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(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(diǎn)，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(shí)，也增加了結(jié)構(gòu)自質(zhì)量和地震荷載.采用超高強(qiáng)混凝土(軸心抗壓強(qiáng)度不小于85.0 MPa的混凝土，對(duì)應(yīng)立方體抗壓強(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)混凝土更適宜在圓鋼管混凝土柱中應(yīng)用.文獻(xiàn)[1-2]分別對(duì)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(qiáng)度最高為85.1 MPa.文獻(xiàn)[3-15]充分證明了圓鋼管超高強(qiáng)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(shí)際工程中的圓鋼管超高強(qiáng)混凝土柱可能會(huì)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(jìn)等[12]對(duì)環(huán)向均勻脫空?qǐng)A鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究，采用的荷載為長期荷載.文獻(xiàn)[13-15]對(duì)環(huán)向均勻脫空?qǐng)A鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓和偏壓試驗(yàn)研究，這些試驗(yàn)的混凝土均含有粗骨料，混凝土軸心抗壓強(qiáng)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(yàn)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?qǐng)A鋼管超高強(qiáng)混凝土柱的偏壓試驗(yàn)未見報(bào)道.此外，也沒有考慮環(huán)向均勻脫空缺陷對(duì)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(bǔ)這一試驗(yàn)研究空白，本文對(duì)環(huán)向均勻脫空?qǐng)A鋼管超高強(qiáng)混凝土柱開展了偏壓試驗(yàn)研究.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)的8個(gè)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(gè)無脫空試件和1個(gè)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(qiáng)度；試件編號(hào)的第1個(gè)數(shù)值代表徑厚比(D/t，t為鋼管厚度)，第2個(gè)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(qiáng)度fy為359 MPa，套箍指標(biāo)θ為0.54[16]，θ表達(dá)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(cè)方案

加載方案和量測(cè)方案，如圖3所示.圖3中：D1～D6為位移計(jì)；S1～S7為應(yīng)變片；d為同列相鄰量測(cè)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(cè)方案Fig.3 Loading schemes and measurement schemes

試驗(yàn)在10 MN軸壓試驗(yàn)機(jī)下進(jìn)行，整個(gè)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(shí)，終止試驗(yàn).對(duì)于軸壓試件，分別將4個(gè)豎向位移計(jì)設(shè)置在端板的4個(gè)側(cè)面，用于量測(cè)加載點(diǎn)之間的相對(duì)豎向位移δv；在試件半高界面處，沿鋼管環(huán)向布置4對(duì)軸向和環(huán)向應(yīng)變片.對(duì)于偏壓試件，其偏心荷載通過刀鉸裝置施加；分別將2個(gè)豎向位移計(jì)設(shè)置在端板前后兩個(gè)側(cè)面，用于量測(cè)加載點(diǎn)之間的相對(duì)豎向位移；分別將3個(gè)水平位移計(jì)設(shè)置在試件半高處和鋼管未加強(qiáng)段4分點(diǎn)處，用于量測(cè)水平位移δh；在每個(gè)量測(cè)水平位移的截面，沿鋼管環(huán)向布置了7對(duì)軸向和環(huán)向應(yīng)變片.

2 試驗(yàn)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(diǎn)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(dá)到峰值時(shí)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(duì)于無脫空試件，在軸力即將達(dá)到峰值承載力時(shí)，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(qiáng)段鋼管開始出現(xiàn)局部屈曲，屈曲發(fā)生時(shí)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(duì)于環(huán)向均勻脫空試件，在達(dá)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(dá)到峰值承載力時(shí)，鋼管對(duì)混凝土的約束作用很小.繼續(xù)增加豎向位移，鋼管對(duì)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(gè)峰值承載力后，試件軸力會(huì)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(dá)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(cè)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(duì)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(dá)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(dá)到峰值承載力前，水平位移發(fā)展速度相對(duì)緩慢，隨后，水平位移發(fā)展速度相對(duì)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(duì)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(duì)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(shì)，但在軸力緩慢下降階段，彎矩呈上升趨勢(shì)，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(dá)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(diǎn)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(duì)于無脫空軸壓試件，混凝土的破壞區(qū)域?yàn)橐粭l明顯的斜裂縫，該斜裂縫將混凝土剪切成兩半，形成一個(gè)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(xiàn)[17]得到的結(jié)論一致.

3) 對(duì)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(duì)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(duì)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(yán)重.

4) 相較于無脫空試件，由于環(huán)向均勻脫空試件鋼管對(duì)混凝土的約束相對(duì)減小，所以環(huán)向均勻脫空試件的混凝土破碎更加嚴(yán)重.對(duì)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(yàn)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(yàn)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(duì)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(shí)的豎向位移；δm為峰值承載力對(duì)應(yīng)的豎向位移；μ為延性；Mcm為Nm對(duì)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(yàn)結(jié)果Tab.2 Primary test results

2.3 鋼管應(yīng)變發(fā)展過程

兩個(gè)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(duì)應(yīng)變片S1和S7的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析.由圖8可得出以下2點(diǎn)結(jié)論.

(a) 試件CC-27-0.6 (b) 試件CC-27-0.6-G圖8 兩個(gè)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(duì)于無脫空試件，在加載初期，鋼管受壓側(cè)一點(diǎn)的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線的切線斜率絕對(duì)值|re|保持恒定，當(dāng)該點(diǎn)接近屈服時(shí)，切線斜率絕對(duì)值開始逐步增大，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到一定值后，切線斜率的絕對(duì)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(diǎn)的環(huán)向-軸向應(yīng)變曲線的切線斜率絕對(duì)值|re|也經(jīng)歷恒定、逐步變化和恒定3個(gè)階段.與受壓側(cè)不同的是，切線斜率絕對(duì)值在第2階段是逐步減小的.部分試件的切線斜率絕對(duì)值在軸向應(yīng)變很小時(shí)(遠(yuǎn)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(huì)出現(xiàn)突變.

3 極限承載力分析

3.1 無脫空?qǐng)A鋼管超高強(qiáng)混凝土柱

從我國工程角度出發(fā)，僅對(duì)JGJ 138-2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]中圓鋼管混凝土柱極限承載力計(jì)算方法進(jìn)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(jì)算式為

(1)

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

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

φe=(1+1.85e/rc)-1.

當(dāng)偏心率為0時(shí)，φe為1，式(1)將退化為軸壓試件的極限承載力計(jì)算公式.由于規(guī)范中最高的混凝土強(qiáng)度低于文中混凝土強(qiáng)度，所以無法通過規(guī)范對(duì)參數(shù)α進(jìn)行取值.為了擴(kuò)大規(guī)范的極限承載力計(jì)算公式的適用范圍，基于式(1)，通過Matlab軟件對(duì)試件承載力進(jìn)行擬合，以獲得參數(shù)α的適宜取值(針對(duì)混凝土軸心抗壓強(qiáng)度為109 MPa的無脫空?qǐng)A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(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，如圖9所示.由圖9可知：擬合結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.因此，當(dāng)參數(shù)α為1.76時(shí)，規(guī)范公式可用于計(jì)算混凝土強(qiáng)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(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)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?qǐng)A鋼管超高強(qiáng)混凝土柱

由于規(guī)范中沒有環(huán)向均勻脫空?qǐng)A鋼管混凝土柱極限承載力計(jì)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(jì)算原理實(shí)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(jì)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(dá)到極限承載力時(shí)，鋼管對(duì)混凝土的約束力更小，所以.與偏心率和鋼管對(duì)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?qǐng)A鋼管混凝土柱試件極限承載力計(jì)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(jì)算值；αG為與鋼管對(duì)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(duì)參數(shù)φe的影響，因此文中也不考慮參數(shù)αG對(duì)參數(shù)φG的影響，即不考慮參數(shù)αG對(duì)參數(shù)c的影響，將參數(shù)αG和c作為兩個(gè)獨(dú)立的參數(shù)進(jìn)行擬合.為了獲得系數(shù)aG(αG不小于1)和

c，通過Matlab對(duì)環(huán)向均勻脫空試件的極限承載力試驗(yàn)值進(jìn)行擬合，由此得到αG為1，c為1.54.試件極限承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，如圖10所示.

圖10 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)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(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.因此，對(duì)于脫空率為0.5%的圓鋼管混凝土柱，在達(dá)到構(gòu)件極限承載力時(shí)，鋼管對(duì)混凝土基本沒有約束作用；當(dāng)參數(shù)αG為1，c為1.54時(shí)，規(guī)范公式可用于計(jì)算混凝土強(qiáng)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(shí)刻提前，試件的延性減小.在達(dá)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(duì)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(duì)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(duì)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(yán)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(duì)值會(huì)經(jīng)歷恒定、逐步變化和恒定3個(gè)階段，逐步變化的開始時(shí)刻與鋼管初始屈服時(shí)刻基本一致.

5) 對(duì)于脫空率為0.5%的試件，在達(dá)到峰值承載力時(shí)，鋼管對(duì)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?qǐng)A鋼管超高強(qiáng)混凝土柱承載力計(jì)算公式的承載力與實(shí)測(cè)承載力吻合良好.