李曉東，蔡維沛，高立堂

(青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東 青島 266033 )

型鋼混凝土異形柱是在鋼筋混凝土異形柱和型鋼混凝土柱的基礎(chǔ)上產(chǎn)生的一種異形柱結(jié)構(gòu)形式.具有布置靈活、建筑美觀的特點(diǎn)，并且承載力高、抗震性能好的優(yōu)點(diǎn)[1-3]，可成為異形柱結(jié)構(gòu)體系新的發(fā)展方向.

異形柱由于柱肢和混凝土保護(hù)層厚度較薄弱，型鋼加快熱傳導(dǎo)速度，承載力降低較多，因此，型鋼混凝土異形柱的抗火性能相對(duì)較差.國(guó)內(nèi)外對(duì)型鋼混凝土異形柱抗火性能的研究幾乎處于空白階段，未形成一套系統(tǒng)的計(jì)算理論和設(shè)計(jì)方法.關(guān)于型鋼混凝土異形柱的抗火性能，楊志新[4]進(jìn)行了等肢T形，高云霏[5]進(jìn)行了等肢十字形，單齊云[6]進(jìn)行了等肢L形，陳錦波[7]進(jìn)行了不等肢L形，閆照健[8]進(jìn)行了等肢L形的型鋼混凝土柱的抗火性能研究.

本文通過展開4根已受火1 h的等肢L形型鋼混凝土柱常溫下的靜力加載試驗(yàn)，研究雙向偏心受壓、加載偏心距、桁架式型鋼骨架等對(duì)型鋼混凝土異形柱的極限承載力、側(cè)向位移、混凝土型鋼粘結(jié)滑移等方面的影響規(guī)律，為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及火災(zāi)后損傷評(píng)估及修復(fù)加固工作提供依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共制作并完成4根等肢L形型鋼混凝土柱，試件總長(zhǎng)3 m、肢長(zhǎng)360 mm、肢厚120 mm，試件剪跨比λ=Hn/2hc0=3 000/660=4.55>3，取λ=3.此外在試件兩端分別設(shè)置高300 mm的擴(kuò)大頭，試件采用桁架式型鋼骨架，選用Q235級(jí)63×40×4.8號(hào)槽鋼，63×8和30×3號(hào)角鋼，腹桿選用直徑為12 mm的HRB400級(jí)鋼筋并采用電弧焊方式焊接，混凝土采用混凝土攪拌站預(yù)制的C30早強(qiáng)防凍自密實(shí)混凝土.圖1為異形柱配鋼示意圖.

圖1 試件的立面及橫截面Fig.1 Elevation and cross section of test columns

依據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2002）、《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)》（GB/T 228.1—2010）要求，在青島理工大學(xué)力學(xué)材料實(shí)驗(yàn)中心進(jìn)行混凝土和鋼材試件的力學(xué)性能試驗(yàn).型鋼fy=275 MPa，fu=380 MPa，Es=2.11×105N/mm2，混凝土fc=24.1 MPa，fcu=35.7 MPa，Ec=3.2×104N/mm2.

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1 火災(zāi)試驗(yàn)

火災(zāi)試驗(yàn)在青島理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)設(shè)備主要包括垂直燃燒爐系統(tǒng)、2 000 kN油壓千斤頂及油泵、門式反力架及橫梁等.

受火方式為L(zhǎng)形柱的內(nèi)折角處兩面受火，并對(duì)受火試件按照一定軸壓比施加豎向荷載.各試件受火時(shí)間均為1 h.火災(zāi)試驗(yàn)爐溫按照ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫控制，通過測(cè)得的爐內(nèi)溫度數(shù)據(jù)手動(dòng)調(diào)控燃燒爐氣閥和油閥來實(shí)現(xiàn).試驗(yàn)過程中要測(cè)得橫截面內(nèi)溫度場(chǎng)變化和軸向位移.

在燃燒爐內(nèi)的不同位置布置5個(gè)N型熱電偶，用于實(shí)時(shí)控制爐內(nèi)溫度按照ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線增長(zhǎng)，與此同時(shí)，火災(zāi)試驗(yàn)中通過Agilent34980數(shù)據(jù)采集儀測(cè)得預(yù)先在柱中橫截面內(nèi)埋置的13根K型熱電偶溫度數(shù)據(jù)，以分析其截面溫度場(chǎng)變化規(guī)律.

圖2 熱電偶布置Fig.2 Positions of thermocouples

圖3 試驗(yàn)裝置全貌Fig.3 General view of test equipments

豎向荷載的加載速度控制在3 kN/s左右，達(dá)到預(yù)定荷載后，保載10 min，待試件軸向位移變形穩(wěn)定后再進(jìn)行點(diǎn)火.試驗(yàn)過程中，由于爐溫不斷升高，試件產(chǎn)生受熱膨脹，并導(dǎo)致千斤頂壓力有所上升，因此，試驗(yàn)中需注意要實(shí)時(shí)調(diào)整油泵，以確保千斤頂保持恒載.

圖4為各試件火災(zāi)試驗(yàn)過程中爐內(nèi)5個(gè)熱電偶實(shí)測(cè)平均升溫曲線與ISO834升溫曲線的對(duì)比，從圖中可以看出基本吻合.

圖4 爐內(nèi)升溫曲線與ISO834標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of temperature-time curve in fumace with ISO834 standard temperature-time curves

1.2.2 火災(zāi)試驗(yàn)結(jié)果

1.2.2.1 溫度場(chǎng)曲線

火災(zāi)試驗(yàn)測(cè)得的溫度場(chǎng)曲線如圖5所示，各測(cè)點(diǎn)的具體情況如表1所示.

圖5 試件實(shí)測(cè)溫度-時(shí)間曲線Fig.5 Measured temperature time curves of specimens

表1 溫度測(cè)點(diǎn)一覽表Tab.1 General view of thermocouples

從曲線看出：(1)隨著受火面距離的增加，實(shí)測(cè)溫度逐漸降低.(2)非受火面測(cè)點(diǎn)8的溫度相對(duì)偏低，集中于60～100 ℃之間，其它測(cè)點(diǎn)多集中于120 ℃附近，最高溫度甚至達(dá)到200 ℃.(3)截面中部測(cè)點(diǎn)7的溫度最低，約為100 ℃，而位于柱肢中部區(qū)域的測(cè)點(diǎn)4、10溫度大體相同，最高溫度可達(dá)到140 ℃.(4)位于內(nèi)折角的測(cè)點(diǎn)6相比受火面其他測(cè)點(diǎn)相比溫度偏低，僅為160 ℃，其余測(cè)點(diǎn)最高達(dá)到500 ℃.(5)從升溫曲線增長(zhǎng)幅度進(jìn)行分析：距受火面近的測(cè)點(diǎn)，溫度基本保持線性增長(zhǎng)，距受火面較遠(yuǎn)的升溫曲線在100 ℃附近趨于平緩，距離受火面較近處現(xiàn)象更為明顯，可能是由混凝土內(nèi)部水分的蒸發(fā)移動(dòng)造成的.

通過測(cè)量火災(zāi)試驗(yàn)時(shí)各試件的豎向位移可知，軸向位移最大值近6 mm，最小值僅為1.1 mm，并且位移與時(shí)間呈線性關(guān)系，所以各試件均未達(dá)到耐火極限.

1.2.3 火災(zāi)后加載方式

加載試驗(yàn)仍在火災(zāi)爐內(nèi)進(jìn)行.加載分為前期預(yù)載和正式加載兩部分，前期預(yù)載共三次，并采用三級(jí)加載方案，預(yù)載最大荷載值不超過極限荷載的70%.正式加載前期按照每60 kN為一級(jí)，臨近破壞時(shí)，改為每30 kN為一級(jí)，每級(jí)加載完成后，保載10 min.

L形柱作為角柱，與柱子正交的兩個(gè)方向只有兩根框架梁與之連接，屬于雙向偏心受力構(gòu)件，本次采用45°加載方式進(jìn)行雙向偏心受壓試驗(yàn).具體加載方式如圖6所示.

圖6 異形柱加載方案Fig.6 Loading method

試驗(yàn)量測(cè)的主要內(nèi)容有柱中截面型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移、側(cè)向位移、跨中截面混凝土應(yīng)變、型鋼應(yīng)變以及豎向荷載.試驗(yàn)設(shè)備主要包括：2 000 kN油壓千斤頂及配套油泵、門式反力架及橫梁、東華DH3815N分布式靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)、DJCK-2裂縫測(cè)寬儀等.

2 試驗(yàn)結(jié)果

試件的宏觀破壞形態(tài)如圖7所示.各試件破壞時(shí)測(cè)得的極限承載力以及破壞形態(tài)如表2所示.

圖7 試件宏觀破壞形態(tài)Fig.7 Damage conditions of specimens after test

表2 試件一覽表Tab.2 General view of test specimens

2.1 破壞特征

DL1荷載加載至破壞荷載的一半時(shí)，受拉區(qū)柱中區(qū)域出現(xiàn)橫向裂縫，當(dāng)加載到60 %時(shí)，受壓區(qū)柱肢出現(xiàn)縱向微裂縫.破壞時(shí)，柱肢中部出現(xiàn)一條明顯的縱向裂縫，受拉區(qū)出現(xiàn)五條間距約100 mm的橫向裂縫，受壓區(qū)柱肢下半段的混凝土壓碎并脫落.

DL2荷載加載至破壞荷載的50 %時(shí)，受拉區(qū)角部柱中區(qū)域出現(xiàn)細(xì)微橫向裂縫，間距約為100 mm，試件發(fā)生破壞后，一肢柱身中部出現(xiàn)兩條較寬的縱向裂縫，另一肢混凝土被壓碎，受拉區(qū)最大橫向裂縫寬度50 mm.槽鋼屈服部位及橫向主裂縫均位于柱中.

當(dāng)加載至破壞荷載的70 %時(shí)，DL3在受拉區(qū)柱中區(qū)域出現(xiàn)橫向裂縫，加載至500 kN，混凝土被壓碎，受拉區(qū)橫向裂縫位于柱中.

DL4的破壞荷載為346.8 kN，當(dāng)荷載加載至破壞荷載的50%時(shí)，受拉區(qū)出現(xiàn)間距約為200 mm的橫向裂縫.隨著試件的破壞，受壓區(qū)柱肢中部出現(xiàn)縱向裂縫，受壓區(qū)混凝土被壓碎但未脫落，受拉區(qū)出現(xiàn)間距約為100 mm的橫向裂縫，柱肢槽鋼屈服部位及橫向主裂縫均位于柱中.

2.2 荷載-縱向變形曲線

試驗(yàn)測(cè)得的荷載-縱向變形曲線如圖8所示.對(duì)于試件的軸向位移，可直接在柱頂架設(shè)位移計(jì)進(jìn)行測(cè)量.

圖8 荷載-縱向變形曲線Fig.8 Load-axial distortion curves

通過曲線可知，火災(zāi)后型鋼混凝土異形柱縱向變形曲線大致分為三個(gè)階段：在加載初期，異形柱軸向變形較??；隨著荷載和軸向位移的增加，異形柱的剛度增大，其主要原因是變形較小時(shí)混凝土單獨(dú)承受軸向荷載，隨著荷載的增加，粘結(jié)作用使得混凝土與型鋼共同受力，剛度增大；當(dāng)混凝土發(fā)生開裂，試件的剛度隨之減小，縱向變形增大.

受火后異形柱極限承載力隨著偏心距的增大而降低，DL2相比DL1承載力下降了22.7%，發(fā)生受拉破壞時(shí)，DL3相比DL2承載力下降了43.9%，DL4相對(duì)于DL3承載力下降了30.6%.在發(fā)生受拉破壞時(shí)，由于混凝土受壓區(qū)面積減小，另外受火災(zāi)影響，測(cè)點(diǎn)2溫度最高達(dá)到450℃，混凝土彈性模量損傷較大，所以承載力下降較多.

2.3 荷載-撓度曲線

試件的荷載-撓度曲線如圖9所示.

圖9 荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curves

試件撓度主要考慮柱中，分為X軸方向的撓度曲線與Y軸方向的撓度曲線兩種.試件開裂前的荷載-撓度曲線呈線性關(guān)系，開裂以后曲線斜率急劇減小.試件X、Y兩方向的撓度幾乎相等，試件發(fā)生雙向彎曲.隨著荷載的增加，撓度曲線逐漸趨于水平，表明火災(zāi)后型鋼混凝土柱仍具有較大的后期變形能力，延性較好.

2.4 粘結(jié)滑移曲線

滑移值為火災(zāi)后柱中截面混凝土豎向位移與型鋼豎向位移的差值.測(cè)量裝置如圖10所示.

圖10 粘結(jié)滑移測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.10 Arrangement of bond-slip measuring point

各試件粘結(jié)滑移曲線如圖11中所示.

圖11 粘結(jié)-滑移曲線Fig.11 Bond-slip curves

由荷載-粘結(jié)滑移曲線可以得出粘結(jié)滑移分為三個(gè)階段：加載初期，無粘結(jié)滑移，混凝土與型鋼變形基本一致.隨著荷載的增加，混凝土與型鋼發(fā)生相對(duì)位移，此時(shí)，粘結(jié)力主要由型鋼與混凝土之間的摩擦力和機(jī)械咬合力組成，在每肢槽鋼外側(cè)加設(shè)兩根短鋼筋，作為簡(jiǎn)易抗剪連接件，與腹桿與槽鋼之間的焊接點(diǎn)與抗剪連接件產(chǎn)生類似于帶肋鋼筋表面突出肋的作用，開始滑移時(shí)產(chǎn)生對(duì)混凝土的斜向擠壓力，使混凝土受彎受剪，當(dāng)混凝土的應(yīng)變超過其極限拉應(yīng)變時(shí)，混凝土逐漸被壓碎，從而產(chǎn)生新的滑移面，產(chǎn)生更大的相對(duì)滑移，所以試件破壞時(shí)，產(chǎn)生較大的變形，相對(duì)位移也會(huì)急速增大.

試件達(dá)到峰值荷載后，滑移最大值不超過2 mm.通過溫度場(chǎng)曲線可知，測(cè)點(diǎn)8溫度普遍低于100 ℃，測(cè)點(diǎn)2溫度在350 ℃左右，最高達(dá)到450 ℃，混凝土彈性模量損傷較大，開裂較早，但是由于腹桿的布置，承擔(dān)了型鋼與混凝土之間的橫向剪力，有效防止了型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移.

2.5 截面應(yīng)變分布

柱中混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)如圖12所示，各試件柱中截面應(yīng)變分布規(guī)律如圖13所示.

圖12 混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig.12 Steel strain gauge layout

圖13 實(shí)測(cè)截面應(yīng)變分布Fig.13 Strain analysis section diagram

由圖13可以看出，在加載初期和開裂后截面應(yīng)變分布基本呈線性變化.其余試件在加載初期截面應(yīng)變沿截面高度也都基本呈線性變化，受到火災(zāi)的影響，混凝土保護(hù)層受到損傷，異形柱采用空腹式配鋼方式并以200 mm間距在槽鋼之間布置腹桿承受型鋼與混凝土之間的橫向剪力，有效防止型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移.通過空腹式配鋼形式與合理的腹桿布置能夠保證型鋼與混凝土的協(xié)同工作能力，平均應(yīng)變平截面假定基本上仍適用于火災(zāi)后等肢L形型鋼混凝土柱的分析中.

3 結(jié)論

(1)等肢L形型鋼混凝土柱與鋼筋混凝土構(gòu)件受壓破壞機(jī)理相似，且與偏心距有關(guān)，當(dāng)偏心距較小時(shí)，試件為受壓破壞，隨著偏心距的增大，試件發(fā)展為受拉破壞，極限承載力也隨之降低.

(2)混凝土與型鋼之間的粘結(jié)滑移最大值不超過2mm，表明采用桁架式型鋼骨架以及腹桿能夠承擔(dān)型鋼與混凝土之間橫向剪力的作用，提高型鋼與混凝土協(xié)同工作的能力，使其具有良好的整體工作性能.

(3)在雙向偏心受壓的情況下，試件在X、Y軸方向的撓度基本相同，表明在加載時(shí)，試件發(fā)生雙向彎曲.

(4)平均應(yīng)變平截面假定基本上仍適用于火災(zāi)后等肢L形型鋼混凝土柱的分析中.

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