陳　雨， 沈祖炎,2， 雷　敏， 李元齊,2

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程國家防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室，上海 200092;3.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

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T形鋼管混凝土短柱軸壓試驗

陳雨1， 沈祖炎1,2， 雷敏3， 李元齊1,2

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程國家防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室，上海 200092;3.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

摘要：進(jìn)行了6根普通構(gòu)造T形鋼管混凝土軸壓短柱的試驗研究，以考察無加勁措施T形鋼管混凝土柱的變形特征、破壞模式和承載能力.試驗的主要參數(shù)有管壁寬厚比、截面高寬比.試驗結(jié)果表明，由于 T形鋼管混凝土柱的核心混凝土延緩了鋼管的局部屈曲，盡管該組合構(gòu)件承載力不能得到有效提高，但延性卻得到相當(dāng)改善；陽角鋼管對混凝土提供了較強(qiáng)的約束，而由于鋼板與混凝土的分離，陰角鋼管幾乎不能約束混凝土；T形鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)主要為鋼管鼓曲及此部位及陰角區(qū)域混凝土壓碎破壞；管壁寬厚比越小, 初始鼓曲發(fā)生越晚, 鋼管對混凝土的約束效應(yīng)越強(qiáng)，承載力越高、延性越好.最后采用現(xiàn)有規(guī)范或規(guī)程的計算公式對試件軸壓承載力進(jìn)行了計算，并對不同計算方法的適用性進(jìn)行了探討.

關(guān)鍵詞：T形鋼管混凝土； 軸壓； 短柱； 寬厚比； 局部屈曲； 承載力

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)擁有承載能力高、抗震抗性能優(yōu)越、施工方便、耐火性能好等優(yōu)點，目前已廣泛應(yīng)用于工程建設(shè)的各個領(lǐng)域.鋼筋混凝土異形柱結(jié)構(gòu)擁有滿足室內(nèi)空間美學(xué)要求、可持續(xù)化、人性化的優(yōu)點，目前我國在許多省市已建造了大量鋼筋混凝土異形柱結(jié)構(gòu)多層住宅.異形鋼管混凝土柱結(jié)合了這2個結(jié)構(gòu)的優(yōu)點，在未來的小高層建筑中有著廣闊的應(yīng)用前景.近年來國內(nèi)研究者對異形鋼管混凝土柱力學(xué)性能的研究予以了廣泛的關(guān)注，主要側(cè)重于軸壓短柱、偏壓短柱的靜力性能研究、構(gòu)件的抗震性能研究以及采用不同的加勁措施來改善異形鋼管混凝土柱的延性和承載力[1-15].隨著鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件生產(chǎn)加工工藝的不斷提高與完善，異形鋼管有望通過生產(chǎn)流水線的改進(jìn)一次加工成型，方便施工，減小異形鋼管因為焊接和彎折加工產(chǎn)生的生產(chǎn)成本，從而有利于促進(jìn)該類結(jié)構(gòu)體系在工程中的應(yīng)用.而該類T形鋼管混凝土柱的軸壓性能尚未得到深入了解，為此本文進(jìn)行了6根普通T形鋼管混凝土短柱的軸壓試驗，考察該類截面構(gòu)造T形鋼管混凝土柱的變形特征、破壞模式、承載能力和延性等，分析了鋼管寬厚比、截面長寬比等對構(gòu)件受力性能的影響.

1試驗概況

T形截面翼緣寬度與腹板高度比例的變化使T形截面自身變化復(fù)雜.本文主要研究T形截面翼緣寬度B與腹板方向總高度H相同的T形鋼管混凝土柱，截面形式見圖1.圖1中hf和hw分別為柱翼緣高和柱腹板高；bw和b1分別為柱腹板寬和柱翼緣外伸長度.為了避免試件過短而受端部效應(yīng)影響及過長而受彎曲效應(yīng)影響，試件長度取截面高度的3倍.為考察管壁不同寬厚比對該類柱軸心受壓力學(xué)性能的影響，鋼管管壁寬厚比?。?1.2，35.7，37.5，41.6，50.0和60.0.試件的幾何及材料屬性相關(guān)細(xì)節(jié)見表1,其中，t和L分別為鋼管壁厚和柱高；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；εb為鋼管初始鼓曲時的名義縱向應(yīng)變；εu為峰值荷載名義應(yīng)變；N0為試件的名義荷載，N0=fyAs+fcAc，Ac和As分別為混凝土和鋼管的

截面面積；Nb和Nue分別為鋼板初始鼓曲時試件的荷載、峰值荷載，Nb列的A，B分別代表峰值荷載后與峰值荷載前；ξ為混凝土約束效應(yīng)系數(shù)，ξ=(fyAs)/(fcAc)，fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；α為混凝土提高系數(shù)，α=(Nue-N0)/(fcAc)；DI為延性指數(shù).表1中所有試件的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度(fcu)都為38.22 Mpa，所有試件的hf，bw都為100 mm.鋼管采用Q235碳素鋼，柱身由2片彎折板和1片直板開剖口熔透焊接而成.鋼管的上下端分別焊接2塊相互平行的端板.為防止試驗時構(gòu)件端部發(fā)生局部壓屈，在試件的上下端分別圍繞柱身焊接厚20 mm、高40 mm的環(huán)箍.為了便于混凝土的澆筑，試件的上端板開一外緣尺寸比鋼管柱內(nèi)緣尺寸每側(cè)小15 mm的T形孔.試件采用攪拌機(jī)現(xiàn)場攪拌混凝土，一次性澆筑完成，所有試件的混凝土經(jīng)振搗密實后均高于構(gòu)件上端板5～10 mm.試驗前用砂輪磨光機(jī)將高出上端板板面的混凝土磨平至與上端板平齊.

圖1　試件截面形式

表1　試件參數(shù)及試驗結(jié)果

試驗在1 000 t多功能試驗機(jī)上進(jìn)行，整個加載裝置由豎向加載系統(tǒng)和水平支撐裝置組成，見圖2.1 000 t豎向作動器通過豎直銷栓裝置與軸壓試件端板連接.水平支撐裝置保證試件在豎直平面內(nèi)垂直移動，并限制試件發(fā)生側(cè)向位移，以保證短柱上端鉸支.短柱的下端由螺栓將底板固定在底座上.加載時采用位移加載，鋼管屈服前每分鐘豎向位移為0.5 mm，鋼管屈服后每分鐘豎向位移為1.0 mm，直至試件破壞或觀測認(rèn)為不宜繼續(xù)加載為止.

為了準(zhǔn)確測量柱的軸向變形，在柱的角部布置了6個縱向位移計.位移計的平面位置根據(jù)合力矩原理，使各位移計的力矩中心位于試件的形心處，從而位移計讀數(shù)的平均值反映試件的縱向位移.在試件柱高的中部截面每隔一定距離各貼1對縱向應(yīng)變片和橫向應(yīng)變片，以監(jiān)測鋼管的應(yīng)變發(fā)展情況、截面受力是否均勻和不同部位鋼管對混凝土約束效應(yīng)的強(qiáng)弱.測點的布置見圖3.截面翼緣寬度為250 mm的試件無15，16,19，20號應(yīng)變片.

圖2 軸壓加載裝置Fig.2 testsetupa位移計布置b縱向應(yīng)變片布置c橫向應(yīng)變片布置圖3 測點布置Fig.3 measurementpoints

2試驗結(jié)果分析與討論

2.1試驗破壞模式及現(xiàn)象分析

通過試驗可以發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律性的破壞現(xiàn)象：

(1)T形鋼管混凝土短柱壓潰時的破壞模式主要為鋼管受壓鼓曲破壞，同時該部位及陰角部位的混凝土壓碎破壞；隨著軸向位移率的增加，鋼管在試件的高度上形成2個或3個鼓曲波；試件破壞時柱身整體呈腰鼓狀，即面6和面7的交線、面3和面4的交線從垂直于面7和面3的方向看去呈腰鼓狀，但面5和面6的交線及面5和面4的交線從垂直于面5的方向看去變化不明顯.這說明陰角周邊附近的陽角受陰角區(qū)域的影響，其鋼管對混凝土的約束作用小于翼緣直邊(面5)所在的陽角.

(2)試件的鼓曲波首先出現(xiàn)在柱身的寬面5，鼓曲波的首次出現(xiàn)主要受管壁寬厚比的影響，寬厚比越大，鼓曲波出現(xiàn)越早.隨著寬厚比的減小，鼓曲波的出現(xiàn)有在峰值荷載前、峰值荷載左右、峰值荷載后改變的規(guī)律，即：T300-5的B/t=60.00，當(dāng)荷載上升到峰值荷載的89.2%時，面5在柱高45～65 cm區(qū)域中部出現(xiàn)輕微鼓曲；T300-6A的B/t=50.00，當(dāng)荷載上升至峰值荷載的99.2%時，面5在柱高25～35 cm的區(qū)域出現(xiàn)微鼓；T300-6B的B/t=50.00，當(dāng)荷載上升到峰值荷載的99.7%時，面5在柱高75～85 cm區(qū)域出現(xiàn)輕微鼓曲； T250-6的B/t=41.71，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的96.3%時，面5在柱高60 cm附近出現(xiàn)輕微鼓曲；T300-8的B/t=37.50，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的92.5%時，面5在柱高75～85 cm區(qū)域出現(xiàn)輕微鼓曲；T250-8的B/t=31.25，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的86.5%時，面5在柱高50 cm附近出現(xiàn)微鼓.

(3)即使首次鼓曲波出現(xiàn)在峰值荷載前，試件承載力也有較大的增加趨勢；試件在整個破壞過程表現(xiàn)出較好的延性.

(4)在峰值荷載后，隨著軸向位移的增加， 其他各面也相繼鼓曲，尤其是陰角部位處的面2和面8較其他面率先出現(xiàn)鼓曲(但其出現(xiàn)鼓曲晚于面5)，面5、面2、面8出現(xiàn)連續(xù)鼓曲波.

(5)在峰值荷載后，陰角區(qū)域的兩面交線(面2與面3的交線、面7與面8的交線)在柱高中部附近出現(xiàn)明顯向外鼓凸的現(xiàn)象.當(dāng)試件T300-6的試驗完成后，在其他試件的陰角豎直線上距柱高中部上下各10 cm處布置了沿陰角角平分上的水平向位移計，水平位移計的位移監(jiān)測結(jié)果說明，從加載一開始陰角線即出現(xiàn)向外的鼓凸變形.這說明陰角區(qū)域的鋼板和混凝土有分離的現(xiàn)象，陰角區(qū)域的鋼板不對混凝土產(chǎn)生約束作用.

(6)在試件鋼管出現(xiàn)鼓曲波的部位以及試件的陰角部位核心混凝土已嚴(yán)重壓碎，而在未出現(xiàn)鼓曲波的部位核心混凝土的破壞不很明顯.試件的典型破壞形態(tài)如圖4所示.

2.2試驗結(jié)果分析

2.2.1軸力-縱向名義應(yīng)變關(guān)系

從圖5可以看出，T形鋼管混凝土短柱的軸向荷載-縱向名義應(yīng)變(縱向名義應(yīng)變?yōu)樨Q向平均位移除以柱高)曲線基本都呈直線上升、曲線偏轉(zhuǎn)上升與下降、平緩下降的特征，反映規(guī)律如下:

(1)荷載達(dá)到峰值荷載的70%～80%前，荷載-縱向名義應(yīng)變曲線基本呈直線.此階段構(gòu)件處于彈性受荷狀態(tài)，鋼管與混凝土一般各自獨(dú)立承擔(dān)外荷載.

(2)隨著外荷載的增加，縱向變形加速增長，荷載縱向名義應(yīng)變曲線出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，直到達(dá)到峰值荷載后出現(xiàn)曲線下降.此期間由于T形鋼管混凝土柱截面鋼管寬厚比的不同，寬面鋼管首先出現(xiàn)向外微鼓的荷載時刻有所差異：寬厚比大于等于50的試件，在峰值荷載前寬面5均出現(xiàn)了向外微鼓，但外荷載仍可繼續(xù)增加；寬厚比小于50的試件，寬面的首次微鼓出現(xiàn)在峰值荷載后.

a整體腰鼓b面5鼓曲c陰角外鼓

d面5鋼管鼓曲e陰角部位壓碎

a T300系列

b T250系列

(3)在峰值荷載后，隨著縱向位移的繼續(xù)增加，鋼管各面陸續(xù)出現(xiàn)鼓曲，曲線出現(xiàn)下降.此后都有一個較長的平緩段，而且寬厚比越小，下降段越平緩，顯示了T形鋼管混凝土短柱具有一定的延性.

(4)從表1可以看出，在管壁厚度、鋼材強(qiáng)度相同的情況下，管壁寬厚比越大(對應(yīng)含鋼率越小)，構(gòu)件達(dá)到極限承載力時對應(yīng)的峰值應(yīng)變就越?。篢300-6A和T300-6B的峰值應(yīng)變小于T250-6試件，且T300-8試件的峰值應(yīng)變小于T250-8試件.從T300-6A，T300-6B，T300-5，T300-8試件的峰值應(yīng)變對比可以看出，盡管T300-5試件的管壁厚度小于T300-6A和T300-6B試件，但其峰值應(yīng)變卻與T300-6A試件的峰值應(yīng)變相近，因此試件的峰值應(yīng)變還受鋼材屈服強(qiáng)度的影響.從而T形鋼管混凝土柱達(dá)到極限承載力時的峰值應(yīng)變可歸結(jié)為約束效應(yīng)系數(shù)影響.約束效應(yīng)系數(shù)越大，峰值應(yīng)變就越高.

圖6給出了不同參數(shù)影響下的荷載-縱向名義應(yīng)變曲線，圖中圓點所示為各試件管壁發(fā)生初始局部鼓曲時對應(yīng)的軸力-縱向名義應(yīng)變點.從圖6a和6b可以看出，截面寬厚比越小，初始鼓曲的應(yīng)變值就越大.從圖6c可以看出，初始鼓曲的應(yīng)變值與鋼材屈服強(qiáng)度沒有關(guān)系，而只與管壁寬厚比有關(guān)，管壁寬厚比越小，初始鼓曲出現(xiàn)得越晚.

2.2.2荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系

圖7給出了0.2，0.4，0.6，0.8和1.0倍極限承載力(Nu)時各測點的縱向應(yīng)變，測點布置如圖3所示.由圖7可知：當(dāng)荷載達(dá)到峰值荷載的80%前，整個截面的應(yīng)變分布在各荷載階段是比較均勻的；而且在達(dá)到0.6Nu時，各荷載階段之間的應(yīng)變差基本接近，說明此期間構(gòu)件處于彈性階段.荷載達(dá)到0.8Nu時，0.6Nu～0.8Nu之間的應(yīng)變差已大于0～0.2Nu，0.2Nu～0.4Nu，0.4Nu～0.6Nu各階段的應(yīng)變差，這說明此區(qū)間構(gòu)件已開始向彈塑性發(fā)展.荷載超過0.8Nu后，應(yīng)變隨著外荷載的增加而明顯迅速增加，達(dá)峰值荷載時，鋼管全截面的應(yīng)變分布已完全不均勻，相當(dāng)多的測點應(yīng)變遠(yuǎn)大于鋼管的屈服應(yīng)變，這是由于這些點處于管壁鼓曲處，試驗結(jié)束時該部位呈現(xiàn)鼓曲狀.同時說明，對于屈服強(qiáng)度小于305 MPa的鋼材與混凝土立方體抗壓強(qiáng)度大于等于38.2 MPa的混凝土組成的T形鋼管混凝土柱，能夠保證在試件達(dá)到承載力前鋼管截面出現(xiàn)全截面屈服.

2.2.3荷載-橫向應(yīng)變關(guān)系

a 管壁厚6 mm

b 管壁厚8 mm

c 不同管壁厚及鋼材屈服強(qiáng)度

a T300-6A

b T300-6B

c T300-8

d T300-5

e T250-6

f T250-8

圖8給出了0.2,0.4,0.6,0.8和1.0倍極限承載力時各測點的橫向應(yīng)變分布.從圖8可看出，在荷載達(dá)到0.6Nu前，截面上的應(yīng)變分布比較均勻，而且應(yīng)變數(shù)值相對較小，這說明鋼管和混凝土各自單獨(dú)工作承擔(dān)外荷載.之后，由于混凝土進(jìn)入塑性，發(fā)生塑性流動，泊松比變大，體積膨脹，擠壓鋼管壁，導(dǎo)致鋼管壁的橫向應(yīng)變增加.與此對應(yīng)，鋼管約束混凝土的膨脹變形對混凝土產(chǎn)生套箍效應(yīng).同時，由于截面的不規(guī)則性，橫向應(yīng)變存在較大的不均勻性.值得指出的是，對于所有的試件，其陰角處的橫向應(yīng)變(應(yīng)變片7,27,33,34)遠(yuǎn)大于其他部位，其原因在于陰角處兩板件的相互支撐作用不強(qiáng)，軸向荷載作用下陰角處存在較大的外鼓變形，因而對于T形鋼管混凝土柱，其陰角部位是一約束作用相對較小的弱約束區(qū)或?qū)炷恋臒o約束區(qū).另外，板件中部的應(yīng)變大于板件角部的應(yīng)變(應(yīng)變片5的應(yīng)變大于應(yīng)變片3的應(yīng)變，應(yīng)變片29的應(yīng)變大于應(yīng)變片31的應(yīng)變)，在面5上，板件中部的應(yīng)變大于角部的應(yīng)變這一規(guī)律對于所有試件似乎不是很明顯，但對于鋼管混凝土柱T300-8,T300-5,T250-6這3個試件這一規(guī)律得到了明顯的驗證，應(yīng)變值從17號應(yīng)變片向左右兩側(cè)的15，13， 19和21號應(yīng)變片逐漸減小，其主要原因在于，角部板件受到相鄰板件的支約束，其剛度大于中央板件，因此板件中部由于存在鼓曲變形或者有鼓曲的趨勢而使得其橫向應(yīng)變大于角部的橫向應(yīng)變，從而板件中部相對于板件角部而言，對混凝土的約束作用相對較弱.

a T300-A

b T300-6B

c T300-8

d T300-5

e T250-6

f T250-8

2.2.4試件延性分析

延性反映了結(jié)構(gòu)和構(gòu)件吸收能量的能力，表1給出了所有試件的延性指數(shù).基于荷載和豎向位移的延性指數(shù)定義為

(1)

式中:Δu為荷載下降到峰值荷載85%時的軸向位移;Δy為荷載位移曲線對應(yīng)屈服點的位移,由等能量法確定(圖9)，即：OA為荷載位移曲線過原點的切線，直線AC使陰影部分OAB的面積等于陰影部分BCB的面積.圖9中Δ為位移，Δp為峰值荷載時的軸向位移；P為施加的荷載；Py為屈服時的荷載；Pmax為峰值荷載.從表1和圖5可看出T形鋼管混凝土短柱在軸壓下具有較好的延性.柱的延性受寬厚比影響較大，從截面寬度為300 mm的柱的延性值可看出，鋼管寬厚比越小，鋼材強(qiáng)度越高，則約束效應(yīng)越強(qiáng)，構(gòu)件的延性越好；從不同翼緣寬度的鋼管混凝土柱(T300-8，T250-8)的延性可以看出，隨著管壁寬厚比的減小，約束效應(yīng)增大，柱的延性總體上呈增大的趨勢.

圖9　延性指數(shù)的確定

3不同規(guī)范計算比較

國內(nèi)外目前關(guān)于鋼管混凝土的設(shè)計規(guī)范或規(guī)程主要針對圓形、方形、矩形鋼管混凝土，尚無有關(guān)異形鋼管混凝土柱的設(shè)計條文.本文暫用具有代表性的美國ACI、歐洲EC4、日本AIJ、我國的《矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS159—2004)來評價其對T形鋼管混凝土短柱的軸壓承載力的適用性,上述規(guī)范公式相應(yīng)為：

Nu-ACI=0.85[0.85fcAc+fyAs]

(2)

(3)

Nu-AIJ=0.85Acfc+AsF

(4)

(5)

(6)

式中：γc和γs為系數(shù)；f和fu分別為鋼材的設(shè)計強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度.

表2和表3給出了各規(guī)程計算值與試件承載力試驗值的比值的計算結(jié)果.從表2可見，ACI和AIJ認(rèn)為試件達(dá)到極限承載力時，截面上混凝土的應(yīng)力為0.85fc，較低地估計了該類柱混凝土的峰值強(qiáng)度，ACI 還考慮了荷載初偏心的影響，乘以0.85的折減系數(shù)，從而二者都較為保守估計了T形鋼管混凝土試件的承載力；而EC4和CECS159較好地估算了試件的承載力.

表2　不同規(guī)程計算值與試驗值的比值

表3　不同規(guī)程計算數(shù)據(jù)的平均值與標(biāo)準(zhǔn)差

4結(jié)論

根據(jù)6根T形鋼管混凝土短柱的試驗過程、試件的破壞形態(tài)、試驗結(jié)果分析可以得到以下結(jié)論：

(1)T形鋼管混凝土軸壓短柱壓潰時的破壞屬于鼓曲破壞以及該部和陰角區(qū)域混凝土壓碎破壞.板面鼓曲首先出現(xiàn)在鋼管板面的寬面，之后其他各面也相繼鼓曲，試驗結(jié)束時沿柱高形成連續(xù)鼓曲波.首次鼓曲的時間隨板面寬厚比的減小而延后，管壁寬厚比大于等于50的試件，首次鼓曲均出現(xiàn)在峰值荷載前，而寬厚比小于50的試件，首次鼓曲出現(xiàn)在峰值荷載后.

(2)從荷載-縱向名義應(yīng)變曲線可以看出：在荷載達(dá)峰值荷載的70%～80%前，荷載-縱向名義應(yīng)變曲線呈直線，構(gòu)件處于彈性階段受荷.之后曲線偏轉(zhuǎn)，試件進(jìn)入彈塑性狀態(tài)；在峰值荷載后，經(jīng)歷了下降段，曲線有較長的平緩段，顯示T形鋼管混凝土短柱有一定的延性.約束效應(yīng)系數(shù)越高，延性越好，同時，約束效應(yīng)系數(shù)越大，達(dá)到峰值荷載時的應(yīng)變也越大.

(3)從試件在不同階段的縱向應(yīng)變分布圖可見，在0.8Nu前，試件截面應(yīng)變發(fā)展均勻；在0.8Nu后，縱向應(yīng)變分布逐漸不均勻，在峰值荷載時，鋼管截面相當(dāng)多的測點應(yīng)變遠(yuǎn)大于鋼材屈服應(yīng)變.

(4)從試件在不同階段的橫向應(yīng)變分布圖可以看出，荷載在0.6Nu前，橫向應(yīng)變較小且基本均勻，鋼管與混凝土獨(dú)立工作；之后，橫向應(yīng)變逐漸增大且不均勻，鋼管對混凝土產(chǎn)生約束，混凝土對鋼板起側(cè)向支撐作用，阻止鋼管板面的向內(nèi)鼓曲變形，鋼管和混凝土產(chǎn)生相互作用，共同承擔(dān)外荷載.試件截面的陰角及寬厚比較大的板面中部是非約束區(qū)或弱約束區(qū)，板面陽角部位為強(qiáng)約束區(qū).

(5)約束效應(yīng)系數(shù)越大，混凝土強(qiáng)度提高系數(shù)越大.

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收稿日期：2015-12-02

基金項目：國家自然科學(xué)基金(51208375)

通訊作者：雷敏(1977—)，男，工學(xué)博士，主要研究方向為組合結(jié)構(gòu). E-mail：leimin77@163.com

中圖分類號：TU317.1；TU392

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Investigation on Concrete-filled T-shaped Steel Tube Stubs Subjected to Axial Compression

CHEN Yu1, SHEN Zuyan1,2, LEI Min3, LI Yuanqi1,2

(1. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2.State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 3.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Abstract：Tests were conducted on six concrete-filled T-shaped steel tube (CFTST) stubs to investigate the characters of the deformation, failure modes and the bearing capacity of this kind of composite columns. The parameters taken into consideration in the test included the depth to thickness ratio of steel plates, the cross sectional depth to width ratio of the specimens. Experiment indicated that the bearing capacities of CFLST columns were not improved effectively, but the ductility were increased considerably, due to the fact that the local buckling mode of steel tubes were altered by the core concrete. It was also observed that the outward corners of steel tubes gave the greater confinement to concrete, and the inner corners almost failed to confine the core concrete due to the separation between the steel plate and the core concrete; hence CFTST stub columns failed in the local buckling of the wider steel plate and the crushing of concrete in the region of local buckling and inner corner. Test results showed that the decrease of the depth to thickness ratio of the flange plates of the steel tubes could postpone the occurrence of the initial local bucking in the wider steel plate, strengthen the confinement effects of steel tubes on concrete, and enhance the bearing capacity and ductility of the CFTST columns. Finally, the applicability of the methods in current specifications or codes, national and abroad, for calculating the bearing capacity of specimens was discussed.

Key words：concrete-filled T-shaped steel tube; axial compression; stub; depth to thickness ratio of steel tube; local buckling; bearing capacity

第一作者： 陳雨(1976—)，男，博士生，主要研究方向為鋼結(jié)構(gòu). E-mail：carton716257@163.com