薄壁方鋼管混凝土柱勁化設計及軸壓性能探討

鄭新志

(華南理工大學土木與交通學院，廣東 廣州 510640）

0 前言

減小鋼管混凝土柱的鋼管壁厚度可大量降低耗鋼量，降低工程造價，促進節(jié)約型、經濟型社會和諧發(fā)展。但薄壁鋼管不利于對內填混凝土的約束作用，如果片面減小鋼管混凝土柱的鋼管壁厚度，盲目偷工減料，柱的剛度和延性會大大降低，抵抗局部屈曲會明顯減弱，甚至危及建筑物安全，造成生命和財產重大損失。對于薄壁方形鋼管混凝土柱，有效且經濟地提高柱的剛度和延性，增強其抵抗局部屈曲的能力是目前的一項重要研究課題。

方形鋼管混凝土柱由于與墻體的協(xié)調性，目前在建筑工程中的應用極為廣泛。方形鋼管混凝土柱的鋼管對內填混凝土也有一定的約束作用，和混凝土柱相比，具有承載力和變形能力好的特點；和鋼結構相比，防火性能優(yōu)越[1、2]。

方形鋼管混凝土柱鋼管對內填混凝土的約束作用主要集中于柱角區(qū)域，側面約束取決于鋼管壁的平面外剛度[3]。常用的鋼管混凝土柱由于鋼管壁的寬厚比較大，因而側邊的約束力較小 （見圖1），對柱的承載力和變形能力的改善很難達到預期效果，常用加大鋼管壁厚度的措施可以提高側面約束力，從而提高柱的承載力和變形能力，但大幅度提高鋼材用量，經濟性極差[4]。

圖1 方形鋼管混凝土柱核心混凝土受約束力示意圖Fig.1 Binding force diagram of core concrete in filled quadrate steel tube column

針對一般方形鋼管混凝土柱（見圖2f）約束機理的缺陷，華南理工大學蔡健等[5～8]提出了帶約束拉桿鋼管混凝土柱（見圖2c），其特點是是在鋼管混凝土柱中沿縱向每隔一定間距的橫截面上設置橫向水平約束拉桿（鋼筋），以提高鋼管在四個邊中部對核心混凝土的約束作用，從而改善鋼管混凝土柱構件的力學性能[6]。通過大量的試驗和理論研究，探明了帶約束拉桿方形鋼管混凝土柱的約束機理，提出了該柱的設計方法和構造措施[7、8]。

作為勁化方形截面鋼管混凝土柱系列研究的一部分，本文通過試驗和有限元理論相結合，研究勁化帶布置方式、勁化帶截面寬厚比對勁化方形截面鋼管混凝土本構關系的影響，以期找出影響勁化方形截面鋼管混凝土柱軸壓性能的規(guī)律，為后續(xù)研究提供基礎，為工程應用提供參考。

1 勁化設計

約束拉桿的設置能極大改進方形鋼管混凝土柱的力學性能，但約束拉桿之間區(qū)域仍然會出現(xiàn)彈塑性局部屈曲現(xiàn)象，對內填混凝土的約束作用受到削弱，對于鋼管混凝土柱尤其是薄壁方形鋼管混凝土柱，僅加設約束拉桿尚有不足。據此，本文提出勁化鋼管混凝土柱的設計（見圖2：C1、C4、C5、C6、C8、C9）。通過對普通薄壁方形鋼管混凝土柱加設勁化帶與約束拉桿，即為本文所述勁化薄壁方形鋼管混凝土柱。其勁化作用主要體現(xiàn)在3個方面：① 是增加鋼管混凝土柱的剛度；② 是增強柱子抵抗局部屈曲的能力；③是提高其延性性能。勁化方形鋼管混凝土柱憑借勁化帶與約束拉桿的和諧搭配，在增加極少用鋼量又不增加施工難度，影響施工進度的情況下，最大限度的減緩約束拉桿之間彈塑性屈曲，提高側面約束能力，改善柱的力學性能。圖2a為單列外橫內縱式勁化薄壁鋼管內填混凝土柱的立面圖和平面圖 (圖2b，C1)為雙列外橫內縱式勁化薄壁鋼管內填混凝土柱的立面圖和平面圖（圖2d，C4、C5、C6）為外橫式勁化薄壁鋼管內填混凝土柱（圖2e，C8）為內縱式勁化薄壁鋼管內填混凝土柱（C9）。

圖2 方形截面鋼管混凝土柱構造形式Fig.2 Structural styles of square section CFST column

2 試驗概況

試驗設計了10個1∶6比例的非勁化與勁化方形截面鋼管混凝土短柱試件做軸壓承載力試驗（見圖3）。主要考慮的試驗參數為勁化帶設置方式和勁化帶截面寬厚比，見表1。試件的形狀如圖3所示。表1中所有試件的截面邊長為200 mm，高度為600 mm，鋼管壁厚為 3.75 mm。試件 C4、C5、C6為勁化帶截面寬厚比變化的雙列內縱外橫式短柱，試件C7、C8、C9和C10為勁化帶設置方式不同的對比短柱，其中1個不設約束拉桿（試件編號為C10）。試驗在華南理工大學結構試驗室進行，加載儀器采用結構試驗室內CSS－254型15 000 kN長柱壓力試驗機（見圖4）。

圖3 試件制作Fig.3 Specimens in the making

圖4 試件加載Fig.4 Test setup for loading&measuring

表1 勁化帶約束拉桿方形鋼管混凝土短柱軸壓承載力試驗參數Table 1 Parameters for specimens of stiffened square CFT columns with Binding Bars

表1中as，ds分別為約束拉桿橫向間距和約束拉桿縱向間距（每邊設一個拉桿時橫向間距指拉桿到鋼管角部的距離），ds為約束拉桿直徑，試件高度為600 mm。 t為鋼管壁厚，bjh，tjh為橫向勁化帶寬度和厚度，bjv，tjv為縱向勁化帶的寬度和厚度，見圖2所示。

方形鋼管由四塊鋼板通過焊接拼接而成，焊縫采用坡口焊形式，焊縫設計按現(xiàn)行《鋼結構設計規(guī)范》進行。在拼接鋼板前，預先在鋼板設置拉桿處機械冷鉆成孔，孔徑較拉桿直徑大3 mm，以便拉桿穿過。拉桿通過其端部的墊塊與鋼管圍焊連成一體。鋼管及拉桿均在工廠（廣州文沖船廠）加工制作完成后，運到華南理工大學結構試驗室采用商品混凝土一次澆筑完成。

鋼板和拉桿（鋼筋）的材料特性按《GB228-87金屬拉伸試驗方法》規(guī)定的方法進行拉伸試驗確定?；炷亮⒎皆噳K強度 由相同條件下成型養(yǎng)護的150mm立方試塊按標準試驗測得，測試方法按《普通混凝土力學性能試驗方法》（GBJ81-85）進行。試驗得到的材料特性見表2。

表2 材性試驗結果Table 2 Material properties of specimens

安裝試件時先確定試件截面形心的位置，然后以形心為坐標原點確定試件截面的坐標系。試件安裝時，先將柱腳放在壓力機平臺的中心，然后加兩塊厚度20 mm的300 mm×300 mm的鋼板，試件底部用水泥砂漿找平；試件安置對中，頂部用水泥砂漿找平，然后再放上一塊20 mm厚的鋼板，用水平尺再次找平；將放好試件的壓力機平臺緩慢移動到壓力機下，這樣試件就可直接安放在試驗機加荷板之間進行加載試驗。軸心加載試件通過加載板直接加載到截面的形心處。荷載由壓力機自帶的壓力傳感器直接讀取，加載級別由計算機控制，開始階段采用荷載控制的加載方式，加載速度為2 kN/s。當荷載－位移曲線由直線變?yōu)榍€以后改為位移控制的加載方式，加載速度控制為 0.3 mm/s[9、10]。

3 試驗現(xiàn)象

圖5為各試件的破壞形態(tài)。加載初期所有試件處于彈性工作階段，荷載-位移曲線為一直線段。對于不設置約束拉桿的方形鋼管混凝土試件，達到極限荷載后，柱中偏上處鋼管邊長中部向外迅速鼓起，承載力迅速下降導致試件破壞。帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件達到極限荷載后，在柱中處或柱中偏上處、橫向兩排約束拉桿之間鋼管邊長中部逐漸向外鼓起，承載力緩慢下降至極限承載力的70%左右，柱中處鋼管短邊才開始逐漸向外鼓起，承載力緩慢下降直至試件破壞。所有帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件與不設約束拉桿方形鋼管混凝土試件相比，表現(xiàn)出較好的延性和較高后期承載力；帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件鋼管局部向外鼓起變形較不設約束拉桿形方鋼管混凝土試件小，且遲出現(xiàn)；勁化帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件與普通帶約束拉桿鋼管混凝土試件相比，表現(xiàn)出較好的延性和較高后期承載力；帶約束拉桿方形鋼管混凝土試件鋼管局部向外鼓起變形較不設約束拉桿方形鋼管混凝土試件小，且遲出現(xiàn)；勁化帶寬厚比越小的試件鋼管局部向外鼓起變形越小，越遲出現(xiàn)。

圖5 各試件的破壞形態(tài)Fig.5 Collapse forms of the specimens

4 承載力對比

勁化方形截面鋼管混凝土短柱的軸壓承載力公式可表示為：

式中，fa和Aa分別為方形截面鋼管的縱向抗壓強度和截面積；fjv和Ajv分別為縱向勁化帶的抗壓強度和截面積；fcc和Ac分別為管內核心混凝土的抗壓強度和截面積[11]。

采用ABAQUS建立分析模型。鋼材采用理想的三折線模型，混凝土采用混凝土損傷塑性本構模型，內填混凝土采用六面體一階減縮積分單元C3D8R，以克服剪切鎖死的問題。外圍的鋼板采用一階四邊形通用殼體單元 S4R。鋼板與混凝土之間接觸面切向用有限滑動的庫倫摩擦來考慮兩個表面之間的相互作用[12]。

各試件試驗實測、有限元、理論計算的極限承載力結果見表3。

表3 試驗實測、有限元、理論計算的極限承載力對比Table 3 Ultimate bearing capacity comparison of test and theoretical calculation，finite element

表3中：Nuc、Nuf、Nue分別為理論計算、 有限元、 試驗實測的極限承載力，Nuc10、Nuf10、Nue10分別為理論計算、有限元、試驗實測的試件 理論計算的極限承載力。

對各試件荷載-軸向變形曲線、極限承載力，及鋼材用量進行了對比，對比結果見表4。

由圖6和表4可見，勁化帶的設置可以提高柱子的極限承載力和延性性能，同時明顯減少鋼材用量，由計算結果，加設相同截面的勁化帶的情況下，減小寬厚比可以提高柱子的承載力。

表4 各試件的極限承載力及鋼材用量Table 4 Ultimate bearing capacity and steel consumption of the specimens

圖6 荷載-縱向位移曲線Fig.6 Curves of load-longitudinal displacement

5 有限元分析對比

5.1 鋼管約束應力分布及屈服模態(tài)

圖7給出了試件達到極限承載力時試件各組件的S11應力分布情況。

由圖8可看到，達極限荷載時，C1勁化帶與約束拉桿的設置使應力峰值從各邊中部分散到了側邊四分點處。C4、C5、C6勁化帶與約束拉桿的設置使應力峰值從各邊中部分散到了側邊六分點處。C8勁化帶與約束拉桿的設置使應力峰值從各邊中部分散到了側邊中點兩側的1/4處。C7、C9在約束拉桿位置及毗鄰區(qū)使應力峰值從各邊中部分散到了側邊中點兩側的1/4處，但其余位置高應力相互藕斷絲連，峰值轉移效果欠佳。由于縱向勁化帶設置的影響，C9的峰值應力相對于C7有所減小，但整體效果不甚明顯。C10由于未設置縱橫向勁化帶和約束拉桿，柱體整個高度中部應力峰值明顯。C7、C9由于橫向未設置橫向勁化帶，容易造成沿柱體縱向的峰值應力不易分散，造成柱體中部過早外鼓。C7、C8由于縱向未設置縱向勁化帶容易造成柱體截面?zhèn)冗厵M向峰值應力的連通，加速邊長方向中部的屈曲變形，從而證明了約束拉桿勁的確需要縱向勁化帶和橫向勁化帶的配合。由約束拉桿中間中心區(qū)壓應力分布可以看出，C6、C4、C5鋼管壁受到勁化帶和約束拉桿協(xié)同約束作用呈遞增趨勢，表明勁化帶寬厚比的減小有助于對核心混凝土約束作用的發(fā)揮。C10柱體側邊中間大部進入高應力狀態(tài)，勢必造成柱體中部過早進入屈服。

圖7 鋼管應力S11分布圖Fig.7 S11 stress distribution diagram of steel pipes

圖8 控制測點應變有限元分析對比圖Fig.8 Stress comparison of control point by FEM

5.2 控制測點應變有限元分析

圖9 約束拉桿中間混凝土應力中部分布圖Fig.9 stress distribution diagram of concrete section between binding bars

對控制測點應變進行了有限元分析，結果見圖9。由圖可以看出：C1試件5號測點的橫向應變大于4號測點的橫向應變，5號測點的縱向應變大于2號測點的縱向應變，證明縱橫向勁化帶同時設置時，使鋼管應力S11、S22峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應力在區(qū)隔邊緣線的集中；C4、C5、C6試件5號測點的橫向應變大于4號測點的橫向應變，5號測點的縱向應變大于2號測點的縱向應變，證明縱橫向勁化帶同時設置時，使鋼管應力S11、S22峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應力在區(qū)隔邊緣線的集中；C8試件測點的應變發(fā)展規(guī)律與C1接近，表明橫向勁化帶單獨設置時，可產生趨近于縱橫向勁化帶同時設置所產生的效果；C7、C10的5號測點始終小于4號測點的橫向應變，5號測點的縱向應變與2號測點的縱向應變基本一致，所以整體屈服變形必然是中間先出現(xiàn)外鼓；C9使5號測點和4號測點的橫向應變差異相對于C7有所減小，5號測點和2號測點的縱向應變差異基本不變，未能使鋼管應力S11、S22重分布，導致鋼管的整體屈服變形減緩，但歷程不會根本改變；與C4、C5、C6試件相比，C4試件橫向應變和縱向應變的差異最為明顯，說明合理的縱向勁化帶和橫向勁化帶截面的優(yōu)化組合對于改變局部屈曲的分布和歷程有重要影響，以后會進一步加以探索和研究。

5.3 混凝土應力有限元分析

圖8表示出鋼管混凝土柱試件在約束拉桿中間混凝土應力S33分布圖。由圖8有限元分析可以看出：C1由于設置了橫向勁化帶，核心混凝土應力高于C7、C8、C9、C10，應力分布均勻協(xié)調；C4、C5、C6試件由于設置了勁化帶，混凝土應力有較大增加，整個截面在高應力狀態(tài)下，角部應力最大，應力變化梯度最多，分布更加均勻協(xié)調，核心混凝土應力顯著增大。隨著勁化帶寬厚比的減小，約束拉桿之間的周邊側向約束應力增大之間的周邊側向約束應力增大，混凝土的應力值增加，兩排約束拉桿中間的混凝土的應力值分布趨于相近，整體上較單軸強度有較大幅度提高；C7由于設置了約束拉桿，核心混凝土應力有所增加，應力分布趨于均勻，核心混凝土有小部分高應力區(qū)；C8由于設置了橫向勁化帶，應力分布明顯均勻協(xié)調，變化梯度極小；C9由于設置了縱向勁化帶，凝土應力進一步提高，核心混凝土始終高應力區(qū)擴大，但提高程度受限，總體分布規(guī)律與C7接近；無約束拉桿試件C10在角部約束作用大，隨著向中間過渡，約束作用迅速降低，反映在分布上為角部和核心區(qū)的混凝土應力值較大，較之單軸強度有所提高，核心混凝土應力最小，應力分布最不均勻，核心混凝土始終未形成高應力區(qū)?？梢?，勁化帶對改善約束拉桿對核心混凝土約束作用是有效的，使鋼管對核心混凝土的約束作用大小沿周邊更加均勻，全面提高了鋼管對核心混凝土的約束效應。

6 結語

通過對8個薄壁鋼管混凝土短柱試件軸壓性能分析，得到主要結論如下：

（1）在軸壓荷載作用下，由于設置勁化帶，約束拉桿的約束作用由點狀約束轉變?yōu)榫€狀約束，得以均勻分散到鋼管混凝土柱的鋼板，鋼板的側向變形受到勁化帶線狀約束，大大延緩或甚至避免鋼管在達到屈服前失穩(wěn)性的局部屈曲，使得極限承載力有較大幅度提高，試件表現(xiàn)出良好的塑性和延性。

（2）單設縱向勁化帶未能使鋼管應力重分布，可使鋼管的整體屈服變形減緩，但屈服歷程不會根本改變；單設橫向勁化帶能使鋼管應力重分布，但容易造成柱體截面?zhèn)冗厵M向峰值應力的連通，加速邊長方向中部的屈曲變形。

（3）單設橫向勁化帶可以使鋼管應力峰值由區(qū)隔邊緣線中部向區(qū)隔中心重分布，避免了應力在區(qū)隔邊緣線的集中，對柱的承載力和延性，以及鋼管局部屈曲變形歷程的改善效果比單設縱向勁化帶要好。

（4）縱橫向勁化帶同時設置時，初始屈服點由側邊中心發(fā)生分散和轉移，屈服歷程發(fā)生根本改變；勁化帶寬厚比對帶約束拉桿薄壁方形鋼管混凝土試件的軸壓性能影響顯著。試驗可得，隨著勁化帶寬厚比的減小，鋼管混凝土試件的承載力增大，試件發(fā)生局部屈曲時對應的縱向應變增大，延性系數增大。

（5）勁化帶橫截面面積相同時，寬厚比越小，提高方形截面鋼管混凝土短柱的軸壓承載力和變形能力的效果越好。

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