高强锥形中空夹层薄壁钢管混凝土轴压短柱试验研究

试件内、外钢管和加劲肋所用钢材均为Q690D,混凝土采用掺加钢纤维的C120高强混凝土.试验变化参数为内钢管径厚比(d/t_i)、外钢管径厚比(D/t_o)、空心率(χ=d/(D-2t_o))以及内外钢管是否设置纵向加劲肋.其中,d、t_i分别为内钢管直径和壁厚,D、t_o分别为外钢管直径和壁厚,试件截面如图1所示.

图1 试件截面示意图
Fig.1 Sections of specimens

本次试验共计10个试件,试件截面上小下大呈线性变化,锥度为1:50,长径比为3,空心率为0.72～0.85(规范限值为0.75),内钢管径厚比为35～100(规范限值为34),外钢管径厚比为50～120(规范限值为51).试件编号分别为ZY-1～ZY-5,每组试件均包含带肋和无肋两个对比试件,其中“A”为无肋试件,“B”为带肋试件.试件参数如表1所示,试件整体示意图如图2所示.

为保证制作完成后的试件几何中心与端板几何中心重合,先将内钢管与端板点焊,在确保内钢管与端板几何中心对齐后完成内钢管与端板的焊接,然后焊接内钢管纵向加劲肋.外钢管与各部件的焊接过程与内钢管相反,即先焊接外钢管纵向加劲肋,然后将外钢管与端板进行焊接.制作完成的钢管试件如图3(a)所示.混凝土采用钢纤维高强混凝土如图3(b)所示,为保证混凝土密实,将试件放到振动台上振捣.待混凝土初凝3 d后,将混凝土表面与钢管表面打磨平齐,浇筑完成后的试件如图3(c)所示. 在外钢管上端焊接环肋,以防试验过程中端部受压破坏.加劲肋沿试件纵向通长布置,厚度与钢管壁厚一致,宽度为18 mm.

表1 试件主要参数
Tab.1 Parameters of specimens

图2 试件整体示意图
Fig.2 Overall of specimens

图3 试件制作过程
Fig.3 Specimen processing process

按照文献[13]制作钢材试样,试验结果如表2所示.

表2 钢材材性实测
Tab.2 Mechanical properties of steel

按照文献[14]制作混凝土试样,试验结果如表3所示.

表3 混凝土材性实测
Tab.3 Mechanical properties of concrete

试验在20 000 kN电液伺服压剪实验机上进行.试件两端设置单向刀口铰以实现两端铰接边界条件,试验加载装置如图4所示.

图4 加载装置
Fig.4 Test setup

试验为静力加载.在正式加载前进行预加载,预加载至承载力预估值的10%,加载结束后确认各测试仪器是否正常,待确认无异常后卸载至0,如此反复一次.正式加载时,每级荷载取预估极限荷载的10%,当荷载达到极限承载力预估值的60%以后,每级荷载取预估极限承载力的5%.每级加载稳定1 min后记录相应荷载和应变,接近预估极限承载力时慢速连续加载.加载至满足以下两个条件之一时停止加载:①试件破坏; ②荷载下降至峰值荷载的85%.

试件测点布置如图5所示.在试件底部布置4个位移计以测量试件的纵向变形,在试件中部对称布置两个位移计以测量试件的横向变形.在外钢管的上、中、下三个截面和内钢管的上端截面分别对称布置竖向和环向应变片,以测量试件的纵向和环向应变.纵向和环向应变片分别以L和T表示,外钢管自下而上A-A、B-B、C-C截面应变片编号分别以L1-1、L2-1、L3-1和T1-1、T2-1、T3-1开始; 内钢管仅在上截面布置测点,以L4-1和T4-1开始.

图5 测点布置
Fig.5 Layout of measurement points

5组试件的破坏形态如图6所示.所有试件的破坏形态相似,均为靠近上端小截面处局部鼓曲破坏,但不同试件的局部鼓曲高度略有差异.带肋试件的局部鼓曲高度均小于同组无肋试件,表明设置纵向加劲肋能有效延缓钢管的局部鼓曲.

为观察夹层混凝土的破坏情况,试验后割开部分试件的外钢管,如图7所示.夹层混凝土的破坏形态与外钢管的破坏形态在宏观上基本一致,在外钢管局部鼓曲处,夹层混凝土被压碎呈片状,并产生密集的纵向裂缝,其他部位的混凝土几乎没有裂缝.由于混凝土含钢纤维,因此未观察到夹层混凝土被压碎后有崩溃现象,整体保持完整.在内外钢管的约束作用下,夹层混凝土的变形能力得到提升.对于带肋试件,加劲肋处夹层混凝土厚度较小,割开外钢管后观察到内钢管加劲肋处,夹层混凝土沿高度形成一条贯通裂缝,见图7(a).在外钢管局部鼓曲处,加劲肋被压曲,见图7(f).

图6 试件破坏形态
Fig.6 Failure patterns of specimens

图7 混凝土破坏形态
Fig.7 Failure patterns of concrete

各组试件的荷载-位移曲线如图8所示.加载初期,荷载与位移呈线性关系; 加载至极限承载力的80%～90%时,外钢管部分进入塑性,试件进入弹塑性阶段,曲线斜率逐渐减缓,表明试件受压刚度不断减小.随着荷载增大,竖向位移快速增长,达到极限承载力后荷载开始下降,且曲线下降速度较快.

图8 荷载-位移曲线
Fig.8 Load-displacement curves

各试件极限承载力如表4所示.同组带肋试件的承载力均高于无肋试件.空心率为0.72时,带肋试件承载力比无肋试件提高约7.2%; 空心率为0.82时,提高约7.5%; 空心率为0.85时,提高约10.9%.由表4可知,带肋试件的承载力均高于相应无肋试件与加劲肋承载力之和,说明加劲肋不仅为构件提供了承载力,也提高了钢管对夹层混凝土的约束和支撑作用.对比2、3组可知,当内钢管径厚比从60增至80时,无肋试件和带肋试件的承载力分别降低了8.5%和13.8%,其原因为内钢管截面减小,夹层混凝土截面增大,但混凝土增加部分提供的承载力小于内钢管减小部分提供的承载力.对比4、5组可知,当外钢管径厚比从50增至75时,无肋试件和带肋试件的承载力分别降低了3.7%和3.1%,其原因为混凝土增加部分提供的承载力小于外钢管减小部分提供的承载力.

表4 轴承承载力试验值
Tab.4 Ultimate strengths of specimens under axial compression

以空心率和内、外钢管径厚比均超限的第2组试件为例,其荷载-应变曲线如图9、图 10所示.由于鼓曲破坏发生在试件上部,因此在峰值荷载时无肋和带肋试件的上部纵向和环向测点均达到屈服应变,无肋试件的中部和下部测点均未达到屈服应变,而带肋试件的中部和下部有部分测点达到屈服应变.说明纵向加劲肋可增强钢管对混凝土的约束作用,并延缓钢管的局部鼓曲,加强构件的整体性和抵抗局部破坏的能力.内钢管上部测点的纵向应变在加载结束时均达到屈服应变,而环向应变未达到屈服应变.表明内钢管主要起提供承载力和支撑的作用,而外钢管不仅提供了承载力,还起到约束混凝土的作用.

图9 试件ZY-2A荷载-应变曲线
Fig.9 Load-strain curves of ZY-2A

图 10 试件ZY-2B荷载-应变曲线
Fig.10 Load-strain curves of ZY-2B

采用有限元软件ABAQUS建立THSTW-CFDST构件有限元模型.内、外钢管采用壳单元,其余部件采用实体单元.钢材本构关系选用等向强化弹塑性模型,混凝土选用塑性损伤模型,其中膨胀角为30°,偏心率为0.1^[1].有限元模型网格划分如图 11所示,钢管和混凝土之间的相互作用采用法向硬接触,切向库伦摩擦模型,摩擦系数取0.6^[15].边界条件与试验相同,试件下端施加位移荷载.

图 11 模型网格划分
Fig.11 Mesh generation of models

有限元分析的荷载-位移曲线、破坏形态与试验结果对比如图 12、图 13所示.由图 12可知,有限元与试验荷载-位移曲线吻合较好,二者初始 刚度和极限承载力基本一致.由于有限元模型为理想状态,后期承载力略高于试验值.由图 13可知,有限元与试验破坏形态基本一致,均为内、外钢管局部鼓曲.有限元分析能够较准确地反映试件的受力情况.

图 12 有限元与试验荷载-位移曲线对比
Fig.12 Comparison of load-displacement curves between FEA and test

图 13 有限元与试验破坏形态对比
Fig.13 Comparison of failure patterns between FEA and test

试件ZY-2B受力全过程中内、外钢管和夹层混凝土分别承担的荷载随竖向变形关系曲线如图 14所示.由图可知,其受力全过程包括三个阶段:

(1)弹性阶段(OA):加载初期,钢管和混凝土均处于弹性状态,钢管的横向变形大于混凝土,混凝土与外钢管之间没有相互作用力,而与内钢管间产生了较小的压力,如图 15所示.钢管和混凝土在此阶段基本独立工作,其承载力为内、外钢管和混凝土单独受力时的叠加.加载至A点时,各部件均无明显变形;

(2)弹塑性阶段(AB):随着荷载增大,混凝土开裂,其变形模量不断减小,横向变形增大,直至与外钢管接触产生法向作用力.此时,混凝土处于三向受压状态,抗压强度不断提升.在这一阶段,外钢管首先屈服,随后内钢管屈服.试件在B点达到极限承载力,外钢管上部发生局部鼓曲,内钢管无明显变形;

(3)塑性阶段(BC):随着外钢管局部鼓曲程度增大,荷载开始缓慢下降.随后内钢管上部发生向内鼓曲变形.在钢管鼓曲处,混凝土的塑性应变急剧增大,此时混凝土被压碎,试件破坏.

图 14 典型N-Δ关系曲线
Fig.14 Typical N-Δ curves of specimen

图 15 钢管鼓曲处钢管与混凝土之间的相互作用力
Fig.15 Interaction between steel tube and concrete

对于空心率和钢管径厚比在规范限值内的轴压构件,混凝土和外钢管的承载力在加载后期均出现下降,而内钢管的 承载力持续上升^[9,15].其原因为规范限值内构件的破坏模式为外钢管局部鼓曲和混凝土被压碎,内钢管的局部鼓曲程度较小.当钢管径厚比和空心率增大时,内钢管更易发生局部鼓曲,从而导致内钢管承载力下降.此外,大径厚比构件由于截面实际含钢率较小,因此在受力过程中混凝土承担了较大荷载,又因空心率较大,致使内、外钢管截面积相差较小,相比规范限值内的构件,其内、外钢管承担的荷载差值明显减小.以第2组和第5组试件为例,试件ZY-2B的混凝土、外钢管和内钢管分别承担了总荷载的42.2%、32.4%和25.4%,试件ZY-5B的混凝土、外钢管和内钢管分别承担了总荷载的32.4%、40.4%和27.2%.

图 16～图 18为各部件的应力发展过程.其中,钢管为von Mises应力,混凝土为纵向应力.加载初期,试件的应力分布较为均匀,内、外钢管和混凝土单独受力,均处于弹性阶段.屈服荷载时,由于外钢管与混凝土之间的相互作用力不断增大,外钢管上部先于内钢管屈服,夹层混凝土上端塑性变形最大.极限荷载时,外钢管的屈服段进一步向下发展,内钢管上部也进入屈服,同时内、外钢管与混凝土的相互作用力不断增大,混凝土处于三向受压状态,此时外钢管上部发生局部鼓曲.继续加载,外钢管鼓曲程度加剧,内钢管上部开始鼓曲,且鼓曲处夹层混凝土的塑性应变迅速增大,直至破坏.其受力全过程为:内、外钢管和夹层混凝土单独受力→内、外钢管和夹层混凝土之间的相互作用力不断增大,混凝土三向受压→外钢管上部屈服→内钢管上部屈服→外钢管上部鼓曲→内钢管上部鼓曲 →鼓曲处混凝土被压碎,试件破坏.

图 16 屈服荷载时各部件应力(A点)
Fig.16 Stress distribution of each component under yield load(A)

图 17 极限荷载时各部件应力(B点)
Fig.17 Stress distribution of each component under ultimate load(B)

图 18 破坏荷载时各部件应力(C点)
Fig.18 Stress distribution of each component under failure load(C)