方中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱力學(xué)性能對(duì)比試驗(yàn)研究

黃宏，查寶軍，陳夢(mèng)成，郭曉宇

(1.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西南昌 330013;2.江西省建筑過(guò)程模擬與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西南昌 330013)

方中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱力學(xué)性能對(duì)比試驗(yàn)研究

黃宏1，2，查寶軍1，陳夢(mèng)成1，2，郭曉宇1

(1.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西南昌 330013;2.江西省建筑過(guò)程模擬與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西南昌 330013)

對(duì)4種不同截面形式的鋼管混凝土試件進(jìn)行軸壓對(duì)比試驗(yàn)，試件分為方實(shí)心試件、方套圓中空夾層試件和2種內(nèi)管不同放置形式的方套方中空夾層試件。試驗(yàn)結(jié)果表明:所有試件達(dá)到極限承載力之后，均出現(xiàn)外管焊縫開(kāi)裂、內(nèi)管向內(nèi)凸曲的現(xiàn)象;在空心率不太大的情況下，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力比方實(shí)心鋼管混凝土大;方實(shí)心試件比方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展快，方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展更快;采用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)軸壓試件的荷載—變形全過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，得到的極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

方中空夾層鋼管混凝土 軸壓 截面形式 試驗(yàn)

鋼管混凝土與鋼結(jié)構(gòu)相比，有較好的抗火性、經(jīng)濟(jì)性;與鋼筋混凝土相比，具有強(qiáng)度高、塑性和韌性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，因此鋼管混凝土被廣泛應(yīng)用于各類工程中。中空夾層鋼管混凝土是將實(shí)心鋼管混凝土中部的核心混凝土用空心鋼管替代而形成的構(gòu)件。與實(shí)心鋼管混凝土相比，中空夾層鋼管混凝土的自重輕、抗彎剛度大(相同自重情況下比較)，適合用于高架橋的橋墩、海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的支架柱、輸變電桿塔等工程中。

目前對(duì)中空夾層鋼管混凝土［1］的研究主要集中在軸壓力學(xué)性能方面，其截面形式主要有內(nèi)外圓形、內(nèi)外矩形、外方內(nèi)圓形，對(duì)于方套方中空夾層鋼管混凝土的研究相對(duì)較少。謝力等［2］對(duì)6個(gè)矩形套矩形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究;楊俊杰等［3］對(duì)八邊形套圓形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究;夏玲濤等［4］對(duì)4個(gè)八邊形套圓形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究;任慶新等［5］利用有限元分析軟件ABAQUS建立了圓錐形套圓形中空夾層鋼管約束混凝土短柱計(jì)算模型，對(duì)其軸向局壓力學(xué)性能進(jìn)行了分析;黃宏等［6］利用有限元分析軟件ABAQUS建模，對(duì)圓套圓、方套圓中空夾層鋼管混凝土軸心受壓時(shí)的荷載—變形全過(guò)程關(guān)系曲線進(jìn)行了計(jì)算;Kojiro Uenaka等［7］以內(nèi)外鋼管直徑比和外管徑厚比為參數(shù)對(duì)圓套圓中空夾層鋼管混凝土軸壓柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究;郭立湘等［8］對(duì)6個(gè)方套圓中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了壓扭試驗(yàn)研究;張常光等［9］在厚壁圓筒統(tǒng)一強(qiáng)度理論解的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)了外方內(nèi)圓中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱的極限承載力公式。

本文對(duì)外管為方形而內(nèi)管采用3種不同截面形式的方中空夾層鋼管混凝土及方實(shí)心鋼管混凝土軸壓短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究。通過(guò)試驗(yàn)現(xiàn)象、破壞形態(tài)和荷載—應(yīng)變曲線，對(duì)所有試件進(jìn)行了對(duì)比分析。最后，采用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)試件的荷載—應(yīng)變曲線進(jìn)行計(jì)算，并將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了4種不同截面形式的短柱，即:方實(shí)心鋼管混凝土(S－S)、方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a/b，a為內(nèi)管正放，b為內(nèi)管斜放)如圖1所示。為了便于比較，所有試件采用了相同的外管與混凝土，因此它們具有相同的名義含鋼率和約束效應(yīng)系數(shù)，所有中空夾層鋼管混凝土試件內(nèi)管徑(寬)厚比相同，其空心率大致相等。

圖1 試件截面示意

表1 試件實(shí)際參數(shù)

試驗(yàn)中，方鋼管由4塊鋼板焊接而成，圓鋼管為直縫焊管，試件的上下蓋板采用剛度較大的16 mm厚鋼板制作?；炷敛捎萌斯嚢璺绞?，其中混凝土的用料包括水、普通硅酸鹽水泥(P.O42.5)、中砂、普通碎石(4.75～31.5 mm連續(xù)粒級(jí))，其重量配合比為水泥∶水∶砂∶碎石=424.5∶157.8∶590.5∶1 194.1。試件加載前，鋼管材性由拉伸試驗(yàn)確定，fcu由與試件同條件成型養(yǎng)護(hù)的150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊按標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法測(cè)得，材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)在華東交通大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室500 t壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。試驗(yàn)的主要量測(cè)內(nèi)容:試件的軸向荷載、軸向位移以及鋼管表面的縱向、橫向應(yīng)變。試驗(yàn)過(guò)程中，在試件的下端對(duì)稱設(shè)置了4個(gè)百分表以測(cè)定試件的縱向變形，在中截面鋼管的外表面設(shè)置了縱、橫向應(yīng)變片，以觀測(cè)試件在受力過(guò)程中應(yīng)變的變化情況。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由DH3815數(shù)據(jù)采集儀采集，荷載值從表盤讀取。試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)加載及測(cè)點(diǎn)布置

加載制度:正式加載前，先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，觀察應(yīng)變儀、百分表讀數(shù)，對(duì)試件進(jìn)行幾何和物理對(duì)中，以確保試件在正式加載時(shí)軸心受壓，最大預(yù)載值不超過(guò)試件極限荷載的10% 。采用分級(jí)加載方式，在彈性階段每級(jí)荷載為估算極限荷載的1/10，外鋼管屈服后，荷載級(jí)差減為估算極限荷載的1/15，每級(jí)荷載持續(xù)時(shí)間為2～3 min。臨近破壞時(shí)，保持緩慢連續(xù)加載到使用量程，試驗(yàn)結(jié)束。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象、結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試驗(yàn)加載初始階段，由于試件變形較小且處于彈性階段，軸向荷載與縱向應(yīng)變?yōu)榫€性關(guān)系;當(dāng)軸向荷載繼續(xù)增加時(shí)，試件進(jìn)入彈塑性階段，軸力—縱向應(yīng)變曲線明顯偏離線性軌跡，但此時(shí)試件無(wú)明顯屈曲;當(dāng)試件接近其極限承載力時(shí)，表面開(kāi)始有鐵銹剝落，鋼管局部屈曲;達(dá)到極限承載力后，軸向變形繼續(xù)增大，混凝土被壓碎，最終試件由于焊縫開(kāi)裂，承載力急劇下降，試驗(yàn)結(jié)束。

圖3為試驗(yàn)后所有試件外管的破壞形態(tài)?？梢?jiàn)，方實(shí)心鋼管混凝土向外鼓曲，焊縫開(kāi)裂的位置在中上部，另外3種中空夾層鋼管混凝土向外鼓曲，焊縫開(kāi)裂的位置主要集中在中下部。

圖3 試件外管破壞形態(tài)

圖4為試驗(yàn)后方中空夾層鋼管混凝土短柱內(nèi)管的兩種典型屈曲。兩種僅內(nèi)管放置位置不同的方中空夾層鋼管混凝土破壞形態(tài)基本相同。由俯視圖可以清晰地看出，在混凝土的約束作用下，方內(nèi)管中下部向內(nèi)凸曲，如圖4(a)所示;圓內(nèi)管局部向內(nèi)凸曲，如圖4(b)所示。

2.2 縱向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

圖5給出了所有試件的軸力(N)—縱向應(yīng)變(ε)曲線。可見(jiàn)，當(dāng)施加的軸力不超過(guò)900 kN時(shí)，N－ε曲線處于線性階段，在此階段，各試件的軸壓剛度由大到小依次為:方實(shí)心鋼管混凝土(S－S)、方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－b)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a)。當(dāng)N－ε曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，外鋼管的應(yīng)變接近屈服應(yīng)變時(shí)，試件達(dá)到極限承載力，所有試件的軸壓剛度均有所降低，但此時(shí)D－SS－a的軸壓剛度最大，D－SS－b的軸壓剛度降低最多。隨后N－ε曲線進(jìn)入下降段，試件外鋼管屈曲，在此階段，所有試件的N－ε關(guān)系曲線下降緩慢，表現(xiàn)出良好的塑性和延性，S－S，D－SS－a，D－SS－b后期塑性與延性基本相同。

結(jié)合表1可知，方實(shí)心鋼管混凝土比其他3種中空夾層試件的承載力低。這是由于內(nèi)管所承擔(dān)的荷載比去除的部分混凝土(與實(shí)心試件相比)承擔(dān)的荷載更大。說(shuō)明當(dāng)空心率不太大時(shí)，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力不低于實(shí)心鋼管混凝土。比較3種中空夾層試件的承載力，方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a)最高，其次為方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)，而方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－b)最低。

圖4 試件內(nèi)管破壞形態(tài)

圖5 N－ε曲線

2.3 橫向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

圖6 N/Nue－εL曲線

為了便于比較在不同截面形式下，試件外鋼管的橫向應(yīng)變(εL)發(fā)展規(guī)律，將所有試件的軸向荷載進(jìn)行歸一化處理，得到N/Nue。圖6給出了所有試件的N/Nue－εL關(guān)系曲線。由圖6可知，方實(shí)心試件比中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展快，這是由于實(shí)心試件的核心混凝土在軸向荷載下微裂縫不斷擴(kuò)展，向外的橫向變形發(fā)展更快。方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展更快，這是由于方形內(nèi)管的四邊中部局部向內(nèi)屈曲造成的。2種方套方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展基本相同。

3 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

利用有限元分析軟件ABAQUS分別對(duì)所有試件的N－ε曲線進(jìn)行了模擬和分析。蓋板，內(nèi)、外鋼管和混凝土，均采用八節(jié)點(diǎn)縮減積分格式的三維實(shí)體單元(C3D8R)，蓋板模擬為剛體。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，具體建模方法參考文獻(xiàn)［10］。

將有限元計(jì)算所得N－ε曲線與試驗(yàn)實(shí)測(cè)曲線進(jìn)行比較，如圖7所示。有限元計(jì)算和試驗(yàn)實(shí)測(cè)極限承載力都列于表1中，Nuc/Nue的平均值為1.008，均方差為0.000 05，所有試件極限承載力的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好。在達(dá)到極限承載力之前，S－S，D－SC試件的軸壓剛度實(shí)測(cè)值與有限元計(jì)算值基本相同，而D－SS－a，D－SS－b試件的軸壓剛度，有限元計(jì)算值略高于實(shí)測(cè)值，這可能是試件混凝土澆筑不密實(shí)、鋼材缺陷等問(wèn)題造成的。在荷載下降的后期，所有試件的有限元計(jì)算曲線趨于平緩，這是由于試驗(yàn)后期鋼管焊縫開(kāi)裂，有限元沒(méi)有模擬這種情況;而試驗(yàn)曲線的荷載下降明顯，這是因?yàn)榛炷烈驯粔核槎コ休d能力，鋼管屈服、焊縫開(kāi)裂。

圖7 有限元計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比曲線

4 結(jié)論

1)所有試件的外管均鼓曲且焊縫開(kāi)裂;中空夾層鋼管混凝土的內(nèi)管均向內(nèi)凸曲;兩種不同放置形式的方套方中空夾層鋼管混凝土向內(nèi)凸曲的程度基本相同。

2)在空心率不太大的情況下，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力比方實(shí)心鋼管混凝土的大。

3)方實(shí)心試件比方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展快，方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應(yīng)變發(fā)展更快。

4)有限元方法可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)方實(shí)心和方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力。

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Comparative test study on mechanical behavior of concrete-filled double-skin steel tubular with hollow-centered square section short columns under axial compression

HUANG Hong1，2，ZHA Baojun1，CHEN Mengcheng1，2，GUO Xiaoyu1
(1.School of Civil Engineering and Architecture，East China Jiaotong University，Nanchang Jiangxi 330013，China; 2.Jiangxi Key Laboratory of Control and Simulation of Construction Process，Nanchang Jiangxi 330013，China)

The paper carries out axial compression tests on four concrete－filled steel tubular pieces of different cross section shapes，namelysolid square－shaped specimen，square specimen with circular hollow，and twosquare specimens with square hollow in the middle and differently placed inner tubes.The results indicate that as all the specimens reach their ultimate bearing capacity，cracked weld and buckled inner tube in all cases.In the case of the hollow rate remains at a reasonably low level，the specimen with square－shaped hollow exceeds its solid counterparts in axial bearing capacity.In terms of lateral strain，the solid square－shaped specimen develops quicker than hollowed square specimen，the square specimen with circular hollow develops more quicker than square specimens with square hollow.By using the finite element analysis software ABAQUS to calculate the loading－deformation process of the specimens under axial compression，the ultimate bearing capacity of the calculated consistent well with the test data.

Concrete－filled double－skin steel tubular with hollow－centered square section;Axial compression;Shape of cross section;T ests

TU392.3

A

10.3969/j.issn.1003－1995.2015.10.18

(責(zé)任審編 鄭冰)

1003－1995(2015)10－0085－05

2015－07－09;

2015－09－05

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51378206，51008122)，江西省青年科學(xué)基金計(jì)劃(20143ACB21020)，江西省青年科學(xué)家培養(yǎng)對(duì)象(20133BCB23015)

黃宏(1977—)，女，教授，博士。