穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱軸壓試驗(yàn)

鄭新志，孫玉濤 ，郭好振

(1.河南理工大學(xué) 生態(tài)建筑與環(huán)境構(gòu)建河南省工程實(shí)驗(yàn)室,河南 焦作 454000；2.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 焦作 454000)

0 引 言

方鋼管對其內(nèi)填混凝土的約束作用主要集中于截面的角部區(qū)域，管壁穩(wěn)定性差，容易產(chǎn)生局部屈曲，使鋼材的材料強(qiáng)度不能充分發(fā)揮，導(dǎo)致延性下降[1]。

為了增強(qiáng)方鋼管混凝土柱管壁的穩(wěn)定性，研究者進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究和理論分析，提出了設(shè)置角部隅撐[2]、加勁肋[3]、螺旋筋[4]、約束拉桿[5]等構(gòu)造。黃宏等[6]研究了方鋼管的寬厚比和加勁肋的高厚比變化對帶肋方鋼管混凝土柱力學(xué)性能的影響；C.Petrus等[7]研究了加勁肋的設(shè)置對鋼管混凝土構(gòu)件抗軸壓、抗彎的影響作用；何振強(qiáng)等[8]研究了約束拉桿直徑和間距、鋼管厚度、鋼材強(qiáng)度的變化對帶約束拉桿方鋼管混凝土短柱的力學(xué)性能影響。其中，廣州新中國大廈[9]、廣州名匯商業(yè)大廈[10]等超高層建筑在建設(shè)過程中已采用帶約束拉桿的方鋼管混凝土柱。

已有研究成果表明：通過在方鋼管上設(shè)置拉桿或加勁肋均有助于提高構(gòu)件的承載力和延性。但是，對于僅設(shè)拉桿的方鋼管混凝土柱，約束拉桿之間的區(qū)域會(huì)出現(xiàn)彈塑性局部屈曲現(xiàn)象，削弱對內(nèi)填混凝土的約束作用[11]。對于僅設(shè)置加勁肋的方鋼管混凝土柱，為了防止較早出現(xiàn)局部屈曲，增加則需要較多的鋼材用量，使得工程造價(jià)增加。

1 試件概況

為了彌補(bǔ)僅設(shè)加勁肋和僅設(shè)拉桿的方鋼管混凝土柱存在的性能不足，本文設(shè)計(jì)了穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱，其三維示意圖及構(gòu)造形式分別如圖1～2所示。穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱具有以下優(yōu)點(diǎn)：(1)開孔加勁肋與約束拉桿緊密結(jié)合，使鋼管壁四個(gè)側(cè)邊中部到整個(gè)高度形成連續(xù)有效的約束作用，延緩或避免鋼管與混凝土之間的滑移，使方鋼管與核心混凝土的一體性得到顯著強(qiáng)化；(2)穿孔肋拉桿的約束作用通過加勁肋均勻傳遞給鋼板，使拉桿的點(diǎn)狀約束轉(zhuǎn)變?yōu)榧觿爬叩木€狀約束，避免產(chǎn)生應(yīng)力集中；(3)穿孔肋拉桿沿高度方向、加勁肋沿截面長度方向?qū)摪暹M(jìn)行分割，減小了鋼板的高寬比和寬厚比，從而使其半屈曲波長大大減小[12]。

圖1 試件三維示意圖

1-螺母；2-加勁肋；3-拉桿；4-混凝土

1.1 試件尺寸設(shè)計(jì)

試件高度L為邊長B的3倍，即L/B=3。具體參數(shù)見表1。

1.2 材料性能試驗(yàn)

在試件混凝土澆筑時(shí)，預(yù)留3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件同期養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，測得混凝土立方體試塊的抗壓強(qiáng)度為45 MPa。按GB/T228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[13]要求對鋼板和拉桿進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，結(jié)果見表1。

表1 試件主要參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

1.3 試件制作

先按設(shè)計(jì)尺寸切割制作管壁和加勁肋的鋼板，并在相應(yīng)位置打孔，然后在管壁截面中間位置沿縱向焊接加勁肋，再拼焊成帶肋鋼管。澆筑混凝土前，將拉桿穿過預(yù)留孔，并在兩端用墊片和螺母將其緊箍在鋼管外壁上。為方便觀察試件的破壞形態(tài)，在加工好的空方鋼管外表面噴涂油漆，并畫出30 mm×30 mm網(wǎng)格。為防止柱端被壓壞，制作4個(gè)柱帽。試件加載前，先測出柱帽的幾何中心，然后將柱帽套在試件兩端，確保柱帽與加載板的幾何中心對中，并預(yù)壓。

1.4 試驗(yàn)加載

試驗(yàn)在河南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)大廳的500 t壓力機(jī)上進(jìn)行，加載示意圖見圖3。采用分級加載，彈性范圍內(nèi)每級荷載為預(yù)估承載力的1/10，當(dāng)鋼管進(jìn)入彈塑性階段后每級荷載為預(yù)計(jì)極限荷載的 1/20，每級荷載加載的持續(xù)時(shí)間為 2 min[1]。應(yīng)變數(shù)據(jù)由DH3816N應(yīng)變儀采集，荷載值由壓力機(jī)測控軟件記錄。

圖3 加載示意圖

1.5 測點(diǎn)布置

百分表布置在試件的對角點(diǎn)處。試件應(yīng)變片布置如圖4所示，圖4中數(shù)字為應(yīng)變測點(diǎn)位置標(biāo)記，橫條為橫向應(yīng)變片，縱條為縱向應(yīng)變片。

圖4 應(yīng)變片布置位置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與應(yīng)變分析

2.1 試件破壞過程

所有試件在荷載下降至極限荷載的70%左右時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。試件最終破壞形態(tài)如圖5所示。

圖5 試件最終破壞形態(tài)

C1為僅設(shè)加勁肋的方鋼管混凝土短柱，加載初期，C1無變形和形態(tài)變化，達(dá)到極限荷載75%左右時(shí)，聽到試件內(nèi)有噼啪聲；達(dá)到極限荷載的 85%左右時(shí)，試件出現(xiàn)局部鼓曲。達(dá)到極限荷載后，縱向變形迅速增加，試件向外鼓曲明顯。至最終破壞時(shí)，鋼管外壁有兩道半波鼓曲，鼓曲波峰間距約為1倍柱寬。

C2為穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱。加載初期，試件無變形和形態(tài)變化，達(dá)到極限荷載的80%左右時(shí)，試件發(fā)出噼啪聲，達(dá)到極限荷載時(shí)，第一排拉桿高度附近有輕微鼓曲。極限荷載后，隨著荷載值下降，試件向外鼓曲程度進(jìn)一步加大。最終破壞形態(tài)為：在設(shè)置第一排約束拉桿的同一高度附近，鋼管外壁出現(xiàn)單波鼓曲，試件角部焊縫因相鄰鋼管外壁鼓曲變形貫通而被撕裂，且柱下部有一個(gè)拉桿的螺母因受力過大脫落。

C3，C4，C5，C6同為穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱。在達(dá)到極限荷載的80%左右時(shí)，試件外表面附著的砂漿開始脫落，之后，試件發(fā)出輕微噼啪聲，在極限荷載之前，始終未發(fā)現(xiàn)試件有明顯屈曲，直到荷載下降到極限荷載的85%左右，試件兩排約束拉桿之間的區(qū)域才開始向外鼓曲。隨著荷載值下降，試件向外鼓曲逐漸明顯。最終破壞形態(tài)為：在兩排約束拉桿之間的區(qū)域，鋼管外壁出現(xiàn)雙波或半波的鼓曲。

結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象可知，除C1，C2外，其他試件鼓曲變形均發(fā)生在極限荷載之后，且C4，C5，C6發(fā)生依次延后。

2.2 試件承載力及延性

延性系數(shù)采用陶忠等[14]等提出的定義。

由表1可知：

(1)與C1相比，C3的極限承載力提高了6.4%，延性提高了22.7%，說明穿孔肋拉桿的設(shè)置增強(qiáng)了試件對核心混凝土的約束作用，從而減緩了鋼管壁的局部屈曲和混凝土的壓碎延遲。

(2)對比C2和C4，拉桿直徑從4 mm增大到6 mm，試件的極限承載力提高了3%，延性提高了12.6%。說明拉桿直徑增大對極限承載力的提高有限，但對試件的延性有較大提高，這是因?yàn)檩^大的拉桿直徑增強(qiáng)了鋼管壁的側(cè)向剛度，有效限制了加載后期鋼板屈曲的發(fā)展。

(3)對比C3和C6，拉桿縱向間距從150 mm減小到75 mm，試件的極限承載力提高了6.9%，延性提高了17.7%。說明拉桿縱向間距減小不僅能增大試件的極限承載力，而且能提高其延性，這是因?yàn)殡S著拉桿間距縮小，增強(qiáng)了拉桿對加勁肋及管壁的約束作用，使得加勁肋與核心混凝土黏結(jié)滑移延遲，從而提高了試件極限承載力和延性。

2.3 試件荷載-縱向應(yīng)變曲線

取對角設(shè)置的2個(gè)百分表測得的縱向變形平均值，作為試件的軸向位移，并將其轉(zhuǎn)化成試件的縱向應(yīng)變。

圖6為試件的N-ε曲線，由圖6可知：

圖6 試件的N-ε曲線

(1)所有試件荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線在彈性階段基本重合，說明拉桿直徑與拉桿縱向間距變化對試件的初始剛度影響不大。

(2)進(jìn)入彈塑性階段，C4的曲線斜率大于C2,C3的斜率，說明隨著荷載增加，C4拉桿較早地發(fā)揮了對核心混凝土的約束作用，這與拉桿-應(yīng)變曲線圖中C4拉桿應(yīng)變在彈塑性階段后發(fā)展加快相吻合；C2,C3,C4的極限荷載和對應(yīng)的峰值平均縱向應(yīng)變接近，但與C2,C3不同的是，C4的曲線下降段沒有拐點(diǎn)，且比C2,C3的曲線下降段平緩。由此可見：增大拉桿直徑能提高試件的延性，但對承載力的提高并不明顯。

(3)達(dá)到極限荷載時(shí)，C3，C5，C6的極限荷載和對應(yīng)的峰值平均縱向應(yīng)變依次增大。在極限荷載后，C3，C5，C6的荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線下降段越來越平緩，表明試件加載后期約束作用依次增強(qiáng)，延性依次提高。這是因?yàn)殡S著拉桿縱向間距縮小，兩排約束拉桿之間的受約束區(qū)高度減小，核心混凝土受拉桿約束作用增強(qiáng)，使得核心混凝土的極限應(yīng)變有所提高，鋼板局部鼓曲得到延緩，極限應(yīng)變提高。

2.4 加勁肋的荷載-應(yīng)變曲線

為了比較拉桿的設(shè)置對加勁肋的影響，圖7給出了C1,C3無量綱荷載N/Nu與各自加勁肋中部應(yīng)變ε的關(guān)系曲線。

由圖7可知：

(1)C1,C3的加勁肋中部測點(diǎn)縱向應(yīng)變曲線的發(fā)展趨勢基本一致，C1加勁肋中部測點(diǎn)縱向應(yīng)變比C3發(fā)展明顯變慢，在達(dá)到極限荷載時(shí)，C1加勁肋中部測點(diǎn)應(yīng)變小于C3加勁肋中部測點(diǎn)應(yīng)

圖7 加勁肋的N/Nu-ε曲線

變，說明由于拉桿的約束作用，加勁肋對鋼管壁的加勁作用明顯增強(qiáng)，減緩了試件中部向外鼓曲，增大了對核心混凝土的約束作用。

(2)在極限荷載后，C3加勁肋中部測點(diǎn)應(yīng)變發(fā)展比C1下降慢，這是由于穿孔肋拉桿的設(shè)置加強(qiáng)了對加勁肋約束作用，使加勁肋的延性增加。

2.5 拉桿應(yīng)變特點(diǎn)

C2,C3,C4的無量綱荷載N/Nu和拉桿中部應(yīng)變ε曲線如圖8所示。

圖8 C2,C3,C4拉桿的N/Nu-ε曲線Fig.8 N/Nu-ε curves of C2,C3,C4 bars

由圖8可知：

(1)C2,C3,C4在彈性階段的曲線斜率基本相同，直到極限荷載的70%左右后拉桿才進(jìn)入彈塑性階段，其應(yīng)變增長加快。說明加載初期拉桿的約束作用較小，原因是拉桿的約束力與鋼管鼓曲變形大小有關(guān)，加載初期試件所受承載力較小，不會(huì)發(fā)生鼓曲，拉桿的約束力較小，因而，其應(yīng)變發(fā)展緩慢。

(2)C2，C3，C4達(dá)到極限荷載的90%后，拉桿應(yīng)變的發(fā)展速度依次增大，說明在臨近極限荷載及以后的加載過程中，隨著試件拉桿直徑增大，拉桿的約束作用增強(qiáng)。

為了對比試件同一高度處的拉桿應(yīng)變，取C5第二排拉桿與C6第三排拉桿中部位置的測點(diǎn)應(yīng)變，試件的無量綱荷載N/Nu和拉桿應(yīng)變ε曲線如圖9(a)所示；取C3第一排拉桿與C6第二排拉桿中部與端部位置的測點(diǎn)應(yīng)變進(jìn)行比較，試件的無量綱荷載N/Nu和拉桿應(yīng)變ε曲線如圖9(b)所示。G1，G2分別為拉桿的端部、中部測點(diǎn)。

由圖9可知：

圖9 C3,C5,C6拉桿的N/Nu-ε曲線

(1)整個(gè)加載過程中試件拉桿中部和端部應(yīng)變發(fā)展趨勢基本一致，且隨著荷載增加，應(yīng)變逐漸增大，達(dá)到極限荷載時(shí)，拉桿基本都已屈服，這表明拉桿有效約束了試件的徑向變形。

(2)結(jié)合表1可知，C3，C5，C6的鋼管約束系數(shù)[15]相同，拉桿約束系數(shù)由大到小為：C6>C5，C6>C3。隨著試件拉桿間距縮小，即拉桿系數(shù)增大，試件中部位置拉桿應(yīng)變發(fā)展加快，達(dá)到極限荷載時(shí)，拉桿應(yīng)變增大。原因是：隨著拉桿間距縮小，管壁、加勁肋和核心混凝土受到的約束作用增強(qiáng)，從而延遲了試件局部屈曲，極限承載力和延性均得到提高。隨著拉桿間距縮小，拉桿要提供更大的約束力，因而其拉桿應(yīng)變發(fā)展較快，達(dá)到極限荷載時(shí)應(yīng)變較大。

為了研究同一試件中不同高度處拉桿應(yīng)變變化的特點(diǎn)，圖10(a)給出了C5第一排拉桿與第二排拉桿中部位置測點(diǎn)無量綱荷載N/Nu和應(yīng)變ε曲線；圖10(b)給出了C6第一排拉桿、第二排拉桿和第三排拉桿中部位置測點(diǎn)無量綱荷載N/Nu和應(yīng)變ε曲線。

由圖10可知,加載過程中C5第二排拉桿比第一排拉桿中部應(yīng)變發(fā)展快，C6第一排拉桿、第二排拉桿和第三排拉桿中部應(yīng)變發(fā)展依次加快，說明拉桿位置越靠近試件中部，拉桿中部的應(yīng)變發(fā)展越快。這是因?yàn)樵嚰胁扛桩a(chǎn)生鼓曲變形，靠近試件中部拉桿需提供更大的約束反力，對應(yīng)的應(yīng)變發(fā)展比遠(yuǎn)離試件中部拉桿應(yīng)變發(fā)展快。

圖10 C5,C6拉桿的N/Nu-ε曲線

2.6 鋼管壁橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變特點(diǎn)

為了研究穿孔肋拉桿設(shè)置后對試件中部管壁應(yīng)變的影響，圖11給出了C1，C3管壁1號、11號測點(diǎn)的無量綱荷載N/Nu與管壁應(yīng)變ε關(guān)系曲線。測點(diǎn)布置見圖4。

圖11 C1,C3管壁1號，11號測量的N/Nu-ε曲線

由圖11可知：彈性階段后，C3管壁1號測點(diǎn)的縱、橫應(yīng)變發(fā)展加快，達(dá)到極限荷載時(shí)，其縱、橫應(yīng)變值也明顯大于其他測點(diǎn)應(yīng)變值，這是因?yàn)榇┛桌呃瓧U提高了加勁肋對管壁的約束，加勁肋與管壁的相互作用增強(qiáng)，達(dá)到極限荷載時(shí)，管壁的極限應(yīng)變增大。C3管壁1號、11號測點(diǎn)的無量綱荷載縱、橫應(yīng)變均大于C1，曲線發(fā)展趨勢一致，說明截面周邊兩側(cè)約束能力得到增強(qiáng)；在極限荷載后，C1管壁1號、11號測點(diǎn)的縱、橫應(yīng)變發(fā)展較快，尤其是橫向應(yīng)變，說明管壁1號、11號測點(diǎn)附近發(fā)生變形，與C1早于C3發(fā)生局部鼓曲相吻合，見圖5(a)。

C3，C6管壁無量綱荷載與各測點(diǎn)的縱向應(yīng)變、橫向應(yīng)變的關(guān)系曲線如圖12所示。

圖12 C1,C3管壁所有測量點(diǎn)的N/Nu-ε曲線

由圖12可知：

(1)彈性階段后，管壁1號測點(diǎn)的縱、橫應(yīng)變發(fā)展加快，達(dá)到極限荷載時(shí)，其縱、橫應(yīng)變值也明顯大于其他測點(diǎn)應(yīng)變值，說明試件截面中部提供了較大的環(huán)向應(yīng)力，由于拉桿和加勁肋的協(xié)同作用，截面中部鼓曲變形明顯減小。

(2)達(dá)到極限荷載時(shí)，C3與C6的1號測點(diǎn)縱、橫應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，說明由于穿孔肋拉桿的設(shè)置，鋼管壁的環(huán)向約束能力達(dá)到了極限。C3的2號和22號測點(diǎn)，C6的2號和11號測點(diǎn)在極限荷載后應(yīng)變發(fā)展加快，且橫向應(yīng)變發(fā)展速度大于縱向應(yīng)變，這是因?yàn)闃O限荷載后,鋼管壁的環(huán)向約束能力發(fā)揮逐漸增強(qiáng)，橫向約束能力的增加有利于減慢縱向應(yīng)變發(fā)展。試件發(fā)生鼓曲變形部位距離較近，應(yīng)力的傳遞作用使測點(diǎn)受其影響，應(yīng)變發(fā)展加快。

3 結(jié) 論

(1)與帶肋鋼管混凝土相比，穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱在極限荷載后，穿孔肋拉桿對鋼管的約束明顯增強(qiáng)，鋼管外壁鼓曲延緩，最終兩排約束拉桿之間的區(qū)域出現(xiàn)雙波或半波的鼓曲。

(2)穿孔肋拉桿通過拉桿和加勁肋的協(xié)同作用，約束了鋼管壁的側(cè)向變形，核心混凝土受到的約束作用增強(qiáng)，提高了鋼管壁的屈曲強(qiáng)度;達(dá)到極限荷載時(shí)，拉桿發(fā)生屈服，管壁的橫向應(yīng)變有較大幅度的提高，說明拉桿充分發(fā)揮了約束加勁肋，進(jìn)而約束鋼管壁的作用。

(3)隨著拉桿直徑增大，鋼管壁的側(cè)向剛度增強(qiáng)，有效限制了加載后期鋼板屈曲的發(fā)展，提高了延性，但對極限承載力的提高有限；隨著拉桿間距縮小，管壁、加勁肋和核心混凝土受到的約束作用增強(qiáng)，從而延遲了試件局部屈曲，極限承載力和延性均得到提高。