嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土中长柱轴压性能

李俊华，李 鲲，杜国锋

(长江大学城市建设学院，荆州 434023)

中外对于建筑材料的研究与探索在不断推进，在众多建筑材料中，钢管混凝土适用范围相当广泛，因其承载力高、塑性韧性好，在建筑行业应用广泛，阿里甫江·夏木西等[1]对配筋钢管混凝土和钢管混凝土进行数值模拟以阐明含钢率对构件的力学特性的影响规律；杨晓杰等[2]归纳总结了短住轴压承载力理论计算公式，并采用有限元软件ABAQUS对不同壁厚钢管混凝土短柱进行轴心受压模拟；郑博等[3]和许成祥等[4]对不同形式的框架梁与方钢管混凝土柱节点处的力学性能展开了分析。但是，在很多方面钢管混凝土也具有不可避免的缺陷，因此对钢管混凝土结构的优化与重设计也成为了钢管混凝土行业内的研究方向，有不少专家和学者对其进行探索与讨论。Li等[5]、陶忠等[6]、Guo等[7]、史艳莉等[8]、Wang等[9]通过研究不同形状的中空夹层钢管混凝土结构在轴向和斜向压力下的受力特点，发现中空夹层钢管混凝土具有较高的延性和承载力；邓旭辉等[10]、丁发兴等[11]、李佳奇等[12]、何媛媛等[13]分别探究了中空夹层钢管混凝土结构在近爆作用下、带拉筋的情况下和高温作用中的各项性能。但是中空夹层钢管混凝土含钢量比较高，节点制作困难，且中空部分钢管容易锈蚀，严重限制了其在工程中的应用。娄晨光等[14]、赵昕[15]、曹玉娟等[16]为了充分利用钢材和混凝土两种材料在其张拉过程中的黏接和组合，提出了一种新型离心式钢管混凝土结构，在双层钢管混凝土柱的基础上解决了内钢管锈蚀的问题，但是在制作与加工过程中，因其对于两种材料黏结力的要求较高，在材料的选用、施工工艺及混凝土养护等方面均有严格要求，基于各方面的限制，该种构件在工程上的大范围的推广受到了限制。

基于钢管混凝土柱保证其承载力的前提下又达到替代部分混凝土的目的，考虑在混凝土内部放置空心不锈钢球，既可以节能，又使空心不锈钢球对混凝土有良好的支撑作用，而混凝土包裹着空心不锈钢球，外部钢管同时具有约束作用，因此现提出嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土柱这种新型结构。研究长细比和空心率对其力学性能的影响，并设计4根钢管混凝土柱与之进行对比，为实际工程提供参考。

1 试验概述

1.1 试件设计

试验研究目的是分析长细比、空心率等参数对嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土中长柱轴压力学性能的影响，根据试件的高度、放置空心不锈钢球数量，试件分为4组，每组4个试件，在这些试件中选取1个作为对比试件，共计16个。嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土柱代号为HSC(hollow concrete filled steel tubular column)，空心不锈钢球每隔200 mm放置1个(空心不锈钢球的厚度为1 mm)，基本沿试件轴心布置；钢管混凝土柱代号为SC(concrete filled steel tubular column)。试件编号及设计参数如表1所示。

1.2 试件制作

首先，将钢管加工成设计长度并磨平钢管两端切口，用5 mm厚的方形底板与钢管一端焊接，从另一端灌注混凝土。SC试件浇筑时，利用分层浇筑的方法，将振捣棒插在混凝土中振捣，当混凝土密实后停止振捣。浇筑HSC试件时，用钢丝穿过方形底板的几何中心，并且每隔200 mm连接一个空心不锈钢球，然后灌注混凝土，振捣密实后停止。混凝土养护完成后，用纯水泥抹平柱端截面，并焊接顶盖板。

1.3 试件材料性能

选择Q235钢材，直径219 mm，壁厚3.5 mm的无缝钢管，制作标准试件进行实验，标准试件的材料性能参数如表2所示。在制作混凝土构件时，留下3个混凝土立方体试块，与钢管混凝土柱保持在相同条件下进行养护。当养护后达到一定强度时，对混凝土进行抗压强度试验，得到3个混凝土样品的平均抗压强度fcu=21.14 MPa。

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

表2 钢管材料性能Table 2 Material properties of steel pipe

1.4 加载及测量装置

试验在长江大学结构实验中心进行，实验设备包括5 000 kN压力实验机，DH3816静态应变采集箱，试验装置如图1所示。SC试件在其半高处布置一个应变花，在另一侧对称布置。在HSC试件距上下端200 mm处各布置一个纵向应变片，然后每间隔100 mm布置一个应变片测量钢管表面应变。以高度1 200 mm试件为例展示了内部空心不锈钢球位置及钢管外部应变片布置，如图2所示。压力机底板下方设有位移计用于测量试件的轴向变形。在试件安装时，使试件上下端部与底板的中心对齐。试验采用分级加载的方式，即每步加载100 kN，直至达到预期极限荷载的80%；达到80%后，每步加载50 kN，每步停留时间为2 min，随着极限荷载的接近，降低加载速度，并连续记录应变片数值，直至试件损坏。

1.5 试验现象

试验按照长细比分为4组试件，长细比λ分别为14.6、18.3、21.9、27.4。试样破坏时在中上部有弯曲损伤，且在平面内弯曲。将试样分为4个不同的长细比等级，由于长细比不同，试验在加载过程中产生的现象也不同。长细比为14.6、18.3的试件均出现了外部钢管局部鼓曲的现象，且跨中挠度较小，有明显的核心混凝土剪切破坏的形态，加载过程中，SC-1[图3(a)]试件的上部和下部首先出现轻微鼓曲，随着外荷载的进一步增大，SC-1[图3(a)]试件的外钢管壁向外凸出，跨中挠度增大；HSC-1[图3(a)]柱子整体出现倾斜；HSC-4[图3(b)]试件上部挤压变形严重。长细比21.9的4个试件[图3(c)]破坏之后其中上部发生明显倾斜,其破坏形态呈现上部混凝土的剪切型破坏，在试验过程中均能听到轻微的炸裂声，而且随着混凝土的断裂荷载呈现陡降趋势，上端挠度突然急剧增大，纵向位移也同时增加。长细比27.4的试件SC-3[图3(c)]和HSC-9[图3(c)]破坏时外钢管没有出现明显的剪切滑移线，只能看到钢管的上部有数条凸曲，当达到极限状态后。试件跨中挠度急剧增加，纵向位移增大，试件未出现明显的局部凸曲现象，属于典型的弹塑性失稳破坏。

图1 试验装置Fig.1 Experimental setup

图2 空心不锈钢球位置及应变片布置Fig.2 Position of hollow stainless steel balls and arrangement of strain gauges

图3 试件破坏状况Fig.3 Failure condition of specimens

HSC试件与SC试件的损伤形态基本相同，但HSC试件在达到极限承载力后荷载陡降的趋势较大。

2 试验结果与分析

2.1 荷载-位移曲线

图4和图5分别为不同空心率和不同长细比状态下试件的荷载-位移曲线。

由图4、图5可知，柱的侧向挠度从加荷开始就逐渐发展。在图4中分别绘制了空心率为0、4%、8%、12%试件的荷载-位移曲线，图中曲线看出：SC试件的承载力最高，当φ=4%、8%时，4组试件的承载力下降幅值接近，当φ增加至12%，试件极限承载力，下降明显。可见，在一定限度内，空心率对其极限承载力影响相似。从总体上说，φ越大，试件的初始刚度和极限承载力越小。对荷载-位移曲线的下降段，空心率的变化仅产生了微小的影响，且对其轴向压缩位移的影响也不大，说明试件刚度退化比较缓慢。

图5中绘制了长细比λ=14.6、18.3、21.9、27.4试件的荷载-位移曲线，由图5可知，当空心率φ较小时，长细比λ在一定范围内对于试件承载力的影响并不显著；当λ=27.4时，4组试件的承载力明显下降。4组试件的初始斜率基本相同，其峰值荷载随着λ的增加逐渐降低，峰值荷载Nu后，试件下降的斜率不尽相同，并且在φ相同的条件下，λ不同的试件轴向压缩位移也不同，λ越小的试件其轴向压缩位移越小。

2.2 荷载与钢管应变的关系

图6是λ=21.6试件的荷载-应变曲线，其代表等效应变，以受压为负，受拉为正，6点、26点为试样两侧钢管的纵向应变，7点、25点为试样两侧钢管的环向应变。

由图6可知，在整个加载过程中，纵向、环向应变与荷载的变化关系是随荷载增大而变大。在加载前期SC-3和HSC-7试件应变增大比较迟缓，而在后期则增大较迅速。这是因为在加载初期，钢管与混凝土、混凝土与空心不锈钢球之间没有互相约束；在加载后期，钢管与混凝土之间以及混凝土与空心不锈钢球之间产生相互作用力，混凝土纵向挤压钢管，使应变增加。随着空心率φ的增加，内置的空心不锈钢球体积的增大，空心不锈钢球和混凝土二者都会直接或者间接纵向挤压钢管，所以这也就是产生HSC-8、HSC-9试件的应变一直保持快速增长的趋势的原因。

图4 不同空心率试件的荷载-位移曲线Fig.4 Load displacement curves of specimens with different hollow ratio

图6 试件SC-3、HSC-7、HSC-8和HSC-9荷载-应变曲线Fig.6 Load strain curves of SC-3,HSC-7,HSC-8 and HSC-9

2.3 试件参数对轴压承载力的影响

图7、图8分别为不同空心率和不同长细比的试件轴压承载力对比图。

HSC构件的空心率φ和长细比λ计算公式分别为

(1)

(2)

式中：L为试件的计算长度；d为组合截面的直径；n为空心不锈钢球的个数；r1为空心截钢球半径；r2为组合面半径；h为钢管高度。

计算所得的HSC试件长细比λ在14.6～27.4，试件空心率φ在4%～12%。综合比较图7、图8发现，空心率对试件的极限承载力影响更大。

由图7可知，当φ由0上升到4%时，4组试件的轴压承载力下降幅度在15%左右；当φ增加到8%时，4组试件的轴压承载力下降幅度约17%，说明在一定范围内φ的增大对轴压承载力的影响不是很大；当φ达到12%时，试件的轴压承载力下降明显，相较于SC构件，下降幅度在34%左右，所以在实际工程中该种构件不适用于承重结构中。

图7 不同空心率试件的轴压承载力Fig.7 Axial bearing capacity of specimens with different hollow ratio

图8 不同长细比试件的轴压承载力Fig.8 Axial bearing capacity of specimens with different length to slenderness ratio

由图8可知，4组柱状图的下降趋势基本相似。当λ从14.6增加到18.3时，SC试件的下降幅度为5%；HSC-1和HSC-2的极限承载力下降均在2%左右；HSC-3试件的极限承载力下降幅度上升到了15%。当λ增加到21.9时，各组试件的极限承载力变化幅度和λ=18.3的试件相近，由此可知，无论是SC试件还是HSC试件，当λ在18.3～21.9范围时，对极限承载力的影响相近。λ增加到27.4时，轴压承载力的变化在11.67%～17.25%。由此可知，长细比λ对空心率φ越高的试件影响越大。

3 嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土轴压中长柱轴心受压稳定承载力

3.1 极限受压承载力验算

钢管混凝土柱的极限抗压能力参照《钢管混凝土结构技术规程》(GB 50936—2014)来计算，公式为

Nu=φ0N0

(3)

式(3)中：φ0为轴压构件稳定系数；N0为钢管混凝土柱轴心受压承载力设计值。

N0=Ascfscy

(4)

式(4)中：Asc为组合截面面积；fscy为钢管混凝土轴心受压强度指标。

对于圆形截面，fscy计算公式为

fscy=(1.14+1.02ξ)fck

(5)

式(5)中：fck为混凝土轴心抗压强度标准值；对于圆形钢管混凝土柱，约束效应系数ξ=1.1。

根据《钢管混凝土结构设计与施工规范》(CECS 28—2012)，钢管混凝土柱的稳定系数φ0的计算公式为

(6)

利用式(3)～式(6)对SC试件进行受压承载力验算，其中钢材的实测屈服强度fs=235 MPa，立方体试件实测抗压强度为21.14 MPa，经计算分别得到4个钢管混凝土构件SC-1、SC-2、SC-3、SC-4的试验值如表3所示，由此看出，钢管混凝土柱承载力实测值与计算所得到的理论值接近。4个试件的最小相对误差为0.87%，最大相对误差为6.9%，由此可以证明本次试验的结果的可靠度较高。

表3 钢管混凝土柱极限受压承载力计算结果Table 3 Calculation results of ultimate compression bearing capacity of concrete filled steel tubular columns

3.2 嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土构件极限受压承载力分析与计算

目前，针对嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土中长柱极限受压承载力的研究尚少，在钢管混凝土柱极限受压承载力的基础上引入空心率φ，通过对图7中的试验数据进行曲线拟合，得到嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土构件的极限受压承载力NHSC与空心率φ的关系为

NHSC=456+0.663Nu-2.46×104×φ2

(7)

对比NHSC的实测值和计算值可以看出,如图9所示，两者比较接近，吻合良好。

图9 回归方程结果与试验结果的比较Fig.9 Comparison of regression equation results and experimental results

4 结论

通过12根HSC试件和与之对比的4根SC试件轴心受压承载力试验，研究两种试件的轴心受压力学性能。根据相关规范，给HSC试件的承载力计算方法提出了建议，并得出以下结论。

(1)试件极限受压承载力均随空心率的增加而减小。当空心率由0分别增加至4%、8%、12%时，4组同高度的中长柱极限荷载下降幅度均在15%、17%、34%左右，说明空心率对试件承载力影响很大。

(2)试件极限受压承载力随着长细比的增大而减小，当长细比小于18.3时，长细比参数对HSC试件极限承载力的影响略小。

(3)通过试验结果，参考相关规范，提出了嵌入空心不锈钢球的钢管混凝土构件的承载力计算公式，可以为检测到空心的钢管混凝土柱承载力计算提供一定有价值的参考，并为该种构件应用于非承重结构中奠定了基础。