謝 力 方 旭 陳夢成 楊 超 黃 宏

(1.華東交通大學(xué)軌道交通基礎(chǔ)設(shè)施性能監(jiān)測與保障國家重點實驗室, 南昌 330013;2.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院, 南昌 330013)

0 引 言

隨著城市化進(jìn)程的不斷加深,人們對建筑物使用面積和居室的美觀性也越來越重視,傳統(tǒng)的方形、圓形柱應(yīng)用于高層建筑時容易出現(xiàn)棱角外露而給建筑物的平面布局和美觀性帶來諸多不便。異形截面鋼管混凝土柱作為一種新型結(jié)構(gòu)形式,不僅具有普通鋼管混凝土柱的優(yōu)點,而且還可使柱肢與填充墻等厚,避免室內(nèi)出現(xiàn)棱角,滿足建筑平面美觀的要求,增大房屋使用面積。根據(jù)柱在建筑物內(nèi)所處的位置不同,異形柱可分為L形、T形和十字形。

鋼管混凝土異形柱是通過向異形鋼管中澆筑混凝土而成的。在保證異形鋼管對混凝土充分約束作用的前提下,鋼管混凝土異形柱的承載力較高。鋼管混凝土的約束效應(yīng)系數(shù)ξ越大,外鋼管對混凝土的約束作用越強(qiáng),其峰值應(yīng)力及其對應(yīng)的應(yīng)變較大,延性較好,初始剛度較小,耗能能力更強(qiáng)[1]。為了加強(qiáng)異形鋼管對混凝土的約束作用,相關(guān)學(xué)者[2-12]提出了不同的構(gòu)造措施,來延緩或阻止局部屈曲現(xiàn)象。主要措施有:1)設(shè)置約束拉桿:如蔡健等[2-3]通過設(shè)置約束拉桿來增強(qiáng)約束效果,基于大量試驗探討帶約束拉桿L形、十字形、T形截面鋼管混凝土柱核心混凝土的本構(gòu)關(guān)系;左志亮等[4]分析了不同截面形式的異形鋼管混凝土短柱軸壓、偏壓力學(xué)性能;林云崢[5]和蘇廣群[6]分別對帶約束拉桿的十字形鋼管混凝土異形柱進(jìn)行了軸壓和偏壓性能研究;2)設(shè)置加勁肋:如黃宏等[7]研究了設(shè)置加勁肋的寬厚比對方鋼管混凝土短柱軸壓力學(xué)性能的影響;林震宇等[8]研究了設(shè)置加勁肋對L形鋼管混凝土短柱承載力和延性的影響;王玉銀等[9]對設(shè)置鋼筋加勁肋T形鋼管混凝土柱的抗震性能進(jìn)行了研究;3)型鋼組合:如徐禮華[10]和屠永清等[11]研究了將方矩形鋼管組合焊接成T形柱的軸壓力學(xué)性能;楊勇等[12]將兩個彎制成“L”形的鋼板焊接成U形,然后將U形鋼管和方鋼管焊接組合成多腔室的十字形截面柱,并研究其在不同軸壓比和防火層厚度下的耐火性能。這些構(gòu)造措施在一定程度上提高了試件的承載力并改善了其延性。以上研究主要集中在L形和T形鋼管混凝土異形柱,對十字形鋼管混凝土異形柱的研究少見報道,且已知的十字形鋼管混凝土異形柱焊縫數(shù)量較多,不僅力學(xué)性能受焊縫質(zhì)量影響較大,更加大了施工裝配的難度。

為了提高鋼材對混凝土的約束效果并減少焊縫的數(shù)量,提出了由方鋼管混凝土芯柱和四周矩形鋼管混凝土翼柱組合焊接而成的一種新的鋼管混凝土異形柱截面形式[13]。該截面形式可以根據(jù)實際工程設(shè)計要求,通過增加槽鋼數(shù)量來增加柱肢的長度。為了驗證該組合式十字形鋼管混凝土柱的工作性能。本文以試件長度和截面形式為主要參數(shù)設(shè)計了5根試件,對其進(jìn)行軸壓試驗,通過觀察試件破壞形態(tài)以及對比分析荷載-應(yīng)變曲線,討論了截面形式和柱長對試件軸壓力學(xué)性能的影響,并在此基礎(chǔ)上建議了該類試件的軸壓承載力簡化計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件的設(shè)計與制作

試驗共設(shè)計了5根試件,主要考察試件長度和截面形式對組合式十字形鋼管混凝土柱軸壓力學(xué)性能的影響。試件具體設(shè)計參數(shù)及軸壓極限荷載見表1。試件的混凝土強(qiáng)度由與其同批次澆筑和同條件養(yǎng)護(hù)28 d后的標(biāo)準(zhǔn)試塊測得,混凝土試塊的立方體抗壓強(qiáng)度fcu,k為49.4 MPa;分別從方鋼管和槽鋼余料上取材制作標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件,按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》測得方鋼管屈服強(qiáng)度fy為338.3 MPa,槽鋼屈服強(qiáng)度fy為458.6 MPa。

組合式十字形鋼管混凝土柱由方鋼管和槽鋼組合焊接而成,為保證截面平整度和試件的垂直度,在試件一端焊接一塊厚度為15 mm的方形蓋板,并作為混凝土澆筑的底模?；炷琉B(yǎng)護(hù)兩周后,將上部混凝土鑿毛并填補(bǔ)高強(qiáng)環(huán)氧砂漿,待高強(qiáng)環(huán)氧砂漿硬化后打磨平整并焊上蓋板,以保證試件在加載初期即能共同受力。所有焊縫均按GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行設(shè)計,以保證焊縫質(zhì)量。

表1 試件參數(shù)及極限荷載實測值Table 1 Test parameters and measured values of ultimate load

表中S、SSA分別表示S形截面(十字形截面)和SSA形截面(十字形加肢截面);L為試件長度,a為芯柱鋼管邊長,ts為芯柱鋼管壁厚,其他尺寸各試件取值相同,即h為槽鋼高度,取80 mm,d為槽鋼腰(腹板)厚度,取3.1 mm,b為單槽鋼腿(翼緣)長度,取40 mm,tc為鋼腿平均厚度,取5.3 mm;λ為繞X軸方向長細(xì)比(對于SSA形截面,其弱軸為X軸),計算方法參照文獻(xiàn)[10],Nue為試驗實測極限荷載。

1.2 加載方案及測點布置

試驗加載布置如圖1所示。試件安裝過程中需使試件的形心與加載裝置底座的中心重合以保證幾何對中,針對減小試件偏心或不均勻受壓對軸壓試驗的影響,在試件放置過程中需要保持試件的軸心與加載裝置底座的中心重合進(jìn)而保證試件和加載裝置幾何對中并在蓋板頂部加少量石英砂,以理論極限荷載的10%對試件預(yù)加載;通過讀取試件中間對稱位置的應(yīng)變值,并以應(yīng)變值保持一致為標(biāo)準(zhǔn)。若未滿足試驗的力學(xué)對中再進(jìn)行分級加載時,每級加載持荷2 min。前期加載過程中,每級加載值為理論極限荷載值的1/10;當(dāng)加載至理論極限荷載值的80%時,每級加載值減小為理論極限荷載值的1/20,持荷2 min;當(dāng)加載值接近試件理論極限荷載值時,不再分級加載,而是開始緩慢連續(xù)加載,以便記錄到峰值荷載,直至荷載下降到峰值荷載的80%(或縱向應(yīng)變超過0.02)時,停止加載并卸載。

為了便于記錄數(shù)據(jù)和分析描述,按順時針方向?qū)⒃嚰膫€面分別標(biāo)為1～7號面,其標(biāo)號、位移計和應(yīng)變片測點布置如圖2所示。試件下端對稱布置4個位移計,測量其縱向相對位移;在1～4號面的中截面處垂直高度方向布置縱向應(yīng)變片和橫向應(yīng)變片,測量試件的應(yīng)變。

圖1 試驗加載布置Fig.1 Test loading set-up

a—S形截面測點布置; b—SSA形截面測點布置。圖2 試件測點布置Fig.2 Arrangements of measurement points

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

觀察5組構(gòu)件軸壓試驗全過程發(fā)現(xiàn),從試驗開始到加載到90%的極限承載力,所有試件表面都沒有出現(xiàn)明顯變形、屈曲等變化。以試件S700的試驗現(xiàn)象為例,加載至2 185 kN(79%的極限承載力)時,2號面和3號面之間的陰角焊縫處有少量焊渣脫落;軸向荷載從2 490 kN(90%的極限承載力)增加至2 626 kN(95%的極限承載力)的過程中,試件端部最先出現(xiàn)輕微鼓曲,鼓曲位置為2號面距試件底端約150 mm處。隨后,試件其他面依次出現(xiàn)小鼓曲現(xiàn)象,分別為:3號面中間部位,3號面靠近上蓋板處,1號面距試件底端約180 mm處,4號面距試件底端約150 mm處。繼續(xù)持荷至極限荷載的過程中,3號面下部又出現(xiàn)了明顯的新鼓曲,4號面和1號面的小鼓曲有較明顯的發(fā)展,其他已生成小鼓曲無明顯變化。推測原因為,此階段加載過程中,由于3號面所處的翼柱混凝土為整個試件較薄弱位置,首先發(fā)生較大變形,導(dǎo)致試件由軸心受壓轉(zhuǎn)變?yōu)槠氖軌?較大的力由3號翼柱分擔(dān)。而3號翼柱首先發(fā)生較嚴(yán)重變形的原因是混凝土澆筑不均勻?qū)е隆＿_(dá)到極限荷載之后持續(xù)加壓,軸向變形持續(xù)增大,荷載下降緩慢,直至鋼管內(nèi)部混凝土破碎,退出工作,外部槽鋼腰壁鼓曲迅速發(fā)展并出現(xiàn)多個明顯的鼓曲,試件破壞。

整個加載周期內(nèi),5組試件出現(xiàn)鼓曲、小鼓曲發(fā)展的過程相似。由于端部效應(yīng)的影響,最早出現(xiàn)的局部鼓曲均位于試件端板附近,隨后向試件中部蔓延,中部鼓曲的發(fā)展一般較快,沿徑向方向的鼓曲程度基本相同。試件最終破壞形態(tài)表現(xiàn)為翼柱槽鋼外表面多處局部鼓曲,部分試件有槽鋼撕裂的情況,表現(xiàn)為剪切型破壞和局部屈曲型破壞[10],如圖3所示。

對比S形截面的3組試件可知:S500、S700和S900的大部分鼓曲均集中在端部,最終導(dǎo)致試件端部嚴(yán)重鼓曲,S500的端部效應(yīng)最明顯,焊縫開裂,槽鋼腹板撕裂;隨著柱長的增高,沿高度方向出現(xiàn)多個小鼓曲,較均勻地分散了應(yīng)力集中的情況,試件破壞時仍有較完整的外觀。對比SSA形截面的兩組試件,大部分鼓曲集中在弱軸所在的翼柱槽鋼處,試件破壞形態(tài)為弱軸彎曲破壞。

a—正視圖; b—左視圖。圖3 各試件的破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of specimens

值得注意的是,所有試件產(chǎn)生的鼓曲大多集中在腹板面1～4號,而翼緣面5～7號較少出現(xiàn)鼓曲。分析原因為該組合式十字形截面陰角處的寬厚比較小,因此陰角處管壁對混凝土有較好的約束效果。

2.2 縱向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

圖4給出了所有試件的荷載-平均縱向應(yīng)變關(guān)系曲線。由于軸壓試驗后期,鋼管加載值超過試件極限承載力,鋼管鼓曲位置應(yīng)變過大,超出應(yīng)變片測定范圍,所以應(yīng)變片采集只記錄試件達(dá)到極限荷載之前的縱向應(yīng)變值,而試件承受荷載達(dá)到極限承載力之后的縱向應(yīng)變值則由位移計讀數(shù)換算得出[14]。

圖4中的5根試件的荷載-平均縱向應(yīng)變關(guān)系曲線都表現(xiàn)為彈性階段線性上升,隨著荷載的增大進(jìn)入非線性上升階段,隨后緩慢下降。從加載至加載值達(dá)到極限荷載的55%～75%時,試件始終處于彈性工作階段,軸線荷載與中截面壓縮變形呈線性增長,試件表面也沒有明顯變形,且各試件在此階段剛度基本一致。當(dāng)加載值超過極限荷載的75%以后,試件進(jìn)入彈塑性階段,此階段的荷載-平均縱向應(yīng)變變化曲線表現(xiàn)為非線性變化,軸向壓縮變形有較明顯增大。當(dāng)加載至極限荷載時,試件的荷載-平均縱向應(yīng)變曲線有平緩下降,但是下降幅度很小,表明組合式十字形鋼管混凝土有較好的延性。

圖4 荷載-平均縱向應(yīng)變關(guān)系曲線比較Fig.4 Comparisons of N versus ε curves of specimens

對比5組試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn):隨著試件高度的增加,SSA900極限承載力較SSA700下降了1.35%,S900較S700下降了3.91%;保持試件高度不變,改變試件的截面形式時,SSA900的承載力較S900提升了26.92%;SSA700的承載力較S700提升了36.14%,表明試件加肢可以有效提高試件的極限承載力,即該組合式十字形鋼管混凝土通過加焊翼柱的形式不僅有較高的承載力,還可以實現(xiàn)裝配式施工、靈活改變截面形式,具有良好的適用性。

2.3 橫向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

組合式十字形鋼管混凝土采用U型槽鋼和鋼管組合的截面形式,考慮到試件外表面的U型槽鋼腹板面和翼緣面尺寸不同,且試件在試驗過程中均有不同程度的槽鋼腹板撕裂的情況,所以探討了組合式十字形鋼管混凝土軸壓橫向變形發(fā)展規(guī)律。分別計算腹板面(圖2所示的1～4號面)和翼緣面(圖2所示的5～7號面)的平均應(yīng)變,圖5給出了試件的荷載-平均橫向平均應(yīng)變曲線的比較,其中 F表示腹板面,Y表示翼緣面。所有試件腹板面的平均橫向應(yīng)變均大于翼緣面的平均橫向應(yīng)變,且在加載過程中產(chǎn)生的鼓曲大多集中在腹板面,說明腹板面的橫向變形大于翼緣面。后期研究中可考慮采用加厚槽鋼腹板的形式來提升組合式十字形鋼管混凝土的承載力和延性。

a—S形截面; b—SSA形截面。圖5 荷載-橫向平均應(yīng)變關(guān)系曲線比較Fig.5 Comparisons of N versus ε curves

3 軸壓承載力簡化計算

借鑒屠永清等[15]提出的多腔室T形柱的軸壓承載力計算方法,結(jié)合現(xiàn)行規(guī)范給出的普通鋼管混凝土承載力計算公式,提出適用于本文所述的組合式十字形鋼管混凝土柱的軸壓承載力計算方法。

將試件按照腔室分成1個方形部件和多個矩形部件,試件的軸壓承載力即為幾個部件的承載力之和。首先將假定槽鋼為如圖6所示封閉的矩形鋼管,該矩形鋼管截面長度為h、寬度為d+tc(tc為圖6陰影部分厚度)。然后分別計算中心方鋼管混凝土柱的承載力和所有假定的矩形(槽鋼)混凝土的承載力。最終可認(rèn)為:構(gòu)件的承載力=中心部件承載力+所有矩形部件承載力-對應(yīng)個數(shù)鋼板分擔(dān)的承載力。

設(shè)中心部件截面面積為A1,承載力為N1;假定的單個矩形部件截面面積為A2,承載力為N2;試件整體的組合軸壓強(qiáng)度為f′scy,則S形截面試件的組合軸壓強(qiáng)度表達(dá)式為:

圖6 計算截面示意Fig.6 Calculated section diagram

(1a)

SSA形截面試件的組合軸壓強(qiáng)度表達(dá)式為:

(1b)

式中:Asc為試件截面總面積;fy2為槽鋼屈服強(qiáng)度(陰影部分的屈服強(qiáng)度與槽鋼相同);fscy1、fscy2分別為中心部件和單個矩形部件的組合軸壓強(qiáng)度。fscy的取值參考韓林海等的研究[16]:

fscy=(1.18+0.85ζ)fck

(2a)

(2b)

式中:ζ為約束效應(yīng)系數(shù)。

因此試件的軸壓穩(wěn)定承載力公式為:

Nc=φAscf′scy

(3)

式中:φ為穩(wěn)定系數(shù),參考文獻(xiàn)[16]取值。

利用上述組合式十字形鋼管混凝土柱承載力計算方法對5根試件進(jìn)行計算,計算結(jié)果與本文試驗結(jié)果列于表2。其中Nue為試件實測極限承載力,Nc為利用本文所述公式得到的計算結(jié)果。Nc/Nue的平均值為0.976,標(biāo)準(zhǔn)差為0.037,表明計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,說明本文提出的承載力計算公式適用于組合式十字形鋼管混凝土柱。但由于試件個數(shù)有限,其適用范圍還需要通過大量的試驗,以及進(jìn)一步的參數(shù)分析來確定。

表2 簡化計算結(jié)果與試驗結(jié)果比較Table 2 Comparison between simplified calculation results and experimental results

4 結(jié) 論

通過對5根組合式十字形鋼管混凝土試件的軸壓試驗結(jié)果進(jìn)行分析,可以得出以下結(jié)論:

1)組合式十字形鋼管混凝土試件由多個腔室組成,提高了鋼管對各腔室核心混凝土的約束能力。試件破壞形態(tài)以先后出現(xiàn)多個小鼓曲現(xiàn)象為主,極限抗壓承載力也有較大提升,當(dāng)加載超過極限荷載后仍能表現(xiàn)出較好的延性。

2)隨著試件高度的增加,加載過程中容易出現(xiàn)偏心受力的情況,試件的極限承載力下降。相同高度的組合式十字形鋼管混凝土柱,增加兩個腔室的SSA形截面試件比S形截面試件的承載力顯著提高。SSA形截面表明該組合式十字形鋼管混凝土通過加焊翼柱的形式不僅有較高的承載力,還可以實現(xiàn)裝配式施工、靈活改變截面形式,具有良好的適用性。

3)利用本文所述的承載力計算公式計算組合式十字形鋼管混凝土柱的軸壓承載力時,計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。