內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管高強(qiáng)混凝土柱的軸壓試驗(yàn)

林佳鑫， 王浩祚， 鄧楊鵬， 胡紅松,2

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門(mén) 361021；2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 福建 廈門(mén) 361021)

相較于圓鋼管混凝土(CFST)柱，方鋼管混凝土柱對(duì)內(nèi)填混凝土的約束能力較弱，因此，方鋼管混凝土柱的抗變形能力小于圓鋼管混凝土柱.此外，當(dāng)內(nèi)填混凝土采用高強(qiáng)混凝土?xí)r，方鋼管混凝土柱的抗變形能力將進(jìn)一步減弱，這對(duì)承受地震作用的結(jié)構(gòu)構(gòu)件極為不利.為了提高方鋼管混凝土柱及內(nèi)填高強(qiáng)混凝土柱的抗變形能力，學(xué)者們已經(jīng)提出了許多技術(shù)措施，例如，在鋼管混凝土柱中內(nèi)置螺旋箍筋，從而提高抗變形能力.

基于此，本文對(duì)內(nèi)填混凝土強(qiáng)度為112 MPa的3個(gè)內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管混凝土試件和1個(gè)方鋼管混凝土對(duì)比件進(jìn)行單調(diào)軸壓加載，對(duì)SCCFST試件的軸壓承載力、峰值后性能和破壞模式進(jìn)行研究.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1 內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管混凝土柱的構(gòu)造(單位:mm)Fig.1 Construction of square SCCFST columns (unit: mm)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)4個(gè)方鋼管混凝土柱試件，包含3個(gè)內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管混凝土柱(編號(hào)為UC-N-2.0，UC-H-2.0，UC-H-2.9，H，N分別表示內(nèi)配螺旋箍筋母材為高強(qiáng)鋼筋和普通鋼筋,數(shù)字表示內(nèi)配螺旋箍筋試件的體積)和1個(gè)方鋼管混凝土柱(編號(hào)為UC-O).試件的外包方鋼管都是由厚度為5.6 mm的鋼板焊接而成，方鋼管的截面寬度和高度分別為200，600 mm.

內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管混凝土柱的構(gòu)造,如圖1所示.圖1中：試件上、下端板100 mm范圍內(nèi)為螺旋箍筋的加密區(qū)，加密區(qū)的箍筋間距為對(duì)應(yīng)中部區(qū)的一半，以保證破壞不發(fā)生在試件的端部.

試件主要參數(shù)，如表1所示.表1中：D為箍筋約束區(qū)的直徑；dsp為螺旋箍筋的直徑；Asp為螺旋箍筋的橫截面積；s為箍筋間距;fyp為螺旋箍筋的屈服強(qiáng)度；ρs為螺旋箍筋的體積配箍率(ρs為1.95%～2.94%)，其定義為

(1)

表1 試件的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

1.2 材性實(shí)測(cè)

鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線，如圖2所示.圖2中：鋼板的厚度為5.6 mm；普通鋼筋和高強(qiáng)鋼筋的直徑均為8 mm.由于高強(qiáng)鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變曲線沒(méi)有明顯的屈服平臺(tái)段，故將塑性應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值作為名義屈服極限.

圖2 鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線 Fig.2 Stress-strain curves of steel

鋼板、普通鋼筋和高強(qiáng)鋼筋的材性性能，如表2所示.表2中：Es為彈性模量；fy為屈服強(qiáng)度；fu為極限強(qiáng)度；η為斷后伸長(zhǎng)率.

采用內(nèi)填混凝土的圓柱體抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為110 MPa的高強(qiáng)混凝土，并制作8個(gè)同批次的圓柱體(150 mm×300 mm(直徑×高))試塊，所有試塊在相同的環(huán)境下進(jìn)行密封養(yǎng)護(hù)，測(cè)得試驗(yàn)中內(nèi)填混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度為112 MPa.

表2 鋼材的材性性能Tab.2 Material properties of steel

1.3 加載方案及量測(cè)

試驗(yàn)的加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置，如圖3所示.采用10 MN電液伺服控制壓力機(jī)對(duì)試件進(jìn)行單調(diào)軸壓加載.為測(cè)量試件的軸向壓縮量，沿試件四周布置4個(gè)位移傳感器(LVDT)；鋼管的4個(gè)側(cè)面各粘貼1個(gè)應(yīng)變片；內(nèi)配螺旋箍筋試件的螺旋箍筋上均布置8個(gè)應(yīng)變片，其中，箍筋中部區(qū)布置6個(gè)應(yīng)變片，端部加密區(qū)布置2個(gè)應(yīng)變片.

采用位移控制的加載制度，位移加載速度參照每秒軸向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)2.0×10-5的速率進(jìn)行連續(xù)加載，加載至軸向應(yīng)變?yōu)?%或外包方鋼管的豎向焊縫開(kāi)裂時(shí)，停止加載.

(a) 加載裝置 (b) 測(cè)點(diǎn)布置 圖3 試驗(yàn)的加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置(單位：mm)Fig.3 Loading device and measuring point arrangement of test (unit: mm)

圖4 試件的軸力-軸向應(yīng)變曲線Fig.4 Axial load-axial strain curves of specimens

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 軸力-軸向應(yīng)變曲線

試件的軸力-軸向應(yīng)變(N-ε1)曲線，如圖4所示.由圖4及相關(guān)計(jì)算可知：4條曲線的上升段基本相同且近似呈直線狀，無(wú)明顯拐點(diǎn)；當(dāng)軸向應(yīng)變超過(guò)2%后，試件UC-H-2.9的殘余強(qiáng)度低于螺旋配筋較少的試件UC-H-2.0，UC-N-2.0，這是由于試件UC-H-2.9發(fā)生螺旋斷裂的次數(shù)更多，導(dǎo)致試件整體強(qiáng)度下降地更加明顯；當(dāng)試件UC-O加載至峰值承載力后，內(nèi)填混凝土的壓潰導(dǎo)致試件軸壓承載力迅速下降，曲線進(jìn)入下降段；當(dāng)試件的軸壓承載力降至峰值承載力的70%時(shí)，軸壓承載力的下降速率開(kāi)始減緩；試件UC-O在方鋼管豎向焊縫開(kāi)裂前，其殘余強(qiáng)度約為峰值承載力的50%，鋼管豎向焊縫開(kāi)裂時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變?yōu)?.85%.

綜上可知，SCCFST試件的峰值承載力和CFST對(duì)比件基本相近，但SCCFST試件展現(xiàn)出明顯優(yōu)于CFST對(duì)比件的峰值后變形能力；隨著螺旋箍筋的體積配箍率和屈服強(qiáng)度的提高，試件在螺旋箍筋第1次斷裂的峰值后軸壓性能越好.

2.2 試件破壞過(guò)程

以試件UC-N-2.0為例，其螺旋箍筋的應(yīng)變發(fā)展曲線，如圖5所示.圖5中：ε2為橫向應(yīng)變；1st，2nd為螺旋箍筋中應(yīng)變發(fā)展最早的兩個(gè)應(yīng)變片.由于試件中內(nèi)填混凝土壓潰區(qū)的位置不同，對(duì)應(yīng)箍筋應(yīng)變發(fā)展較快的區(qū)域也可能不同.由圖5及相關(guān)計(jì)算可知:在試件加載至峰值承載力時(shí)，螺旋箍筋的應(yīng)變發(fā)展較為緩慢，實(shí)測(cè)箍筋最大應(yīng)變均低于7.0×10-4.對(duì)SCCFST試件而言，螺旋箍筋的應(yīng)變發(fā)展存在一個(gè)拐點(diǎn)(大致為試件加載至峰值承載力開(kāi)始下降時(shí)對(duì)應(yīng)的試件軸向應(yīng)變)，當(dāng)箍筋應(yīng)變發(fā)展至此拐點(diǎn)后，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)率大幅提高,并在較小的試件軸向應(yīng)變區(qū)間內(nèi)超過(guò)0.015.

SCCFST試件的螺旋箍筋在試驗(yàn)加載結(jié)束前均發(fā)生數(shù)次斷裂(以試驗(yàn)中鋼筋拉斷發(fā)出的響聲作為判斷依據(jù)).高強(qiáng)螺旋箍筋第1次斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變分別為1.42%,1.56%；相較于高強(qiáng)鋼筋，普通鋼筋的斷后伸長(zhǎng)率達(dá)到21.20%，然而，普通螺旋箍筋第1次斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的試件軸向應(yīng)變?yōu)?.45%.這表明在普通螺旋箍筋斷裂時(shí)，內(nèi)填混凝土已發(fā)生嚴(yán)重的膨脹現(xiàn)象.內(nèi)配高強(qiáng)螺旋箍筋試件每次箍筋斷裂均導(dǎo)致軸向承載力的明顯下降，且下降程度隨螺旋箍筋體積配箍率的提高而增大.內(nèi)配普通螺旋箍筋試件因箍筋斷裂導(dǎo)致軸向承載力下降的現(xiàn)象并不明顯.當(dāng)試件UC-N-2.0加載至軸向應(yīng)變?yōu)?%時(shí)，鋼管豎向焊縫尚未開(kāi)裂；試件UC-H-2.9的鋼管豎向焊縫開(kāi)裂時(shí)對(duì)應(yīng)的試件軸向應(yīng)變均超過(guò)4%；試件UC-O鋼管豎向焊縫開(kāi)裂時(shí)對(duì)應(yīng)的試件軸向應(yīng)變?yōu)?.85%.這是因?yàn)槁菪拷羁捎行У丶s束核心混凝土的膨脹，延緩鋼管豎向焊縫過(guò)早達(dá)到極限拉應(yīng)變.

在軸力作用下，混凝土?xí)l(fā)生側(cè)向膨脹，使螺旋箍筋處于持續(xù)拉伸的狀態(tài).螺旋箍筋與核心混凝土間的作用，如圖6所示.圖6中：f為混凝土強(qiáng)度；dcor為箍筋直徑；fyt為鋼管的極限強(qiáng)度；Ast為鋼管的橫截面積.螺旋箍筋的拉伸會(huì)對(duì)混凝土產(chǎn)生橫向約束力，限制混凝土的側(cè)向膨脹，進(jìn)而減小混凝土與鋼管之間的作用力，減小鋼管的側(cè)向膨脹，因此，可延緩鋼管的焊縫開(kāi)裂.

2.3 試件的最終破壞形態(tài)及特征點(diǎn)

由于試件UC-H-2.9的破壞形態(tài)沒(méi)有特別現(xiàn)象，故僅展示試件UC-O，UC-N-2.0，UC-H-2.0的最終破壞形態(tài)，如圖7所示.由圖7可知：3個(gè)試件均出現(xiàn)混凝土壓潰現(xiàn)象；SCCFST試件的螺旋箍筋約束區(qū)外部混凝土的破壞程度明顯大于箍筋約束區(qū)內(nèi)的混凝土，進(jìn)一步證明螺旋箍筋能有效地約束核心混凝土；在混凝土嚴(yán)重壓潰的區(qū)域，螺旋箍筋存在斷裂處，驗(yàn)證此前加載過(guò)程中對(duì)箍筋斷裂的判斷；內(nèi)填混凝土嚴(yán)重壓潰處對(duì)應(yīng)鋼管局部屈曲最嚴(yán)重的部位.

參照文獻(xiàn)[14]的CFST柱軸壓承載力計(jì)算公式，以此預(yù)測(cè)SCCFST柱和CFST柱的軸壓承載力計(jì)算值N0，有

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(a) UC-O (b) UC-N-2.0 (c) UC-H-2.0圖7 試件的最終破壞形態(tài)Fig.7 Final failure modes of specimens

試件的主要試驗(yàn)結(jié)果，如表3所示.表3中：Nm為軸壓承載力實(shí)測(cè)值；Nm/N0為軸壓承載力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的比值；εm為軸向峰值載荷對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變；εb為局部屈曲開(kāi)始時(shí)的軸向應(yīng)變；εr為螺旋箍筋第1次破裂對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變；εf為垂直焊縫斷裂對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變.

綜上可知，內(nèi)配螺旋箍筋對(duì)CFST柱的軸壓承載力提高有限；Nm與N0的比值為0.96～1.04，這在研究的參數(shù)變化范圍內(nèi)[1-7]；式(2)可較好地預(yù)測(cè)SCCFT柱的軸壓承載力.

表3 試件的主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Main test results of specimens

3 延性分析

3.1 延性指標(biāo)

圖8 基于能量法的延性分析Fig.8 Ductility analysis based on energy method

延性比是衡量延性的一個(gè)常用指標(biāo)，其定義為強(qiáng)度下降到峰值承載力的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移與屈服位移的比值.然而，對(duì)于承載力過(guò)峰值點(diǎn)后迅速下降，但在下降段后期仍保持較高承載力的試件(類似情況常發(fā)生于約束混凝土柱中)，延性比的評(píng)價(jià)方法并不適用.為了克服延性比的不足，F(xiàn)oster等[15]提出了基于能量概念的延性指標(biāo).

基于能量法的延性分析，如圖8所示.圖8中：σc為混凝土應(yīng)力；εy為屈服應(yīng)變；點(diǎn)A，B，C對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)分別為εy，3.0εy，5.5εy.

延性指標(biāo)I5為曲線OB，OA與橫坐標(biāo)軸之間的面積之比.Foster等[15]建議屈服應(yīng)變?chǔ)舮取上升段中0.75scm對(duì)應(yīng)應(yīng)變的4/3倍，其中，scm為內(nèi)填混凝土的峰值應(yīng)力； 同理， 延性指標(biāo)I10為曲線OC，OA與橫坐標(biāo)軸間的面積之比.根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象， 當(dāng)應(yīng)變達(dá)到5.5εy時(shí)，大部分試件中的箍筋已經(jīng)發(fā)生多次斷裂，構(gòu)件的軸壓承載力出現(xiàn)明顯的下降.為了減小箍筋斷裂對(duì)構(gòu)件延性造成的影響，采用I5進(jìn)行鋼管混凝土的延性分析.

常規(guī)的軸壓試驗(yàn)無(wú)法直接得出內(nèi)填混凝土和鋼管各自承擔(dān)的軸力，故I5的計(jì)算是基于試件軸力-應(yīng)變曲線，而不是內(nèi)填混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線.

圖9 I5與λs的擬合關(guān)系Fig.9 Fitting relationships between I5 and λs

3.2 延性指標(biāo)-配箍特征值曲線

為了確定延性指標(biāo)I5和配箍特征值λs的關(guān)系，根據(jù)GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]，給出配箍特征值λs的計(jì)算公式為

(3)

基于式(3)，擬合延性指標(biāo)I5與配箍特征值λs的關(guān)系，如圖9所示.由于有理方程能比線性方程更加合理地表現(xiàn)出I5與λs的關(guān)系，因此，采用有理方程進(jìn)行回歸分析,可得

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通過(guò)MATLAB軟件計(jì)算得到回歸方程判定系數(shù)R2=0.930 1.一般認(rèn)為，R2大于0.75，表示模型擬合度很好.因此，式(4)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好.

4 結(jié)論

文中研究了內(nèi)配螺旋箍筋方鋼管高強(qiáng)混凝土柱的軸壓性能，對(duì)內(nèi)填混凝土強(qiáng)度為112 MPa的3個(gè)SCCFST試件和1個(gè)CFST對(duì)比件進(jìn)行單調(diào)軸壓加載，主要參數(shù)為螺旋箍筋的體積配箍率和屈服強(qiáng)度.研究得出以下5個(gè)主要結(jié)論.

1) 對(duì)于無(wú)螺旋箍筋約束的CFST柱， 內(nèi)填高強(qiáng)混凝土在峰值后階段表現(xiàn)出較嚴(yán)重的脆性. SCCFST試件的軸向承載力與CFST試件相近.然而，與CFST試件相比，SCCFST試件的峰值后性能有顯著的提高.隨著螺旋箍筋的體積配箍率和屈服強(qiáng)度的增加，試件峰值后性能的提高幅度也會(huì)增加.

2) 螺旋箍筋的應(yīng)變?cè)谠嚰虞d初期發(fā)展較為緩慢，當(dāng)試件加載至峰值點(diǎn)時(shí)，螺旋箍筋應(yīng)變開(kāi)始快速發(fā)展.在試件加載過(guò)程中，SCCFST試件中的螺旋箍筋均發(fā)生斷裂現(xiàn)象.對(duì)于內(nèi)配高強(qiáng)螺旋箍筋的試件，每一次螺旋筋的斷裂均會(huì)導(dǎo)致試件承載力的顯著下降，而且試件承載力下降的程度隨內(nèi)配螺旋箍筋的體積配箍率的增大而愈發(fā)明顯.對(duì)于內(nèi)配普通螺旋箍筋的試件，螺旋筋斷裂引起的承載力下降程度較為輕微.

3) 螺旋箍筋有效限制了核心混凝土的側(cè)向膨脹，延緩鋼管豎向焊縫過(guò)早達(dá)到其極限拉應(yīng)變.因此，SCCFST試件中鋼管豎向焊縫的性能優(yōu)于CFST試件.

4) 在研究參數(shù)的變化范圍內(nèi)，文獻(xiàn)[14]給出的普通CFST柱的軸壓承載力計(jì)算公式可較好地預(yù)測(cè)SCCFT柱的軸壓承載力.

5) 公式(4)可通過(guò)配箍特征值較好地反映CFST和SCCFT試件延性的變化.