、12、16，极限承载力分别下降了 10.6%、23.1%和 34.1%，偏心距由 0mm 增加至 15mm、30mm 和 45mm，极限承载力分别减小了 34.2%、75.9%和 128.7%。试件延性系数随长径比的增加198工程力学而降低，随偏心距的增加呈先增大后减小的趋势。(3)CECS282012 和 AISC-LRFD 预测极限承载力偏保守，DL/T50851999 高估了偏心受压极限承载力，GB509362014 的预测结果与试验实测值吻合较好，建议采用该标准的计算方法预测圆形钢管含粗骨料超高性能混凝土中长柱偏心受压极限承载力。参考文献：陈宝春,季韬,黄卿维,等.超高性能混凝土研究综述J.建筑科学与工程学报,2014,31(3):124.CHENBaochun,JITao,HUANGQingwei,etal.Reviewof research on ultra-high performance concreteJ.Journal of Architecture and Civil Engineering,2014,31(3):124.(inChinese)1SHICJ,WUZM,XIAOJF,etal.Areviewonultrahigh performance concrete:Part I.Raw materials andmixturedesignJ.ConstructionandBuildingMaterials,2015,101:741751.2YANYX,XULH,LIB,etal.Axialbehaviorofultra-high performance concrete(UHPC)filled stocky steeltubeswithsquaresectionsJ.JournalofConstructionalSteelResearch,2019,158:417428.3黄维蓉,杨玉柱,刘延杰,等.含粗骨料超高性能混凝土的力学性能J.硅酸盐学报,2020,48(11):17471755.HUANG Weirong,YANG Yuzhu,LIU Yanjie,et al.Mechanicalpropertiesofultra-highperformanceconcretecontaining coarse aggregateJ.Journal of the ChineseCeramic Society,2020,48(11):1747 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