鄭新志

(華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640）

0 前言

減小鋼管混凝土柱的鋼管壁厚度可大量降低耗鋼量，降低工程造價(jià)，促進(jìn)節(jié)約型、經(jīng)濟(jì)型社會(huì)和諧發(fā)展。但薄壁鋼管不利于對(duì)內(nèi)填混凝土的約束作用，如果片面減小鋼管混凝土柱的鋼管壁厚度，盲目偷工減料，柱的剛度和延性會(huì)大大降低，抵抗局部屈曲會(huì)明顯減弱，甚至危及建筑物安全，造成生命和財(cái)產(chǎn)重大損失。對(duì)于薄壁方形鋼管混凝土柱，有效且經(jīng)濟(jì)地提高柱的剛度和延性，增強(qiáng)其抵抗局部屈曲的能力是目前的一項(xiàng)重要研究課題。

方形鋼管混凝土柱由于與墻體的協(xié)調(diào)性，目前在建筑工程中的應(yīng)用極為廣泛。方形鋼管混凝土柱的鋼管對(duì)內(nèi)填混凝土也有一定的約束作用，和混凝土柱相比，具有承載力和變形能力好的特點(diǎn)；和鋼結(jié)構(gòu)相比，防火性能優(yōu)越[1、2]。

方形鋼管混凝土柱鋼管對(duì)內(nèi)填混凝土的約束作用主要集中于柱角區(qū)域，側(cè)面約束取決于鋼管壁的平面外剛度[3]。常用的鋼管混凝土柱由于鋼管壁的寬厚比較大，因而側(cè)邊的約束力較小 （見圖1），對(duì)柱的承載力和變形能力的改善很難達(dá)到預(yù)期效果，常用加大鋼管壁厚度的措施可以提高側(cè)面約束力，從而提高柱的承載力和變形能力，但大幅度提高鋼材用量，經(jīng)濟(jì)性極差[4]。

圖1 方形鋼管混凝土柱核心混凝土受約束力示意圖Fig.1 Binding force diagram of core concrete in filled quadrate steel tube column

針對(duì)一般方形鋼管混凝土柱（見圖2f）約束機(jī)理的缺陷，華南理工大學(xué)蔡健等[5～8]提出了帶約束拉桿鋼管混凝土柱（見圖2c），其特點(diǎn)是是在鋼管混凝土柱中沿縱向每隔一定間距的橫截面上設(shè)置橫向水平約束拉桿（鋼筋），以提高鋼管在四個(gè)邊中部對(duì)核心混凝土的約束作用，從而改善鋼管混凝土柱構(gòu)件的力學(xué)性能[6]。通過大量的試驗(yàn)和理論研究，探明了帶約束拉桿方形鋼管混凝土柱的約束機(jī)理，提出了該柱的設(shè)計(jì)方法和構(gòu)造措施[7、8]。

作為勁化方形截面鋼管混凝土柱系列研究的一部分，本文通過試驗(yàn)和有限元理論相結(jié)合，研究勁化帶布置方式、勁化帶截面寬厚比對(duì)勁化方形截面鋼管混凝土本構(gòu)關(guān)系的影響，以期找出影響勁化方形截面鋼管混凝土柱軸壓性能的規(guī)律，為后續(xù)研究提供基礎(chǔ)，為工程應(yīng)用提供參考。

1 勁化設(shè)計(jì)

約束拉桿的設(shè)置能極大改進(jìn)方形鋼管混凝土柱的力學(xué)性能，但約束拉桿之間區(qū)域仍然會(huì)出現(xiàn)彈塑性局部屈曲現(xiàn)象，對(duì)內(nèi)填混凝土的約束作用受到削弱，對(duì)于鋼管混凝土柱尤其是薄壁方形鋼管混凝土柱，僅加設(shè)約束拉桿尚有不足。據(jù)此，本文提出勁化鋼管混凝土柱的設(shè)計(jì)（見圖2：C1、C4、C5、C6、C8、C9）。通過對(duì)普通薄壁方形鋼管混凝土柱加設(shè)勁化帶與約束拉桿，即為本文所述勁化薄壁方形鋼管混凝土柱。其勁化作用主要體現(xiàn)在3個(gè)方面：① 是增加鋼管混凝土柱的剛度；② 是增強(qiáng)柱子抵抗局部屈曲的能力；③是提高其延性性能。勁化方形鋼管混凝土柱憑借勁化帶與約束拉桿的和諧搭配，在增加極少用鋼量又不增加施工難度，影響施工進(jìn)度的情況下，最大限度的減緩約束拉桿之間彈塑性屈曲，提高側(cè)面約束能力，改善柱的力學(xué)性能。圖2a為單列外橫內(nèi)縱式勁化薄壁鋼管內(nèi)填混凝土柱的立面圖和平面圖 (圖2b，C1)為雙列外橫內(nèi)縱式勁化薄壁鋼管內(nèi)填混凝土柱的立面圖和平面圖（圖2d，C4、C5、C6）為外橫式勁化薄壁鋼管內(nèi)填混凝土柱（圖2e，C8）為內(nèi)縱式勁化薄壁鋼管內(nèi)填混凝土柱（C9）。

圖2 方形截面鋼管混凝土柱構(gòu)造形式Fig.2 Structural styles of square section CFST column

2 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了10個(gè)1∶6比例的非勁化與勁化方形截面鋼管混凝土短柱試件做軸壓承載力試驗(yàn)（見圖3）。主要考慮的試驗(yàn)參數(shù)為勁化帶設(shè)置方式和勁化帶截面寬厚比，見表1。試件的形狀如圖3所示。表1中所有試件的截面邊長(zhǎng)為200 mm，高度為600 mm，鋼管壁厚為 3.75 mm。試件 C4、C5、C6為勁化帶截面寬厚比變化的雙列內(nèi)縱外橫式短柱，試件C7、C8、C9和C10為勁化帶設(shè)置方式不同的對(duì)比短柱，其中1個(gè)不設(shè)約束拉桿（試件編號(hào)為C10）。試驗(yàn)在華南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行，加載儀器采用結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室內(nèi)CSS－254型15 000 kN長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)（見圖4）。

圖3 試件制作Fig.3 Specimens in the making

圖4 試件加載Fig.4 Test setup for loading&measuring

表1 勁化帶約束拉桿方形鋼管混凝土短柱軸壓承載力試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameters for specimens of stiffened square CFT columns with Binding Bars

表1中as，ds分別為約束拉桿橫向間距和約束拉桿縱向間距（每邊設(shè)一個(gè)拉桿時(shí)橫向間距指拉桿到鋼管角部的距離），ds為約束拉桿直徑，試件高度為600 mm。 t為鋼管壁厚，bjh，tjh為橫向勁化帶寬度和厚度，bjv，tjv為縱向勁化帶的寬度和厚度，見圖2所示。

方形鋼管由四塊鋼板通過焊接拼接而成，焊縫采用坡口焊形式，焊縫設(shè)計(jì)按現(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》進(jìn)行。在拼接鋼板前，預(yù)先在鋼板設(shè)置拉桿處機(jī)械冷鉆成孔，孔徑較拉桿直徑大3 mm，以便拉桿穿過。拉桿通過其端部的墊塊與鋼管圍焊連成一體。鋼管及拉桿均在工廠（廣州文沖船廠）加工制作完成后，運(yùn)到華南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室采用商品混凝土一次澆筑完成。

鋼板和拉桿（鋼筋）的材料特性按《GB228-87金屬拉伸試驗(yàn)方法》規(guī)定的方法進(jìn)行拉伸試驗(yàn)確定?；炷亮⒎皆噳K強(qiáng)度 由相同條件下成型養(yǎng)護(hù)的150mm立方試塊按標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)測(cè)得，測(cè)試方法按《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》（GBJ81-85）進(jìn)行。試驗(yàn)得到的材料特性見表2。

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Material properties of specimens

安裝試件時(shí)先確定試件截面形心的位置，然后以形心為坐標(biāo)原點(diǎn)確定試件截面的坐標(biāo)系。試件安裝時(shí)，先將柱腳放在壓力機(jī)平臺(tái)的中心，然后加兩塊厚度20 mm的300 mm×300 mm的鋼板，試件底部用水泥砂漿找平；試件安置對(duì)中，頂部用水泥砂漿找平，然后再放上一塊20 mm厚的鋼板，用水平尺再次找平；將放好試件的壓力機(jī)平臺(tái)緩慢移動(dòng)到壓力機(jī)下，這樣試件就可直接安放在試驗(yàn)機(jī)加荷板之間進(jìn)行加載試驗(yàn)。軸心加載試件通過加載板直接加載到截面的形心處。荷載由壓力機(jī)自帶的壓力傳感器直接讀取，加載級(jí)別由計(jì)算機(jī)控制，開始階段采用荷載控制的加載方式，加載速度為2 kN/s。當(dāng)荷載－位移曲線由直線變?yōu)榍€以后改為位移控制的加載方式，加載速度控制為 0.3 mm/s[9、10]。

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖5為各試件的破壞形態(tài)。加載初期所有試件處于彈性工作階段，荷載-位移曲線為一直線段。對(duì)于不設(shè)置約束拉桿的方形鋼管混凝土試件，達(dá)到極限荷載后，柱中偏上處鋼管邊長(zhǎng)中部向外迅速鼓起，承載力迅速下降導(dǎo)致試件破壞。帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件達(dá)到極限荷載后，在柱中處或柱中偏上處、橫向兩排約束拉桿之間鋼管邊長(zhǎng)中部逐漸向外鼓起，承載力緩慢下降至極限承載力的70%左右，柱中處鋼管短邊才開始逐漸向外鼓起，承載力緩慢下降直至試件破壞。所有帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件與不設(shè)約束拉桿方形鋼管混凝土試件相比，表現(xiàn)出較好的延性和較高后期承載力；帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件鋼管局部向外鼓起變形較不設(shè)約束拉桿形方鋼管混凝土試件小，且遲出現(xiàn)；勁化帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件與普通帶約束拉桿鋼管混凝土試件相比，表現(xiàn)出較好的延性和較高后期承載力；帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件鋼管局部向外鼓起變形較不設(shè)約束拉桿方形鋼管混凝土試件小，且遲出現(xiàn)；勁化帶寬厚比越小的試件鋼管局部向外鼓起變形越小，越遲出現(xiàn)。

圖5 各試件的破壞形態(tài)Fig.5 Collapse forms of the specimens

4 承載力對(duì)比

勁化方形截面鋼管混凝土短柱的軸壓承載力公式可表示為：

式中，fa和Aa分別為方形截面鋼管的縱向抗壓強(qiáng)度和截面積；fjv和Ajv分別為縱向勁化帶的抗壓強(qiáng)度和截面積；fcc和Ac分別為管內(nèi)核心混凝土的抗壓強(qiáng)度和截面積[11]。

采用ABAQUS建立分析模型。鋼材采用理想的三折線模型，混凝土采用混凝土損傷塑性本構(gòu)模型，內(nèi)填混凝土采用六面體一階減縮積分單元C3D8R，以克服剪切鎖死的問題。外圍的鋼板采用一階四邊形通用殼體單元 S4R。鋼板與混凝土之間接觸面切向用有限滑動(dòng)的庫倫摩擦來考慮兩個(gè)表面之間的相互作用[12]。

各試件試驗(yàn)實(shí)測(cè)、有限元、理論計(jì)算的極限承載力結(jié)果見表3。

表3 試驗(yàn)實(shí)測(cè)、有限元、理論計(jì)算的極限承載力對(duì)比Table 3 Ultimate bearing capacity comparison of test and theoretical calculation，finite element

表3中：Nuc、Nuf、Nue分別為理論計(jì)算、 有限元、 試驗(yàn)實(shí)測(cè)的極限承載力，Nuc10、Nuf10、Nue10分別為理論計(jì)算、有限元、試驗(yàn)實(shí)測(cè)的試件 理論計(jì)算的極限承載力。

對(duì)各試件荷載-軸向變形曲線、極限承載力，及鋼材用量進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見表4。

由圖6和表4可見，勁化帶的設(shè)置可以提高柱子的極限承載力和延性性能，同時(shí)明顯減少鋼材用量，由計(jì)算結(jié)果，加設(shè)相同截面的勁化帶的情況下，減小寬厚比可以提高柱子的承載力。

表4 各試件的極限承載力及鋼材用量Table 4 Ultimate bearing capacity and steel consumption of the specimens

圖6 荷載-縱向位移曲線Fig.6 Curves of load-longitudinal displacement

5 有限元分析對(duì)比

5.1 鋼管約束應(yīng)力分布及屈服模態(tài)

圖7給出了試件達(dá)到極限承載力時(shí)試件各組件的S11應(yīng)力分布情況。

由圖8可看到，達(dá)極限荷載時(shí)，C1勁化帶與約束拉桿的設(shè)置使應(yīng)力峰值從各邊中部分散到了側(cè)邊四分點(diǎn)處。C4、C5、C6勁化帶與約束拉桿的設(shè)置使應(yīng)力峰值從各邊中部分散到了側(cè)邊六分點(diǎn)處。C8勁化帶與約束拉桿的設(shè)置使應(yīng)力峰值從各邊中部分散到了側(cè)邊中點(diǎn)兩側(cè)的1/4處。C7、C9在約束拉桿位置及毗鄰區(qū)使應(yīng)力峰值從各邊中部分散到了側(cè)邊中點(diǎn)兩側(cè)的1/4處，但其余位置高應(yīng)力相互藕斷絲連，峰值轉(zhuǎn)移效果欠佳。由于縱向勁化帶設(shè)置的影響，C9的峰值應(yīng)力相對(duì)于C7有所減小，但整體效果不甚明顯。C10由于未設(shè)置縱橫向勁化帶和約束拉桿，柱體整個(gè)高度中部應(yīng)力峰值明顯。C7、C9由于橫向未設(shè)置橫向勁化帶，容易造成沿柱體縱向的峰值應(yīng)力不易分散，造成柱體中部過早外鼓。C7、C8由于縱向未設(shè)置縱向勁化帶容易造成柱體截面?zhèn)冗厵M向峰值應(yīng)力的連通，加速邊長(zhǎng)方向中部的屈曲變形，從而證明了約束拉桿勁的確需要縱向勁化帶和橫向勁化帶的配合。由約束拉桿中間中心區(qū)壓應(yīng)力分布可以看出，C6、C4、C5鋼管壁受到勁化帶和約束拉桿協(xié)同約束作用呈遞增趨勢(shì)，表明勁化帶寬厚比的減小有助于對(duì)核心混凝土約束作用的發(fā)揮。C10柱體側(cè)邊中間大部進(jìn)入高應(yīng)力狀態(tài)，勢(shì)必造成柱體中部過早進(jìn)入屈服。

圖7 鋼管應(yīng)力S11分布圖Fig.7 S11 stress distribution diagram of steel pipes

圖8 控制測(cè)點(diǎn)應(yīng)變有限元分析對(duì)比圖Fig.8 Stress comparison of control point by FEM

5.2 控制測(cè)點(diǎn)應(yīng)變有限元分析

圖9 約束拉桿中間混凝土應(yīng)力中部分布圖Fig.9 stress distribution diagram of concrete section between binding bars

對(duì)控制測(cè)點(diǎn)應(yīng)變進(jìn)行了有限元分析，結(jié)果見圖9。由圖可以看出：C1試件5號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變大于4號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變，5號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變大于2號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變，證明縱橫向勁化帶同時(shí)設(shè)置時(shí)，使鋼管應(yīng)力S11、S22峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應(yīng)力在區(qū)隔邊緣線的集中；C4、C5、C6試件5號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變大于4號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變，5號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變大于2號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變，證明縱橫向勁化帶同時(shí)設(shè)置時(shí)，使鋼管應(yīng)力S11、S22峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應(yīng)力在區(qū)隔邊緣線的集中；C8試件測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律與C1接近，表明橫向勁化帶單獨(dú)設(shè)置時(shí)，可產(chǎn)生趨近于縱橫向勁化帶同時(shí)設(shè)置所產(chǎn)生的效果；C7、C10的5號(hào)測(cè)點(diǎn)始終小于4號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變，5號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變與2號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變基本一致，所以整體屈服變形必然是中間先出現(xiàn)外鼓；C9使5號(hào)測(cè)點(diǎn)和4號(hào)測(cè)點(diǎn)的橫向應(yīng)變差異相對(duì)于C7有所減小，5號(hào)測(cè)點(diǎn)和2號(hào)測(cè)點(diǎn)的縱向應(yīng)變差異基本不變，未能使鋼管應(yīng)力S11、S22重分布，導(dǎo)致鋼管的整體屈服變形減緩，但歷程不會(huì)根本改變；與C4、C5、C6試件相比，C4試件橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變的差異最為明顯，說明合理的縱向勁化帶和橫向勁化帶截面的優(yōu)化組合對(duì)于改變局部屈曲的分布和歷程有重要影響，以后會(huì)進(jìn)一步加以探索和研究。

5.3 混凝土應(yīng)力有限元分析

圖8表示出鋼管混凝土柱試件在約束拉桿中間混凝土應(yīng)力S33分布圖。由圖8有限元分析可以看出：C1由于設(shè)置了橫向勁化帶，核心混凝土應(yīng)力高于C7、C8、C9、C10，應(yīng)力分布均勻協(xié)調(diào)；C4、C5、C6試件由于設(shè)置了勁化帶，混凝土應(yīng)力有較大增加，整個(gè)截面在高應(yīng)力狀態(tài)下，角部應(yīng)力最大，應(yīng)力變化梯度最多，分布更加均勻協(xié)調(diào)，核心混凝土應(yīng)力顯著增大。隨著勁化帶寬厚比的減小，約束拉桿之間的周邊側(cè)向約束應(yīng)力增大之間的周邊側(cè)向約束應(yīng)力增大，混凝土的應(yīng)力值增加，兩排約束拉桿中間的混凝土的應(yīng)力值分布趨于相近，整體上較單軸強(qiáng)度有較大幅度提高；C7由于設(shè)置了約束拉桿，核心混凝土應(yīng)力有所增加，應(yīng)力分布趨于均勻，核心混凝土有小部分高應(yīng)力區(qū)；C8由于設(shè)置了橫向勁化帶，應(yīng)力分布明顯均勻協(xié)調(diào)，變化梯度極小；C9由于設(shè)置了縱向勁化帶，凝土應(yīng)力進(jìn)一步提高，核心混凝土始終高應(yīng)力區(qū)擴(kuò)大，但提高程度受限，總體分布規(guī)律與C7接近；無約束拉桿試件C10在角部約束作用大，隨著向中間過渡，約束作用迅速降低，反映在分布上為角部和核心區(qū)的混凝土應(yīng)力值較大，較之單軸強(qiáng)度有所提高，核心混凝土應(yīng)力最小，應(yīng)力分布最不均勻，核心混凝土始終未形成高應(yīng)力區(qū)?？梢?，勁化帶對(duì)改善約束拉桿對(duì)核心混凝土約束作用是有效的，使鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用大小沿周邊更加均勻，全面提高了鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)。

6 結(jié)語

通過對(duì)8個(gè)薄壁鋼管混凝土短柱試件軸壓性能分析，得到主要結(jié)論如下：

（1）在軸壓荷載作用下，由于設(shè)置勁化帶，約束拉桿的約束作用由點(diǎn)狀約束轉(zhuǎn)變?yōu)榫€狀約束，得以均勻分散到鋼管混凝土柱的鋼板，鋼板的側(cè)向變形受到勁化帶線狀約束，大大延緩或甚至避免鋼管在達(dá)到屈服前失穩(wěn)性的局部屈曲，使得極限承載力有較大幅度提高，試件表現(xiàn)出良好的塑性和延性。

（2）單設(shè)縱向勁化帶未能使鋼管應(yīng)力重分布，可使鋼管的整體屈服變形減緩，但屈服歷程不會(huì)根本改變；單設(shè)橫向勁化帶能使鋼管應(yīng)力重分布，但容易造成柱體截面?zhèn)冗厵M向峰值應(yīng)力的連通，加速邊長(zhǎng)方向中部的屈曲變形。

（3）單設(shè)橫向勁化帶可以使鋼管應(yīng)力峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應(yīng)力在區(qū)隔邊緣線的集中，對(duì)柱的承載力和延性，以及鋼管局部屈曲變形歷程的改善效果比單設(shè)縱向勁化帶要好。

（4）縱橫向勁化帶同時(shí)設(shè)置時(shí)，初始屈服點(diǎn)由側(cè)邊中心發(fā)生分散和轉(zhuǎn)移，屈服歷程發(fā)生根本改變；勁化帶寬厚比對(duì)帶約束拉桿薄壁方形鋼管混凝土試件的軸壓性能影響顯著。試驗(yàn)可得，隨著勁化帶寬厚比的減小，鋼管混凝土試件的承載力增大，試件發(fā)生局部屈曲時(shí)對(duì)應(yīng)的縱向應(yīng)變?cè)龃螅有韵禂?shù)增大。

（5）勁化帶橫截面面積相同時(shí)，寬厚比越小，提高方形截面鋼管混凝土短柱的軸壓承載力和變形能力的效果越好。

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