鄧楊鵬， 胡紅松，2， 梅真，2

(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)重點實驗室， 福建 廈門 361021)

鋼管混凝土柱具有承載力高、抗震性能好、易于施工等優(yōu)點，在超高層建筑中得到廣泛應(yīng)用.隨著建筑高度的增加，試件的截面尺寸明顯增大，降低了建筑的有效使用面積，同時，也增加了結(jié)構(gòu)自質(zhì)量和地震荷載.采用超高強混凝土(軸心抗壓強度不小于85.0 MPa的混凝土，對應(yīng)立方體抗壓強度的下限約為100.0 MPa)是減小試件截面尺寸的有效手段，但超高強混凝土的脆性較大，需要為其提供足夠約束來滿足變形能力的要求.相比其他截面形狀的鋼管，圓鋼管能更有效地約束管內(nèi)混凝土，因此，超高強混凝土更適宜在圓鋼管混凝土柱中應(yīng)用.文獻[1-2]分別對圓鋼管混凝土柱的軸壓和壓彎受力性能開展系統(tǒng)研究，采用的混凝土軸心抗壓強度最高為85.1 MPa.文獻[3-15]充分證明了圓鋼管超高強混凝土柱具有良好的力學(xué)性能.

由于混凝土的收縮、溫差或施工不當(dāng)，實際工程中的圓鋼管超高強混凝土柱可能會存在環(huán)向均勻脫空缺陷[11].環(huán)向均勻脫空缺陷示意圖，如圖1所示.圖1中：dc為脫空厚度.李永進等[12]對環(huán)向均勻脫空圓鋼管混凝土柱進行了軸壓試驗研究，采用的荷載為長期荷載.文獻[13-15]對環(huán)向均勻脫空圓鋼管混凝土柱進行了軸壓和偏壓試驗研究，這些試驗的混凝土均含有粗骨料，混凝土軸心抗壓強度均低于85.0 MPa，主要變化參數(shù)脫空率、偏心率(除軸壓外)不作為主要試驗研究參數(shù).

圖1 環(huán)向均勻脫空缺陷示意圖Fig.1 Schematic diagram of circumferential uniform gap

到目前為止，環(huán)向均勻脫空圓鋼管超高強混凝土柱的偏壓試驗未見報道.此外，也沒有考慮環(huán)向均勻脫空缺陷對圓鋼管混凝土柱極限承載力影響的相關(guān)規(guī)范.為了填補這一試驗研究空白，本文對環(huán)向均勻脫空圓鋼管超高強混凝土柱開展了偏壓試驗研究.

1 試驗方案

1.1 試件設(shè)計

設(shè)計的8個試件鋼管均為無縫管，鋼管長度為鋼管直徑的3倍，鋼管上、下端焊接有端板，端板上的澆筑孔直徑均設(shè)為120 mm.試件共有4種偏心率e/D(e為偏心距，D為鋼管直徑)，分別為0，0.2，0.4和0.6.偏心率為0的試件為軸壓試件，軸壓試件的端板尺寸(長×寬×高)為267 mm×267 mm×30 mm；偏心率不為0的試件為偏壓試件，偏壓試件端板尺寸(長×寬×高)為320 mm×190 mm×30 mm，端板上設(shè)有螺栓孔，用于與刀鉸連接.由于刀鉸處的軸力導(dǎo)致應(yīng)力集中產(chǎn)生在偏壓試件端部，為了消除應(yīng)力集中帶來的影響，在偏壓試件的鋼管兩端100 mm范圍內(nèi)設(shè)置了相同厚度的套管.每種偏心率含有1個無脫空試件和1個環(huán)向均勻脫空試件.

環(huán)向均勻脫空試件構(gòu)造，如圖2所示.與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件構(gòu)造除了有用于模擬缺陷的乙烯-醋酸乙烯共聚物(EVA)泡膜外，兩種試件的構(gòu)造保持一致.

(a) 軸壓試件 (b) 偏差試件 圖2 環(huán)向均勻脫空試件構(gòu)造(單位：mm)Fig.2 Structure of the specimens with circumferential uniform gap (unit: mm)

試件參數(shù)，如表1所示.表1中：χ為脫空率；fc0為混凝土軸心抗壓強度；試件編號的第1個數(shù)值代表徑厚比(D/t，t為鋼管厚度)，第2個數(shù)值代表偏心率，字母G代表環(huán)向均勻脫空缺陷.所有試件的直徑D為219 mm，徑厚比D/t為27，鋼管屈服強度fy為359 MPa，套箍指標θ為0.54[16]，θ表達式為

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of the specimens

上式中：As和Ac分別為鋼管和混凝土的截面積.

1.2 加載方案和量測方案

加載方案和量測方案，如圖3所示.圖3中：D1～D6為位移計；S1～S7為應(yīng)變片；d為同列相鄰量測截面的軸向應(yīng)變片間距，d=3D/4-50.

(a) 軸壓試件

(b) 偏壓試件圖3 加載方案和量測方案Fig.3 Loading schemes and measurement schemes

試驗在10 MN軸壓試驗機下進行，整個加載過程采用位移控制，加載速率為0.02 mm·s-1，當(dāng)試件軸向承載力下降到峰值承載力的50%以下或試件中部的水平位移超過40 mm時，終止試驗.對于軸壓試件，分別將4個豎向位移計設(shè)置在端板的4個側(cè)面，用于量測加載點之間的相對豎向位移δv；在試件半高界面處，沿鋼管環(huán)向布置4對軸向和環(huán)向應(yīng)變片.對于偏壓試件，其偏心荷載通過刀鉸裝置施加；分別將2個豎向位移計設(shè)置在端板前后兩個側(cè)面，用于量測加載點之間的相對豎向位移；分別將3個水平位移計設(shè)置在試件半高處和鋼管未加強段4分點處，用于量測水平位移δh；在每個量測水平位移的截面，沿鋼管環(huán)向布置了7對軸向和環(huán)向應(yīng)變片.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 荷載-位移曲線和破壞過程

試件的軸力-豎向位移曲線，如圖4所示.圖4中：N為軸力.由圖4可得出以下4點結(jié)論.

(a) e/D=0 (b) e/D=0.2 (c) e/D=0.4 (d) e/D=0.6圖4 試件的軸力-豎向位移曲線Fig.4 Axial load-versus vertical displacement curves of specimens

1) 所有試件的鋼管初始屈服都發(fā)生在峰值承載力(Nm，試件第一次達到峰值時的承載力)之前，偏壓試件的鋼管受壓側(cè)先于鋼管受拉側(cè)屈服.

2) 對于無脫空試件，在軸力即將達到峰值承載力時，所有試件開始出現(xiàn)混凝土壓潰聲.在承載力下降階段，軸壓試件的鋼管和偏壓試件的未加強段鋼管開始出現(xiàn)局部屈曲，屈曲發(fā)生時刻隨著偏心率的增大而延后.隨著豎向位移的增加，屈曲程度不斷增加，軸壓試件在軸力迅速下降后將基本保持不變，偏壓試件的軸力將持續(xù)下降.

3) 對于環(huán)向均勻脫空試件，在達到峰值承載力后，所有試件的軸力迅速下降，下降速度隨著偏心率的減小而增大.軸力的迅速下降說明當(dāng)脫空率為0.5%的試件達到峰值承載力時，鋼管對混凝土的約束作用很小.繼續(xù)增加豎向位移，鋼管對混凝土的約束作用明顯增加，試件軸力隨著豎向位移的增大而再次增大，當(dāng)試件軸力增大到第2個峰值承載力后，試件軸力會再次下降，下降速度隨偏心率的減小而增大.4) 與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件更早達到峰值承載力，兩者的初始剛度基本保持一致.

以偏壓試件的量測截面中應(yīng)變發(fā)展最快的截面為控制截面，試件控制截面的軸力-水平位移曲線，如圖5所示.

(a) e/D=0.2 (b) e/D=0.4 (c) e/D=0.6圖5 試件控制截面的軸力-水平位移曲線Fig.5 Axial load-horizontal displacement curves of specimen control sections

由圖5可知：在軸力增大至約2/3Nm前，所有試件水平位移發(fā)展速度相對緩慢，隨后，試件水平位移發(fā)展速度持續(xù)加快，隨偏心率的增大而增大；相較于無脫空試件，環(huán)向均勻脫空試件的水平位移發(fā)展速度較快，但在達到峰值承載力前，兩者的水平位移發(fā)展速度相差不大；與豎向位移相比，在試件達到峰值承載力前，水平位移發(fā)展速度相對緩慢，隨后，水平位移發(fā)展速度相對較快.

試件控制截面的彎矩-豎向位移曲線，如圖6所示.圖6中：M為彎矩，M=N(e+Δ)，Δ為控制截面的水平位移.

由圖6可知：對于無脫空試件，軸力的下降沒有使彎矩下降，而是減小了彎矩增大速度；對于環(huán)向均勻脫空試件，在軸力快速下降階段，彎矩也呈下降趨勢，但在軸力緩慢下降階段，彎矩呈上升趨勢，且上升速度比無脫空試件更快；相較于無脫空試件，在環(huán)向均勻脫空試件達到彎矩承載力前，兩者的抗彎剛度基本保持一致.

(a) e/D=0.2 (b) e/D=0.4 (c) e/D=0.6圖6 試件控制截面的彎矩-豎向位移曲線Fig.6 Bending moment-vertical displacement curves of specimens control section

試件的最終破壞形態(tài)，如圖7所示.由圖7可得出以下4點結(jié)論.

(e) e/D=0 (f) e/D=0.2 (g) e/D=0.4 (h) e/D=0.6 圖7 試件的最終破壞形態(tài)Fig.7 Final failure modes of specimens

1) 混凝土壓潰位置與鋼管局部屈曲位置基本一致，壓潰程度隨偏心率的減小而增大.

2) 對于無脫空軸壓試件，混凝土的破壞區(qū)域為一條明顯的斜裂縫，該斜裂縫將混凝土剪切成兩半，形成一個剪切面，該剪切面與外鋼管屈曲位置形成的剪切面保持一致，與文獻[17]得到的結(jié)論一致.

3) 對于環(huán)向均勻脫空軸壓試件，混凝土破壞區(qū)域形成的剪切面不明顯.對于偏壓試件，混凝土壓碎主要集中在中截面附近；受拉側(cè)的裂縫也主要分布于中截面，并近似沿中截面對稱，隨著偏心率的增大，裂縫長度和寬度逐漸增大，這是由于偏心率的提升導(dǎo)致受拉側(cè)鋼管軸向變形增大，開裂更嚴重.

4) 相較于無脫空試件，由于環(huán)向均勻脫空試件鋼管對混凝土的約束相對減小，所以環(huán)向均勻脫空試件的混凝土破碎更加嚴重.對于偏心率為0.2的無脫空偏壓試件，受拉區(qū)鋼管斷裂是由于試驗結(jié)束后的過度加載.

2.2 承載力和延性

基于軸力-屈服位移(δy)曲線確定的主要試驗結(jié)果，如表2所示.表2中：屈服位移定義為曲線上升段0.75Nm對應(yīng)的豎向位移的4/3倍，極限位移δu定義為承載力下降到0.85Nm時的豎向位移；δm為峰值承載力對應(yīng)的豎向位移；μ為延性；Mcm為Nm對應(yīng)的試件控制界面彎矩值.由表2可知：隨著偏心率的增大，試件峰值承載力降低，延性增大；與無脫空軸壓試件相比，環(huán)向均勻脫空軸壓試件的延性更差；與無脫空偏壓試件相比，環(huán)向均勻脫空偏壓試件的延性更好.

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

2.3 鋼管應(yīng)變發(fā)展過程

兩個典型試件的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線，如圖8所示.圖8中：εsh為環(huán)向應(yīng)變；εah為軸向應(yīng)變；應(yīng)變片S1和S7分別位于受拉和受壓邊緣區(qū)域，應(yīng)變較大，能更多地反映應(yīng)變發(fā)展過程，所以對應(yīng)變片S1和S7的數(shù)據(jù)進行分析.由圖8可得出以下2點結(jié)論.

(a) 試件CC-27-0.6 (b) 試件CC-27-0.6-G圖8 兩個典型試件的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線Fig.8 Circumferential-axial strain curves of two typical specimens

1) 對于無脫空試件，在加載初期，鋼管受壓側(cè)一點的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線的切線斜率絕對值|re|保持恒定，當(dāng)該點接近屈服時，切線斜率絕對值開始逐步增大，當(dāng)軸向應(yīng)變達到一定值后，切線斜率的絕對值不再增大，環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線近似為直線.鋼管受拉側(cè)一點的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線的切線斜率絕對值|re|也經(jīng)歷恒定、逐步變化和恒定3個階段.與受壓側(cè)不同的是，切線斜率絕對值在第2階段是逐步減小的.部分試件的切線斜率絕對值在軸向應(yīng)變很小時(遠未屈服)就開始逐步減小了.

2) 與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線的發(fā)展情況與上述情況基本一致，但由于環(huán)向均勻脫空試件存在軸力快速下降的情況，所以曲線斜率在屈服之后還可能會出現(xiàn)突變.

3 極限承載力分析

3.1 無脫空圓鋼管超高強混凝土柱

從我國工程角度出發(fā)，僅對JGJ 138-2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[14]中圓鋼管混凝土柱極限承載力計算方法進行分析.由于鋼管混凝土柱的e/rc(rc為混凝土橫截面的半徑)不大于1.55，所以無脫空試件的承載力計算式為

(1)

式(1)中：Nc為無脫空試件極限承載力計算值；α為與混凝土強度等級有關(guān)的系數(shù)，[θ]為與混凝土強度等級有關(guān)的套箍指標界限值.

當(dāng)偏心率為0時，φe為考慮偏心率影響的系數(shù)，其計算公式為

φe=(1+1.85e/rc)-1.

當(dāng)偏心率為0時，φe為1，式(1)將退化為軸壓試件的極限承載力計算公式.由于規(guī)范中最高的混凝土強度低于文中混凝土強度，所以無法通過規(guī)范對參數(shù)α進行取值.為了擴大規(guī)范的極限承載力計算公式的適用范圍，基于式(1)，通過Matlab軟件對試件承載力進行擬合，以獲得參數(shù)α的適宜取值(針對混凝土軸心抗壓強度為109 MPa的無脫空圓鋼管混凝土柱).

參數(shù)α的適宜取值為1.76，試件極限承載力計算結(jié)果和試驗結(jié)果的對比，如圖9所示.由圖9可知：擬合結(jié)果和試驗結(jié)果吻合良好.因此，當(dāng)參數(shù)α為1.76時，規(guī)范公式可用于計算混凝土強度約為109 MPa的圓鋼管混凝土柱軸壓和偏壓極限承載力.

圖9 計算結(jié)果和試驗結(jié)果對比(無脫空試件)Fig.9 Comparison between calculation results and test results (specimens without gap)

3.2 環(huán)向均勻脫空圓鋼管超高強混凝土柱

由于規(guī)范中沒有環(huán)向均勻脫空圓鋼管混凝土柱極限承載力計算公式，環(huán)向均勻脫空試件與無脫空試件的極限承載力計算原理實質(zhì)上是一樣的，所以，環(huán)向均勻脫空試件的極限承載力計算公式依然可采用式(1).與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件的極限承載力受偏心率的影響不同，當(dāng)環(huán)向均勻脫空試件達到極限承載力時，鋼管對混凝土的約束力更小，所以.與偏心率和鋼管對混凝土約束力有關(guān)的公式參數(shù)與式(1)不同.由此得到環(huán)向均勻脫空圓鋼管混凝土柱試件極限承載力計算式為

NG=φGfc0Ac(1+αGθ).

上式中：NG為環(huán)向均勻脫空試件極限承載力計算值；αG為與鋼管對混凝土約束程度相關(guān)的系數(shù)，φG=(1+ce/rc)-1，c為考慮偏心率影響的系數(shù).

規(guī)范沒有考慮參數(shù)α對參數(shù)φe的影響，因此文中也不考慮參數(shù)αG對參數(shù)φG的影響，即不考慮參數(shù)αG對參數(shù)c的影響，將參數(shù)αG和c作為兩個獨立的參數(shù)進行擬合.為了獲得系數(shù)aG(αG不小于1)和

c，通過Matlab對環(huán)向均勻脫空試件的極限承載力試驗值進行擬合，由此得到αG為1，c為1.54.試件極限承載力計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比，如圖10所示.

圖10 計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比(環(huán)向均勻脫空試件)Fig.10 Comparison between calculation results and test results (specimens with circumferential uniform gap)

由圖10可知：公式計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好.因此，對于脫空率為0.5%的圓鋼管混凝土柱，在達到構(gòu)件極限承載力時，鋼管對混凝土基本沒有約束作用；當(dāng)參數(shù)αG為1，c為1.54時，規(guī)范公式可用于計算混凝土強度約為114 MPa的圓鋼管混凝土柱軸壓和偏壓極限承載力.

4 結(jié)論

1) 隨著偏心率的減小，鋼管局部屈曲發(fā)生時刻提前，試件的延性減小.在達到峰值承載力前，無脫空試件與環(huán)向均勻脫空試件的初始剛度基本保持一致.

2) 在軸力增大至約峰值承載力的2/3前，試件的水平位移發(fā)展速度相對緩慢，隨后，試件水平位移發(fā)展速度持續(xù)加快，并隨偏心率的增大而增大.與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件的水平位移發(fā)展速度相對較快.

3) 混凝土壓潰位置與鋼管局部屈曲位置基本一致，壓潰程度隨偏心率的減小而增大.偏壓試件的受拉裂縫近似沿中截面對稱分布，裂縫長度和寬度隨偏心率的減小而減小.與無脫空試件相比，環(huán)向均勻脫空試件的混凝土破碎更加嚴重.

4) 鋼管受壓側(cè)和受拉側(cè)邊緣的環(huán)向應(yīng)變-軸向應(yīng)變曲線的切線斜率絕對值會經(jīng)歷恒定、逐步變化和恒定3個階段，逐步變化的開始時刻與鋼管初始屈服時刻基本一致.

5) 對于脫空率為0.5%的試件，在達到峰值承載力時，鋼管對混凝土基本沒有約束作用，建議的無脫空和環(huán)向均勻脫空圓鋼管超高強混凝土柱承載力計算公式的承載力與實測承載力吻合良好.