0引言超高强混凝土具有比强度高、能源资源消耗少、全寿命周期

的建筑成本低等优点,已成为近几年研究的热点［18］,建设部发

布的“十一五”国家科技支撑计划重点项目“现代建筑设计与施工

关键技术研究”课题申请指南中,明确要求研究利用地方原材料和

普通成型工艺配制出C100以上高性能混凝土的关键技术.为解决河

砂资源短缺地区配制超高强混凝土的技术难题,作者利用本地廉价

的石渣替代河砂以低至350 kg/m3的水泥消耗量自主研发了强度超

过137.3 MPa的低碳超高强石渣混凝土,试验证明此举可妥善地解决

高水泥用量引发的混凝土体积稳定性的问题［6］.然而超高强石渣

混凝土的高脆性［3］限制了其在实际工程中的应用,因此超高强石

渣混凝土必须用延性的材料约束才能充分显示它的优越性能.钢管

混凝土由于能够适应现代工程结构向大跨度、高耸、重载发展和承

受恶劣条件的需要等优点,受到人们的青睐,得到了迅猛的发展.但

钢管超高强混凝土的基础理论及应用研究等各个方面都还有待于深

入［57］,对钢管-超高强石渣混凝土的研究更少［6］.在结构中

混凝土一般处于复杂应力状态［9］,但由于多轴试验的复杂性,国

内外专家对混凝土的多轴强度和变形进行的研究与分析还缺乏系统

性［9］,对超高强混凝土材料的力学特性研究也多局限于单向应力

状态［34］.针对钢管混凝土中核心混凝土处于等侧压的三向应

力状态的特点,共制作了14个试件, 以混凝土强度和试件的直径、

径厚比为参数,通过试验, 研究钢管约束情况下超高强石渣混凝土

的破坏形态和强度变化规律,积累试验数据,为建立合理的强度准则

提供依据,为系统研究钢管与超高强石渣混凝土组合结构的性能打

下基础.1实验简况1.1构件的制作与养护钢管超高强石渣混凝土试

件的制作在莆田学院土木工程试验中心完成,钢管由20号无缝钢管

加工制作而成,内填立方体抗压强度为111.8~137.3 MPa的超高强石

渣混凝土;试件的参数资料、核心混凝土的配合比分别见表1和表2.

超高强石渣混凝土在强制式搅拌机中搅拌后,先在钢管底部装入约

为体积1/3的混凝土,然后将钢管竖立于磁性振动台上,然后开动振

动台,一边振动一边添料,同时用同一盘混凝土混合料制作边长为

100 mm的立方体试块1组.试件成型后,上端立即用塑料薄膜紧密封

头,在试验室内进行绝湿养护;混凝土试块拆模后,用塑料袋紧密包

裹,与钢管混凝土同条件绝湿养护.表1钢管约束超高强石渣混凝土

试件参数一览表
Table 1Parameters of GSHPCUS filled with steel tubes

short columns
试件D×t/mmL/mmfy/MPa配比fcu/MPaNu/kNεu/%εF/%

θη1ηG106121× 5370295A3137.31 9270.94624.8430.577

9626.2610.493 98G112127.4× 5.7390295A3137.32

2171.4621.1820.632 9414.5080.549 75G118127.4×

8.5390295A3137.32 5632.15923.8771.0180 711.05930.767

75G124152×5.5465295A3137.32 7640.96316.0540.497

5916.6710.344 2G130133×5405275A3137.32

1780.82217.830.484 1721.6910.423G132121×5370295A5130.11

9631.251 414.7780.609 9411.80920.617 52G135127.4×

5.7390295A5130.12 2171.02811.7260.667 9711.406 60.635

51G141127.4×8.5390295A5130.12 5321.9115.0181.074

417.862 80.830 02G147152×5.5465295A5130.12

7340.8778.1290.525 139.269 10.397 5G153133×

5405275A5130.12 0701.15317.9830.510 9615.5970.4019

5G137121×5390295A6111.82 0781.38712.8920.777 39.294

90.735 16G143127.4×5.7390295A6111.82 5441.2157.8871.250

276.491 41.145 58G149127.4×8.5465295A6111.82

6621.1146.4520.611 095.791 70.567 33G155152×

5.5405275A6111.82 0020.7659.0120.594 611.780 40.558 3注

：D——钢管外径实测值；t——钢管厚度实测值；L——钢管的长

度；fy——钢管的屈服强度；fcu——边长为100 mm的超高强石渣

混凝土立方体抗压强度；fc核心混凝土轴心抗压强度,根据试验结

果分析fc/fcu=0.7;θ=fyAs/(fcAc)——套箍指标；η1=εF/εu

——位移延性系数；η——核心混凝土强度增长率，按式（2）计

算.第12期陈国灿：钢管约束的低碳超高强石渣混凝土的力学性能
武汉工程大学学报第32卷
表2低碳超高强石渣混凝土的配合比汇总表
Table 2Mixture ratio of GSHPCUS
配合比水泥硅粉偏高岭土粉煤灰石渣碎石减水剂水胶

比水泥用量/（kg·m-3）fcu/MPaA310.1670.1670.333

2.0283.056069 40.22350137.3A510.1750.1750.337

51.7502.5750.062 50.22380130.1A610.1670.0

0.5002.0283.0560.044 40.25350111.8注：养护条件为绝

湿养护；fcu——超高强石渣混凝土100 mm立方体60 d的抗压强

度.1.2构件的测试当钢管超高强石渣混凝土短柱试件成型50 d后,

托运到中南大学防灾科学与安全技术研究所着手做测试的准备工作

.试件的测试工作在中南大学土木工程安全实验室TYS—500型长柱

压力机上进行.大致在试件的中部附近对称位置粘贴了4对应变片（

每对应变片包含纵向、环向各一片）（加载与量测装置见图1）.图

1加载与量测装置
Fig.1Test setup轴向荷载、位移数据由试验机自带的软件自动

采集.轴向、横向的应变则通过DH3818静态应变测试仪静态电阻应

变仪由电脑自动采集.本试验采用分级加载,每级荷载约为极限荷载

的1/10,达到每级荷载后,持荷约1 min,达到极限荷载后则采用连续

加载,直至试件达到极限变形时,终止试验.2试验结果与分析2.1构

件加载前的宏观特征与分析高强混凝土、超高强混凝土的水泥用量

通常偏大,较大的自收缩导致钢管混凝土界面过早脱空而影响钢管

混凝土柱的力学性能［7］.低碳超高强石渣混凝土由于采用低水泥

用量方案,加上石渣中石粉的填充效应,混凝土的自收缩量明显减小

.试件制作与养护的全过程观察表明,钢管内的低碳超高强石渣混凝

土均未见明显的收缩,试件表面均未采用高强砂浆补平;钢管与核心

混凝土界面也未出现过早脱空的现象.2.2构件破坏特征与分析
2.2.1构件的破坏特征对试验的全过程观察表明,在本次试验参数范

围内,所有的试件都呈现剪切型“破坏”的特征(见图2）,貌似腰鼓

型破坏的G143试件,剥离外层的钢管后,仍可观察到核心混凝土呈现

出明显的剪切型破坏的特征(见图2).
2.2.2试件的破坏机理分析由于超高强石渣混凝土具有高度脆性的

特点,在受压变形过程中,横向应变与纵向应变的比值（即泊桑比）

几乎保持不变（见图3）,其值（约为0.256［3］)小于钢管的泊松

比(0.283),因此,在核心混凝土的泊桑比达到钢管的图2钢管超高强

石渣混凝土轴心受压短柱的破坏形态
Fig.2Failure mode of GSHPCUS filled with steel tubes

short columns subjected to axial load图3超高强石渣混凝土

的横向应变与纵向应变的关系曲线泊松比之前,钢管与混凝土之间

不存在相互作用的问题,核心混凝土处于单向受压状态.当核心混凝

土接近轴心抗压强度时,核心混凝土内产生了微裂缝并形成破裂面,

假如不受任何约束,荷载稍微增大,超高强混凝土即刻产生剪切破坏

(见图4);在钢管约束的混凝土中,当横向变形增大至泊桑比等于或

大于钢管的泊松比时,核心混凝土与钢管之间在径向产生相互作用

力,核心混凝土因此受到延性钢管的约束,具有较高抗剪能力的钢管

与核心混凝土一起共同抵抗截面的剪切变形,延缓剪切破坏的发生,

所以,试件破坏时出现较明显的剪切变形.图4低碳超高强石渣混凝

土的破坏形态
Fig.4Failure mode of GSHPCUS2.3钢管超高强石渣混凝土试件的

变形性能钢管超高强石渣混凝土试件和超高强石渣混凝土的破坏形

态分别见图2(a)和图4,从破坏形态观察对比可初步得出结论,钢管

超高强石渣混凝土试件具有良好的变形性能.钢管超高强石渣混凝

土组合短柱的荷载与平均应变关系曲线见图5,从图5及表1可知,在

试验参数范围内,无论钢管直径大小,核心混凝土强度高低,套箍指

标大小,钢管超高强石渣混凝土试件都具有很强的塑性变形能力,实

测试件的最大压缩应变值达到6.45%~24.84%（见表1）,根据文献［

6］的方法计算,位移延性系数达到6.5~26.3.因此,高脆性的超高强

石渣混凝土用钢管约束后,其脆性性能得以显著的改善.图5荷载

平均轴向应变关系曲线
Fig.5Load &average strain curves2.4钢管约束的超高强石渣混

凝土的强度增长率根据叠加计算理论,受钢管约束的钢管超高强石

渣混凝土极限承载力的计算公式［10］是Nu=(η+1)fcAc+fyAs(1)

所以,受钢管约束的核心混凝土的强度增长率η为:η=(Nu-fyAs-

fcAc)/fc/Ac(2)在分析试验数据内在规律的基础上,假设钢管约束

超高强混凝土的强度增长率η与套箍指标θ满足线性关系:η=a+b

θ(3)
其中α和b为参数.假设残差ei=ηi-(α+bθi)数列服从平均值为零

,方差为σ2i的正态分布,采用文献［6］相同的处理方法,a和b由最

小二乘法确定,即利用残差平方和Q(θ,η)=∑ni=1e2i最小求得斜

率b0和截距a0.b0=∑ni=1θiηi-n∑ni=1θ2i-n()2;a0=-b0(4)
其中：=1n∑ni=1θi;=1n∑ni=1ηi(5)拟合的标准差为SD=∑

ni=1(ηi-a-bθi)2n-2(6)相关系数按下列公式计算：r=∑ni=1(

θi-)(ηi-)∑ni=1(θi-)2∑ni=1(ηi-)2(7)将14组试验数据代

入公式(3~7),得到参数α≈0.0,b≈0.84;相关系数r=0.950 29;拟

合的标准差SD=0.069 14,显著性水平P<0.000 1.因此,低碳超高强

石渣混凝土在钢管约束下的强度增长率与套箍指标之间成比例关系

,见式(8)和图6.η=0.84θ ……（8）图6实测数据与计算结果比较

图
Fig.6Experiment results & calculating results3结语通过试

验研究与分析,得出以下结论：a. 采用低水泥用量方案水泥配制的

低碳高强石渣混凝土自收缩量小,低碳超高强石渣混凝土与钢管复

合组成的钢管超高强石渣混凝土柱可以解决由于自收缩偏大导致钢

管高强混凝土界面脱空的问题.b. 钢管约束的超高强石渣混凝土的

强度增长率与试件的套箍指标成比例关系.c. 在核心混凝土的泊桑

比达到钢管的泊松比（0.283）之前,核心混凝土内产生的微裂缝已

经形成破裂面,由于受钢管的抑制,剪切破坏延缓发生,所以试件均

呈现剪切破坏的特征,并出现较大的剪切变形.d. 超高强石渣混凝

土用延性的钢管约束后,其脆性性能得到显著的改善,显示出明显的

塑性材料的特征.e. 钢管约束的混凝土所受的侧压是由构件受压引

起的,与处于一般复杂应力状态的混凝土相比,其受力特点迥然不同

,在研究钢管约束的混凝土受力性能的试验设计中应予以注意.
致谢:本文是在中南大学土建学院博士生导师徐志胜教授的指导下

完成的,在试验实施过程中张焱博士给予了无私的帮助,中南大学杨

智硕博士生、莆田学院的王林、田智友、杨丽娟、汤伟红、龙小湖

、陈继耀等同学参与了试件的制作,谨致以诚挚的谢意.