钢管再生混凝土是指将拌制好的再生混凝土填充于钢管中所形成的结构构件，由于钢管对内部混凝土的约束作用，钢管混凝土构件具有承载力高、变形性能优良以及耐火性能好等优点[1]。同时，用再生混凝土取代普通混凝土，这有利于节能环保，符合建筑业可持续发展要求[2]。陈宗平等[3-4]对钢管再生混凝土短柱进行了轴压试验研究，研究表明统一强度理论和叠加理论计算值小于试验值，偏于安全。张向冈等研究发现圆钢管再生混凝土试件的延性要优于方钢管试件[5]。随着社会的发展，越来越多的高层建筑拔地而起，火灾作为一种极具破坏性的灾害，火灾下和火灾后钢管再生混凝土结构的性能引起了研究人员的广泛关注。通过研究发现，高温作用后钢管再生混凝土柱仍具有较高的承载力和抵抗变形能力[6-7]，试件的力学性能受温度的影响显著，受粗骨料取代率影响较小[8-9]，方钢管试件承载力的退化大于圆钢管试件[10]；与高温后钢管普通混凝土构件相比，钢管再生混凝土构件的抗火性能较差，峰值应变较大，后期承载力和延性较差[11-13]。
目前，国内外学者对高温后钢管再生混凝土结构力学性能已经进行了较多的研究，也取得了不少研究成果，但消防喷水灭火是应对火灾问题主要的处理手段，因此研究高温喷水冷却后再生混凝土结构的力学性能具有一定的意义，国内外对此方面的研究较少，为对比分析方钢管与圆钢管再生混凝土结构高温喷水冷却后力学性能的变化规律，设计了方钢管、圆钢管再生混凝土短柱各27根，对其进行高温喷水冷却后轴压试验研究，并对比分析其性能差异。
1 试验概况
1.1 试验材料
本试验采用的再生粗骨料由实验室废弃混凝土试块(原设计强度等级为C30)经颚式破碎机破碎后获得，天然粗骨料选用普通碎石，两种类型粗骨料同条件下筛分、清洗，骨料粒径为5～31.5 mm，经实验室测定为连续级配；细骨料采用普通中砂，级配良好，细度模数为2.71；胶凝材料采用海螺牌P·O 32.5R普通硅酸盐水泥；拌和用水采用城市自来水。再生混凝土配合比设计以取代率0%(对应于天然骨料混凝土)为基准，设计再生粗骨料取代率变化范围为0%～100%，混凝土强度等级设计为C30，其材料配合比见表1。
钢管采用低碳钢Q235方钢管和圆钢管，焊缝为直焊缝。直焊缝方钢管外边长为150 mm，其壁厚5 mm，直焊缝圆钢管的外径为165 mm，其壁厚为4 mm，试件的构造示意如图1所示。
表1 再生混凝土配合比
Table 1 Mix proportions of recycled concrete
取代率/%材料用量/ (kg·m-3)水水泥砂 天然再生 粗骨料粗骨料01854635611 191.000.0025185463561893.25297.7550185463561595.50595.5075185463561297.75893.251001854635610.001 191.00
a—方钢管； b—圆钢管。
图1 试件构造
Fig.1 Dimensions of specimens
1.2 试件设计及制作
为对比分析高温喷水冷却后方钢管与圆钢管再生混凝土短柱的力学性能，设计了方钢管、圆钢管再生混凝土短柱各27根，共54根试件，以再生混凝土粗骨料取代率r、历经最高温度T和冷却方式为变化参数。取代率r取0%、25%、50%、75%、100%，历经最高温度T取20，200，400，600，800 ℃，降温方式分为消防喷水冷却和自然冷却。试件的主要设计参数见表2。
1.3 升降温装置及方法
为了模拟火灾四面受火，采用RX3-45-9型工业电阻炉对试件及试块进行高温处理，电阻炉额定功率为45 kW，额定电压为380 V，炉内尺寸为1 200 mm×600 mm×400 mm，最高炉膛温度可达950 ℃。火烧温度自由设定，达到设定温度后自动恒温，根据GB 50016—2014《建筑设计防火规范》提供的耐火等级，统一恒温时长为60 min。恒温完成后立即打开炉门，使用特制拉钩将喷水冷却试件拉入托运车，自然冷却试件继续留在炉堂内冷却至室温，然后将托运车拉出结构大厅进行消防喷水冷却，喷水流量统一取值3.8 L/s，喷水时间控制在25 min，四面循环喷水，保证试件及试块四面同步降温，喷水冷却过程严格控制喷水流量和时间。
表2 试件特征值
Table 2 Characteristic values of specimens
方钢管混凝土试件编号r/%T/℃P/kNK/MNμη圆钢管混凝土试件编号r /%T/℃P/kNK/MNμηRCFSST-10202 233.558.921.340.61RCFCST-10201 746 48.399.490.88RCFSST-202001 699.548.611.810.69RCFCST-202001 74156.055.980.84RCFSST-304001 78653.913.600.79RCFCST-304001 59855.026.220.90RCFSST-406001 70851.412.140.72RCFCST-406001 51851.785.610.88RCFSST-508001 211.531.033.180.81RCFCST-508001 408.545.975.440.89RCFSST-625202 025.552.551.770.69RCFCST-625201 775.540.505.210.84RCFSST-7252001 81042.572.780.73RCFCST-7252001 74651.978.580.88RCFSST-8254001 86448.902.970.78RCFCST-8254001 60946.825.110.89RCFSST-9256001 670.544.813.420.78RCFCST-9256001 548.542.015.880.89RCFSST-10258001 34735.783.780.82RCFCST-10258001 31235.623.970.83RCFSST-1150201 898.547.471.680.68RCFCST-1150201 861.560.103.200.80RCFSST-12502001 82554.622.610.76RCFCST-12502001 758.556.254.440.84RCFSST-13504001 845.569.993.190.77RCFCST-13504001 64044.766.440.88RCFSST-14506001 73843.121.610.66RCFCST-14506001 50237.124.720.88RCFSST-15508001 22533.182.690.79RCFCST-15508001 40036.813.670.83RCFSST-1675202 10659.792.310.74RCFCST-1675201 96978.012.240.77RCFSST-17752001 928.555.263.690.81RCFCST-17752001 77252.514.260.83RCFSST-18754002 00745.911.880.70RCFCST-18754001 70263.946.000.88RCFSST-19756001 804.559.762.980.77RCFCST-19756001 57445.385.190.86RCFSST-20758001 422.545.073.610.80RCFCST-20758001 43732.493.630.82RCFSST-21100201 985.550.511.550.65RCFCST-21100202 016.556.131.440.66RCFSST-221002001 924.543.643.750.81RCFCST-221002001 75150.736.260.86RCFSST-231004001 919.537.041.990.71RCFCST-231004001 614.548.885.850.89RCFSST-241006001 72442.923.650.80RCFCST-241006001 46450.594.530.88RCFSST-251008001 290.541.863.570.83RCFCST-251008001 28429.343.190.82RCFSST-261004001 850.553.841.770.70RCFCST-261004001 79162.463.500.82RCFSST-271006001 615.541.252.990.77RCFCST-271006001 44958.836.250.88
注：r为再生混凝土的粗骨料取代率；T为历经最高温度；P为试件的抗压承载力；K为升温冷却后试验初始轴压刚度；μ为延性系数；η为能量耗散系数。
1.4 加载过程
加载试验于试验中心结构大厅进行，试验采用电液伺服10 000 kN压力试验机对试件进行单调静力加载，并采用位移控制的加载制度，加载速率为2 mm/min，当试件发生破坏或轴向变形达到固定值(方钢管24 mm，圆钢管50 mm)时终止加载，同时观察试件的受力破坏全过程。试件两端采用平铰加载方式，同时为了防止端头部位由于局部受压出现钢管屈曲或混凝土压碎而导致试件提前发生破坏，在试件的两端安装一对夹具，端部夹具安装及加载示意如图2所示。
图2 加载装置
Fig.2 Loading set-up
2 试验破坏过程与破坏形态
高温喷水冷却后钢管再生混凝土试件轴压破坏过程和高温后钢管再生混凝土相似，历经弹性、弹塑性和塑性三个阶段。初始阶段，荷载小于0.6P(P为极限荷载)之前，试件的轴向荷载-位移曲线呈直线上升，此时试件处于弹性阶段，表观无明显变化；随着荷载的不断增大，试件进入弹塑性阶段，钢管的侧壁出现微微的局部鼓曲；随着峰值荷载的出现，试件进入塑性阶段，此时之前出现局部鼓曲部位的鼓曲程度会逐步加大。对于方钢管而言，当四个侧面的鼓曲程度达到一定值时会在同一高度相贯通形成一个明显的鼓曲环；而圆钢管则随着荷载的增加，鼓曲部位的半径不断增加，最终形成一个明显的鼓曲环。大部分试件只有一个鼓曲环，但也有部分试件会出现2～3个鼓曲环，并且加载后期由于鼓曲环处外凸程度较大，使得试件表面的漆层脱落。特别是，对于升温到800 ℃后，喷水降温的圆钢管再生混凝土试件，当荷载达到0.6P时，试件表面开始出现与试件轴线呈约±45°的剪切滑移线，并伴有吱吱响声；到达峰值荷载时，彼此相互交错的滑移线布满整个钢管表面，且钢管表面漆层严重脱落。加载结束时，经高温喷水冷却后的钢管再生混凝土试件的最终破坏形态为腰鼓状破坏，部分试件的破坏形态如图3所示。
a—方钢管； b—圆钢管。
图3 部分试件的破坏形态
Fig.3 Failure modes of specimens
3 力学性能对比分析
为研究高温喷水冷却后方与圆钢管再生混凝土短柱力学性能的差别，对各试件的抗压承载力P，初始轴压刚度K，延性系数μ和耗能系数η等轴压力学性能指标进行对比分析。其中初始轴压刚度K取荷载(N)-位移(Δ)曲线上升段0.4P点处的割线刚度；延性系数μ(μ=Su/Sy)按照“能量等值法”确定，其中，Su是峰值荷载下降到85%时对应点的位移值(当荷载没有降低到85%Nu时，取最大位移)，Sy是初始屈服位移。耗能系数根据计算式η=SOUYC/SOABC求得，其中，SOUYC是由荷载降低至峰值荷载85%时的荷载-位移曲线与横坐标包围的阴影部分的面积(荷载下降不到峰值荷载的85%时，取全曲线)，SOABC是由经过峰值荷载(U)和极限位移(Y)的矩形包围的面积。各试件的轴压力学性能指标数值详见表2。
为便于且更深入对比分析方钢管试件与圆钢管试件高温喷水冷却后力学性能的变化规律，定义了温度影响系数α和取代率影响系数β。温度影响系数α是指对同一温度下不同取代率的所有试件的各项力学性能指标取平均值，并以常温下试件对应的各项力学性能指标为基准进行归一化处理；同理，取代率影响系数β是指同一取代率下历经不同温度的所有试件的各项力学性能指标取平均值，并以取代率r=0%试件对应的各项力学性能指标为基准进行归一化处理。
3.1 抗压承载力
图4a、图4b中给出了不同取代率下方钢管、圆钢管试件承载力随历经最高温度变化曲线。可知，温度T对承载力的影响显著，取代率r对试件承载力的影响不明显。
a—方钢管； b—圆钢管； c—冷却方式； d—温度的影响； e—取代率的影响。 
—r=0%； 
—r=25%； 
—r=50%； 
—r=75%； 
—r=100%； 
—方钢管400 ℃； 
—方钢管、600 ℃； 
—圆钢管、400 ℃； 
—圆钢管、600 ℃； --
---方钢管； --
---圆钢管。
注：除c图中有自然冷却试件外，其余各图中均为喷水冷却试件。下同。
图4 抗压承载力
Fig.4 Compression bearing capacity
图4c为不同冷却方式对试件抗压承载力的影响。对于方钢管试件，喷水冷却后的抗压承载力均比自然冷却状态下的大，T=400 ℃和T=600 ℃时分别高了3.7%和6.7%；对于圆钢管试件，T=400 ℃时喷水冷却后的承载力比自然冷却状态下小9.9%，T=600 ℃时喷水冷却后的承载力却比自然冷却状态下大1%，这说明圆钢管试件的承载力受不同冷却方式的影响较大。
图4d为温度T对试件抗压承载力的影响。可知，随温度T的增大，方钢管试件的承载力呈减—增—减的变化趋势，T=200 ℃时，试件的承载力先下降，当200 ℃<T≤400 ℃时，承载力小幅增加，T≥400 ℃时，承载力又大幅下降，而圆钢管试件呈递减的变化趋势。相比常温下试件，当200 ℃≤T≤800 ℃时，方钢管试件承载力的下降范围为8.1%～ 36.6%，圆钢管试件承载力的下降范围为6.4%～27%。由此可以看出，随着温度T的不断升高，方钢管试件承载力的退化较圆钢管试件更为显著。
图4e为取代率对两种截面形式试件抗压承载力的影响。可知，方钢管与圆钢管试件承载力随取代率变化趋势相近，其中，75%取代率试件的承载力最大，当r≤50%时，试件承载力变化不明显，当50%<r≤75%时，试件承载力增大较明显，当r>75%时，试件的承载力又减小。
总体上，随着取代率r的变化，方钢管和圆钢管试件承载力的变化幅度分别为-1.2%～7.3%和-0.3%～5.5%，因此方钢管试件承载力受取代率r的影响比圆钢管试件显著。
3.2 初始轴压刚度
不同取代率下方钢管和圆钢管试件的初始轴压刚度随温度变化曲线如图5a、图5b所示。可知，温度T和取代率r对两种截面形式试件的初始轴压刚度均有显著的影响。总体上，随着温度T的不断升高，试件的初始轴压刚度逐渐降低。
不同冷却方式对试件初始轴压刚度的影响如图5c所示。可知，无论是方钢管还是圆钢管，喷水冷却后试件的初始轴压刚度比自然冷却试件小，出现这种情况的原因是：在高温作用下，喷水冷却在短时间内使试件的温度发生了剧烈变化，使得核心混凝土中的水泥石与再生粗骨料界面裂缝更大，结构更疏松，混凝土产生了更严重的破坏。根据变化范围可知，方钢管试件的初始轴压刚度受冷却方式影响较大。图5d为温度T对试件初始轴压刚度的影响。可知，随温度T的增大，两种截面形式试件的初始轴压刚度呈波动下降的趋势。与常温下试件相比，当温度T为200，400，600，800 ℃时，方钢管试件的初始轴压刚度分别下降了9.1%、5%、10.1%和35.1%，圆钢管试件的初始轴压刚度分别下降了5.5%、8.4%、19.9%和36.3%。由此可见，当T≤200 ℃时，方钢管试件的初始轴压刚度退化比圆钢管试件的显著，当T>200 ℃时，随着温度的升高，圆钢管试件的初始轴压刚度退化较方钢管试件的更显著。
a—方钢管； b—圆钢管； c—冷却方式； d—温度的影响； e—取代率的影响。 —r=0%； —r=25%； —r=50%； —r=75%； —r=100%；—方400 ℃； —方钢管、600 ℃； —圆钢管、400 ℃；—圆钢管、600 ℃； -----方钢管； -----圆钢管。
图5 冷却后试件的初始轴压刚度
Fig.5 Initial axial compression stiffness
取代率对两种截面形式的试件初始轴压刚度的影响如图5e所示。可见，随着取代率的增大，方钢管和圆钢管试件的初始轴压刚度均呈减—增—减的变化趋势，75%取代率试件的初始轴压刚度最大，当r≤25%时，试件的初始轴压刚度减小，当25%<r≤75%时，试件的初始轴压刚度增大，当r>75%时，试件的初始轴压刚度又减小。
总体上，随着取代率r的变化，方钢管和圆钢管试件承载力的变化幅度分别为-11.5%～9%和-15.7%～5.9%，因此圆钢管试件初始轴压刚度受取代率r的影响比方钢管试件略大一些。
3.3 延 性
不同取代率下方钢管和圆钢管试件的延性系数随温度变化曲线如图6a、图6b所示。可知，温度T和取代率r对试件延性的影响均较显著，且两种截面形式的试件延性随温度变化规律差异较大。
不同冷却方式对试件延性系数的影响如图6c所示。对比两种不同冷却方式下试件发现，对于方钢管试件，T=400 ℃时，喷水冷却试件的延性相较于自然冷却提高了12.4%，T=600 ℃时则提高了22.1%；对于圆钢管试件，T=400 ℃时，喷水冷却试件的延性相较于自然冷却提高了67.1%，T=600 ℃时降低了27.5%，故圆钢管试件的延性受冷却方式影响更大。由此可见，不同冷却方式下方钢管与圆钢管试件延性变化规律随温度变化的差异较大。
图6d为温度T对试件延性系数的影响。可见，对于方钢管试件，随着温度T的升高，试件的延性基本上呈增大趋势，与常温下试件相比，当温度T为200，400，600，800 ℃时，方钢管试件的延性系数分别增大了69.2%，57.6%，59.5%和94.6%；对于圆钢管试件，试件的延性呈先增大后减小的趋势，对于方钢管试件，随着温度T的升高，试件的延性基本上呈增大趋势，与常温下试件相比，当温度T为200，400，600 ℃时，圆钢管试件的延性系数分别增大了36.8%，46.2%和20.2%，但温度T=800 ℃时，延性系数却降低了7.8%。总体上，方钢管试件延性的变化较圆钢管试件更为明显，且圆钢管试件的延性要明显优于方钢管试件。
取代率对两种截面形式试件延性系数的影响如图6e所示。可知，对于方钢管试件，相较于普通混凝土试件，除r=50%试件的延性下降了2.4%外，取代率为25%，75%和100%试件的延性分别上升了22%，19.9%和20.2%，延性随取代率的变化范围为-2.4%～22%；对于圆钢管试件，相较于普通混凝土试件，取代率为25%，50%，75%和100%试件的延性分别下降了12.2%，31.4%，34.9%和29.2%，变化范围为12.2%～34.9%。
a—方钢管； b—圆钢管； c—冷却方式； d—温度的影响； e—取代率的影响。 —r=0%； —r=25%； —r=50%； —r=75%； —r=100%； —方400 ℃； —方钢管、600 ℃； —圆钢管、400 ℃； —圆钢管、600 ℃； --
---方钢管； --
---圆钢管。
图6 延性
Fig.6 Ductility
总体上，随着取代率的增加，方钢管试件的延性增大，圆钢管试件的延性减小。
3.4 能量耗散
不同取代率下方钢管和圆钢管试件的耗能系数随温度变化曲线如图7a、图7b所示。可知，对于方钢管试件，温度T和取代率r对试件耗能的影响均较显著，对于圆钢管试件，温度T对试件耗能的影响较大，而取代率r对试件耗能的影响则较小。
a—方钢管； b—圆钢管； c—冷却方式； d—温度的影响； e—取代率的影响。 —r=0%； —r=25%； —r=50%； —r=75%； —r=100%； —方钢管、400 ℃； —方钢管、600 ℃； —圆钢管、400 ℃； —圆钢管、600 ℃； -----方钢管； -----圆钢管。
图7 耗能
Fig.7 Energy dissipation
不同冷却方式对试件耗能的影响如图7c所示。可知，与自然冷却相比，喷水冷却后试件的耗能能力有所提高，T=400 ℃时，方钢管的耗能系数增加了1.4%，圆钢管增加了8.5%；T=600 ℃时，方钢管的耗能系数增加了3.9%，圆钢管试件耗能系数不变，由此可以看出，方钢管试件耗能能力受冷却方式影响较大。
图7d为温度T对试件耗能系数的影响，由图可见，与常温下试件相比，当温度T为200，400，600，800 ℃时，方钢管试件的耗能系数分别增大了12.8%，11.3%，10.7%和20.2%，变化范围为10.7%～20.2%，圆钢管试件的耗能系数分别增大了7.6%，12.7%，11.1%和6.1%，变化范围为6.1%～12.7%。由此可知，随着温度T的变化，方钢管试件耗能的变化较圆钢管试件更为显著。
取代率对两种截面形式试件耗能系数的影响如图7e所示。可见：对于方钢管试件，与普通混凝土试件相比，取代率增加，试件的耗能能力变强，取代率为25%，50%，75%和100%试件的耗能系数分别提高了5%，1.1%，5.5%和5%，对于圆钢管试件，取代率增加，试件的耗能能力却减弱，取代率为25%，50%，75%和100%试件的耗能系数分别降低了1.4%，3.6%，5.2%和6.4%。
综上所述，取代率的增大，提升了方钢管试件的耗能能力，却削弱了圆钢管试件的耗能能力。
4 结束语
1)高温喷水冷却后钢管再生混凝土试件轴压破坏过程和高温后钢管再生混凝土相似，历经弹性、弹塑性和塑性三个阶段，试件的最终破坏形态为腰鼓状破坏。
2)当采取不同的冷却方式时，对比两种截面形式钢管的力学性能发现，方钢管试件的初始轴压刚度和耗能能力受冷却方式的影响更显著，而圆钢管试件的承载力和延性受冷却方式的影响更显著。
3)随着温度T的不断升高，方钢管试件承载力退化、延性变化及耗能能力变化较圆钢管试件相比更为显著；当T≤200 ℃时，方钢管试件的初始轴压刚度退化比圆钢管试件的显著，当T>200 ℃时，随着温度的升高，圆钢管试件的初始轴压刚度退化较方钢管试件的更显著。
4)方钢管试件承载力受取代率r的影响比圆钢管试件显著，圆钢管试件初始轴压刚度受取代率r的影响比方钢管试件略大一些。且随着取代率r的增大，方钢管试件的延性系数和耗能系数增大，而圆钢管试件的延性系数和耗能系数却减小。
[1]韩林海. 钢管混凝土结构：理论与实践[M]. 3版.北京: 科学出版社, 2016.
[2]肖建庄.再生混凝土[M].北京: 中国建筑工业出版社,2008.
[3]陈宗平, 张士前, 王妮. 钢管再生混凝土轴压短柱受力性能的试验与理论分析[J]. 工程力学, 2013, 30(4): 107-114.
[4]柯晓军, 陈宗平, 薛建阳. 方钢管再生混凝土短柱轴压承载性能试验研究[J]. 工程力学, 2013, 30(8): 35-41.
[5]张向冈, 陈宗平, 薛建阳. 钢管再生混凝土轴压长柱试验研究及力学性能分析[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(9): 12-20.
[6]杨有福,侯睿. 高温后钢管再生混凝土短柱的理论分析与试验研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2012, 32(1): 71-76.
[7]吕学涛, 杨华, 张玉琢. 高温作用后圆钢管钢筋混凝土轴压短柱力学性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2015, 36(2): 133-141.
[8]陈宗平, 周文祥, 薛建阳. 高温后方钢管再生混凝土偏压柱受力性能试验[J]. 工业建筑, 2014, 44(11): 25-31.
[9]陈宗平, 经承贵, 薛建阳. 高温后圆钢管再生混凝土偏压柱力学性能研究[J]. 工业建筑, 2014, 44(11): 19-24.
[10]陈宗平, 梁厚燃, 王汉鹏. 圆或方钢管再生混凝土构件高温损伤对比分析[J]. 工业建筑, 2019, 49(3): 160-166.
[11]YANG Y F, HOU R. Experimental Behaviour of RACFST Stub Columns After Exposed to High Temperatures [J]．Thin-Walled Structures, 2012, 59(5): 1-10.
[12]LI W G, LUO Z Y , TAO Z, et al. Mechanical Behavior of Recycled Aggregate Concrete-Filled Steel Tube Stub Columns After Exposure to Elevated Temperatures [J]. Construction and Building Materials, 2017，146(8): 571-581.
[13]黄宏, 郭晓宇, 陈梦成. 圆钢管再生混凝土轴压短柱对比试验研究[J]. 建筑结构, 2016, 46(4): 34-39，49.