閆維明，孔令旭，慈俊昌，周大興

(1. 北京工業(yè)大學 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室，北京 100124； 2. 中鐵建設集團有限公司,北京 100040)

0 引 言

鋼管混凝土疊合柱(CFSTCC)是一種新型的結(jié)構(gòu)柱構(gòu)造形式，因其力學性能良好及在防火防銹等方面的綜合優(yōu)勢，在工程中獲得了廣泛的應用[1]。圖1為幾種常見的疊合柱截面形式，如圖1所示鋼管混凝土疊合柱(以下簡稱疊合柱)由外部鋼筋混凝土與內(nèi)部鋼管混凝土兩部分組成。在內(nèi)圓外方形的疊合柱中，鋼管外徑與試件寬度的比值(以下簡稱徑寬比)代表這兩部分在疊合柱截面中的比例關(guān)系。徑寬比作為代表疊合柱截面形式的重要參數(shù)，直接影響其力學性能。

圖1鋼管混凝土疊合柱截面形式Fig.1Section Forms of CFSTCC

目前，研究人員為研究疊合短柱軸壓性能，進行了廣泛的試驗研究[2-6]。在這些試驗中，內(nèi)圓外方形疊合柱試件寬度在200～400 mm之間，其徑寬比范圍為0.35～0.665。實際工程中使用的疊合柱構(gòu)件徑寬比通常較大，一般介于0.7～0.83范圍內(nèi)且有逐漸上升的趨勢。如深圳卓越·皇崗世紀中心[7]中疊合柱的柱寬為1 400 mm，鋼管直徑為1 160 mm，徑寬比為0.83；綠景紀元大廈[8]使用的疊合柱的柱寬達到了1 400 mm，鋼管最大直徑為1 160 mm，徑寬比為0.83；龍鼎大廈[9]中疊合柱的柱寬為1 400 mm，鋼管直徑為1 000 mm，徑寬比為0.71。

盡管目前關(guān)于普通徑寬比疊合短柱軸壓性能的試驗研究成果較豐富，但是對于徑寬比較大(0.7～0.83)的疊合短柱缺乏細致的試驗研究，從而難以明晰大徑寬比疊合短柱軸壓性能的影響，導致無法建立適用于大徑寬比CFSTCC軸壓承載力的計算方法，限制了其實際工程應用的推廣。因此亟需對大徑寬比疊合柱的力學性能進行試驗研究并建立更加準確實用的軸壓承載力計算方法。

有鑒于此，本文設計了6根不同尺寸的大徑寬比CFSTCC試件，并對其進行了軸壓試驗，進一步對這種構(gòu)件的力學性能進行研究，并討論適用于大徑寬比CFSTCC的軸壓承載力計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

為研究大徑寬比對疊合短柱軸壓性能的影響，本次制作了3組共6根鋼管混凝土疊合柱，截面形式均為內(nèi)圓外方，即試件外觀為方形，截面中部為圓鋼管混凝土，箍筋形式采用八角復合箍。試件的構(gòu)造如圖2所示，S為相鄰箍筋中心距。

圖2疊合柱構(gòu)造詳圖Fig.2Structural Details of Composite Column

試件按照高寬比H/B為3∶1的比例設計成軸壓短柱，其中第1組試件的外部尺寸為400 mm×400 mm×1 210 mm，第2組外部尺寸為500 mm×500 mm×1 512 mm，第3組外部尺寸為600 mm×600 mm×1 816 mm。試件的截面與配筋等構(gòu)造參數(shù)如表1所示，鋼材的材料性能見表2。

表1疊合柱構(gòu)造參數(shù)Tab.1Structural Parameters of Composite Columns

表2鋼材材性性能Tab.2Steel Material Property

1.2 加載方式與量測

試驗在北京市結(jié)構(gòu)工程與防災重點實驗室112 MN多功能聯(lián)合加載結(jié)構(gòu)試驗系統(tǒng)上進行。試驗加載裝置與試件安裝如圖3所示。

圖3試驗裝置與試件安裝Fig.3Test Device and Specimen Installation

試驗加載方法參考《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》(GB/T 50152—2012)，首先對試件進行預加載，施加承載力預估值的5%，預加荷載在400～1 000 kN之間，檢查試件是否物理對中安裝。正式加載時首先進行力加載控制，加載速率約為7 kN·s-1，每級荷載持荷5 min拍照并觀察，加載至預估極限荷載的80%時，控制方式轉(zhuǎn)成位移加載，加載速率為1 mm·min-1，加載至試件發(fā)生明顯破壞，停止加載。

在試件的4個側(cè)面中心布置線性位移傳感器(LVDTs)，用以量測試件的軸向變形?；炷翝仓埃谠嚰M截面正中心、試件中部及1/4和3/4高度處，懸掛放置貼有應變片的亞克力棒，用于測量核心混凝土的應變。在鋼管中部的2個側(cè)面、上側(cè)1/4處側(cè)面、下側(cè)1/4處角部粘貼縱向與橫向應變片。正對角的縱筋中部及對邊的縱筋各粘貼1個應變片。在柱中部的2道箍筋中部粘貼應變片。在柱的每個側(cè)面中部粘貼縱向混凝土應變片各1個。圖4為應變片及位移計布置，圖4(a)中A，B，C為亞克力棒三處測點，鋼管上應變片位置見圖4(c)，(d)，其余測點布置的詳細位置如圖4所示。

圖4應變片及位移計布置Fig.4Arrangement of Strain Gauge and Displacement Meter

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試件破壞過程

所有試件在加載前期均處于線彈性階段，隨著承受荷載的增加，最早在極限荷載的60%時，柱頭中部及腳部出現(xiàn)縱向及斜向裂縫。之后柱中部出現(xiàn)較為明顯的縱向裂縫，并向柱兩端開展。在荷載加至極限荷載75%～85%時，試件的荷載-位移曲線開始出現(xiàn)曲線，即試件開始屈服，加載前期結(jié)束。

將從試件開始屈服到加載至極限荷載定義為加載中期，期間試件承載力提升緩慢，裂縫開展較前期稍快，試件保護層開始脫落，此時3組試件裂縫開展方式出現(xiàn)差異，預示著試件最終破壞形態(tài)的不同，如圖5所示。

圖5試件最終破壞形態(tài)Fig.5Final Failure Modes of Specimens

試件承受荷載達到極限荷載后，試件CFSTCC1～5的承載力開始緩慢下降，試件CFSTCC6承載力緩慢上升，這段時間視作加載后期。柱整體表現(xiàn)出良好的延性，隨著位移增加較快，此時柱的上下兩端裂縫迅速開展，保護層全部開始脫落并發(fā)展，少部分箍筋與縱筋發(fā)生明顯屈服。對于不同尺寸的3組試件其最終破壞形態(tài)略有不同：第1組試件主要表現(xiàn)為柱中上部保護層混凝土開裂脫落，腳部破壞不明顯；第2組試件破壞的突出特點為上下兩端斜向裂縫向中部開展，并最終在試件中間外鼓脫落；第3組試件上部保護層混凝土破壞嚴重，腳部亦出現(xiàn)破壞。所有試件的鋼管及鋼管內(nèi)混凝土均未發(fā)生嚴重變形，反映了其良好的變形能力，同時表明其承載能力仍有繼續(xù)發(fā)揮的空間。

2.2 軸向荷載-應變曲線

所有試件的整體軸向荷載-應變(N-ε)曲線如圖6所示，縱坐標為實測荷載(加載設備的力傳感器采集的力值)，橫坐標為試件的軸向應變，所有試件的最終試驗結(jié)果見表3，值得說明的是對于試件CFSTCC6而言，在其余試件達到最大承載力的應變位移附近，額外定義了一個峰值荷載及峰值應變。

圖6軸向荷載-應變曲線Fig.6Axial Load-strain Curves

表3特征點試驗結(jié)果Tab.3Test Results of Characteristic Points

結(jié)合圖6與表3可以得到以下結(jié)論：

(1)對于具有較大徑寬比的鋼管混凝土疊合柱而言，荷載在到達峰值后下降緩慢或略有提升，其軸向荷載-應變曲線形態(tài)近似于約束良好的鋼管混凝土柱的荷載-應變曲線[10-11]。

(2)含鋼管率的提高直接導致疊合柱承載能力的提升，含鋼管率為6.08%的試件CFSTCC2相比含鋼管率為3.70%的試件CFSTCC1承載力高27.3%，含鋼管率在3.70%～6.75%范圍內(nèi)疊合柱荷載-變形曲線的形態(tài)差距不大。

(3)對于具有相同含鋼管率的疊合柱試件，隨著試件尺寸的增加，其最大承載力基本呈線性增長。

2.3 各部位荷載-應變曲線混凝土應變測量

前文已說明，在鋼管混凝土截面核心不同高度處放置貼有應變片的亞克力棒，用以測量核心鋼管混凝土的應變，試驗結(jié)果表明：除部分應變片損壞外，此方法基本能測量到混凝土在整個加載過程中的應變變化，對鋼管內(nèi)部混凝土應變測量具有較好的效果。如圖7為試件CFSTCC5位移計測量并轉(zhuǎn)化的整體應變結(jié)果與2個亞克力棒測點測量結(jié)果的對比，吻合十分良好。證明對于鋼管混凝土及類似的構(gòu)造形式，不便于直接測量混凝土的應變，這種使用內(nèi)置亞克力棒測量混凝土應變的方法是可行而有效的。

圖7CFSTCC5混凝土應變Fig.7CFSTCC5 Concrete Strain

圖8為試件CFSTCC3，CFSTCC4，CFSTCC5完好測點的鋼管內(nèi)混凝土應變測試結(jié)果，由于測量部位的不同，各測點的應變增長速率略有差異，在增長規(guī)律上保持一致。

圖8亞克力棒測量的鋼管內(nèi)混凝土應變Fig.8Concrete Strain in Steel Tube Measured by Acrylic Bar

圖9為3根不同柱徑試件的各部位典型應變結(jié)果，可以看到鋼管外部混凝土的表面應變變化基本在試件承載力達到極限荷載前后停止，這是因為混凝土的開裂導致外部的應變片失效。核心混凝土內(nèi)部亞克力棒上的應變片因保護較好能夠工作較長時間。通過對比可以看出，在加載前期一直到外部應變片失效，核心鋼管混凝土的應變增長遠快于外部鋼筋混凝土的應變增長，例如試件CFSTCC5加載至15 000 kN(82%Nm)時，典型核心混凝土的應變數(shù)值在2 000×10-6～3 100×10-6范圍內(nèi)，典型外部混凝土應變數(shù)值在650×10-6～800×10-6范圍內(nèi)。內(nèi)外混凝土應變差異說明在整個加載過程中，疊合柱中鋼管混凝土部分承擔了主要的荷載。

圖9CFSTCC構(gòu)件各部位典型應變曲線Fig.9Strain Curves of Typical CFSTCC Members

相關(guān)研究表明[12-13]，鋼管混凝土的極限應變要大于鋼筋混凝土的極限應變，而疊合柱鋼管內(nèi)部混凝土的應變發(fā)展快于外部鋼筋混凝土的應變發(fā)展，這實際上更有利于在受壓過程中兩部分承載力的協(xié)調(diào)發(fā)揮。

通過觀察試件CFSTCC2，CFSTCC4，CFSTCC5中鋼材的典型應變測量結(jié)果(圖9)，對比鋼管的縱向與橫向應變，可以看出在各疊合柱試件中，加載前期鋼管的縱向應變增長稍快于橫向應變增長，中后期橫向應變的增長較快。說明在加載過程中鋼管的約束較鋼管承受軸力存在一定滯后，即加載前期鋼管的約束作用較弱，而在荷載施加到一定程度后，鋼管的約束作用才顯現(xiàn)。

從箍筋與縱筋應變測量結(jié)果可見，箍筋的應變增長較縱筋應變增長較快，且基本快于鋼管的橫向應變增長，在加載的中后期箍筋應變增長速率加快，而縱筋的應變增長放緩。說明加載中前期外部混凝土承受了一定的荷載，發(fā)生縱向變形。試件在受力過程中，外部鋼筋混凝土在持續(xù)橫向膨脹并最終破壞，箍筋的約束作用顯著，在加載的中后期外部混凝土則以持續(xù)向外膨脹變形為主。

2.4 大徑寬比疊合柱構(gòu)件受力過程分析

結(jié)合試件不同部位的應變變化，對較大徑寬比的CFSTCC試件進行受力分析。根據(jù)不同部位的應變數(shù)據(jù)可知3組試件的受力狀態(tài)相似，按照加載的前中后3個階段進行說明。

加載前期。試件處于彈性變形狀態(tài)，截面形式與內(nèi)外混凝土強度的差異決定了鋼管混凝土部分承擔了絕大部分的荷載，表現(xiàn)為內(nèi)部混凝土縱向應變增長遠快于外部混凝土縱向應變增長。箍筋橫向應變增長較快，證明外部鋼筋混凝土橫向膨脹，并對鋼管有一定約束作用。此時鋼管對于核心混凝土的約束作用不明顯或并未發(fā)生約束作用，各部分材料依靠其本身材料強度承受荷載。

加載中期。試件由彈性變形狀態(tài)向彈塑性變形狀態(tài)轉(zhuǎn)變(對CFSTCC6可看作是試件的強化階段)，此時核心混凝土橫向變形加快，鋼管的約束作用開始顯現(xiàn)。外部混凝土持續(xù)向外膨脹，箍筋對外部約束混凝土的作用增強。此時試件各部分承受的軸力不僅依靠本身的材料強度，更有鋼管對核心混凝土的約束與箍筋對外部部分混凝土約束作用的貢獻。對于大徑寬比疊合柱構(gòu)件來說，箍筋約束的混凝土體積較小，這部分約束貢獻可以忽略。

加載后期。此時疊合柱的承載力緩慢地下降(其中試件CFSTCC6的承載力逐漸上升)，核心混凝土與外部混凝土的變形均加劇，導致鋼管對核心混凝土的約束作用繼續(xù)增長，鋼管的約束作用增強，這是疊合柱承載力下降緩慢的主要原因。同時由于外部混凝土變形加劇，保護層混凝土壓酥脫落，第3組試件破壞更顯脆性。外部混凝土面積變小，導致鋼管混凝土部分承受荷載的比重進一步增加，此時外部混凝土基本不再具有承載能力。

3 受壓承載力計算方法

疊合柱由鋼管混凝土與鋼筋混凝土兩部分組成，而現(xiàn)有研究表明[14-16]，由于混凝土作為準脆性材料的特性，尺寸效應在這2種結(jié)構(gòu)形式中均存在。本文中共有3組不同尺寸的試件，在計算試件承載力時，將尺寸效應納入考慮，能夠提高計算結(jié)果的準確性與精度。考慮到試件受荷達到極限荷載時，內(nèi)部鋼管混凝土承載力仍未完全發(fā)揮。在疊合柱技術(shù)規(guī)程[17]對軸壓短柱承載力計算方法的基礎上，結(jié)合文獻[6]提出的發(fā)揮系數(shù)，軸壓承載力計算按式(1)計算

Nu=0.85Ncc+Noc

(1)

Noc=fsAs+γocfocAoc

(2)

(3)

θ=faAa/(fccAcc)

(4)

式中：Nu為疊合柱極限承載力計算值；Ncc為核心鋼管混凝土承載力；Noc為外部鋼筋混凝土承載力；As為縱筋截面面積；Aoc為外部混凝土截面面積；Acc為核心混凝土截面面積；Aa為鋼管截面面積；fcc為內(nèi)部混凝土軸心抗壓強度；γcc，γoc分別為考慮試件的尺寸效應對內(nèi)外兩部分混凝土強度引入的折減系數(shù)；foc為外部混凝土軸心抗壓強度，由文獻[18]給定的方法確定；θ為鋼管混凝土套箍系數(shù)[19]。

γcc與γoc采取了Blanks等[20]尺寸效應模型的基本形式，對鋼管內(nèi)核心混凝土與外部鋼筋混凝土部分的混凝土分別有

(5)

(6)

(7)

式中：Dcc為核心鋼管內(nèi)混凝土的直徑；Doc為鋼管混凝土疊合柱的等效圓形截面直徑[21]，即使用面積等效原理，將疊合柱的整個方形截面轉(zhuǎn)換為圓形，具體方法采用公式(7)。

表4為本次試驗的極限承載力試驗值與計算值對比，總體吻合情況良好，證明該軸壓極限承載力計算方法對柱寬在400～600 mm范圍內(nèi)，具有大徑寬比(0.7～0.83)的鋼管混凝土疊合柱構(gòu)件較為適用，同時也為更大尺寸的疊合柱構(gòu)件軸壓承載力的計算提供了參考。

表4極限承載力試驗值與理論計算值對比Tab.4Comparison Between Test Values and Theory Values of Ultimate Bearing Capacity

4 結(jié)語

(1)設計并完成了外徑在400～600 mm范圍內(nèi)的大徑寬比鋼管混凝土疊合柱軸壓試驗研究，試件的荷載-應變曲線與約束良好的鋼管混凝土柱相似。

(2)在受力過程中內(nèi)部鋼管混凝土承受更多的荷載，含鋼管率的提升會直接增強構(gòu)件的承載能力，尺寸不同的試件破壞形式存在差異。

(3)使用亞克力棒測量了鋼管內(nèi)部混凝土不同位置的應變變化，可以獲得整個加載過程的荷載-應變曲線，測試效果良好。

(4)結(jié)合試驗結(jié)果，引入了考慮試件尺寸效應的折減系數(shù)，給出了適應不同尺寸大徑寬比鋼管混凝土疊合柱的計算方法，與試驗結(jié)果吻合較好。