李泉，周學(xué)軍，李國(guó)強(qiáng),2，劉哲，王振，王興博，咸國(guó)棟

(1. 山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，濟(jì)南 250101；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

傳統(tǒng)住宅建筑結(jié)構(gòu)形式在建筑美觀性、室內(nèi)空間利用率和抗震性能等方面存在不足，異形鋼管混凝土柱結(jié)合了鋼管和混凝土各自良好的力學(xué)性能，滿足了人們?nèi)找嬖鲩L(zhǎng)的對(duì)建筑結(jié)構(gòu)更高的多樣化需求。然而，普通鋼管混凝土異形柱中，鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用較弱，而且截面存在陰角，荷載作用時(shí)陰角部位可能出現(xiàn)較大變形和破壞，進(jìn)而導(dǎo)致鋼管混凝土異形柱的承載力下降。為此，提出一種新型組合式方鋼管混凝土組合異形柱，包括L形、T形和十字形截面。T形方鋼管混凝土組合異形柱不僅可以改善陰角，增強(qiáng)對(duì)混凝土的約束作用，提高承載力，還具有加工制作方便、施工速度快、構(gòu)件生產(chǎn)成本低和經(jīng)濟(jì)效益高等優(yōu)點(diǎn)，因此，成為研究的熱點(diǎn)。

目前，對(duì)鋼管混凝土異形柱的研究主要集中在其力學(xué)性能上。Wang等[1]、Ren等[2]、Xu等[3]、Zhang等[4]進(jìn)行了44個(gè)異形鋼管混凝土柱的軸壓試驗(yàn)，研究鋼管壁厚和混凝土強(qiáng)度對(duì)組合異形柱受力性能的影響及鋼管與混凝土之間的相互作用，提出異形多單元鋼管混凝土軸壓承載力計(jì)算公式。左志亮等[5-8]、蔡健等[9-11]、龍躍凌等[12]對(duì)27個(gè)T形和14個(gè)L形帶約束拉桿的鋼管混凝土短柱的軸壓和偏壓性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析約束拉桿間距、偏心率及荷載角對(duì)軸壓和偏壓性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)，約束拉桿可以延緩鋼管局部屈曲，限制截面陰角處的變形，并提高鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用。Yang等[13-14]、Liu等[15-16]、Liu等[17]、Xu等[18]對(duì)一批T形鋼管混凝土柱、T形鋼管約束混凝土柱和鋼筋加勁T形鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓和偏壓試驗(yàn)，研究了含鋼率、鋼材屈服強(qiáng)度、混凝土抗壓強(qiáng)度、長(zhǎng)細(xì)比、截面尺寸、柱肢寬厚比及配筋率等參數(shù)對(duì)試件承載力的影響，提出異形鋼管混凝土柱截面承載力和穩(wěn)定承載力的設(shè)計(jì)計(jì)算公式。Xiong等[19]、Zhou等[20-21]、Liu等[22]、Zhang等[23]、Xu等[24]進(jìn)行了19個(gè)綴板連接的格構(gòu)式L形鋼管混凝土異形柱試件的軸壓、單向偏壓及雙向偏壓承載力試驗(yàn)，研究柱的破壞模式、荷載-變形關(guān)系、應(yīng)變分布、延性和強(qiáng)度指標(biāo)等，并提出軸壓和偏壓承載力計(jì)算公式。屠永清等[25-26]、劉林林等[27]、馬麗婭等[28]進(jìn)行了22個(gè)多室式鋼管混凝土T形柱的軸壓和偏壓試驗(yàn)，研究試件破壞形態(tài)及截面尺寸、鋼板厚度、混凝土強(qiáng)度等參數(shù)對(duì)力學(xué)性能的影響。研究發(fā)現(xiàn)，T形柱能提高混凝土的約束效應(yīng)，軸壓性能受腹板高度、鋼板厚度及混凝土強(qiáng)度的影響較大；提出了L形中長(zhǎng)柱穩(wěn)定系數(shù)的計(jì)算公式及軸壓穩(wěn)定承載力計(jì)算方法。

然而，目前對(duì)方鋼管混凝土組合異形柱的受力性能還缺乏研究。為此，筆者通過偏壓試驗(yàn)研究試件長(zhǎng)度、偏心距和偏心方向?qū)形方鋼管混凝土組合異形柱偏壓性能的影響，并將規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，為T形方鋼管混凝土組合異形柱在多高層鋼結(jié)構(gòu)建筑工程中的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試件由鋼管混凝土異形柱構(gòu)件和鋼蓋板(400 mm×400 mm×30 mm)組成，如圖3所示。試件加工時(shí)，首先在試件底部焊接下端蓋板，然后澆筑自密實(shí)混凝土，待混凝土養(yǎng)護(hù)完畢后，將試件上端端部用打磨機(jī)打磨平整，并焊接試件上端蓋板，最后將柱鉸固定件焊接在鋼蓋板上相應(yīng)位置并固定柱鉸。

圖1 方鋼管混凝土組合異形柱Fig.1 Composite columns with concrete-filled square steel tubulars special-shaped

圖2 T形方鋼管混凝土組合異形柱截面圖Fig.2 Section of T-shaped square steel tube concrete composite special-shaped

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of test pieces

圖3 試件設(shè)計(jì)圖Fig.3 Design drawing of test

1.2 材料力學(xué)性能試驗(yàn)

1.2.1 鋼材力學(xué)性能試驗(yàn) 鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，實(shí)測(cè)鋼材的屈服強(qiáng)度平均值為344.34 MPa，極限強(qiáng)度平均值為424.22 MPa。

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Steel material property test results

表3 混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of concrete properties

1.3 加載方案

試驗(yàn)加載采用位移控制加載，初始加載速度為1 mm/min，每級(jí)位移為計(jì)算極限位移的1/10，持荷時(shí)間2 min；當(dāng)荷載達(dá)到計(jì)算極限荷載的80%，加載速度為0.5 mm/min，每級(jí)位移為計(jì)算極限位移的1/20，持荷時(shí)間2 min；在荷載降低至極限荷載的75%或者試件變形過大不宜繼續(xù)加載時(shí)停止試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置如圖4所示，加載制度如圖5所示。

圖4 試驗(yàn)裝置圖

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

試件軸向位移、試件側(cè)向位移以及鋼管的縱向和橫向應(yīng)變?yōu)樵囼?yàn)的主要測(cè)量?jī)?nèi)容，所有位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)均通過全自動(dòng)靜態(tài)采集儀和與之配套的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集。在試件的上部、下部各設(shè)置2個(gè)位移計(jì)，以測(cè)量試件的軸向位移；沿柱高在試件四分點(diǎn)處設(shè)置3個(gè)位移計(jì)，以測(cè)量試件側(cè)向撓曲位移；在1/2柱高處的鋼管角部設(shè)置2個(gè)位移計(jì)，測(cè)量試件的扭轉(zhuǎn)位移。在試件1/2高度處沿鋼管四周布置10片三軸45°應(yīng)變花測(cè)量試件的縱向和橫向應(yīng)變，布置情況如圖6所示。

圖5 加載制度

圖6 位移計(jì)及應(yīng)變片布置示意圖Fig.6 Layout of displacement meters and strain

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

3個(gè)短柱試件破壞過程基本相似，大致可分為4個(gè)階段：1)從加載初期到90%極限荷載前，試件外觀無(wú)明顯變化，跨中撓度變化很小，撓度增長(zhǎng)與荷載增長(zhǎng)基本呈線性關(guān)系；2)荷載接近95%極限荷載時(shí)，受壓區(qū)鋼管表面出現(xiàn)輕微鼓曲，同時(shí)，試件出現(xiàn)微小彎曲變形，柱中側(cè)向撓度逐漸增大；由于受壓區(qū)鋼材達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)，試件達(dá)到極限承載力；3)達(dá)到極限荷載后，受壓區(qū)鋼管表面鼓曲變形快速發(fā)展并逐漸形成鼓曲帶，承載力開始下降，柱中側(cè)向撓度繼續(xù)增長(zhǎng)；4)降至75%極限荷載時(shí)，試件彎曲變形嚴(yán)重，因局部屈曲失穩(wěn)出現(xiàn)過大鼓曲變形，最終喪失承載力。

短柱試件出現(xiàn)先鼓曲后彎曲的破壞形態(tài)，表現(xiàn)出強(qiáng)度破壞的特征；整個(gè)加載過程中短柱試件未發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形；短柱試件中焊縫未出現(xiàn)可見的破壞現(xiàn)象，4根方鋼管之間的焊縫均未發(fā)生開裂，方鋼管與端板之間的焊縫亦未發(fā)生開裂，所有焊縫均未出現(xiàn)可見的損傷現(xiàn)象；表明4個(gè)方鋼管可以很好地協(xié)同工作，共同受力。部分短柱試件的破壞過程如圖7所示。

圖7 短柱試件T-1破壞過程Fig.7 Failure process of short column

6個(gè)長(zhǎng)柱試件破壞過程大體相近，也大致分為4個(gè)階段：1)從加載初期到80%極限荷載前，試件外觀無(wú)明顯變化，柱中撓度變形較短柱試件明顯，撓度增長(zhǎng)與荷載增長(zhǎng)基本成正比；2)大約臨近85%極限荷載時(shí)，試件彎曲變形明顯，柱中截面?zhèn)认驌隙仍鲩L(zhǎng)加快，由于軸向力引起的P-δ二階效應(yīng)，軸向壓力與水平變位的關(guān)系呈非線性，隨著構(gòu)件截面邊緣開始進(jìn)入塑性，截面內(nèi)彈性區(qū)不斷減小，截面上拉應(yīng)力合力與壓應(yīng)力合力的力臂減小，內(nèi)彎矩增量減小，而外彎矩增量隨軸向壓力呈非線性增長(zhǎng)，使軸向壓力與水平變位間的非線性更加明顯，當(dāng)截面上的抵抗彎矩增速低于二階彎矩增速，試件達(dá)到穩(wěn)定極限狀態(tài)，穩(wěn)定平衡打破，試件達(dá)到極限承載力；3)達(dá)到極限荷載后，承載力開始下降，試件彎曲變形嚴(yán)重，柱中側(cè)向撓度迅速增大，受壓區(qū)鋼管表面出現(xiàn)局部鼓曲變形；4)最終彎曲變形過大，試件無(wú)法繼續(xù)承載，彎曲變形基本符合半波正弦曲線。

長(zhǎng)柱試件出現(xiàn)先彎曲后鼓曲的破壞形態(tài)，表現(xiàn)出彎曲失穩(wěn)破壞的特征；整個(gè)加載過程中長(zhǎng)柱試件沒有出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象；長(zhǎng)柱試件中焊縫亦未出現(xiàn)可見的破壞現(xiàn)象，4根方鋼管之間的焊縫均未開裂，方鋼管與端板之間的焊縫也未發(fā)生開裂，所有焊縫均未出現(xiàn)可見的損傷現(xiàn)象，表明4個(gè)方鋼管之間協(xié)同工作性能良好，部分長(zhǎng)柱試件破壞過程如圖8所示，圖9為全部試件的破壞結(jié)果。

圖8 長(zhǎng)柱試件T-6破壞過程Fig.8 Failure process of long column

圖9 1號(hào)至9號(hào)試件破壞結(jié)果Fig.9 Failure results of test pieces 1 to

2.2 試件極限承載力

表1中列出了9個(gè)試件的偏心受壓試驗(yàn)參數(shù)及極限承載力試驗(yàn)值Nue，從表1可以看出：長(zhǎng)細(xì)比相同的試件，極限承載力隨偏心距增大而減?。黄木嘞嗤脑嚰?，偏心方向位于截面非對(duì)稱軸(x軸)上時(shí)，試件極限承載力相對(duì)較高。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖10為9個(gè)試件加載過程中柱高1/2處截面受壓區(qū)和受拉區(qū)邊緣鋼材應(yīng)變?chǔ)烹S荷載N的變化關(guān)系曲線，通過在柱1/2高度處粘貼應(yīng)變花測(cè)得鋼材應(yīng)變，繪制N-ε關(guān)系曲線。從曲線中可以看出：1)加載初期，受壓區(qū)和受拉區(qū)邊緣纖維的縱向應(yīng)變隨荷載增加基本呈線性增長(zhǎng)，接近極限荷載時(shí)，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)加快，且壓應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較拉應(yīng)變更快；2)從開始加載到臨近極限荷載前，1號(hào)、3號(hào)、4號(hào)、5號(hào)、7號(hào)和9號(hào)試件均存在一段受壓區(qū)和受拉區(qū)應(yīng)變?nèi)珵樨?fù)值的時(shí)間范圍，說(shuō)明在此時(shí)段內(nèi)試件全截面受壓，當(dāng)受壓區(qū)鋼材達(dá)到屈服應(yīng)變，鋼管壁表面出現(xiàn)鼓曲變形，此后，受拉區(qū)出現(xiàn)拉應(yīng)變，試件逐漸到達(dá)極限承載力；3)當(dāng)試件達(dá)到極限承載力時(shí)，試件受拉區(qū)和受壓區(qū)鋼材應(yīng)力同時(shí)達(dá)到峰值，證明試件的協(xié)同工作性能較好，之后，隨著應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)，試件承載力下降段平緩，說(shuō)明試件具有較好的延性性能；4)加載過程中，受壓區(qū)應(yīng)變大于受拉區(qū)應(yīng)變，表明試件受壓區(qū)先于受拉區(qū)屈服，試件破壞始于受壓區(qū)開始退出工作；5)1號(hào)和4號(hào)試件N-ε曲線出現(xiàn)突然下降點(diǎn)，這是由于受壓區(qū)鋼材屈服，鋼管壁局部屈曲失穩(wěn)，出現(xiàn)鼓曲變形，導(dǎo)致承載力出現(xiàn)下降；6)相同長(zhǎng)度的試件，隨著偏心距的增加，試件的極限承載力降低。

圖10 1號(hào)至9號(hào)試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Load strain curves of No. 1 to No. 9 test

2.4 荷載-撓度曲線

在柱高1/2截面處放置位移計(jì)以測(cè)量其水平撓度w，為便于安裝試件及位移測(cè)量?jī)x器，而將1號(hào)試件與3號(hào)試件柱子中部位移測(cè)量?jī)x器安裝在試件彎曲面凸出一側(cè)，得到負(fù)值位移；其他試件均安裝在試件彎曲面凹進(jìn)一側(cè)，測(cè)量值為正值；為了更加直觀地觀察和分析9個(gè)試件的荷載與水平撓度曲線的特點(diǎn)，對(duì)測(cè)量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理和分析后將數(shù)據(jù)都放置于坐標(biāo)軸同側(cè)，得到荷載N與柱高1/2處水平撓度w的關(guān)系曲線。圖11為1號(hào)～9號(hào)試件的N-w關(guān)系曲線，從圖11可以看出：1)在加載初期，撓度與荷載呈線性相關(guān)關(guān)系，隨著荷載的增加，柱中截面水平撓度線性增大；2)達(dá)到極限承載力前柱中截面水平撓度值較小，接近極限荷載時(shí)，撓度增長(zhǎng)加快，說(shuō)明試件出現(xiàn)明顯的彎曲變形；3)1號(hào)～3號(hào)短柱試件達(dá)到極限荷載時(shí)柱中截面水平撓度比長(zhǎng)柱試件較小，隨著試件長(zhǎng)度的增加，試件達(dá)到極限荷載時(shí)，柱中截面水平撓度值呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)；4)1號(hào)試件水平撓度在達(dá)到極限荷載前出現(xiàn)反向撓度，與達(dá)到極限荷載后方向相反，這是因?yàn)樵诩虞d過程中壓力機(jī)上端加載板通過萬(wàn)向球鉸與壓力機(jī)相連，由于對(duì)中誤差的影響，豎向力不與萬(wàn)向球鉸中心線重合，使上端加載板發(fā)生了微小的轉(zhuǎn)動(dòng)位移，不能保持為水平，試件受到水平分力的影響而出現(xiàn)附加的水平撓度，達(dá)到極限承載力后，試件出現(xiàn)較大的彎曲變形，正向撓度將反向撓度抵消，水平撓度逐漸正向增大。

圖11 荷載-撓度曲線

2.5 柱中截面應(yīng)變分布

圖12為試件T-2、T-5和T-7在不同受力階段柱中截面上應(yīng)變沿高度分布的關(guān)系曲線，從圖12可以看出：1)達(dá)到極限承載力之前，試件彎曲變形過程中柱中截面上沿高度分布的應(yīng)變變化基本符合平截面假定，保持平截面變形；2)試件達(dá)到極限承載力后，柱中截面受拉區(qū)仍保持平截面變形，但受壓區(qū)截面變形不再符合平截面假定；3)隨著偏心距增大，受二階效應(yīng)的影響，中和軸向形心方向偏移；4)試件達(dá)到極限承載力后，由于受壓區(qū)破壞并退出工作，中和軸逐漸向形心方向偏移。

圖12 試件柱中截面應(yīng)變分布Fig.12 Strain distribution of the middle section of

2.6 試驗(yàn)參數(shù)分析

表4～表6是對(duì)試驗(yàn)參數(shù)的正交分析結(jié)果，通過正交分析可知：1)試驗(yàn)結(jié)果直觀分析顯示，對(duì)T形方鋼管混凝土異形柱偏壓承載能力影響程度為B(偏心距)>C(偏心方向)>A(長(zhǎng)度)；2)極差分析結(jié)果說(shuō)明，偏心距是對(duì)偏心受壓力學(xué)性能影響最大的因素，其次為偏心方向，試件長(zhǎng)度的影響程度相對(duì)較??；3)方差分析結(jié)果表明，相關(guān)系數(shù)R-sq和R-sq(調(diào)整)都接近于1，一般線性模型擬合很好，方差分析結(jié)果可靠，3個(gè)試驗(yàn)參數(shù)中B(偏心距)和C(偏心方向)的P值均小于0.06，說(shuō)明這兩個(gè)參數(shù)對(duì)試驗(yàn)的影響程度比較高，表明對(duì)試驗(yàn)有顯著影響的試驗(yàn)參數(shù)為偏心距和偏心方向。

表4 試驗(yàn)結(jié)果分析Table 4 Analysis of test results

續(xù)表4

表5 試驗(yàn)結(jié)果均值響應(yīng)分析Table 5 Mean response analysis of test results

表6 試驗(yàn)結(jié)果方差分析Table 6 Variance analysis of test results

圖13為各因素指標(biāo)對(duì)T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓承載力影響的變化趨勢(shì)圖。從圖13可以看出：偏心受壓承載力隨偏心距的增加而顯著降低，而隨著試件長(zhǎng)度的增大和偏心方向的改變，偏心受壓承載力變化程度相近；偏心距對(duì)偏壓力學(xué)性能影響最大，其次為偏心方向，最后是試件長(zhǎng)度。因此，在實(shí)際工程中，對(duì)T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓設(shè)計(jì)時(shí)，要著重考慮偏心距的限值范圍，以保證結(jié)構(gòu)安全性。

圖13 試驗(yàn)參數(shù)影響趨勢(shì)圖Fig.13 Influence trend of test

3 承載力計(jì)算

當(dāng)前已實(shí)施的有關(guān)鋼管混凝土的規(guī)范和規(guī)程中對(duì)于鋼管混凝土異形柱尚未有統(tǒng)一的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。參考美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)AISC-LRFD(1999)[30]規(guī)范、英國(guó)標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)BS 5400 (1979)[31]規(guī)范、歐洲標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)Eurocode 4 (1994)[32]規(guī)范、日本建筑學(xué)會(huì)AIJ(1997)[33]規(guī)范以及中國(guó)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工規(guī)程》(CECS 28:90)[34]與福建省工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)DBJ/T13-51-2010[35]等關(guān)于鋼管混凝土組合柱承載力的計(jì)算公式對(duì)9個(gè)試件進(jìn)行驗(yàn)算，得出的計(jì)算值Nu與試驗(yàn)值Nue的比值結(jié)果如表7所示。通過各規(guī)范、規(guī)程的計(jì)算結(jié)果對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：DBJ/T 13-51—2010和AIJ所得計(jì)算值與試驗(yàn)值最吻合，但AIJ計(jì)算結(jié)果的離散度高于DBJ/T 13-51—2010計(jì)算結(jié)果；Eurocode 4計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好，但較DBJ/T 13-51—2010和AIJ稍差；BS 5400再次之；CECS計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合程度一般，計(jì)算結(jié)果偏于不安全；AISC規(guī)范所得的計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合度最低，計(jì)算結(jié)果過于安全。

可見，采用鐘善桐[36]提出的統(tǒng)一理論的DBJ/T 13-51—2010規(guī)范對(duì)T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓承載力的計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果符合最好。

表7 試件偏壓承載力各規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Table 7 Comparison between the calculated value and the test value of each code for bearing capacity of the test pieces

4 結(jié)論

設(shè)計(jì)了9根T形方鋼管混凝土組合異形柱試件進(jìn)行偏壓試驗(yàn)，主要結(jié)論如下：

1)短柱試件的破壞形態(tài)主要為截面強(qiáng)度破壞，長(zhǎng)柱試件主要為彎曲失穩(wěn)破壞；試件在接近極限承載力時(shí)才出現(xiàn)較為明顯的變形，試件彎曲變形近似正弦半波曲線，未出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)變形。

2)短柱試件達(dá)到極限荷載時(shí)，柱中截面水平撓度小于長(zhǎng)柱試件。隨著試件長(zhǎng)度的增加，達(dá)到極限荷載時(shí)柱中撓度逐漸增大；隨著偏心距的增加，其極限承載力隨之減小。

3)試件受力過程中，柱中截面應(yīng)變分布符合平截面假定，受壓區(qū)先于受拉區(qū)屈服，拉、壓區(qū)變形協(xié)調(diào)，試件各部分協(xié)同工作性能較好，試件具有較好的延性性能。

4)偏心距對(duì)試件偏壓力學(xué)性能影響最大，其次為偏心方向，最后是試件長(zhǎng)度，偏心距和偏心方向?qū)ζ珘毫W(xué)性能的影響較試件長(zhǎng)度更為顯著。

5)對(duì)比6種規(guī)范的計(jì)算結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，規(guī)范DBJ/T 13-51—2010和AIJ建議的鋼管混凝土承載力計(jì)算公式所得計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合最好，但DBJ/T 13-51—2010計(jì)算結(jié)果離散性更小。