L形加肋鋼管混凝土短柱軸壓力學性能研究

朱彥奇，黃 宏，陳夢成，楊 超

(1.華東交通大學 土木建筑學院,江西 南昌 330013；2.南昌工程學院,江西 南昌 330099)

在建筑物的角柱處通常采用L形柱，由于其截面形狀在角部可做到不露柱的特殊性，能夠更加有效利用建筑物的使用空間，更好滿足人們對建筑美觀及家具布置等方面的要求。與鋼筋混凝土異形柱相比，鋼管混凝土異形柱的承載力更高，且不需另支模板，因而施工更加便利。但由于L形鋼管混凝土中鋼管對混凝土的約束主要集中在角部及構(gòu)件核心位置，橫截面中部鋼板處約束幾乎為零，通過設(shè)置縱向加勁肋可提升管壁中部對混凝土的約束，控制局部屈曲的發(fā)展，增強構(gòu)件的承載能力和延性[1-2]，故對此類構(gòu)件的研究十分有意義。

目前，國內(nèi)外已有學者開展了L形鋼管混凝土柱的試驗及理論研究。屠永清等[3]利用ABAQUS建立了L形鋼管混凝土柱在軸向荷載作用下的模型，研究其軸壓力學性能、工作機理和材料強度、含鋼率等參數(shù)對其軸壓承載力的影響，并提出承載力計算方法；張繼承等[4]考慮異形鋼管對混凝土的約束作用與規(guī)則截面形式鋼管對混凝土的約束作用的異同，在圓形和方形核心混凝土本構(gòu)關(guān)系的基礎(chǔ)上，通過引入等效約束效應(yīng)系數(shù)，提出L形鋼管混凝土的混凝土本構(gòu)關(guān)系式，并帶入有限元模型進行模擬計算；沈祖炎等[5]通過變換管壁寬厚比、長寬比、偏心率及長細比等因素，對6根L形鋼管混凝土長柱進行了單向偏壓試驗研究，并利用纖維模型分析回歸出壓彎構(gòu)件的強度承載力相關(guān)公式和穩(wěn)定承載力相關(guān)公式；Zhou等[6]研究了L形鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗震性能。增強管壁穩(wěn)定性的方法主要是設(shè)置約束拉桿和加勁肋，對于在管壁處增加約束的L形鋼管混凝土柱的研究：蔡健等[7-8]對帶約束拉桿的L形鋼管混凝土短柱進行了軸壓試驗，分析了帶約束拉桿L形截面鋼管混凝土在軸向荷載下的工作機理，并在此基礎(chǔ)上對此類構(gòu)件的等效單軸本構(gòu)關(guān)系進行了深入研究；Zuo等[9]進行了9根L形鋼管混凝土柱在設(shè)置不同約束拉桿條件下的偏壓受力相關(guān)試驗和理論研究；林震宇等[10]對不同寬厚比下的無加勁肋L形鋼管混凝土短柱試件和有加勁肋L形鋼管混凝土短柱試件進行了軸壓試驗研究，考察寬厚比及縱向加勁肋的設(shè)置與否對試件力學性能的影響。然而，目前國內(nèi)外學者關(guān)于L形鋼管混凝土在軸壓荷載下的力學性能研究僅局限于一種加肋形式，對不同加肋形式的此類構(gòu)件的研究還未有相關(guān)報道。

本文改變縱向加勁肋布置形式，對8根L形鋼管混凝土短柱進行了軸壓試驗，并對試驗后試件的整體破壞及屈曲情況和軸壓全過程的荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線進行歸類對比分析。在此基礎(chǔ)上，通過有限元分析軟件ABAQUS模擬所有構(gòu)件的軸壓全過程，以分析軸壓受力構(gòu)件在不同加肋方式下的工作機理。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

為考察L形鋼管混凝土短柱在不同加勁肋設(shè)置方式下的軸壓力學性能，本次試驗設(shè)計了8根L形等肢鋼管混凝土短柱試件，其中2根無肋，6根加肋，試件的截面形式以及加肋方式等詳見圖1，圖中：(1)L-NR-1/2兩根試件為無肋試件；(2)L-WR-1為全貫通加肋試件，其加勁肋長度與柱同高；(3)L-WR-2和L-WR-3試件的加勁肋為間斷設(shè)置，兩根試件肋的長度以及肋間間距不同；(4)L-WR-4試件加勁肋設(shè)置于L形截面2面上；(5)L-WR-5試件加勁肋設(shè)置于兩個陽角邊中部處。圖1(c)～圖1(f)中試件的加勁肋面積相同，考慮到L形柱存在陰角對整體約束的影響，設(shè)計L-WR-6試件，在陰角處比L-WR-5多設(shè)置一根縱向加勁肋。

試驗用試件制作步驟：

(1)試件尺寸設(shè)計。參考GB 50936—2014《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》中以受壓為主的鋼管混凝土構(gòu)件寬厚比的要求進行試件尺寸設(shè)計，所有試件的陽角邊邊長a=200 mm，陰角邊及短邊邊長b=100 mm，鋼板及加勁肋厚度t=4.3 mm，試件總長度L=600 mm，試件其他參數(shù)詳見表1。

(2)試件制作過程。由6塊獨立鋼板相互焊接形成L形鋼管，加勁肋預先焊接在鋼板上，試件的上下端蓋板均采用14 mm厚鋼板，首先將下蓋板焊接于L形鋼管的一端；選用P.O.42.5普通硅酸鹽水泥、中砂、連續(xù)粒級4.75～25 mm的普通碎石，按照水泥∶水∶砂∶碎石=404∶183∶589∶1 196的質(zhì)量配合比制作試驗所用混凝土，隨后分層灌入試件，并用振搗棒和小錘分別在試件內(nèi)外部進行振搗，以確?；炷撩軐?；對混凝土采用自然養(yǎng)護后，鑿去其表面浮漿，并用高強環(huán)氧砂漿進行抹平，待高強環(huán)氧砂漿硬化后再將其與鋼管管面打磨平整，并將上蓋板焊接完成。

(3)鋼材及混凝土強度測定。將鋼板制作成標準拉伸試件并進行標準拉伸試驗，測得鋼材屈服強度fy為328.2 MPa；制作與試件同條件成型養(yǎng)護的混凝土立方體(150 mm×150 mm×150 mm)試塊，以標準試驗方法測定其強度fcu,k，得均值為38.1 MPa。

圖1 不同加肋方式截面示意

表1 試件各參數(shù)尺寸及極限荷載

注：試件編號中，L表示試件截面形狀為L形；NR(No Ribs)表示無肋試件；WR(With Ribs)表示設(shè)置了加勁肋的試件。另外，bs為加勁肋的寬度；hs為加勁肋的高度；as為間斷加肋時肋間間距；ds為間斷加肋時肋與試件上下表面間的間距；As為加勁肋面積；Nue為軸壓試驗極限承載力實測值；Nuc為軸壓有限元模擬極限承載力計算值。

1.2 試驗加載情況

本試驗以華東交通大學結(jié)構(gòu)實驗室500 t壓力試驗機為軸壓試驗加載設(shè)備，為方便對中，使試件在受力時為軸心受壓，試驗前以面積矩確定L形截面的形心，并如圖2(a)所示在試件的上下端蓋板上分別標記出通過形心且相互垂直的兩條直線。在對試件進行正式加壓試驗前，需對試件進行10%預計極限荷載(Nu)閾值內(nèi)的預加載，觀察各儀表讀數(shù)，調(diào)試試件位置至對中，加載裝置如圖2(b)所示。然后進行正式加壓試驗，加壓過程為分級加載，在彈性階段荷載級差為1/10Nu，在外鋼管達到屈服強度后荷載級差降至1/15Nu，在接近預計極限荷載時保持緩慢連續(xù)加載，在承載力下降至約60%極限承載力時卸載，試驗結(jié)束。

試件縱向總變形數(shù)據(jù)由對稱布置于試件下端沿L形截面對角線處的2個量程為300 mm的位移計記錄所得，試件表面應(yīng)變變化情況由布置于鋼板外表面中部及角部的電阻應(yīng)變片(縱向及橫向)記錄所得，應(yīng)變片具體布置位置如圖2(c)所示。加壓試驗荷載值由人工在試驗過程中從壓力傳感器儀表讀取，其他數(shù)據(jù)由東華數(shù)據(jù)采集儀收集，數(shù)據(jù)分析和圖表處理采用Excel和Origin軟件。

圖2 試驗加載情況及測點布置

2 試驗現(xiàn)象及最終截面破壞形態(tài)

圖3 試件整體破壞形態(tài)

外部鋼管表面出現(xiàn)鼓曲，焊縫開裂為所有試驗試件在破壞時的普遍表現(xiàn)，但L形截面陰角焊縫處均未出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，僅有焊渣脫落。為了對所有試件的破壞形態(tài)進行直觀比較，8根試件1面破壞形態(tài)如圖3所示，通過對試驗過程及現(xiàn)象進行分析可得：(1)對于兩根無肋試件而言，當有較大荷載作用在L形鋼管混凝土短柱端部時，由于其兩條陽角邊的鋼板寬厚比較大，且未布置加勁肋進行有效支撐，其鋼管壁較易出現(xiàn)局部屈曲，這與試驗過程中2面鋼管首先出現(xiàn)輕微鼓曲，并在最終破壞時靠近短柱上端位置兩陽角邊鋼管出現(xiàn)嚴重鼓曲并伴隨焊縫開裂相呼應(yīng)。(2)對于設(shè)置了與柱同長的加勁肋且將L形截面分隔為三個矩形腔室的全貫通加肋試件L-WR-1，其在試驗結(jié)束后兩陽角邊僅出現(xiàn)輕微鼓曲并未出現(xiàn)焊縫開裂，這是由于此種加勁肋的設(shè)置方式顯著提高了陽角邊鋼管中部對混凝土的約束效應(yīng)。(3)通過觀察圖3(d)～圖3(g)四個加肋面積相同試件的破壞形態(tài)，兩根間斷加肋試件(L-WR-2、L-WR-3)均在靠近試件中截面位置的兩根間斷肋之間的鋼板處產(chǎn)生向外鼓曲，而有間斷肋的位置未出現(xiàn)鼓曲；由于L-WR-4的加勁肋設(shè)置在2面上而未在1面上設(shè)置，且將L形截面分隔為一大一小兩個矩形，加勁肋對2面中部鋼管對混凝土的約束起到有效提升，而在受到壓力作用時大矩形長邊所在的1面鋼管由于沒有有效約束，在靠近端部出現(xiàn)鼓曲；L-WR-5的加肋方式使得試件破壞時在兩個陽角面(1、2面)中部位置出現(xiàn)鼓曲程度相當?shù)?個半波鼓曲。(4)本次試驗中在陰角處增設(shè)斜向加勁肋的L-WR-6試件與未設(shè)置陰角加勁肋的L-WR-5試件的破壞形態(tài)基本相同。

3 試驗結(jié)果分析

本次試驗中所有試件的荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線如圖4所示，為了便于不同類型試件曲線之間的比較，分三個圖分別進行呈現(xiàn)，并將試件外鋼管出現(xiàn)鼓曲時對應(yīng)的點在各圖中分別進行標記。由于粘貼在鋼管表面的應(yīng)變片在試件達到極限承載力后有部分隨鋼管外表面鼓曲脫離鋼管，故本試驗曲線中的縱向應(yīng)變分兩段取值：極限承載力前的數(shù)值為鋼管外表面上的電阻應(yīng)變片數(shù)值平均所得，極限承載力后的數(shù)值為兩個位移計(布置于L形截面對角線對稱處)讀數(shù)平均后換算轉(zhuǎn)化為縱向應(yīng)變所得。對比圖4中各類試件曲線可知：(1)圖4(a)中無肋試件(L-NR-1/2)、全貫通加肋試件(L-WR-1)以及兩根間斷加肋試件(L-WR-2、L-WR-3)中除無肋試件的剛度稍低外，其余試件的前期剛度相差不大，且與加肋試件相比，無肋試件的極限承載力明顯偏小，延性明顯偏差；由于L-WR-1的加肋方式將L形截面分隔為三個腔室后極大的提升了鋼管對混凝土的約束效應(yīng)，使得其極限承載力最大，延性最優(yōu)；對比兩根間斷加肋試件發(fā)現(xiàn)加勁肋間間距更小者L-WR-3，其延性較肋間間距更大者L-WR-2更優(yōu)。(2)為考察設(shè)置加勁肋面積相同情況下不同加肋方式對試件剛度、承載力以及延性的影響，圖4(b)中的荷載-縱向應(yīng)變曲線為4根加勁肋面積相同試件試驗實測所得，對比之后可以發(fā)現(xiàn)，除L-WR-2的實測承載力稍低、L-WR-3的延性稍好之外，4根不同加肋方式試件在前期剛度、極限承載力以及延性上均相差不大。(3)為考察在陰角處增設(shè)加勁肋對試件的影響，圖4(c)中將L-WR-5(在陰角處未設(shè)置加勁肋)和L-WR-6(在陰角處設(shè)置加勁肋)進行對比，兩根試件剛度和極限承載力方面均無明顯差別，在陰角處增設(shè)加勁肋后試件延性略有提升。

圖4 所有試件N-ε曲線比較分析

4 有限元計算分析

為進一步分析不同加肋方式對L形鋼管混凝土短柱軸壓力學性能的異同之處，運用ABAQUS軟件模擬了8根試件的軸壓全過程，具體建模方法參考文獻[11]。L形鋼管、縱向加勁肋、上下端蓋板以及內(nèi)填混凝土的單元模型選擇以及鋼材和混凝土的本構(gòu)關(guān)系模型、受壓核心混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型、混凝土的受拉軟化性能以及各部件之間的約束類型選擇等具體詳見文獻[12]。有限元模型建立采用全構(gòu)件進行建模分析，邊界條件的設(shè)置情況為一端固定，另一端為自由，并對自由端進行位移加載模擬。

4.1 荷載-縱向應(yīng)變試驗與計算曲線對比

試驗實際量測曲線與有限元建模模擬所得計算曲線的對比如圖5所示，從圖中可見，所有試件的前期剛度的計算情況與試驗實測情況相差無幾；試驗實測值Nue與計算值Nuc均表示為試件極限承載力大小，具體數(shù)值列于表1，經(jīng)對比發(fā)現(xiàn)，Nue/Nuc比值的均方差為0.04。

通過對比各試件的計算曲線和試驗曲線可以發(fā)現(xiàn)：(1)對于無肋試件L-NR-1和L-NR-2，導致實測承載力Nue均低于有限元計算承載力Nuc的原因是試件在試驗過程中其鋼管出現(xiàn)屈服較早，鋼材未充分發(fā)揮其實際強度；(2)對于設(shè)置全貫通加勁肋后將L形分隔為三個腔室的L-WR-1，其實測極限承載力Nue及延性與計算模擬曲線相比均更優(yōu)，說明此種加肋方式使得試件實際加肋后的效果較模擬情況更優(yōu)；(3)由于試件中的鋼材在實際試驗中可能發(fā)生局部屈曲等因素造成偏差，而有限元軟件模擬時為理想狀態(tài)，導致兩根間斷加肋試件L-WR-2以及L-WR-3的計算值Nuc與實測值Nue相比相差均達到6%左右；(4)有限元軟件能夠較好的模擬L-WR-4和L-WR-5兩種加肋方式下構(gòu)件的剛度和極限承載力；(5)從圖5(g)中可以看出L-WR-5加肋方式下試件的實測值Nue大于模擬計算值Nuc，說明有限元模型低估了此類加肋方式在實際加壓試驗過程中所能提升的約束效果，此類加肋方式能夠充分發(fā)揮材料的整體性能。

圖5 有限元與試驗N-ε曲線對比分析圖

圖6 所有試件的2面鋼管縱向應(yīng)力分布情況(單位：MPa)

4.2 鋼管縱向應(yīng)力分析

由于所有加肋試件的加勁肋均布置在鋼管2面上，為方便比較，圖6所示為在縱向應(yīng)變達到10 000微應(yīng)變(各試件荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線中下降段80%的極限荷載左右所對應(yīng)的壓應(yīng)變)時鋼管壁2面上的縱向應(yīng)力分布云圖，通過對比可以發(fā)現(xiàn)：(1)對于無肋試件L-NR-1/2，鋼管壁由于沒有加勁肋增強約束，在壓力作用下試件高度中間位置處向外產(chǎn)生了較大的局部鼓曲，故在鋼管壁上出現(xiàn)了非常明顯的拉應(yīng)力區(qū)；(2)對于全貫通加肋試件L-WR-1，在達到同一壓縮量時，鋼管壁上的縱向應(yīng)力分布均表現(xiàn)為壓應(yīng)力的原因是設(shè)置了加勁肋后將L形分隔成三個腔室，其鋼管對混凝土的約束效應(yīng)顯著提升；(3)從圖6(c)、圖6(d)中可以看出，試件L-WR-2以及L-WR-3均在靠近試件中截面處的兩個間斷加勁肋之間出現(xiàn)了兩個上下幾乎對稱的的拉應(yīng)力區(qū)，但與無肋試件相比，其拉應(yīng)力區(qū)的范圍有了較為顯著的縮小，通過將這兩個間斷加肋試件進行對比可以發(fā)現(xiàn)，最大拉應(yīng)力數(shù)值以及拉應(yīng)力區(qū)的范圍隨肋間間距的變大而變大，這與試驗中在兩肋間隔處出現(xiàn)鼓曲相呼應(yīng)；(4)L-WR-4和L-WR-5的管壁應(yīng)力分布沒有出現(xiàn)拉應(yīng)力區(qū)，均顯示為壓應(yīng)力，且兩個試件的壓應(yīng)力各數(shù)值和其所對應(yīng)的范圍相比，L-WR-5的均更大一些；(5)對于L-WR-6，其在鋼管2面上的縱向應(yīng)力分布均顯示為壓應(yīng)力，在陰角布置加勁肋后其壓應(yīng)力數(shù)值較未在陰角布置加勁肋的L-WR-5稍有減小，但范圍幾乎無變化。

圖7 所有試件2面中截面處相互作用力分布情況

4.3 鋼管與混凝土間的相互作用

圖7中所示為沿鋼管2面邊長a，所有試件(無肋試件、不同加肋方式試件)跨中截面鋼管對混凝土的約束力p分布情況。除無肋試件外，其余加肋試件均在鋼管2面邊長中部布置了加勁肋，即虛線處所示位置，Nu為試件極限承載力。通過對比可以發(fā)現(xiàn)：(1)由于未設(shè)置加勁肋，無肋試件中鋼管對混凝土的約束主要集中在角部位置，且角部約束力隨荷載的增大隨之增大，其跨中截面靠近中部位置約束力幾乎為零，試件在受到較大壓力時其內(nèi)部混凝土的向外膨脹更容易在陽角邊產(chǎn)生，故靠近1面(陽角面)處角部約束大于靠近短邊角部約束。(2)對于全貫通加肋試件L-WR-1，由于在設(shè)置加勁肋后L形整體被分隔為三個腔室，其鋼管對混凝土的約束效應(yīng)整體更加均勻，且約束力在角部以及加肋處均有較大提升。(3)對于加勁肋面積相同的4個試件(L-WR-2、L-WR-3、L-WR-4、L-WR-5)，通過設(shè)置間斷加勁肋，L-WR-2和L-WR-3將內(nèi)部分隔成了三個部分，且肋間間距較大的L-WR-2中肋在沿試件長度中部的跨度較長，故其約束力較L-WR-3更大；試件L-WR-4在2面設(shè)置加勁肋后將試件分隔成一大一小兩個矩形，故在靠近短邊的小矩形處鋼管對混凝土的約束更強；在兩個陽角面(1、2面)均設(shè)置了加勁肋的L-WR-5，其2面管壁約束效應(yīng)較L-WR-4更均勻一些。(4)對于2面處的約束效果比較，在陰角處增設(shè)加勁肋的L-WR-6與未在陰角處設(shè)置加勁肋的L-WR-5相差不大。(5)隨著荷載的增加，所有加肋試件的鋼管角部和加勁肋處的約束力迅速增長。

5 結(jié)論

通過L型加肋鋼管混凝土短柱的軸壓試驗及有限元分析結(jié)果，本文主要得到如下結(jié)論：

(1)鋼管壁出現(xiàn)鼓曲，焊縫開裂，但陰角處未出現(xiàn)焊縫開裂是L形鋼管混凝土柱在破壞時的普遍表現(xiàn)。

(2)布置縱向加勁肋能提高試件的極限承載力和延性；在長度和截面同時貫穿的加肋方式(L-WR-1)承載能力及延性均最優(yōu)；設(shè)置在陰角處的加勁肋對提升試件受壓性能的效果不明顯。

(3)L形鋼管混凝土試件的軸壓極限承載力和前期剛度能夠較好的被有限元軟件進行仿真模擬。

(4)無肋試件和間斷加肋試件在較大荷載作用下出現(xiàn)拉應(yīng)力區(qū)，其他加肋形式試件全部表現(xiàn)為壓應(yīng)力；對于間斷加肋試件，其加勁肋間的間距越小，約束效果越優(yōu)。

(5)鋼管對混凝土的約束在無肋試件中主要集中在角部，加肋試件在肋與角部處約束較大，在肋與角部中間位置處約束較小。

(6)綜合考慮焊縫數(shù)量，加勁肋面積以及加肋后效果，L-WR-5的加肋方式最優(yōu)。