双空间钢构架混凝土组合柱复合受扭性能试验研究

2022-05-07张宇阳唐兴荣

广西大学学报（自然科学版） 2022年1期

张宇阳,唐兴荣

(苏州科技大学土木工程学院, 江苏苏州 215011)

0 引言

空间钢构架是由角钢和缀条焊接而成的一种空间轻钢结构，具有一定的抗弯、抗剪、抗扭刚度和承载力，将空间钢构架替代普通绑扎钢筋骨架形成空间钢构架混凝土结构或构件。已有的研究表明[1-6]，在轴向荷载的作用下，空间钢构架对核心混凝土具有一定的约束作用，使混凝土处于三向受压状态，能够提高混凝土结构或构件的承载能力和变形性能。同时，课题组开展了系列空间钢构架-钢骨混凝土组合柱轴心受压、偏心受压性能的试验研究[7-13]，研究表明，在空间钢构架混凝土柱中内埋钢骨(圆钢管、方钢管、型钢、空间钢构架)可进一步提高空间钢构架混凝土柱的受力性能和变形能力。空间钢构架混凝土柱在低周反复荷载作用下的抗震性能试验研究表明，与普通钢筋骨架混凝土柱相比，空间钢构架混凝土柱具有更好的抗震、延性性能[14]。空间钢构架作为一种空间轻钢结构，具有一定的抗扭刚度和抗扭承载力，空间钢构架混凝土柱对抗扭是有利的，文献[15]对空间钢构架混凝土梁的纯扭性能进行了试验研究，研究表明空间钢构架混凝土梁的受扭性能大体上与腹杆的体积配箍率的提高而增大。但目前对空间钢构架混凝土柱的压-弯-剪-扭复合作用下的受力性能的研究缺乏[16-21]，开展对空间钢构架混凝土柱在压-弯-剪-扭复合作用下的受力性能研究有其必要性。

为了研究这种新型钢-混凝土组合柱在压-弯-剪-扭复合作用下的受扭性能，以轴压比、内、外空间钢构架缀条的体积配箍率等为设计参数，进行6根双空间钢构架混凝土组合柱试件在轴力、弯矩、剪力和扭矩复合作用下的静力试验，对双空间钢构架混凝土柱在复合受扭作用下的破坏形态、开裂扭矩、扭矩-扭率曲线等受扭性能进行分析。另外，基于试验研究提出双空间钢构架混凝土复合受扭柱的开裂扭矩的计算公式，以期为在实际工程中的应用提供技术支撑。

1 试验概况

双空间钢构架混凝土柱是在空间钢构架混凝土柱中内埋空间钢构架所形成的组合柱，是一种新型的钢-混凝土组合柱,双空间钢构架混凝土柱截面如图1所示。

1.1 试件设计

以轴压比、外侧空间钢构架缀条体积配箍率ρsv1、内侧空间钢构架缀条体积配箍率ρsv2等为设计参数，设计了6根双空间钢构架混凝土组合柱，其中，试件SSFCC1和SSFCC2研究不同轴压比的影响，试件SSFCC1、SSFCC3、SSFCC4通过改变内埋空间钢构架缀条间距来研究不同ρsv2对复合受扭性能的影响，试件SSFCC1、SSFCC5、SSFCC6通过改变外侧空间钢构架缀条间距来研究不同ρsv1对复合受扭性能的影响。本次试验控制扭弯比T/M为1∶1不变，各试件的截面尺寸均相同，外侧空间钢构架混凝土截面尺寸b×h(b、h为外侧角钢外表面之间距离)均为270 mm×270 mm，内侧空间钢构架混凝土截面尺寸(b1×h1)(b1、h1为内侧角钢外表面之间的距离)均为160 mm×160 mm，柱高度H均为900 mm，水平力作用点至柱固端截面的距离a为820 mm。组合柱试件下端为固定端，并采用几何尺寸为500 mm×450 mm×1 200 mm的基础来模拟，上端为自由端，为防止在复合受扭试验过程中柱端混凝土被压碎，在柱顶部位置焊接了一个300 mm×300 mm×10 mm的钢帽。各试件的设计参数和配筋见表1，各试件几何尺寸和配筋如图2所示。

表1 试件和配筋参数Tab.1 Specimen parameters and reinforcement

(a)试件配筋图

单位：mm

1.2 材料力学性能

混凝土采用商品混凝土，设计强度等级为C35，实测混凝土立方体强度平均值为31.7 MPa，棱柱体强度平均值为23.5 MPa，弹性模量为3.285×104MPa。空间钢构架的角钢、缀条均采用Q235钢，实测钢材力学性能见表2。

表2 钢材力学性能Tab.2 Mechanical properties of steel

1.试件；2.水平分配钢梁；3.1 000 kN伺服作动器；4.反力墙；5.1 500 kN液压千斤顶；6.竖向加载架图3 加载装置Fig.3 Test setup

1.3 加载装置

试验加载装置如图3所示。试件轴向力通过竖向液压千斤顶施加，试件弯矩-剪力-扭矩通过水平钢梁和固定在反力墙上的水平作动器施加，实现轴压-弯矩-剪力-扭矩的加载。为了使试件由扭矩引起的转动、弯矩引起的水平侧移不受限制，竖向液压千斤顶与试件顶部通过“推力滚动轴子”连接，同时竖向千斤顶还可通过滑块沿着导轨在水平方向进行滑动。水平作动器一端通过球铰连接在反力墙上，另一端通过球铰与加载梁相连。扭弯比T/M=1不变，水平作动器距柱轴线的水平距离(l=a)为820 mm。

1.4 加载制度

竖向荷载采用1 500 kN液压千斤顶分2次施加，先施加设计荷载50%的竖向荷载，稳定后再加载至设计荷载100%。试件SSFCC2轴压力加载值750.000 kN(实际轴压比为0.316)，其余试件轴压力加载值均为515.625 kN(实际轴压比为0.217)。水平荷载采用1 000 kN电液伺服作动器按位移控制单调加载，加载制度见表3。

表3 加载制度Tab.3 Loading system

1.5 量测内容及测量方法

试验测量主要内容及测量方法如下。

① 试件破坏现象观测。记录试件开裂、屈服、峰值及极限等特征点的破坏现象。

② 电液伺服作动器的水平力P及相应位置的水平位移δ。采用MTS系统自动采集。同时为了比较，在水平分配钢梁电液伺服作动器作用点位置布置一个YHD400电测位移计测量其水平位移(δ)。

根据电液伺服作动器水平力P数值，可以得到作用于试件顶部的扭矩T=P×l(l为力臂，取820 mm)和水平剪力V=P。

③ 轴向压力N。采用1 500 kN液压千斤顶和稳压控制系统施加。

④ 试件控制截面的扭转角θT。在试件a/3、2a/3及a位置各对称布置2个YHD200位移计测定截面的扭转角，位移计布置如图4所示。由图4(b)几何关系可得截面扭转角

(1)

式中：LAB为同一平面内2个电测位移计的间距；h为试件的截面高度；δA、δB分别为2电测位移计实测的水平位移值。

(a)位移计布置示意

⑤ 试件加载点位置水平位移δc。在试件a位置对称布置两个YHD200位移计测定其水平位置值δc。由图4(b)几何关系可得

(2)

⑥ 试件控制截面外侧、内侧空间钢构架角钢(弦杆)、缀条(箍筋)的应变。在试件约h/3以下外侧、内侧空间钢构架的角钢、缀条上粘贴应变片以测得加载过程中角钢和缀条的应变变化规律。

2 试验结果与分析

2.1 破坏现象描述

图5 试件侧面及角钢编号Fig.5 Specimen side andangle steel number

以试件SSFCC1为例予以描述。为了方便起见，对试件侧面及角钢进行编号，试件侧面及角钢编号如图5所示，图5中A面表示剪力叠加面，B面表示弯曲受压面，C面表示剪力相减面，D面表示弯曲受拉面。

当位移控制加载至5.47 mm(此时P=34.44 kN)时，在剪力叠加面(A面)从下往上第2和第3条缀条间混凝土中间出现第一条斜向裂缝，此时对应的扭矩(Tcr)为23.85 kN·m。当加载至8.20 mm(此时P=43.9 kN)时，A面的第5和第6条缀条间混凝土出现裂缝，D面的第2和第3条缀条之间的混凝土也出现斜裂缝。当加载至10.93 mm(此时P=51.63 kN)，B面的第3条和第4条缀条间混凝土和C面的第5条和第6条缀条间混凝土相继出现裂缝。之后，随着位移控制加载的增加，4个面的混凝土不断出现斜向裂缝，先出现的裂缝宽度不断增加，裂缝方向大体一致，与竖直方向大致成45°角，整体上呈空间螺旋状。

A面 B面 C面 D面图6 试件SSFCC1的最终破坏形态Fig.6 Final model of failure for specimen SSFCC1

当加载至41 mm(此时P=108.85 kN)时，1号、5号角钢在D面的测点应变达到其屈服应变εy，此时各个侧面的混凝土开始出现剥离现象，A面较为明显。当加载至68.34 mm(此时P=131.23 kN)时，位于弯曲受拉侧D面的1、4、5、8号角钢上的测点应变均已达到屈服应变，A面外侧空间钢构架第3条缀条上的测点应变也达到其屈服应变εyv，此时A面和B面的混凝土开始轻微脱落，但仍有细微裂缝不断出现，先出现的裂缝宽度继续增大。当加载至95.67 mm (此时P=137.05 kN)时，各个面的混凝土均出现脱落现象，大部分角钢上的测点应变均已达到屈服应变，位于A面的缀条上的测点应变都达到屈服应变。当加载至109.34 mm(此时P=139.32 kN)时，A面、B面中下部和D面斜向裂缝间的混凝土逐渐被压溃并脱落。之后随着位移的增加，A面的缀条扭成S型，第3条缀条靠近受拉侧角钢的位置从下往上被剪断，A面、B面中下部和D面混凝土都被压溃并基本退出工作，试件的变形较大，但荷载-位移曲线仍未出现下降段，说明双空间钢构架混凝土组合柱具有较好的受扭性能。当位移控制加载至191.34 mm(此时P=161.91kN)时，试件柱顶截面的最大扭转角θT，max=10.916 2°，试件最大位移角(δc/a)max=1/20.47，变形已超出系统量程，试验结束。试件SSFCC1最终破坏形态如图6所示。

各试件的破坏现象和最终的破坏形态基本相同，均为扭转破坏。首先在剪力叠加面出现斜裂缝，随着位移控制加载的增大，形成空间螺旋斜裂缝，外侧空间钢构架(角钢和缀条)的屈服均要先于内侧空间钢构架(角钢和缀条)的屈服，在内、外侧空间钢构架之间的混凝土斜压杆压碎、脱落后，试件截面扭转角显著增大，抗扭承载力增幅减小，且扭矩与扭率基本呈线性增大，此时扭矩主要由外侧空间钢构架、内侧空间钢构架混凝土截面承担。

2.2 试件扭矩-扭率曲线

扭率θ为柱顶截面的扭转角θT与截面至试件固端距离a的比值，即θ=θT/a。在压-弯-剪-扭复合作用下，各试件的扭矩-扭率(T-θ)曲线如图7所示。

图8 扭矩-扭率(T-θ)曲线Fig.8 Torque-torsion rate (T-θ)curve

各试件的扭矩-扭率曲线如图8所示，由图8可以看出各试件的受力过程大致分为以下4个阶段：

① 特征点A为试件开裂扭矩及对应的截面扭率(Tcr，θcr=θT,cr/a)，OA阶段试件T-θ曲线大致呈线性关系，试件基本处于弹性工作阶段。试件主要通过截面上混凝土的剪应力来抵抗扭矩，第1条斜裂缝发生在剪力叠加面外侧空间钢构架中部缀条间的混凝土处。

② 特征点B为试件剪力叠加面或弯曲受拉面外侧空间钢构架角钢及缀条屈服时的扭矩及对应的截面扭率(Ty1，θy1=θT,y1/a)。AB段，随着斜裂缝的发生和发展，混凝土的抗扭刚度降低，试件的T-θ曲线不再呈线性关系，试件主要由空间钢构架上产生的环形剪力流来抵抗扭矩，扭矩增长较慢，而其扭率增长速率加快，内埋空间钢构架外侧混凝土表面逐渐形成螺旋形空间斜裂缝，外侧空间钢构架和内外侧空间钢构架之间混凝土斜压杆组成的空间结构共同抵抗扭矩作用，此时，内侧空间钢构架的抗扭作用不明显。随着部分混凝土斜腹杆逐渐退出工作，内、外侧空间钢构架抵抗外扭矩的作用逐渐增大。随着扭矩的继续增大，外侧空间钢构架的弦杆(角钢)和腹杆(缀条)开始进入塑性状态，试件的扭转变形已较为明显，AB段试件处于弹塑性工作阶段。

③ 特征点C为试件剪力叠加面或弯曲受拉面内侧空间钢构架角钢和缀条屈服时的扭矩及对应的截面扭率(Ty2，θy2=θT,y2/a)，BC段，试件内埋空间钢构架外侧混凝土斜腹杆压碎，基本退出工作，主要由外侧空间钢构架及内侧空间钢构架混凝土共同抵抗扭矩作用，使试件的扭矩及相应的截面扭转角仍能够增大，但扭矩的增幅不大，T-θ曲线大致呈线性关系。

④ 特征点D为试件极限扭矩及对应的截面扭率(Tu，θu=θT,u/a)。CD段，试件主要由内、外空间钢构架上产生的环形剪力和内侧空间钢构架核心混凝土截面剪应力流来抵抗扭矩，内侧空间钢构架逐渐进入塑性状态，扭矩增长较慢，而其截面扭率增长速率加快，T-θ曲线大致呈线性关系。

各试件主要试验结果见表4。

表4 主要试验结果Tab.4 Main test results

2.3 试件剪力-位移曲线

在压-弯-剪-扭复合作用下，各试件的荷载-水平位移(V-δc)曲线如图9所示。位移控制加载δ/a=1/6时各试件的主要试验结果见表5。

(a)不同轴压比 (b)不同内侧空间钢构架缀条间距 (c)不同外侧空间钢构架缀条间距

表5 在δ/a=1/6时各试件主要试验结果Tab.5 Main test results of each specimen atδ/a=1/6

由图9和表5可见：

① 除试件SSFCC4外，当位移控制加载δ/a=1/6时，各试件的位移角δc/a接近1/30;

② 其他条件相同，随着轴压比、内侧或外侧空间钢构架体积配箍率则增大，试件的水平剪力、扭矩增大，试件的扭率、位移角提高。

2.4 开裂扭矩分析

本次试验观测表明，初始斜裂缝均发生在剪力叠加面的中部范围，是由扭矩和剪力产生的剪应力和轴压力产生的压应力相叠加形成的主拉应力达到混凝土的抗拉强度而引起的。图10给出了复合受扭作用下各试件的开裂扭矩与轴压比、内侧、外侧空间钢构架缀条体积配箍率之间的关系。

(a)轴压比 (b)内侧空间钢构架体积配箍率 (c)外侧空间钢构架体积配箍率

① 由图10(a)可见，其他条件相同，试件的开裂扭矩随轴压比的增大而提高，而斜裂缝的倾斜角度随轴压比的增大而减小。原因主要是轴向压力抑制了斜裂缝的开展，抵消了部分由扭转引起的拉应力。

② 由图10(b)和图10(c)可见，其他条件相同，试件的开裂扭矩随着内侧、外侧空间钢构架缀条间距的减小(缀条体积配箍率ρsv2、ρsv1增大)而提高。这是由于内侧、外侧空间钢构架缀条间距减小，对内、外空间钢构架之间混凝土的约束作用提高，因此开裂扭矩增大。

2.5 受扭承载力分析

图11—图13分别给出了位移控制加载δ/a分别为1/20、1/10和1/5时，各试件承受的扭矩与轴压比、内、外空间钢构架缀条体积配箍率之间关系。

图11 各试件承受的扭矩与轴压比的关系(T-n)Fig.11 Relations between torqueand axial compression ratio(T-n)

图12 各试件承受的扭矩与内侧空间钢构架体积配箍率关系(T-ρsv2)Fig.12 Relations between torque and thehoop ratio of inner spatial steel frame(T-ρsv2)

图13 各试件承受的扭矩与外侧空间钢构架体积配箍率(T-ρsv1)关系Fig.13 Relations between torque andhoop ratio of outer spatial steel frame(T-ρsv1)

由图11—图13可见，在扭弯比T/M=1时，

① 其他条件相同，轴压比越大，试件承受的扭矩越大。由于轴向压力延缓了复合受扭试件的空间螺旋裂缝的发生和发展，因此提高了试件承受的扭矩，同时，在轴向荷载作用下，内、外空间钢构架对混凝土具有一定的约束作用，轴压比越大，这种约束作用增强，试件承受的扭矩提高。

② 其他条件相同，随着内侧空间钢构架缀条体积配箍率ρsv2的增大，试件承受的扭矩提高，且在加载后期，承受的扭矩提高的幅度更大，其原因主要是在轴向荷载作用下，内侧空间钢构架缀条体积配箍率越大，空间钢构架对核心混凝土的约束作用越大。

③ 其他条件相同，随着外侧空间钢构架缀条体积配箍率ρsv1的增大，试件承受的扭矩提高。但其提高的程度不显著。主要原因是螺旋斜裂缝的发生和发展以及混凝土斜压杆压碎、脱落，减弱了外侧空间钢构架对核心混凝土的约束作用。

2.6 扭转角沿柱高的变化规律

图14给出了在不同荷载等级下，试件SSFCC1扭转角沿柱高的分布，图中转角的截面位置离基础顶面距离分别为a/3、2a/3和a(a为剪力作用点至基础顶面的高度，a=820 mm)，每一条折线表示同一级荷载下各截面扭转角的实测值。

图14 试件SSFCC1扭转角沿柱高的分布Fig.14 Distribution of torsion angle alongcolumn height of specimen SSFCC1

由图可见：在相同荷载等级作用下，靠近试件顶部(a)处，截面扭转角数值较大，相邻荷载等级之间，截面扭转角增加幅度基本相同；当位移加载δ/a≤1/10时，扭转角三点连线接近直线，此时扭转角沿柱高呈线性分布。当位移加载δ/a>1/10时，三点连线出现折角，且随着加载等级的增大，转折角越来越明显。靠近试件顶部(a)处，截面扭转角变化较大，这是由于所受固端支座约束小，且此时内外空间钢构架之间混凝土逐步退出工作，空间钢构架弦杆进入屈服，变形加快，因此截面扭转角增速较大；靠近试件根部(a/3)处，截面扭转角变化相对较小，这是由于受到基础固定端支座的约束影响的缘故。