黃經(jīng)緯， 許力， 胡紅松,2, 張鵬程

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 福建 廈門 361021; 3. 廈門大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院, 福建 廈門 361005)

因結(jié)構(gòu)性能良好和施工方便等優(yōu)點(diǎn)，鋼管混凝土(CFST)柱已被廣泛地應(yīng)用于高層建筑.在超高層建筑中，框架柱承受非常大的荷載作用，為了滿足承載力的要求，框架柱的截面尺寸往往較大.采用超高強(qiáng)混凝土可有效降低框架柱的截面尺寸，但也會(huì)降低框架柱的延性.此外，在相同含鋼率的條件下，方鋼管混凝土柱中的混凝土受約束程度不如圓鋼管混凝土柱[1]，導(dǎo)致方鋼管混凝土柱的延性降低更為明顯.為確保采用超高強(qiáng)混凝土的方鋼管混凝土柱具有足夠的延性，可以在方鋼管混凝土柱的內(nèi)部設(shè)置圓鋼管[2-4]、螺旋箍筋[5-7]或纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)管[8-9]，從而給內(nèi)填混凝土施加額外約束.

螺旋箍筋在實(shí)際工程中應(yīng)用廣泛，可有效提高方鋼管混凝土柱的變形能力，但對(duì)內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管混凝土(SCCFST)柱的研究還相對(duì)較少.Ding等[10]對(duì)6個(gè)不同體積配箍率的SCCFST柱試件開展軸壓試驗(yàn).Teng等[5]對(duì)4個(gè)內(nèi)配高強(qiáng)螺旋箍筋的方鋼管混凝土柱試件進(jìn)行軸壓試驗(yàn).陳宗平等[11]完成20個(gè)SCCFST柱試件的軸壓試驗(yàn)，變化參數(shù)為螺旋箍筋間距、箍筋直徑、混凝土強(qiáng)度和鋼管的寬厚比.在上述試驗(yàn)中，除了Teng等[5]采用的混凝土抗壓強(qiáng)度為80 MPa，其余試驗(yàn)采用的混凝土抗壓強(qiáng)度均低于50 MPa.此外，高層建筑中的框架柱承受軸力和彎矩的共同作用，而現(xiàn)有試驗(yàn)只研究了SCCFST柱的軸壓性能.因此，有必要對(duì)這種新型組合柱的偏壓性能進(jìn)行研究.基于此，本文對(duì)內(nèi)填混凝土抗壓強(qiáng)度為111 MPa的SCCFST柱開展偏壓試驗(yàn)，研究SCCFST柱的破壞過程、承載力、延性和控制截面的荷載-變形響應(yīng).

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)普通方鋼管混凝土柱(編號(hào)為EC-O-0.32)、內(nèi)配普通螺旋箍筋方鋼管混凝土柱(編號(hào)為EC-N-0.32)和內(nèi)配高強(qiáng)螺旋箍筋方鋼管混凝土柱(編號(hào)為EC-H-0.32)3種類型的試件.配箍試件構(gòu)造,如圖1所示.普通方鋼管混凝土柱除了未配置螺旋箍筋外，其余構(gòu)造與配箍試件相同.試件鋼管由4塊厚度(t)為5.5 mm的鋼板用坡口焊焊接而成，鋼管截面寬度(B)為200 mm，寬厚比(B/t)為36.4，試件高度(L)為600 mm.為防止試件端部因應(yīng)力集中而過早破壞，采用圍焊鋼板的方法,對(duì)鋼管兩端100 mm的范圍進(jìn)行加強(qiáng).兩端加強(qiáng)區(qū)內(nèi)的螺旋箍筋也進(jìn)行加密處理，箍筋的間距為中間段的一半.鋼管的兩端各焊一塊厚度為30 mm的端板，試驗(yàn)時(shí)，端板與刀鉸通過螺栓連接.

(a) A-A截面 (b) B-B截面 圖1 配箍試件構(gòu)造(單位：mm)Fig.1 Construction of specimens with spiral stirrup (unit: mm)

試件的主要參數(shù)，如表1所示.表1中：D為箍筋約束區(qū)混凝土直徑(測量至螺旋箍筋外徑)；Acc為箍筋約束區(qū)混凝土橫截面積；Ac為內(nèi)填混凝土總截面積；dsp為螺旋箍筋的直徑；Asp為螺旋箍筋的橫截面積；s為中間段箍筋間距；fyp為螺旋箍筋的屈服強(qiáng)度；e為軸力偏心距；e/B為偏心率；ρs為螺旋箍筋體積配箍率，定義為

(1)

表1 試件的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

1.2 材性性能

厚度為5.5 mm的鋼板、螺旋箍筋直徑為8.0 mm的普通鋼筋和高強(qiáng)鋼筋的實(shí)測應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線，如圖2所示.因高強(qiáng)鋼筋的σ-ε曲線無屈服平臺(tái)，將其0.2%殘余應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值取為屈服強(qiáng)度.

圖2 鋼材實(shí)測應(yīng)力-應(yīng)變曲線 Fig.2 Measured stress-strain curves of steel

1.3 加載方案及量測

試驗(yàn)的加載裝置和測點(diǎn)布置,如圖3所示.圖3中：D1～D5為位移計(jì).試驗(yàn)在10 MN壓剪試驗(yàn)機(jī)下進(jìn)行，采用兩對(duì)刀鉸對(duì)試件進(jìn)行偏壓加載，刀鉸轉(zhuǎn)動(dòng)中心之間的距離為960 mm.在試件正面和背面分別架設(shè)一個(gè)豎向位移計(jì)，用于量測兩刀鉸之間的豎向位移.試件左面居中布置3個(gè)水平位移計(jì)，位移計(jì)間距為100 mm，用于量測試件的側(cè)向變形.鋼管4個(gè)側(cè)面均布設(shè)應(yīng)變片，布設(shè)高度與3個(gè)水平位移計(jì)高度一致.在整個(gè)加載過程中，以0.01 mm·s-1的速率施加豎向位移.當(dāng)試件加載至軸力為峰值荷載的50%或軸向位移達(dá)到40 mm時(shí)，停止加載.

(a) 加載裝置 (b) 測點(diǎn)布置 圖3 試驗(yàn)的加載裝置和測點(diǎn)布置(單位：mm)Fig.3 Test setup loading setup and measuring points arrangement (unit: mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件的軸向荷載-軸向位移(Pt-δ)曲線,如圖4所示.圖4中：鋼板的受壓與受拉屈服通過實(shí)測的鋼板軸向應(yīng)變確定；受壓側(cè)鋼板的初始局部屈曲、受拉側(cè)鋼板的斷裂及豎向焊縫的開裂等現(xiàn)象通過觀察確定；混凝土的壓潰和螺旋箍筋的斷裂通過加載過程中的聲響確定.

所有試件的受壓側(cè)鋼板的屈服均先于局部屈曲，這是由于內(nèi)填混凝土限制了鋼板的向內(nèi)變形，鋼管混凝土中的鋼板可簡化為四邊固接板進(jìn)行分析.根據(jù)Timoshenko等[12]提出的該類板的彈性局部屈曲應(yīng)力計(jì)算公式，文中試驗(yàn)的彈性屈曲應(yīng)力(1 500 MPa)遠(yuǎn)大于屈服強(qiáng)度(423 MPa).因此，所有試件的鋼板均先發(fā)生屈服.當(dāng)內(nèi)填混凝土開始?jí)簼r(shí)，試件幾乎達(dá)到峰值荷載，說明組合柱承載力的下降主要由混凝土壓潰導(dǎo)致.試件EC-N-0.32，EC-H-0.32的螺旋箍筋分別在軸向位移約為44，30 mm時(shí)發(fā)生斷裂，表明相同偏心率下高強(qiáng)螺旋箍筋斷裂的發(fā)生早于普通螺旋箍筋，這可能是由于高強(qiáng)箍筋的延伸率小于普通箍筋的延伸率.在加載末期，試件EC-O-0.32，EC-N-0.32的豎向焊縫發(fā)生開裂，試件EC-H-0.32的受拉側(cè)鋼板發(fā)生斷裂.

試件的最終破壞形態(tài)，如圖5所示.由圖5可知：試件的破壞主要集中于彎矩最大的中間段區(qū)域，但不同試件破壞的具體位置不同；破壞集中區(qū)域的受拉側(cè)混凝土裂縫較寬且比較密集；內(nèi)配螺旋箍筋試件由于箍筋的約束作用，當(dāng)加載結(jié)束后，其核心混凝土仍具有較好的完整性.

(a) EC-O-0.32 (b) EC-N-0.32 (c) EC-H-0.32圖4 試件的軸向荷載-軸向位移曲線Fig.4 Axial load-axial displacement curves of specimens

(a) EC-O-0.32 (b) EC-N-0.32 (c) EC-H-0.32圖5 試件的最終破壞形態(tài)Fig.5 Final failure modes of specimens

2.2 承載力和延性比

主要試驗(yàn)結(jié)果，如表2所示.表2中：Pm為峰值荷載(偏壓承載力)；dy為屈服位移，是軸向荷載-軸向位移曲線上升段軸力為0.75Pm時(shí)的位移的4/3倍[13]；dm為峰值位移；du為極限位移，是軸力下降到0.8Pm時(shí)的位移；m為延性比，m=du/dy；Mcm為峰值荷載對(duì)應(yīng)的控制截面彎矩.

表2 主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Primary test results

由表2可知：3個(gè)試件的峰值荷載相對(duì)差值都在5%以內(nèi)， 說明螺旋箍筋對(duì)組合柱承載力的提高作

圖6 實(shí)測鋼管應(yīng)變分布Fig.6 Measured strain distribution of steel pipe

用不明顯；螺旋箍筋能夠顯著提高組合柱的極限位移和延性比；內(nèi)配普通螺旋箍筋方鋼管混凝土柱的延性比約為普通方鋼管混凝土柱的2倍，內(nèi)配高強(qiáng)螺旋箍筋方鋼管混凝土柱的延性比約為普通方鋼管混凝土柱的3倍.

2.3 控制截面的荷載-變形響應(yīng)

由于控制截面的荷載-變形響應(yīng)決定試件的整體受力行為，故對(duì)其進(jìn)行分析.控制截面取3個(gè)測量截面中應(yīng)變發(fā)展最快的截面.由于試件存在幾何缺陷，混凝土材料性能沿試件高度發(fā)生變化，因此，控制截面不一定是試件的中截面.試件EC-O-0.32控制截面的鋼板實(shí)測應(yīng)變分布，如圖6所示.圖6中：d為測點(diǎn)距截面中線的距離.由圖6可知：在試驗(yàn)加載初期，鋼板應(yīng)變沿截面高度大致呈線性分布；鋼管局部屈曲發(fā)生后， 局部屈曲區(qū)域的應(yīng)變量測數(shù)據(jù)受鋼板局部彎曲變形的影響，已不能反映試件的整體變形，但局部屈曲區(qū)域外的鋼管應(yīng)變?nèi)源笾鲁示€性分布.基于平截面假定，由整體變形產(chǎn)生的受壓邊緣應(yīng)變?chǔ)與e可由對(duì)應(yīng)受拉側(cè)的應(yīng)變外推得到，繼而計(jì)算出控制截面的曲率φc.3個(gè)試件控制截面的軸向荷載Pt、橫向位移Δc、無量綱曲率φcB和截面彎矩Mc(Mc=Pt(e+Δc))隨受壓邊緣應(yīng)變?chǔ)與e的響應(yīng)，如圖7所示.

(a) EC-O-0.32

(b) EC-N-0.32 (c) EC-H-0.32 圖7 3個(gè)試件控制截面的響應(yīng)Fig.7 Response of control section of three specimens

由圖7可知：φcB和εce基本呈線性關(guān)系，說明加載過程中中和軸的位置基本不變；當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，控制截面的彎矩也幾乎達(dá)到最大值；由于二階效應(yīng)的影響，達(dá)到峰值荷載后，截面彎矩Mc的下降速度較軸向荷載更為緩慢，試件EC-H-0.32的截面彎矩Mc在峰值荷載后略有增加.

3 偏壓承載力的計(jì)算

目前，現(xiàn)有的國內(nèi)外規(guī)范暫無SCCFST柱的偏壓承載力計(jì)算公式.由上述試驗(yàn)結(jié)果可知：螺旋箍筋能有效提高CFST柱的延性，但螺旋箍筋對(duì)CFST柱承載力的提高作用不明顯.因此，采用已有的方鋼管混凝土柱相關(guān)規(guī)范[14-16]的設(shè)計(jì)公式預(yù)測SCCFST柱的偏壓承載力.CFST構(gòu)件偏壓承載力的設(shè)計(jì)公式，如表3所示.表3中：As，Ac分別為鋼管、管內(nèi)混凝土的截面面積；fy為鋼管屈服強(qiáng)度；fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度;P,M分別為豎向力設(shè)計(jì)值和彎矩設(shè)計(jì)值；Pn，Mn分別為根據(jù)規(guī)范ANSI/AISC 360-16計(jì)算的CFST柱軸向承載力和彎矩承載力；Pu，Mu分別為根據(jù)規(guī)范CECS 159：2004計(jì)算的CFST柱軸向承載力和彎矩承載力；Pn,EC，Mn,EC分別為根據(jù)規(guī)范EN 1994-1-1:2004計(jì)算的CFST柱軸向承載力和彎矩承載力；ac,μd均為抗彎承載比.

規(guī)范EN 1994-1-1:2004采用軸力-彎矩相關(guān)曲線計(jì)算偏壓承載力，相關(guān)曲線由4個(gè)特征點(diǎn)確定，截面強(qiáng)度承載力通過建立4個(gè)特征點(diǎn)間的3條直線方程進(jìn)行計(jì)算.這些計(jì)算公式均不考慮材料的分項(xiàng)系數(shù)與抗力系數(shù).

由設(shè)計(jì)公式計(jì)算得到的偏壓承載力預(yù)測值與試驗(yàn)值的對(duì)比，如表4所示.表4中：PANSI為根據(jù)規(guī)范ANSI/AISC 360-16計(jì)算得到的偏壓承載力預(yù)測值；PCECS為根據(jù)規(guī)范CECS 159：2004計(jì)算得到的偏壓承載力預(yù)測值；PEC為根據(jù)規(guī)范EN 1994-1-1:2004計(jì)算得到的偏壓承載力預(yù)測值.

由表4可知：規(guī)范EN 1994-1-1:2004的偏壓承載力預(yù)測值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，規(guī)范CECS 159：2004，ANSI/AISC 360-16的預(yù)測值都偏于保守，且規(guī)范ANSI/AISC 360-16的保守性過高.這主要是由于規(guī)范ANSI/AISC 360-16計(jì)算組合構(gòu)件偏壓承載力的軸力-彎矩相關(guān)曲線是基于鋼結(jié)構(gòu)的相關(guān)曲線，該曲線不考慮軸力對(duì)彎矩的增強(qiáng)作用，且這種保守性隨著內(nèi)填混凝土對(duì)鋼管混凝土承載力貢獻(xiàn)比例的增大而增大.

表3 CFST構(gòu)件偏壓承載力的設(shè)計(jì)公式Tab.3 Design formula of eccentrically loaded capacity of CFST members

表4 偏壓承載力預(yù)測值與試驗(yàn)值的對(duì)比Tab.4 Comparison between predicted and experimental eccentrically loaded capacity

4 結(jié)論

對(duì)內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管超高強(qiáng)混凝土柱的偏壓性能進(jìn)行研究，完成3個(gè)試件的偏壓試驗(yàn)，其內(nèi)填混凝土的抗壓強(qiáng)度為111 MPa，試驗(yàn)變化參數(shù)為螺旋箍筋強(qiáng)度，可得到以下4個(gè)結(jié)論.

1) 組合柱承載力的下降主要是由混凝土壓潰導(dǎo)致.當(dāng)混凝土開始?jí)簼r(shí)，試件也幾乎達(dá)到峰值荷載.在相同偏心率下，組合柱中高強(qiáng)螺旋箍筋斷裂的發(fā)生早于普通螺旋箍筋.

2) 局部屈曲區(qū)域的應(yīng)變測量數(shù)據(jù)不能反映試件的整體變形.基于平截面假定，受壓邊緣應(yīng)變可由對(duì)應(yīng)受拉側(cè)的應(yīng)變外推得到.當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，控制截面的彎矩也幾乎達(dá)到最大值.由于二階效應(yīng)的影響，達(dá)到峰值后，截面彎矩的下降速度較軸向荷載緩慢.

3) 螺旋箍筋對(duì)方鋼管超高強(qiáng)混凝土柱的承載力提高作用不明顯，但能有效提高組合柱的延性.

4) 規(guī)范EN 1994-1-1:2004能夠較為合理地預(yù)測出內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管超高強(qiáng)混凝土柱的偏壓承載力.