張文江，孟志良，白永兵，蘇勝昔，杜二霞

(1.河北大學(xué) 建筑工程學(xué)院，河北 保定 071002;2.河北農(nóng)業(yè)大學(xué) 城鄉(xiāng)建設(shè)學(xué)院，河北 保定 071001)

弱黏結(jié)薄壁圓鋼管混凝土短柱軸心受壓試驗(yàn)

張文江1，孟志良2，白永兵2，蘇勝昔1，杜二霞1

(1.河北大學(xué) 建筑工程學(xué)院，河北 保定 071002;2.河北農(nóng)業(yè)大學(xué) 城鄉(xiāng)建設(shè)學(xué)院，河北 保定 071001)

對(duì)5個(gè)薄壁鋼管混凝土短柱進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)。其中3個(gè)試件的鋼管內(nèi)壁與混凝土間的黏結(jié)作用被削弱，以研究此狀態(tài)下核心混凝土與外鋼管間荷載的傳遞方式、外鋼管的受力狀態(tài)以及試件的破壞模式。試驗(yàn)結(jié)果表明:削弱核心混凝土與外鋼管間的黏結(jié)作用造成加載端混凝土的荷載份額增大，在該部分發(fā)生局部破壞的可能性增大，鋼管縱深部分承擔(dān)的荷載減少;混凝土內(nèi)部設(shè)置鋼管可以增強(qiáng)混凝土的承載能力，同時(shí)有利于荷載向縱深傳遞，使荷載在較大區(qū)域內(nèi)均勻分布，有利于材料性能的充分發(fā)揮，可以作為鋼管削弱或者核心混凝土與鋼管間黏結(jié)作用削弱條件下提高承載力的一種構(gòu)造措施。

界面弱黏結(jié) 鋼管混凝土 薄壁 短柱 軸壓試驗(yàn)

鋼管混凝土在建筑領(lǐng)域的應(yīng)用日趨廣泛，除了在高層和超高層建筑中大量的工程實(shí)踐外，開(kāi)展鋼管混凝土在低層和多層住宅結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究具有很大的實(shí)際意義。從經(jīng)濟(jì)性方面考慮，此類建筑的構(gòu)件多傾向于采用薄壁鋼管混凝土，但是一些研究表明，由于薄壁鋼管混凝土構(gòu)件的鋼板厚度較薄，往往是鋼管在尚未達(dá)到屈服強(qiáng)度的情況下就發(fā)生了局部屈曲，不僅降低了構(gòu)件的極限承載力，其材料性能也沒(méi)有得到充分發(fā)揮。一些研究成果也建議采用加勁的方式增強(qiáng)鋼管的剛度和增加鋼板與混凝土之間的變形協(xié)調(diào)來(lái)解決，雖然能夠取得一些效果，但是同時(shí)也增加了施工的復(fù)雜性［1-3］。1985年 Sakino等［4］進(jìn)行了18個(gè)圓鋼管混凝土軸心受壓短柱試件的試驗(yàn)研究，試驗(yàn)采用了三種加載方式，其中一種加載方式是荷載僅僅作用在混凝土上，同時(shí)試件采用了涂抹潤(rùn)滑油的方式來(lái)減弱鋼管與核心混凝土黏結(jié)作用。Sakino等的研究表明:在加載初期，此類試件的軸壓剛度最小，而后期的極限承載力最大。本文的試驗(yàn)研究以此為出發(fā)點(diǎn)，采用削弱鋼管內(nèi)壁與核心混凝土間黏結(jié)作用的方法，由核心混凝土提供軸向承載力;同時(shí)突出鋼管對(duì)混凝土的徑向約束作用，亦即削弱鋼管的軸向受壓份額，突出鋼管環(huán)向的約束作用，尋求提高試件初期剛度和充分發(fā)揮鋼管材料性能的途徑，為鋼管削弱情況下的鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作

設(shè)計(jì)制作了5個(gè)薄壁圓鋼管混凝土短柱，試件編號(hào)為WCFT-1～WCFT-5。外鋼管采用165 mm×2.2 mm×480 mm直縫焊管，徑厚比為75，長(zhǎng)徑比為2.9;除試件WCFT-1以外，其余試件外鋼管均減短30 mm制作。內(nèi)鋼管采用89 mm×4 mm×300 mm和89 mm ×4 mm×200 mm直縫焊管，鋼管外壁焊接φ4 mm× 30 mm短鋼筋，短鋼筋沿鋼管周長(zhǎng)等間距布置8根，沿軸向布置間距為30 mm。外鋼管鋼材為Q345，內(nèi)部鋼管鋼材為Q235。鋼管內(nèi)澆筑細(xì)石混凝土，強(qiáng)度等級(jí)為C40;為了減弱核心混凝土與外部鋼管壁之間的黏結(jié)作用，除了WCFT-1和WCFT-2以外的試件在外鋼管的內(nèi)部均涂抹了潤(rùn)滑油。除了WCFT-1以外的核心混凝土均高出外鋼管50 mm。為了提高混凝土端部抗壓能力，WCFT-2和WCFT-3在核心混凝土頂部100 mm范圍內(nèi)配置鋼筋籠，鋼筋籠保護(hù)層厚度為20 mm。鋼筋籠縱筋直徑為8根φ4，沿圓周等間距布置;環(huán)形分布筋為φ3鐵絲，間距30 mm。WCFT-4在核心混凝土頂部300 mm高度內(nèi)設(shè)置內(nèi)鋼管，WCFT-5在核心混凝土頂部200 mm高度內(nèi)設(shè)置內(nèi)鋼管。試件構(gòu)造如圖1所示。試件鋼管內(nèi)細(xì)石混凝土立方抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為42.9 N/mm2。外鋼管和內(nèi)鋼管鋼材屈服強(qiáng)度實(shí)測(cè)值分別為329.9 N/mm2和293.0 N/mm2。

1.2 試驗(yàn)加載

試件在2 000 kN壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行軸壓試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置如圖2所示。試驗(yàn)采用電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)

測(cè)試系統(tǒng)控制加載。正式加載前先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載至50 kN，以消除試件加工的局部間隙。為了減弱加載板對(duì)試件端部約束條件的影響，在上端加載板表面涂抹潤(rùn)滑油，使核心混凝土的約束作用來(lái)自于外部鋼管。試件在峰值荷載前荷載傳遞方式是試驗(yàn)主要測(cè)試內(nèi)容。加載初期為荷載控制，加載速度為1 kN/s，當(dāng)加載過(guò)程出現(xiàn)荷載不再增加或者下降，并且位移出現(xiàn)快速增長(zhǎng)時(shí)停止加載。

圖1 試件構(gòu)造示意

圖2 加載試驗(yàn)裝置

1.3 數(shù)據(jù)測(cè)試

在試件外鋼管外壁縱軸方向等間距布置多個(gè)電阻應(yīng)變片和應(yīng)變花來(lái)獲得外鋼管軸向不同位置的應(yīng)變數(shù)據(jù)，具體布置位置如圖3所示。試件的縱向變形和軸向荷載由電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)測(cè)試系統(tǒng)提供。同時(shí)在試件的對(duì)角位置對(duì)稱布置2個(gè)位移計(jì)對(duì)變形數(shù)據(jù)進(jìn)行校核，并對(duì)加載進(jìn)程進(jìn)行評(píng)判。位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)由DH3818數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行采集。

圖3 應(yīng)變片布置(單位:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果

本試驗(yàn)的工作著重于試件達(dá)到峰值荷載之前鋼管與核心混凝土之間的內(nèi)力傳遞的情況。試件WCFT-2～WCFT-5在加載過(guò)程中盡管核心混凝土頂部突出部分出現(xiàn)了局部壓潰現(xiàn)象，但是核心混凝土頂部均沒(méi)有低于鋼管頂部，即在整個(gè)加載過(guò)程中荷載始終沒(méi)有直接施加在鋼管頂部。

2.1 抗壓剛度

在進(jìn)行試驗(yàn)的5個(gè)試件中，除了試件WCFT-1在加載的后期出現(xiàn)較明顯的屈曲現(xiàn)象，并出現(xiàn)位移迅速增長(zhǎng)情況而中斷加載以外，其余試件均加載至荷載不增加情況下位移出現(xiàn)明顯快速增長(zhǎng)。所有試件的荷載—位移曲線如圖4所示。圖中F為荷載值，S為試件的軸向變形值。從圖中可以看出:由于試件制作的缺陷，加載初期所有荷載—位移曲線的初始段剛度偏小。除此之外，與同時(shí)對(duì)鋼管和核心混凝土施加軸壓荷載的試件WCFT-1相比較，核心混凝土加載的試件WCFT-2和WCFT-3在加載初期的抗壓剛度更加偏小，而加載中期的剛度與WCFT-1接近，這與其頂部鋼管約束減弱有關(guān)。而試件WCFT-4和WCFT-5采用設(shè)置內(nèi)部鋼管的構(gòu)造，中期抗壓剛度略高于WCFT-1;說(shuō)明內(nèi)部鋼管起到了沿其高度范圍向核心混凝土的更大范圍傳遞荷載的作用，使核心混凝土端部局部分擔(dān)的荷載減小，從而減小了混凝土的壓縮變形?？梢?jiàn)采用配置內(nèi)部鋼管的構(gòu)造對(duì)提高試件的抗壓剛度是有利的。

圖4 荷載—位移曲線

2.2 核心混凝土與鋼管間荷載傳遞

5個(gè)試件鋼管外壁荷載與軸向應(yīng)變的關(guān)系曲線如圖5所示。其中，F(xiàn)為軸壓荷載值，ε為應(yīng)變值。圖中分別給出了每個(gè)試件鋼管外壁不同位置縱向應(yīng)變隨著荷載變化的規(guī)律。從圖5可以看出以下幾點(diǎn):

1)試件WCFT-1在整個(gè)加載過(guò)程中鋼管的軸向應(yīng)變的增長(zhǎng)速度按照自上而下的順序遞減，可以表達(dá)鋼管的軸向應(yīng)力或者屈曲程度的變化規(guī)律。試件WCFT-2的變化規(guī)律與試件WCFT-1接近，說(shuō)明當(dāng)鋼

管與核心混凝土黏結(jié)作用不削弱的情況下，鋼管荷載的傳遞模式不變。但是由于混凝土分擔(dān)的荷載份額較大，在加載到混凝土開(kāi)裂后，試件WCFT-2鋼管下部的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度比試件WCFT-1略有降低。表明核心混凝土整體性良好時(shí)，混凝土與鋼管之間的內(nèi)力傳遞較順利。當(dāng)混凝土開(kāi)裂變形后，內(nèi)力向下傳遞出現(xiàn)阻礙，表現(xiàn)為鋼管下部應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較慢;同時(shí)變形的混凝土部分增強(qiáng)了向黏結(jié)鋼管的內(nèi)力傳遞過(guò)程，表現(xiàn)為鋼管上部應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)沒(méi)有減慢。

圖5 試件軸向應(yīng)變

2)試件WCFT-3鋼管與混凝土的黏結(jié)作用削弱后，由于沒(méi)有鋼管分擔(dān)軸壓荷載，無(wú)鋼管約束端混凝土受壓變形增大，變形主要發(fā)生在靠近混凝土突出端。而且，核心混凝土橫向變形過(guò)程比荷載向下傳遞的速度要快。鋼管上部縱向應(yīng)力與下部相比較增長(zhǎng)速度快并且集中，這與試件的破壞模式相符合。

3)試件WCFT-4和WCFT-5由于內(nèi)部鋼管的荷載傳遞作用，在整個(gè)加載過(guò)程中外鋼管外壁縱向的應(yīng)力分布接近于均衡，沒(méi)有集中于局部的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)?？拷炷镣怀龆虽摴軕?yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)并不顯著，直至外鋼管上端達(dá)到屈服應(yīng)變，中部及下部鋼管外壁也接近屈服應(yīng)變。說(shuō)明內(nèi)部鋼管起到了在一定范圍內(nèi)將荷載較均勻地傳遞給混凝土的作用。混凝土的均勻變形也將荷載比較均勻地傳遞不同部位的鋼管外壁，使其應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)幅度接近。從兩個(gè)試件比較看，兩種長(zhǎng)度的內(nèi)部鋼管構(gòu)造對(duì)荷載傳遞效果影響不大，說(shuō)明內(nèi)部鋼管埋設(shè)深度超過(guò)外鋼管直徑即可滿足荷載傳遞要求。

2.3 鋼管的環(huán)向約束

圖6是5個(gè)試件荷載與鋼管外壁環(huán)向應(yīng)變的關(guān)系曲線。由圖6中環(huán)向應(yīng)變曲線的分布可以看出以下兩點(diǎn)。

圖6 試件環(huán)向應(yīng)變

1)試件WCFT-1鋼管上端的環(huán)向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)迅速，中下部的環(huán)向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較慢。試件 WCFT-2和試件WCFT-3的中下部應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度與試件 WCFT-1接近，且均沒(méi)有達(dá)到屈服應(yīng)變。試件WCFT-3的上端環(huán)向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度快于試件WCFT-1和試件WCFT-2?？梢哉J(rèn)為，鋼管與核心混凝土黏結(jié)作用削弱后，核心混凝土承擔(dān)的荷載較大，混凝土變形較大且集中在上端約束薄弱處;鋼管受到混凝土膨脹的影響，環(huán)向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)迅速。

2)試件WCFT-4和試件WCFT-5鋼管外壁的所有應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)加載過(guò)程中增長(zhǎng)緩慢且分布均勻，即鋼管環(huán)向應(yīng)力分布從上部到下部是比較均勻的。表明內(nèi)部鋼管將軸壓荷載較均勻地分配給了核心混凝土，避免出現(xiàn)局部?jī)?nèi)力過(guò)大產(chǎn)生局部較大的變形。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，鋼管上部和下部環(huán)向應(yīng)變?cè)谶_(dá)到屈服后，均有較大的增大且增長(zhǎng)速度很快。鋼管上部及下部的環(huán)向應(yīng)變和縱向應(yīng)變接近于同時(shí)達(dá)到屈服應(yīng)變，鋼管的材性發(fā)揮較為充分。

2.4 破壞模式

試件WCFT-1在加載至700 kN時(shí)，混凝土出現(xiàn)爆裂聲，隨即鋼管上段逐漸出現(xiàn)明顯外鼓。加載至1 500 kN時(shí)鋼管上端明顯偏移造成偏心加載，荷載不再增長(zhǎng)，位移明顯增加，加載停止。鋼管除了上部有明顯的變形外，沒(méi)有明顯的屈曲出現(xiàn)。

短柱試件WCFT-2，WCFT-3，WCFT-4的破壞模式見(jiàn)圖7。

如圖7(a)所示，試件WCFT-2在加載至800 kN時(shí)出現(xiàn)混凝土爆裂聲，至980 kN時(shí)上端外露混凝土周邊出現(xiàn)開(kāi)裂，并隨即剝落。加載至峰值荷載時(shí)鋼管從軸向?qū)雍缚p處發(fā)生自上而下的劈裂破壞，核心混凝土沿鋼管開(kāi)裂位置也存在軸向開(kāi)裂和破潰，并且發(fā)生明顯下沉，核心混凝土頂端與鋼管頂端接近平齊。破壞伴隨鋼板爆裂聲，且發(fā)生突然。

如圖7(b)所示，試件WCFT-3在加載至620 kN時(shí)頂部外露混凝土出現(xiàn)開(kāi)裂，隨即出現(xiàn)剝落。加載值峰值荷載時(shí)鋼管上部出現(xiàn)不規(guī)則撕裂破壞，核心混凝土出現(xiàn)明顯下沉，但是上端略高出鋼管上端，下沉幅度小于試件WCFT-2。破壞伴隨鋼板爆裂聲，且發(fā)生突然。與試件WCFT-2的區(qū)別在于鋼管并非是沿焊縫撕裂而是不規(guī)則撕裂。

如圖7(c)所示，試件WCFT-4加載至721 kN時(shí)出現(xiàn)混凝土爆裂聲，加載至極限荷載，荷載不再增加且位移增長(zhǎng)速度加快，此時(shí)試件頂部外露混凝土部分除了核心鋼管外周邊發(fā)生壓潰并出現(xiàn)剝落。試件WCFT-5加載至1 100 kN時(shí)，頂部外露混凝土周邊小區(qū)域開(kāi)裂爆皮，在隨后的加載過(guò)程中不斷出現(xiàn)混凝土的爆裂聲，加載至峰值荷載時(shí)荷載不再增加，位移明顯快速增長(zhǎng)，加載停止。頂部外露混凝土沒(méi)有出現(xiàn)壓潰和剝落。

圖7 試件破壞模式

3 承載力對(duì)比分析

對(duì)于鋼管混凝土短柱軸心受壓承載力很多資料提供了計(jì)算公式，各個(gè)計(jì)算公式的適用條件有所不同。對(duì)于僅僅由核心混凝土承擔(dān)軸向壓力的情況下，文獻(xiàn)［5］基于極限平衡理論提出了適用于薄壁鋼管混凝土短柱的軸心受壓承載力計(jì)算公式。文獻(xiàn)［6］指出:盡管鋼管混凝土的變形過(guò)程因加載方式不同而有差異，但其極限承載能力不受變形歷程的影響?？苫跇O限平衡法計(jì)算鋼管混凝土的強(qiáng)度，本試驗(yàn)的試件WCFT-1，WCFT-2和WCFT-3均采用文獻(xiàn)［5］提出的承載力計(jì)算公式。試件WCFT-4和WCFT-5采用文獻(xiàn)［7］提出了雙鋼管混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算公式。并將所有試件的承載力計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果列于表1中。其中，鋼管屈服強(qiáng)度和混凝土抗壓強(qiáng)度均取試驗(yàn)實(shí)測(cè)值，試件頂部混凝土突出部分的局部加強(qiáng)鋼筋作為構(gòu)造配筋忽略其對(duì)承載力的影響。從表1中的各個(gè)試件的承載力計(jì)算值及試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果可以看出:

1)當(dāng)鋼管對(duì)核心混凝土的約束發(fā)生局部削弱時(shí)，其軸心受壓承載力依賴于外鋼管的約束作用。當(dāng)核心混凝土與外鋼管之間黏結(jié)作用也削弱的情況下，其軸心受壓承載力更多地依賴于外鋼管的約束作用。

2)當(dāng)核心混凝土內(nèi)部設(shè)置鋼管后，可以消除由于削弱外鋼管約束作用以及核心混凝土黏結(jié)作用對(duì)軸心受壓承載力的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明內(nèi)部鋼管的設(shè)置長(zhǎng)度與外鋼管直徑相當(dāng)時(shí)即可達(dá)到這種補(bǔ)強(qiáng)的效果。

3)承載力的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果表明，除了試件WCFT-3的試驗(yàn)值略低于計(jì)算值，計(jì)算值與試驗(yàn)值符合較好，且偏于安全。

表1 試件承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的分析，可以看出:①當(dāng)軸向荷載僅僅施加于核心混凝土以及核心混凝土與外鋼管間的黏結(jié)作用被削弱時(shí)，混凝土的破壞靠近加載端，并且混凝土的破壞使荷載更多地向外部鋼管傳遞，同時(shí)減弱了荷載向鋼管縱深傳遞。②核心混凝土設(shè)置內(nèi)部鋼管，可以在局部外鋼管約束作用及核心混凝土與外鋼管黏結(jié)作用被削弱的情況下起到補(bǔ)強(qiáng)的作用，并能夠充分發(fā)揮混凝土和鋼管的整體性能。

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Axial compression test of concrete-filled thin-walled steel circular tube short column with weak interface bonding

ZHANG Wenjiang1，MENG Zhiliang2，BAI Yongbing2，SU Shengxi1，DU Erxia1
(1.College of Architecture and Civil Engineering，Hebei University，Baoding Hebei 071002，China; 2.Institute of Urban and Rural Construction，Agricultural University of Hebei，Baoding Hebei 071001，China)

T he paper carries out Axial compressive tests on five round thin-walled steel-pipe-reinforced concrete short columns with the purpose of uncovering the loading transmission between the core concrete and the steel pipe，the force-bearing performance of the pipe and the failure process of the study objects.It is noticed in three specimens that the adhesive performance at steel-concrete interface is weakened，which triggers the increase of loading born by the concrete at the impulsion end，while the vertical loading on the steel pipe is somehow eased.T herefore，there is a greater chance for the impulsion end of the specimen to encounter local failure.On this basis，the paper concludes that the steel pipe embedded helps improve the bearing capacity of the concrete，and at the same time the design is conducive to the vertical transmission and an even loading distribution.As the material potential is now fully tapped，the scheme shall be introduced as a structural measure to improve bearing capacity in case of weakened steel pipe or weakened interface adhesion.

W eak interface bonding;Concrete-filled steel tube;T hin-walled;Short column;Axial compressive test

TU375.3

:ADOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2015.09.14

(責(zé)任審編 孟慶伶)

2015-05-08;

:2015-07-20

河北大學(xué)自然科學(xué)研究計(jì)劃項(xiàng)目(2013-261)

張文江(1968— )，男，江蘇南京人，副教授，博士。

1003-1995(2015)09-0045-05