环状钢骨-钢管混凝土柱轴压性能试验研究

2022-11-07谢洪平贾振宏罗柯镕李布辉

西安建筑科技大学学报（自然科学版） 2022年4期

谢洪平，贾振宏，韩超，朱姣，罗柯镕，李布辉

(1.国网江苏省电力有限公司建设分公司，江苏南京 210011；2.中国能源建设集团江苏省电力设计院有限公司，江苏南京 211102；3.东南大学土木工程学院，江苏南京 211189)

近年来，随着国民经济的迅猛发展、国家电网不断升级、“新基建”的推进，特高压输电线塔、大跨越输电工程等项目逐渐增加，部分输电工程甚至要跨越山川河流.跨越塔作为输电工程的中心枢纽，必将对其在结构性能上提出严峻挑战.因此，钢骨-钢管混凝土柱作为一种高强、高性能组合构件逐渐被广泛地应用在跨越塔主材中.钢骨-钢管混凝土柱是在普通钢管混凝土柱的基础之上内配钢骨而形成的一种新型组合构件[1]，内配钢骨一方面可提高钢管混凝土柱的承载力、刚度和延性，同时内部混凝土的约束作用也可防止钢骨局部发生屈曲[2].目前，内配钢骨形式种类繁多，常见的有内配钢筋、内配钢管(多重)、内配工字型钢、内配十字钢骨及内配角钢等，如图1所示.基于不同形式的内配钢骨钢管混凝土柱，国内外学者对其轴压性能展开了各自的研究，取得了一定的成果.

Kato[3]对内配型钢的钢管混凝土柱进行了轴向加载试验研究，并得到了该类型组合柱的柱子曲线.Hamidian[4]研究了内配螺旋钢筋钢管混凝土柱的轴压性能，并与普通钢管混凝土柱进行了比较，结果表明：内配螺旋钢筋钢管混凝土柱具有较高的承载和变形能力.Ebrahim[5]提出了一种内配蜂窝十字型的钢管混凝土柱并开展了轴压试验和数值模拟分析，揭示了该柱子的破坏形态、应力分布和受力机理.Mizan[6]基于纤维模型法对内配钢管的钢管混凝土柱进行了数值模拟分析，并与试验结果进行相互验证，提出了相关设计公式.

国内学者王清湘等[7-9]较早地研究了钢骨-钢管混凝土柱的工作机理、延性和极限承载力，讨论了套箍指标、配骨指标及长细比等因素对其轴压性能的影响.丁发兴等[10]采用有限元法和弹塑性法对钢骨-钢管混凝土轴压短柱的相互作用机理进行了分析并基于极限平衡理论建立了轴压短柱承载力计算公式.万城勇等[11]对13根配筋钢管混凝短柱进行了轴压试验，分析了试件的破坏特征、极限荷载和荷载-位移曲线，研究了纵筋强度、配箍率、配筋率等各参数对轴压性能的影响.查晓雄等[12]根据统一理论提出了内配异心及多层钢管混凝土柱的承载力统一公式.王军[13]基于浙江舟山500 kV联网输变电工程，系统研究了内配格构式角钢圆钢管混凝土构件的轴(偏)心受拉、轴(偏)心受压及受弯性能并提出了对应的承载力计算公式.

从上述研究可以发现，钢骨-钢管混凝土柱可充分发挥外包钢管和内填混凝土的组合作用，表现出了良好的承载能力和变形能力，但由于内配钢骨形式的不同，其力学性能各有差异，且内部钢骨往往缺少与外侧钢管的相互连接，存在定位安装困难等问题，难以应用在大管径的结构柱中.由此，本文结合江苏凤城至梅里385 m超大型跨江输电塔工程，综合设计和施工等方面因素提出了一种适用于大管径的新型环状钢骨-钢管混凝土柱，以期通过外钢管与内配钢骨对核心混凝土的双重约束作用提高组合柱整体受力性能，并通过轴压试验，对9根新型环状钢骨-钢管混凝土柱的力学性能和4根传统钢管混凝土柱开展了研究.

1 工程概况

本文背景工程为凤城至梅里长江大跨越工程，其中，跨越塔全高385 m，根部主材最大管径达到了Ø2 100×32，建成后杆塔高度将位居世界第一，如图2所示.其中，塔身117 m以下主材采用本文所提出的新型环状钢骨-钢管混凝土柱形式，三维模型及实体图如图3所示.新型组合柱以环状钢片、整体环向板以及管内纵向加劲肋而组成的环状钢骨为内配加劲件；环状钢片以圆弧形的形式均匀布置在整体环向板的四周，共计4片，每个环状钢片圆心角为45°，管内壁设有8道通长的纵向加劲肋，其中4道通过连接板与环状钢片的外伸端板进行螺栓连接，可对环状钢片及整体环向板起到约束和支撑固定作用，同时也可提高钢管的侧向刚度，防止其过早地发生屈曲.

为研究该环状钢骨-钢管混凝土柱的轴心受压性能，开展了对该类型试件的卧位轴压加载试验，通过与普通钢管混凝土柱进行比较并对长细比、整体环向板间距等参数对其承载能力的影响进行了研究，以期为此类构件在实际工程中的运用提供一定的参考依据.

2 试验概况

2.1 试件设计及制作

共设计了4个纯钢管混凝土柱和6个环状钢骨-钢管混凝土柱试件进行轴向加载试验，试件设计含钢率(含环状钢骨)约0.067，试件构造详图及有关设计参数见图4及表1.

2.2 材料性能

试件采用材料等级为C50的自密实混凝土，依据规范[14]对混凝土试块进行养护和力学性能测试，最终测定混凝土立方体抗压强度标准值为45 MPa.

试件所用钢材材料强度等级为Q420，按照GB/T228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》[15]中规定方法进行拉伸试验，可测得钢材力学性能参数如表2所示.

表2 钢材材性试验结果

2.3 加载装置及方案

由于试件几何尺寸较大、加载吨位高，为便于加载和测量，设计了1 500 t卧式轴压试验加载装置，其三维模型及实际加载装置如图5所示.

试验时分为预加载和正式加载两个阶段，正式加载时在预估极限荷载的80%前采用力荷载，而后转为位移加载，当试件变形过大或承载力下降超过极限荷载的80%时，停止加载，随后缓慢匀速卸载.试验时支座采用双向铰支座，试件可在平面内外自由旋转.

2.4 量测内容

试验量测内容主要包括：试件轴向荷载、试件轴向位移、试件侧向位移以及外钢管和内部钢骨的纵向应变和横向应变.位移计布置点位如图6所示，W5～W6监测轴向位移，W-4监测反力架变形，W-1～W-3监测竖直平面内位移，W-7～W-12监测水平面内位移.

对于CFST试件，在外钢管表面沿试件长度每间隔1/8L、沿圆周每隔90°角均匀布置纵向应变片，并在外钢管1/4L、1/2L、3/4L与纵向应变片对应位置布置横向应变片.对于SRCFT试件，外钢管与CFST同样位置布置应变片，同时在内部环状钢骨中间位置沿四周布置纵横向应变片.应变测量布置点如图7所示，图中V表示纵向应变片，T为横向应变片.

3 试验现象及破坏模式

环状钢骨-钢管混凝土柱及普通钢管混凝土柱在轴压荷载作用下基本呈现两种破坏模式.第一种破坏模式为强度破坏，第二种破坏模式为失稳破坏.

3.1 强度破坏

试件SRCFT1、SRCFT7、SRCFT8均属于强度破坏，以试件SRCFT1为例阐述其破坏过程，其余试件类似.

加载初期，试件没有发生明显变化，处于弹性范围内，如图8(a)所示；当加载至约6 900 kN时，试件内部发生一阵巨响，疑似钢管内部混凝土发生压溃；继续加载至约8 000 kN时，距固定端约20 cm处底部靠近开孔位置1处率先产生鼓曲，对面位置2处随之也产生微小变形，而后继续加载，相应鼓曲位置变形继续加大，距加载端30 cm在位置3处钢管表面出现明显“褶皱”，如图8(b)；随后加载至9 085 kN时荷载基本保持不变，轴向位移持续增加，最终破坏如图8(c)所示，从图中可以发现，试件整体未出现明显变形，柱体由于钢材和混凝土达到极限强度而破坏.

3.2 失稳破坏

除上述强度破坏试件外，其余试件为失稳破坏，以试件SRCFT2为例阐述其破坏过程.

在轴向荷载作用下，当荷载等级达到8 034 kN时，试件发生侧向微弯曲，局部未有明显鼓曲.继续加载至8 262 kN，试件持续发生侧弯，且距固定端约10 cm位置处出现鼓曲，鼓曲范围约1/2圆周，同时距加载端约10 cm处同样出现鼓曲，但鼓曲变形相比固定端位置处不明显.当荷载加载至8 353 kN时，试件进入极限状态，随后承载力急速下降，试件呈整体弯曲失稳破坏，同时在构件受压区出现了明显的压屈现象，最终破坏形态如图9所示.

4 主要试验结果与数据分析

4.1 荷载-轴向位移曲线

图10给出了各试件的轴向荷载-位移曲线，相应力学性能指标列于表3中.可以发现，由于试件型式、长细比、整体环向板间距不同，13根试件的力学性能参数各有差异，下面就这些影响因素进行对比分析.

表3 主要试验结果

4.1.1 试件类型

分别对比CFST1与SRCFT2(3、4)、CFST2与SRCFT5、CFST3与SRCFT8、CFST4与SRCFT9来考察内配环状钢骨对试件力学性能的影响.

(1)对于极限承载力，可以发现同规格的环状钢骨-钢管混凝土柱较纯钢管混凝土柱均有不同程度的提升，提升幅度在3.40%～20.39%不等，表明在内配钢骨后对试件承载力有一定的提升作用，同样地，在内配环状钢骨后，除个别试件SRCFT8外，轴向刚度提升较为明显，最小提升幅度为15.57%，最大提升幅度为82.27%.由此可见，内配环状钢骨后一方面提升了试件的含钢量，另一方面对混凝土也有一定的约束效应，可有效改善试件的承载力和轴向刚度.

(2)对于破坏模式，通过上述试验现象的描述，可以发现同规格的SRCFT8破坏模式相比CFST3由失稳变为了强度破坏，其破坏形态发生了根本改变，原因可能是在内配环状钢骨后，其截面抗弯刚度也有了一定的提升，则根据压杆稳定计算公式导致试件的破坏模式发生了改变.

4.1.2 整体环向板间距

(1)试件SRCFT2、SRCFT3及SRCFT4极限承载力分别为8 354 kN、8 445 kN及8 399 kN，三者之间十分接近，最大值与最小值仅相差0.55%，且由于千斤顶试验数据读取等其他干扰因素影响下，极限承载力最大值反而为SRCFT3.故在试验尺寸规格范围内，环向板间距对试件极限承载力的影响不大，究其原因可能是试件自身材料强度等级较高，导致试件极限承载力较大，相对而言环向板间距所带来的影响显得较小；

(2)环向板间距最小的SRCFT2轴向刚度相比试件SRCFT3及SRCFT4分别增大了30.87%及49.73%，影响显著，同时可以发现环向板间距越小，试件轴向-荷载位移曲线呈下降段越缓的趋势，表明环向板对构件延性也有一定的提高.

4.1.3 长细比

对比试件SRCFT1、SRCFT2(3、4)、SRCFT5和SRCFT6，试件SRCFT7、SRCFT8和SRCFT9可以看出：

(1)随着长细比的增大，试件极限承载力呈依次降低的趋势，长细比最大的SRCFT6极限承载力相较SRCFT1减小了10.07%，SRCFT9极限承载力相较SRCFT7减小了10.12%；试件轴向刚度随长细比的变化与极限承载力呈现相同的趋势，SRCFT6较SRCFT1减小了45.28%，SRCFT9较SRCFT7减小了27.92%；

(2)对比试件荷载-位移曲线，可以发现随着长细比的增大，试件下降段呈现越来越陡的趋势，表明延性越来越差；同时长细比的增大导致试件的破坏模式也发生了改变，如SRCFT1为强度破坏模式，而同管径的其余试件为失稳破坏.

4.2 荷载-侧向位移曲线

限于篇幅，图11给出了部分试件的侧向位移分布曲线，其中：高度H表示布置的位移计距离试件固定端的距离，n表示试件此时的侧向位移值所对应的荷载与其极限荷载的比值；in表示竖直面内侧向位移，out表示水平面内侧向位移.

从图中可以看出，强度破坏试件其侧向位移值相较其他试件都较小，如SRCFT1试件在达到极限荷载所对应的最大侧向位移约为2.44 mm，与试件长度的比值仅为0.93‰，几乎可忽略不计.

失稳试件如SRCFT3虽然在达到极限荷载时所对应侧向位移数值仅为17 mm左右，但当试件的荷载下降到极限荷载的90%时，所对应的侧向位移急剧增大，平面内侧向位移达到了31 mm，约为极限荷载对应侧向位移的1.8倍.侧向位移急剧增大，且侧向位移分布曲线近似服从半波正弦曲线，是典型的失稳破坏，其他试件类似.

4.3 应变分析

图12、13显示了部分试件的荷载-应变分布曲线.从图12可以看出，强度破坏试件主要有以下几个规律：

(1)在试验加载初期，试件处于弹性工作状态，钢管外壁荷载-纵向应变曲线DV1～DV4大致呈线性变化，试件的纵向应变随着荷载的增加而缓慢增长；随后试件进入弹塑性工作状态，应变率变化逐渐加大，应变在达到极限承载力后增长最快.同时，由于加载过程中未出现荷载下降的情况，整个试件荷载-应变曲线在达到极限承载力后保持承载力不变，而应变持续增加.钢管外壁环向应变DT1～DT4与纵向应变变化规律类似，加载初期发展较慢，后期因混凝土横向变形增大，对钢管的挤压作用增大，钢管对混凝土横向膨胀的约束作用变得明显导致应变率增大；

(2)钢管内部环状钢片纵向与环向应变变化规律与钢管上应变是类似的，同样是加载初期应变保持弹性，增长较慢，继而随着荷载的增加进入弹塑性，应变增长率加快，达到极限承载力后荷载保持不变，应变持续增加，环状钢片开始完全屈服，表明内部环状钢片在整个加载过程中全程参与受力，对试件整体的承载力和刚度都有着一定的贡献.同一级荷载情况下，可以发现内部环状钢片纵向应变值大于外部钢管，原因可能是由于外钢管和内部钢骨的双重约束，导致核心区应力幅值较大，继而使得环状钢片应变较外钢管偏大；

(3)内部整体环向板的环向应变始终处于受拉状态，其变化趋势与环状钢片上环向应变是类似的，表明整体环向板在试件整体受力过程中也参与其中，与环状钢片组成一整体对核心区混凝土进行约束从而提高混凝土的承载力和延性，改善试件的力学性能.

从图13可以看出，试件发生失稳破坏与强度破坏应变变化规律在达到极限承载力之前是类似的，即表现为加载初期应变的线性增加和继续加载转变为应变率的增长，不同之处主要在以下两个方面：

(1)失稳试件在达到极限承载力后，没有延性段，应变持续增加的情况下，承载力发生陡降，表现为试件的突然破坏，这与强度破坏试件是截然不同的；

(2)失稳试件在达到极限承载力后，除去个别试件数据异常外，总有应变发生受力状态的改变，表现为受压应变的减小，继而甚至转变为受拉状态，如试件SRCFT3应变DV4，这表明由于发生失稳，试件弯曲变形因而钢管一侧有受拉的趋势导致该侧受压应变减小，甚至可能转为受拉.