钢管高强混凝土柱因其具有高强度、高延性和良好的耐久性等优点被广泛应用于大跨度桥梁和重载结构中[1]．近年来，国内外学者对钢管高强混凝土柱轴压的研究已经比较成熟[2-3]，研究结果表明：由于常温下钢管高强混凝土与钢管普通强度混凝土的力学性能和破坏形态因材料组成不同有较大差异，因此高强混凝土结构往往具有与普通混凝土结构不同的破坏规律．随着钢管混凝土的广泛使用，其在经受火灾后的力学性能开始引起社会的重视．因为火灾是一种频发的灾害，能够危害结构的耐久性和稳定性，所以许多学者对火灾后钢管混凝土柱结构进行了广泛的理论、试验和有限元研究．在理论研究方面，文献[4]建立了火灾作用下钢管混凝土结构的力学模型，提出了设计公式和计算方法；在数值模拟方面，文献[5]编制了火灾下钢管混凝土力学性能的有限元计算程序．研究火灾下钢管混凝土性能最有说服力的方法还是通过试验，文献[6-7]对钢管混凝土结构高温后的力学性能进行了试验研究，为钢管混凝土结构的抗火性能研究做出了重要贡献．文献[8-9]对高温后钢管混凝土柱和钢管超高强混凝土柱进行了力学性能试验，结果表明：钢管混凝土的耐火能力与混凝土强度和长细比有密切关系，超高强混凝土能提高混凝土的耐火能力．为了揭示高温喷水冷却后钢管高强混凝土轴压短柱的力学性能，本研究进行了20个缩尺试件的轴压试验，获取其破坏形态和力学性能指标，并提出其承载力计算公式，以期能为钢管高强混凝土结构的进一步研究和应用提供参考与依据．1 试验概况1.1　试件设计以温度、冷却方式、恒温时长和混凝土强度为参数设计并制作了20个试件，在相同工况下预留了3个边长为150 mm的标准立方体试块，按照《混凝土结构试验方法标准》[10](GBT50152—2012)进行抗压强度试验，将标准规定取值作为该工况下混凝土强度．试件核心混凝土直径均为150 mm，钢管外径为158 mm，钢管壁厚为4 mm，高度均为400 mm，试件详细参数见表1，表中：WC表示喷水冷却；NC表示自然冷却；—表示常温试件．10.13245/j.hust.210514.T001表1试件详细参数试件编号强度等级温度/℃恒温时长/min冷却方式混凝土强度/MPaHCST-1C6020——63.00HCST-220060WC48.00HCST-340060WC49.30HCST-460060WC39.50HCST-580060WC11.20HCST-6C7020——72.44HCST-720060WC70.40HCST-840060WC57.80HCST-960060WC45.50HCST-1080060WC18.40HCST-11C7520——76.30HCST-1220060WC67.90HCST-1340060WC61.90HCST-1460060WC47.00HCST-1580060WC26.60HCST-16C7560030WC50.40HCST-1760090WC38.70HCST-18C6060060NC34.70HCST-19C7060060NC42.00HCST-20C7560060NC45.601.2　试验材料试验粗骨料采用粒径5~25 mm均匀级配的碎石，细骨料采用级配良好的中粗河砂、P.O42.5普通硅酸盐水泥及城市自来水．试验钢管采用壁厚为4 mm、内径为150 mm的直焊缝钢管，其高温后的力学性能指标如表2所示．10.13245/j.hust.210514.T002表2钢材力学性能指标试验结果经历最高温度/℃喷水后圆钢管钢材屈服强度/MPa极限强度/MPa20329.1414.6200325.7407.1400294.1364.6600302.5379.3800310.4392.41.3　高温装置及冷却方式试件在型号为RX3-45-9的电阻炉(炉膛内尺寸为1 200 mm×600 mm×400 mm，额定功率为45 kW，最高温度为950 ℃)中进行高温处理，可四面受火，试件在炉中加热至目标温度后，按设计方案保持恒温时长，其后对须要喷水冷却的试件根据规范[11]进行25 min的消防喷水，对比试件进行自然冷却．1.4　加载制度本试验使用电液伺服液压试验机(YE-10000F)对试件及试块进行单调静力加载，并采用速率为2 mm/min的位移控制加载制度，当试件变形超过25 mm或荷载降至峰值荷载的85%时，停止试验．全程荷载-位移曲线由电脑自动采集．2 试验结果及分析2.1　表观变化试块及试块在经历高温喷水冷却过程中发生了复杂的物理和化学变化，导致了表观现象的不同．高强混凝土试块表观颜色随着温度的升高由淡青色加深为偏黑色，当达到800 ℃时，因骨料外露呈偏白色，表面裂缝也逐渐增多；钢管表面颜色随着温度的升高由浅褐色变为红棕色，当达到400 ℃以上时，出现了氧化膜．2.2　试块强度变化图1给出了各强度等级混凝土试块抗压强度(fc)随温度(t)变化曲线．由图1可见：整体上，高强混凝土的强度随温度的升高而降低，强度退化曲线呈抛物线，并在800 ℃处达到最小值，其强度仅为常温试块的18.8%(混凝土强度为C60，温度为800 ℃)，基本丧失了承载力，而混凝土强度为C60的强度退化曲线在200~400 ℃之间出现平台．10.13245/j.hust.210514.F001图1试块抗压强度退化曲线2.3　破坏形态试件在加载过程中均经历了弹性、弹塑性和塑性阶段．当加载初期荷载小于0.6Np时(Np为峰值荷载)，轴向荷载较小，试件变形不大，且随荷载线性增大，外观也保持完好，随着荷载的增大至0.9Np，试件开始出现鼓曲，不同的是：温度较低的试件(t≤400 ℃)出现了剪切滑移线，温度较高的试件(t400 ℃)在端头处出现了鼓曲环，并随温度的升高由剪切破坏逐渐过渡至鼓曲破坏．高温喷水冷却后试块的破坏过程相似，在加载前期表面开始出现细小竖向裂缝，随着荷载的增大，裂缝扩展增多，当到达峰值荷载时，试块上半段骨料被压碎剥落．800 ℃高温喷水冷却后试块表面出现骨料外露，在加载过程中裂缝发展快，伴随脆裂声响，试块碎块粉碎性剥落，由于高温的作用，可观察到露出的粗骨料呈灰白色．2.4　试件荷载-位移曲线试验所得到的试件轴向荷载-位移(N-Δ)曲线如图2所示，根据不同变化参数可以分为三大类：温度的影响，恒温时长的影响，冷却方式的影响．10.13245/j.hust.210514.F002图2试件轴向N-Δ曲线由图2(a)~(c)可见：不同混凝土强度钢管高强混凝土试件N-Δ曲线相似，随着温度的升高，其峰值点和初始割线斜率先升高后减小，且峰值点后的下降段趋于平缓，温度存在临界值，当温度为600 ℃和800 ℃时，试件的力学性能发生了明显变化．由图2(d)可见：随恒温时长的增加，恒温时长为30 min的试件力学性能差异明显，可能是由于加热时间较短，受热不均匀导致．由图2(e)~(f)可见：与自然冷却相比，喷水冷却有着更高的峰值荷载，在峰值点后曲线更平滑，同等位移下有着更高的荷载．2.5　试件的受力特征点参数表3给出了试件在高温喷水冷却后的初始刚度K、屈服位移Δy、峰值荷载Np、轴压位移延性系数μ及耗能Eh等力学性能指标，其中：K取荷载-位移曲线上升段0.4Np荷载点的割线斜率；Δy按照等能量法确定；Eh按同位移下各试件N-Δ曲线对x轴积分计算．10.13245/j.hust.210514.T003表3特征点力学性能指标试件编号K/MNΔy/mmNp/kNΔu/mmμEh/(kN•m)HCST-1154.305.492 147.513.142.3942.96HCST-2136.856.262 160.59.541.5239.62HCST-3189.94.632 078.511.732.5341.41HCST-483.888.701 781.021.022.4134.08HCST-593.177.281 356.025.003.4422.91HCST-6125.487.132 185.510.171.4239.12HCST-7197.884.712 414.06.021.2841.84HCST-8204.154.692 357.510.932.3344.14HCST-9149.605.551 871.020.463.6838.16HCST-1088.557.121 441.025.003.5130.58HCST-11128.037.342 535.57.801.0641.29HCST-12207.534.972 584.57.261.4644.51HCST-13129.927.502 389.010.041.3441.39HCST-14136.326.132 053.58.941.4537.27HCST-15117.936.451 627.521.453.3233.28HCST-1667.9810.751 863.025.002.3234.18HCST-17129.926.101 927.522.153.6339.14HCST-18123.076.141 634.011.271.8331.32HCST-1987.538.031 684.511.861.4731.22注：HCST-20因试验失败而无法获取其力学性能指标．轴压位移延性系数计算公式为μ=Δu/Δy，式中Δu为N-Δ曲线峰值荷载过后下降至0.85Np或变形达到24 mm时对应的位移．3 影响因素分析3.1　历经温度图3为温度对不同混凝土强度钢管高强混凝土试件力学性能的影响，图中ξN，ξK，ξE和ξμ分别为峰值承载力、初始刚度、耗能和轴压位移延性系数与常温下试件各参数的比值，即归一化系数．10.13245/j.hust.210514.F003图3温度对力学性能的影响由图3(a)可见：随着温度的增高，试件的平均极限承载力呈先增大再减小的趋势，涨幅在10%以内，分界温度在200~400 ℃之间．由图3(b)可见：各强度混凝土试件初始刚度具有较大离散性，在200 ℃时较为明显，但总体上随温度的升高初始刚度呈先升高后降低的趋势．由图3(c)可见：整体上，试件的平均耗能随着温度的升高而呈现先增后减趋势；当t≤400 ℃时，试件耗能与常温基本无异，变化幅度在5%以内；当t400 ℃时，试件平均耗能开始快速退化．由图3(d)可见：各强度混凝土试件初始刚度具有较大离散性，随温度的升高离散性越明显，但总体上，平均轴压位移延性系数随温度的升高而先减后增，200 ℃时达到最小值，退化幅度为2.9%．这是由于随着温度的升高，混凝土抗压强度逐渐降低，钢管的约束作用提高了混凝土高温后逐渐退出工作的延性．3.2　冷却方式由表3可见：高温喷水冷却后试件的峰值承载力相比自然冷却后均有所提高，C60试件和C70试件分别提高了9.3%和11.0%．C60试件的初始刚度相较于自然冷却后降低了31.8%，而C70试件的初始刚度相较于自然冷却后提高了70.9%．高温喷水冷却后C60试件和C70试件的耗能分别提高了8.8%和22.3%，高温喷水冷却后试件C60试件和C70试件的轴压位移延性系数分别提高了31.7%和150.3%．3.3　恒温时长由表3可见：相较于30 min，恒温时长为60 min的试件峰值承载力降低了9.2%，而恒温时长为90 min的试件峰值承载力提高了3.4%．相较于恒温时长为30 min的试件，恒温时长为60 min和90 min的试件的初始刚度都有大幅提升．试件耗能随恒温时长的增加而近似线性升高，但增长幅度较小，均在15%以内．恒温时长对试件的轴压位移延性系数影响较大，呈大幅先减后增趋势；相比恒温时长为30 min的试件，恒温时长为60 min的试件轴压位移延性系数降低了37.5%，恒温时长为90 min的试件轴压位移延性系数提高了56.4%．3.4　混凝土强度等级由表3可见：随着历经温度的升高，各等级混凝土试件的峰值承载力均呈先升高后降低的趋势，在200 ℃时达到峰值．在800 ℃时，各试件峰值承载力相差不大，这是因为经历800 ℃高温喷水冷却后的核心混凝土已经丧失承载力，试件承载力由钢管的约束作用提供，所以此时峰值承载力最接近．各等级混凝土试件的初始刚度随温度的升高均呈现波动下降的趋势．根据本研究中对冷却方式的分析可知：冷却方式对不同强度等级的混凝土试件的初始刚度有着不同的影响，这也造成了不同温度下的初始刚度离散型较大．由表3还可见：在同等温度下，各等级混凝土试件的耗能相差不大，但随着温度升高呈现缓慢下降的趋势．这是由于钢管混凝土的延性与钢管的弹性模量有很大关系，钢材在经历高温喷水冷却后出现了淬火现象，因此延性相较于自然冷却降低得更为显著．此外，各等级混凝土试件的延性随着温度的升高均呈现波动上升的趋势．4 承载力计算国内外对高温喷水冷却后钢管高强混凝土柱的强度计算尚无文献报道，本研究基于高温喷水冷却后材料强度退化规律，修正规范中钢管混凝土承载力计算方法，并运用该计算方法计算本研究的试件．4.1　高温喷水冷却后材料强度回归分析由于试件极限承载力与温度关系密切，因此结合本研究材性试验实测试块强度及钢管强度随温度退化曲线．引入混凝土强度退化系数αc和钢管强度退化系数αs，通过回归分析拟合出各退化系数随温度变化关系式为αc=fc, t/fc=0.976-1.117a2+0.035a；(1)αs=fy,t/fy=1.008+0.797a3-0.601a2-0.105a，(2)式中：a={t}℃/1 000，20 ℃≤t≤800 ℃；fc，t和fc分别为高温喷水冷却后和常温下混凝土抗压强度；fy，t和fy分别为高温喷水冷却后和常温下钢管屈服强度．4.2　承载力计算公式修正中国规范[12]计算公式为N0=Ascfsc；Asc=As+Ac；fsc=(1.211+Bθ+Cθ2)αcfc；θ=Asαsfs/(Acacfc)；B=0.176αsfs/213+0.974；C=0.104αcfc/14.4+0.031，式中：N0为钢管混凝土柱极限承载力；As，Ac和Asc分别为钢管截面积、混凝土截面积和钢管与核心混凝土截面积之和；fsc为钢管混凝土柱抗压强度极限值；αc和αs按式(1)和式(2)计算；fc和fy分别为混凝土轴心抗压强度和钢管屈服强度．4.3　理论结果与试验结果对比分析运用上述修正后的承载力计算方法计算本研究的试件，结果见表4．由表4可知：计算结果平均值为1.364，标准差为0.110，变异系数为0.081．理论与试验结果符合较好，说明材性退化方法计算剩余承载力是可行的．10.13245/j.hust.210514.T004表4计算值与试验值对比试件编号t/℃Np/kNN0/kNN0/NpHCST-1202 147.52 806.861.307HCST-22002 160.52 799.711.296HCST-34002 078.52 665.141.282HCST-46001 781.02 389.431.342HCST-58001 356.02 235.141.648HCST-6202 185.53 150.001.441HCST-72002 414.03 129.141.296HCST-84002 357.52 941.001.248HCST-96001 871.02 561.861.369HCST-108001 441.02 196.711.524HCST-11202 535.53 254.141.283HCST-122002 584.53 229.291.249HCST-134002 389.03 025.431.266HCST-146002 053.52 617.001.274HCST-158001 627.52 195.571.349HCST-166001 863.02 617.001.405HCST-176001 927.52 617.001.358HCST-186001 634.02 389.431.462HCST-196001 684.52 561.861.5215 结论a. 高温喷水冷却后，随温度的升高，混凝土试块表观颜色由青色逐渐褪色成偏白色，裂缝增多，800 ℃时骨料外露，基本丧失承载力；钢管表观颜色由浅褐色逐渐加深成黑色，氧化层出现部分脱落；试件破坏形态由剪切破坏过渡为鼓曲破坏．b. 高温喷水冷却后，随温度升高，钢管高强混凝土试件的峰值承载力、初始刚度和耗能整体先增后减，轴压位移延性系数先减后增；钢管试件经历高温喷水冷却后绝大部分力学性能指标相较于高温自然冷却均有不同程度的提升．c. 高温喷水冷却后，试件的峰值荷载、耗能能力和初始刚度随恒温时长的增加先迅速退化，随后出现一定回升；试件延性随恒温时长的增加呈波动增长趋势．d. 混凝土强度等级越高的试件，在经历高温喷水冷却后的峰值承载力、初始刚度和耗能越高，表现出的耐火性能越好．e. 对规范关于钢管混凝土轴压柱的计算公式进行修正，其公式计算值与实测值符合较好．