组合式十字形钢管混凝土柱轴压力学性能试验研究*

谢 力 方 旭 陈梦成 杨 超 黄 宏

(1.华东交通大学轨道交通基础设施性能监测与保障国家重点实验室, 南昌 330013;2.华东交通大学土木建筑学院, 南昌 330013)

0 引 言

随着城市化进程的不断加深,人们对建筑物使用面积和居室的美观性也越来越重视,传统的方形、圆形柱应用于高层建筑时容易出现棱角外露而给建筑物的平面布局和美观性带来诸多不便。异形截面钢管混凝土柱作为一种新型结构形式,不仅具有普通钢管混凝土柱的优点,而且还可使柱肢与填充墙等厚,避免室内出现棱角,满足建筑平面美观的要求,增大房屋使用面积。根据柱在建筑物内所处的位置不同,异形柱可分为L形、T形和十字形。

钢管混凝土异形柱是通过向异形钢管中浇筑混凝土而成的。在保证异形钢管对混凝土充分约束作用的前提下,钢管混凝土异形柱的承载力较高。钢管混凝土的约束效应系数ξ越大,外钢管对混凝土的约束作用越强,其峰值应力及其对应的应变较大,延性较好,初始刚度较小,耗能能力更强[1]。为了加强异形钢管对混凝土的约束作用,相关学者[2-12]提出了不同的构造措施,来延缓或阻止局部屈曲现象。主要措施有:1)设置约束拉杆:如蔡健等[2-3]通过设置约束拉杆来增强约束效果,基于大量试验探讨带约束拉杆L形、十字形、T形截面钢管混凝土柱核心混凝土的本构关系;左志亮等[4]分析了不同截面形式的异形钢管混凝土短柱轴压、偏压力学性能;林云峥[5]和苏广群[6]分别对带约束拉杆的十字形钢管混凝土异形柱进行了轴压和偏压性能研究;2)设置加劲肋:如黄宏等[7]研究了设置加劲肋的宽厚比对方钢管混凝土短柱轴压力学性能的影响;林震宇等[8]研究了设置加劲肋对L形钢管混凝土短柱承载力和延性的影响;王玉银等[9]对设置钢筋加劲肋T形钢管混凝土柱的抗震性能进行了研究;3)型钢组合:如徐礼华[10]和屠永清等[11]研究了将方矩形钢管组合焊接成T形柱的轴压力学性能;杨勇等[12]将两个弯制成“L”形的钢板焊接成U形,然后将U形钢管和方钢管焊接组合成多腔室的十字形截面柱,并研究其在不同轴压比和防火层厚度下的耐火性能。这些构造措施在一定程度上提高了试件的承载力并改善了其延性。以上研究主要集中在L形和T形钢管混凝土异形柱,对十字形钢管混凝土异形柱的研究少见报道,且已知的十字形钢管混凝土异形柱焊缝数量较多,不仅力学性能受焊缝质量影响较大,更加大了施工装配的难度。

为了提高钢材对混凝土的约束效果并减少焊缝的数量,提出了由方钢管混凝土芯柱和四周矩形钢管混凝土翼柱组合焊接而成的一种新的钢管混凝土异形柱截面形式[13]。该截面形式可以根据实际工程设计要求,通过增加槽钢数量来增加柱肢的长度。为了验证该组合式十字形钢管混凝土柱的工作性能。本文以试件长度和截面形式为主要参数设计了5根试件,对其进行轴压试验,通过观察试件破坏形态以及对比分析荷载-应变曲线,讨论了截面形式和柱长对试件轴压力学性能的影响,并在此基础上建议了该类试件的轴压承载力简化计算方法。

1 试验概况

1.1 试件的设计与制作

试验共设计了5根试件,主要考察试件长度和截面形式对组合式十字形钢管混凝土柱轴压力学性能的影响。试件具体设计参数及轴压极限荷载见表1。试件的混凝土强度由与其同批次浇筑和同条件养护28 d后的标准试块测得,混凝土试块的立方体抗压强度fcu,k为49.4 MPa;分别从方钢管和槽钢余料上取材制作标准拉伸试件,按照GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分:室温试验方法》测得方钢管屈服强度fy为338.3 MPa,槽钢屈服强度fy为458.6 MPa。

组合式十字形钢管混凝土柱由方钢管和槽钢组合焊接而成,为保证截面平整度和试件的垂直度,在试件一端焊接一块厚度为15 mm的方形盖板,并作为混凝土浇筑的底模。混凝土养护两周后,将上部混凝土凿毛并填补高强环氧砂浆,待高强环氧砂浆硬化后打磨平整并焊上盖板,以保证试件在加载初期即能共同受力。所有焊缝均按GB 50017—2017《钢结构设计标准》进行设计,以保证焊缝质量。

表1 试件参数及极限荷载实测值Table 1 Test parameters and measured values of ultimate load

表中S、SSA分别表示S形截面(十字形截面)和SSA形截面(十字形加肢截面);L为试件长度,a为芯柱钢管边长,ts为芯柱钢管壁厚,其他尺寸各试件取值相同,即h为槽钢高度,取80 mm,d为槽钢腰(腹板)厚度,取3.1 mm,b为单槽钢腿(翼缘)长度,取40 mm,tc为钢腿平均厚度,取5.3 mm;λ为绕X轴方向长细比(对于SSA形截面,其弱轴为X轴),计算方法参照文献[10],Nue为试验实测极限荷载。

1.2 加载方案及测点布置

试验加载布置如图1所示。试件安装过程中需使试件的形心与加载装置底座的中心重合以保证几何对中,针对减小试件偏心或不均匀受压对轴压试验的影响,在试件放置过程中需要保持试件的轴心与加载装置底座的中心重合进而保证试件和加载装置几何对中并在盖板顶部加少量石英砂,以理论极限荷载的10%对试件预加载;通过读取试件中间对称位置的应变值,并以应变值保持一致为标准。若未满足试验的力学对中再进行分级加载时,每级加载持荷2 min。前期加载过程中,每级加载值为理论极限荷载值的1/10;当加载至理论极限荷载值的80%时,每级加载值减小为理论极限荷载值的1/20,持荷2 min;当加载值接近试件理论极限荷载值时,不再分级加载,而是开始缓慢连续加载,以便记录到峰值荷载,直至荷载下降到峰值荷载的80%(或纵向应变超过0.02)时,停止加载并卸载。

为了便于记录数据和分析描述,按顺时针方向将试件四个面分别标为1～7号面,其标号、位移计和应变片测点布置如图2所示。试件下端对称布置4个位移计,测量其纵向相对位移;在1～4号面的中截面处垂直高度方向布置纵向应变片和横向应变片,测量试件的应变。

图1 试验加载布置Fig.1 Test loading set-up

a—S形截面测点布置; b—SSA形截面测点布置。图2 试件测点布置Fig.2 Arrangements of measurement points

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

观察5组构件轴压试验全过程发现,从试验开始到加载到90%的极限承载力,所有试件表面都没有出现明显变形、屈曲等变化。以试件S700的试验现象为例,加载至2 185 kN(79%的极限承载力)时,2号面和3号面之间的阴角焊缝处有少量焊渣脱落;轴向荷载从2 490 kN(90%的极限承载力)增加至2 626 kN(95%的极限承载力)的过程中,试件端部最先出现轻微鼓曲,鼓曲位置为2号面距试件底端约150 mm处。随后,试件其他面依次出现小鼓曲现象,分别为:3号面中间部位,3号面靠近上盖板处,1号面距试件底端约180 mm处,4号面距试件底端约150 mm处。继续持荷至极限荷载的过程中,3号面下部又出现了明显的新鼓曲,4号面和1号面的小鼓曲有较明显的发展,其他已生成小鼓曲无明显变化。推测原因为,此阶段加载过程中,由于3号面所处的翼柱混凝土为整个试件较薄弱位置,首先发生较大变形,导致试件由轴心受压转变为偏心受压,较大的力由3号翼柱分担。而3号翼柱首先发生较严重变形的原因是混凝土浇筑不均匀导致。达到极限荷载之后持续加压,轴向变形持续增大,荷载下降缓慢,直至钢管内部混凝土破碎,退出工作,外部槽钢腰壁鼓曲迅速发展并出现多个明显的鼓曲,试件破坏。

整个加载周期内,5组试件出现鼓曲、小鼓曲发展的过程相似。由于端部效应的影响,最早出现的局部鼓曲均位于试件端板附近,随后向试件中部蔓延,中部鼓曲的发展一般较快,沿径向方向的鼓曲程度基本相同。试件最终破坏形态表现为翼柱槽钢外表面多处局部鼓曲,部分试件有槽钢撕裂的情况,表现为剪切型破坏和局部屈曲型破坏[10],如图3所示。

对比S形截面的3组试件可知:S500、S700和S900的大部分鼓曲均集中在端部,最终导致试件端部严重鼓曲,S500的端部效应最明显,焊缝开裂,槽钢腹板撕裂;随着柱长的增高,沿高度方向出现多个小鼓曲,较均匀地分散了应力集中的情况,试件破坏时仍有较完整的外观。对比SSA形截面的两组试件,大部分鼓曲集中在弱轴所在的翼柱槽钢处,试件破坏形态为弱轴弯曲破坏。

a—正视图; b—左视图。图3 各试件的破坏形态Fig.3 Failure modes of specimens

值得注意的是,所有试件产生的鼓曲大多集中在腹板面1～4号,而翼缘面5～7号较少出现鼓曲。分析原因为该组合式十字形截面阴角处的宽厚比较小,因此阴角处管壁对混凝土有较好的约束效果。

2.2 纵向应变发展规律

图4给出了所有试件的荷载-平均纵向应变关系曲线。由于轴压试验后期,钢管加载值超过试件极限承载力,钢管鼓曲位置应变过大,超出应变片测定范围,所以应变片采集只记录试件达到极限荷载之前的纵向应变值,而试件承受荷载达到极限承载力之后的纵向应变值则由位移计读数换算得出[14]。

图4中的5根试件的荷载-平均纵向应变关系曲线都表现为弹性阶段线性上升,随着荷载的增大进入非线性上升阶段,随后缓慢下降。从加载至加载值达到极限荷载的55%～75%时,试件始终处于弹性工作阶段,轴线荷载与中截面压缩变形呈线性增长,试件表面也没有明显变形,且各试件在此阶段刚度基本一致。当加载值超过极限荷载的75%以后,试件进入弹塑性阶段,此阶段的荷载-平均纵向应变变化曲线表现为非线性变化,轴向压缩变形有较明显增大。当加载至极限荷载时,试件的荷载-平均纵向应变曲线有平缓下降,但是下降幅度很小,表明组合式十字形钢管混凝土有较好的延性。

图4 荷载-平均纵向应变关系曲线比较Fig.4 Comparisons of N versus ε curves of specimens

对比5组试验结果发现:随着试件高度的增加,SSA900极限承载力较SSA700下降了1.35%,S900较S700下降了3.91%;保持试件高度不变,改变试件的截面形式时,SSA900的承载力较S900提升了26.92%;SSA700的承载力较S700提升了36.14%,表明试件加肢可以有效提高试件的极限承载力,即该组合式十字形钢管混凝土通过加焊翼柱的形式不仅有较高的承载力,还可以实现装配式施工、灵活改变截面形式,具有良好的适用性。

2.3 横向应变发展规律

组合式十字形钢管混凝土采用U型槽钢和钢管组合的截面形式,考虑到试件外表面的U型槽钢腹板面和翼缘面尺寸不同,且试件在试验过程中均有不同程度的槽钢腹板撕裂的情况,所以探讨了组合式十字形钢管混凝土轴压横向变形发展规律。分别计算腹板面(图2所示的1～4号面)和翼缘面(图2所示的5～7号面)的平均应变,图5给出了试件的荷载-平均横向平均应变曲线的比较,其中 F表示腹板面,Y表示翼缘面。所有试件腹板面的平均横向应变均大于翼缘面的平均横向应变,且在加载过程中产生的鼓曲大多集中在腹板面,说明腹板面的横向变形大于翼缘面。后期研究中可考虑采用加厚槽钢腹板的形式来提升组合式十字形钢管混凝土的承载力和延性。

a—S形截面; b—SSA形截面。图5 荷载-横向平均应变关系曲线比较Fig.5 Comparisons of N versus ε curves

3 轴压承载力简化计算

借鉴屠永清等[15]提出的多腔室T形柱的轴压承载力计算方法,结合现行规范给出的普通钢管混凝土承载力计算公式,提出适用于本文所述的组合式十字形钢管混凝土柱的轴压承载力计算方法。

将试件按照腔室分成1个方形部件和多个矩形部件,试件的轴压承载力即为几个部件的承载力之和。首先将假定槽钢为如图6所示封闭的矩形钢管,该矩形钢管截面长度为h、宽度为d+tc(tc为图6阴影部分厚度)。然后分别计算中心方钢管混凝土柱的承载力和所有假定的矩形(槽钢)混凝土的承载力。最终可认为:构件的承载力=中心部件承载力+所有矩形部件承载力-对应个数钢板分担的承载力。

设中心部件截面面积为A1,承载力为N1;假定的单个矩形部件截面面积为A2,承载力为N2;试件整体的组合轴压强度为f′scy,则S形截面试件的组合轴压强度表达式为:

图6 计算截面示意Fig.6 Calculated section diagram

(1a)

SSA形截面试件的组合轴压强度表达式为:

(1b)

式中:Asc为试件截面总面积;fy2为槽钢屈服强度(阴影部分的屈服强度与槽钢相同);fscy1、fscy2分别为中心部件和单个矩形部件的组合轴压强度。fscy的取值参考韩林海等的研究[16]:

fscy=(1.18+0.85ζ)fck

(2a)

(2b)

式中:ζ为约束效应系数。

因此试件的轴压稳定承载力公式为:

Nc=φAscf′scy

(3)

式中:φ为稳定系数,参考文献[16]取值。

利用上述组合式十字形钢管混凝土柱承载力计算方法对5根试件进行计算,计算结果与本文试验结果列于表2。其中Nue为试件实测极限承载力,Nc为利用本文所述公式得到的计算结果。Nc/Nue的平均值为0.976,标准差为0.037,表明计算结果与试验结果吻合良好,说明本文提出的承载力计算公式适用于组合式十字形钢管混凝土柱。但由于试件个数有限,其适用范围还需要通过大量的试验,以及进一步的参数分析来确定。

表2 简化计算结果与试验结果比较Table 2 Comparison between simplified calculation results and experimental results

4 结 论

通过对5根组合式十字形钢管混凝土试件的轴压试验结果进行分析,可以得出以下结论:

1)组合式十字形钢管混凝土试件由多个腔室组成,提高了钢管对各腔室核心混凝土的约束能力。试件破坏形态以先后出现多个小鼓曲现象为主,极限抗压承载力也有较大提升,当加载超过极限荷载后仍能表现出较好的延性。

2)随着试件高度的增加,加载过程中容易出现偏心受力的情况,试件的极限承载力下降。相同高度的组合式十字形钢管混凝土柱,增加两个腔室的SSA形截面试件比S形截面试件的承载力显著提高。SSA形截面表明该组合式十字形钢管混凝土通过加焊翼柱的形式不仅有较高的承载力,还可以实现装配式施工、灵活改变截面形式,具有良好的适用性。

3)利用本文所述的承载力计算公式计算组合式十字形钢管混凝土柱的轴压承载力时,计算结果与试验结果吻合良好。