T形方鋼管混凝土組合異形柱偏壓性能試驗研究

李泉，周學軍，李國強,2，劉哲，王振，王興博，咸國棟

(1. 山東建筑大學 土木工程學院，濟南 250101；2.同濟大學 土木工程學院，上海 200092)

傳統住宅建筑結構形式在建筑美觀性、室內空間利用率和抗震性能等方面存在不足，異形鋼管混凝土柱結合了鋼管和混凝土各自良好的力學性能，滿足了人們日益增長的對建筑結構更高的多樣化需求。然而，普通鋼管混凝土異形柱中，鋼管對核心混凝土的約束作用較弱，而且截面存在陰角，荷載作用時陰角部位可能出現較大變形和破壞，進而導致鋼管混凝土異形柱的承載力下降。為此，提出一種新型組合式方鋼管混凝土組合異形柱，包括L形、T形和十字形截面。T形方鋼管混凝土組合異形柱不僅可以改善陰角，增強對混凝土的約束作用，提高承載力，還具有加工制作方便、施工速度快、構件生產成本低和經濟效益高等優點，因此，成為研究的熱點。

目前，對鋼管混凝土異形柱的研究主要集中在其力學性能上。Wang等[1]、Ren等[2]、Xu等[3]、Zhang等[4]進行了44個異形鋼管混凝土柱的軸壓試驗，研究鋼管壁厚和混凝土強度對組合異形柱受力性能的影響及鋼管與混凝土之間的相互作用，提出異形多單元鋼管混凝土軸壓承載力計算公式。左志亮等[5-8]、蔡健等[9-11]、龍躍凌等[12]對27個T形和14個L形帶約束拉桿的鋼管混凝土短柱的軸壓和偏壓性能進行試驗研究，分析約束拉桿間距、偏心率及荷載角對軸壓和偏壓性能的影響，研究發現，約束拉桿可以延緩鋼管局部屈曲，限制截面陰角處的變形，并提高鋼管對核心混凝土的約束作用。Yang等[13-14]、Liu等[15-16]、Liu等[17]、Xu等[18]對一批T形鋼管混凝土柱、T形鋼管約束混凝土柱和鋼筋加勁T形鋼管混凝土柱進行了軸壓和偏壓試驗，研究了含鋼率、鋼材屈服強度、混凝土抗壓強度、長細比、截面尺寸、柱肢寬厚比及配筋率等參數對試件承載力的影響，提出異形鋼管混凝土柱截面承載力和穩定承載力的設計計算公式。Xiong等[19]、Zhou等[20-21]、Liu等[22]、Zhang等[23]、Xu等[24]進行了19個綴板連接的格構式L形鋼管混凝土異形柱試件的軸壓、單向偏壓及雙向偏壓承載力試驗，研究柱的破壞模式、荷載-變形關系、應變分布、延性和強度指標等，并提出軸壓和偏壓承載力計算公式。屠永清等[25-26]、劉林林等[27]、馬麗婭等[28]進行了22個多室式鋼管混凝土T形柱的軸壓和偏壓試驗，研究試件破壞形態及截面尺寸、鋼板厚度、混凝土強度等參數對力學性能的影響。研究發現，T形柱能提高混凝土的約束效應，軸壓性能受腹板高度、鋼板厚度及混凝土強度的影響較大；提出了L形中長柱穩定系數的計算公式及軸壓穩定承載力計算方法。

然而，目前對方鋼管混凝土組合異形柱的受力性能還缺乏研究。為此，筆者通過偏壓試驗研究試件長度、偏心距和偏心方向對T形方鋼管混凝土組合異形柱偏壓性能的影響，并將規范計算值與試驗值進行對比，為T形方鋼管混凝土組合異形柱在多高層鋼結構建筑工程中的應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

試件由鋼管混凝土異形柱構件和鋼蓋板(400 mm×400 mm×30 mm)組成，如圖3所示。試件加工時，首先在試件底部焊接下端蓋板，然后澆筑自密實混凝土，待混凝土養護完畢后，將試件上端端部用打磨機打磨平整，并焊接試件上端蓋板，最后將柱鉸固定件焊接在鋼蓋板上相應位置并固定柱鉸。

圖1 方鋼管混凝土組合異形柱Fig.1 Composite columns with concrete-filled square steel tubulars special-shaped

圖2 T形方鋼管混凝土組合異形柱截面圖Fig.2 Section of T-shaped square steel tube concrete composite special-shaped

表1 試件設計參數Table 1 Design parameters of test pieces

圖3 試件設計圖Fig.3 Design drawing of test

1.2 材料力學性能試驗

1.2.1 鋼材力學性能試驗 鋼材力學性能試驗結果如表2所示，實測鋼材的屈服強度平均值為344.34 MPa，極限強度平均值為424.22 MPa。

表2 鋼材材性試驗結果Table 2 Steel material property test results

表3 混凝土材性試驗結果Table 3 Test results of concrete properties

1.3 加載方案

試驗加載采用位移控制加載，初始加載速度為1 mm/min，每級位移為計算極限位移的1/10，持荷時間2 min；當荷載達到計算極限荷載的80%，加載速度為0.5 mm/min，每級位移為計算極限位移的1/20，持荷時間2 min；在荷載降低至極限荷載的75%或者試件變形過大不宜繼續加載時停止試驗，試驗裝置如圖4所示，加載制度如圖5所示。

圖4 試驗裝置圖

1.4 測點布置

試件軸向位移、試件側向位移以及鋼管的縱向和橫向應變為試驗的主要測量內容，所有位移和應變數據均通過全自動靜態采集儀和與之配套的數據采集系統采集。在試件的上部、下部各設置2個位移計，以測量試件的軸向位移；沿柱高在試件四分點處設置3個位移計，以測量試件側向撓曲位移；在1/2柱高處的鋼管角部設置2個位移計，測量試件的扭轉位移。在試件1/2高度處沿鋼管四周布置10片三軸45°應變花測量試件的縱向和橫向應變，布置情況如圖6所示。

圖5 加載制度

圖6 位移計及應變片布置示意圖Fig.6 Layout of displacement meters and strain

2 試驗結果及分析

2.1 試驗現象

3個短柱試件破壞過程基本相似，大致可分為4個階段：1)從加載初期到90%極限荷載前，試件外觀無明顯變化，跨中撓度變化很小，撓度增長與荷載增長基本呈線性關系；2)荷載接近95%極限荷載時，受壓區鋼管表面出現輕微鼓曲，同時，試件出現微小彎曲變形，柱中側向撓度逐漸增大；由于受壓區鋼材達到材料的屈服強度發生局部屈曲失穩，試件達到極限承載力；3)達到極限荷載后，受壓區鋼管表面鼓曲變形快速發展并逐漸形成鼓曲帶，承載力開始下降，柱中側向撓度繼續增長；4)降至75%極限荷載時，試件彎曲變形嚴重，因局部屈曲失穩出現過大鼓曲變形，最終喪失承載力。

短柱試件出現先鼓曲后彎曲的破壞形態，表現出強度破壞的特征；整個加載過程中短柱試件未發生扭轉變形；短柱試件中焊縫未出現可見的破壞現象，4根方鋼管之間的焊縫均未發生開裂，方鋼管與端板之間的焊縫亦未發生開裂，所有焊縫均未出現可見的損傷現象；表明4個方鋼管可以很好地協同工作，共同受力。部分短柱試件的破壞過程如圖7所示。

圖7 短柱試件T-1破壞過程Fig.7 Failure process of short column

6個長柱試件破壞過程大體相近，也大致分為4個階段：1)從加載初期到80%極限荷載前，試件外觀無明顯變化，柱中撓度變形較短柱試件明顯，撓度增長與荷載增長基本成正比；2)大約臨近85%極限荷載時，試件彎曲變形明顯，柱中截面側向撓度增長加快，由于軸向力引起的P-δ二階效應，軸向壓力與水平變位的關系呈非線性，隨著構件截面邊緣開始進入塑性，截面內彈性區不斷減小，截面上拉應力合力與壓應力合力的力臂減小，內彎矩增量減小，而外彎矩增量隨軸向壓力呈非線性增長，使軸向壓力與水平變位間的非線性更加明顯，當截面上的抵抗彎矩增速低于二階彎矩增速，試件達到穩定極限狀態，穩定平衡打破，試件達到極限承載力；3)達到極限荷載后，承載力開始下降，試件彎曲變形嚴重，柱中側向撓度迅速增大，受壓區鋼管表面出現局部鼓曲變形；4)最終彎曲變形過大，試件無法繼續承載，彎曲變形基本符合半波正弦曲線。

長柱試件出現先彎曲后鼓曲的破壞形態，表現出彎曲失穩破壞的特征；整個加載過程中長柱試件沒有出現扭轉現象；長柱試件中焊縫亦未出現可見的破壞現象，4根方鋼管之間的焊縫均未開裂，方鋼管與端板之間的焊縫也未發生開裂，所有焊縫均未出現可見的損傷現象，表明4個方鋼管之間協同工作性能良好，部分長柱試件破壞過程如圖8所示，圖9為全部試件的破壞結果。

圖8 長柱試件T-6破壞過程Fig.8 Failure process of long column

圖9 1號至9號試件破壞結果Fig.9 Failure results of test pieces 1 to

2.2 試件極限承載力

表1中列出了9個試件的偏心受壓試驗參數及極限承載力試驗值Nue，從表1可以看出：長細比相同的試件，極限承載力隨偏心距增大而減小；偏心距相同的試件，偏心方向位于截面非對稱軸(x軸)上時，試件極限承載力相對較高。

2.3 荷載-應變曲線

圖10為9個試件加載過程中柱高1/2處截面受壓區和受拉區邊緣鋼材應變ε隨荷載N的變化關系曲線，通過在柱1/2高度處粘貼應變花測得鋼材應變，繪制N-ε關系曲線。從曲線中可以看出：1)加載初期，受壓區和受拉區邊緣纖維的縱向應變隨荷載增加基本呈線性增長，接近極限荷載時，應變增長加快，且壓應變增長較拉應變更快；2)從開始加載到臨近極限荷載前，1號、3號、4號、5號、7號和9號試件均存在一段受壓區和受拉區應變全為負值的時間范圍，說明在此時段內試件全截面受壓，當受壓區鋼材達到屈服應變，鋼管壁表面出現鼓曲變形，此后，受拉區出現拉應變，試件逐漸到達極限承載力；3)當試件達到極限承載力時，試件受拉區和受壓區鋼材應力同時達到峰值，證明試件的協同工作性能較好，之后，隨著應變增長，試件承載力下降段平緩，說明試件具有較好的延性性能；4)加載過程中，受壓區應變大于受拉區應變，表明試件受壓區先于受拉區屈服，試件破壞始于受壓區開始退出工作；5)1號和4號試件N-ε曲線出現突然下降點，這是由于受壓區鋼材屈服，鋼管壁局部屈曲失穩，出現鼓曲變形，導致承載力出現下降；6)相同長度的試件，隨著偏心距的增加，試件的極限承載力降低。

圖10 1號至9號試件荷載-應變曲線Fig.10 Load strain curves of No. 1 to No. 9 test

2.4 荷載-撓度曲線

在柱高1/2截面處放置位移計以測量其水平撓度w，為便于安裝試件及位移測量儀器，而將1號試件與3號試件柱子中部位移測量儀器安裝在試件彎曲面凸出一側，得到負值位移；其他試件均安裝在試件彎曲面凹進一側，測量值為正值；為了更加直觀地觀察和分析9個試件的荷載與水平撓度曲線的特點，對測量的試驗數據進行處理和分析后將數據都放置于坐標軸同側，得到荷載N與柱高1/2處水平撓度w的關系曲線。圖11為1號～9號試件的N-w關系曲線，從圖11可以看出：1)在加載初期，撓度與荷載呈線性相關關系，隨著荷載的增加，柱中截面水平撓度線性增大；2)達到極限承載力前柱中截面水平撓度值較小，接近極限荷載時，撓度增長加快，說明試件出現明顯的彎曲變形；3)1號～3號短柱試件達到極限荷載時柱中截面水平撓度比長柱試件較小，隨著試件長度的增加，試件達到極限荷載時，柱中截面水平撓度值呈現增大的趨勢；4)1號試件水平撓度在達到極限荷載前出現反向撓度，與達到極限荷載后方向相反，這是因為在加載過程中壓力機上端加載板通過萬向球鉸與壓力機相連，由于對中誤差的影響，豎向力不與萬向球鉸中心線重合，使上端加載板發生了微小的轉動位移，不能保持為水平，試件受到水平分力的影響而出現附加的水平撓度，達到極限承載力后，試件出現較大的彎曲變形，正向撓度將反向撓度抵消，水平撓度逐漸正向增大。

圖11 荷載-撓度曲線

2.5 柱中截面應變分布

圖12為試件T-2、T-5和T-7在不同受力階段柱中截面上應變沿高度分布的關系曲線，從圖12可以看出：1)達到極限承載力之前，試件彎曲變形過程中柱中截面上沿高度分布的應變變化基本符合平截面假定，保持平截面變形；2)試件達到極限承載力后，柱中截面受拉區仍保持平截面變形，但受壓區截面變形不再符合平截面假定；3)隨著偏心距增大，受二階效應的影響，中和軸向形心方向偏移；4)試件達到極限承載力后，由于受壓區破壞并退出工作，中和軸逐漸向形心方向偏移。

圖12 試件柱中截面應變分布Fig.12 Strain distribution of the middle section of

2.6 試驗參數分析

表4～表6是對試驗參數的正交分析結果，通過正交分析可知：1)試驗結果直觀分析顯示，對T形方鋼管混凝土異形柱偏壓承載能力影響程度為B(偏心距)>C(偏心方向)>A(長度)；2)極差分析結果說明，偏心距是對偏心受壓力學性能影響最大的因素，其次為偏心方向，試件長度的影響程度相對較小；3)方差分析結果表明，相關系數R-sq和R-sq(調整)都接近于1，一般線性模型擬合很好，方差分析結果可靠，3個試驗參數中B(偏心距)和C(偏心方向)的P值均小于0.06，說明這兩個參數對試驗的影響程度比較高，表明對試驗有顯著影響的試驗參數為偏心距和偏心方向。

表4 試驗結果分析Table 4 Analysis of test results

續表4

表5 試驗結果均值響應分析Table 5 Mean response analysis of test results

表6 試驗結果方差分析Table 6 Variance analysis of test results

圖13為各因素指標對T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓承載力影響的變化趨勢圖。從圖13可以看出：偏心受壓承載力隨偏心距的增加而顯著降低，而隨著試件長度的增大和偏心方向的改變，偏心受壓承載力變化程度相近；偏心距對偏壓力學性能影響最大，其次為偏心方向，最后是試件長度。因此，在實際工程中，對T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓設計時，要著重考慮偏心距的限值范圍，以保證結構安全性。

圖13 試驗參數影響趨勢圖Fig.13 Influence trend of test

3 承載力計算

當前已實施的有關鋼管混凝土的規范和規程中對于鋼管混凝土異形柱尚未有統一的設計計算方法。參考美國鋼結構協會AISC-LRFD(1999)[30]規范、英國標準協會BS 5400 (1979)[31]規范、歐洲標準協會Eurocode 4 (1994)[32]規范、日本建筑學會AIJ(1997)[33]規范以及中國《鋼管混凝土結構設計與施工規程》(CECS 28:90)[34]與福建省工程建設標準DBJ/T13-51-2010[35]等關于鋼管混凝土組合柱承載力的計算公式對9個試件進行驗算，得出的計算值Nu與試驗值Nue的比值結果如表7所示。通過各規范、規程的計算結果對比可以發現：DBJ/T 13-51—2010和AIJ所得計算值與試驗值最吻合，但AIJ計算結果的離散度高于DBJ/T 13-51—2010計算結果；Eurocode 4計算值與試驗值吻合良好，但較DBJ/T 13-51—2010和AIJ稍差；BS 5400再次之；CECS計算值與試驗值吻合程度一般，計算結果偏于不安全；AISC規范所得的計算值與試驗值吻合度最低，計算結果過于安全。

可見，采用鐘善桐[36]提出的統一理論的DBJ/T 13-51—2010規范對T形方鋼管混凝土組合異形柱偏心受壓承載力的計算與試驗結果符合最好。

表7 試件偏壓承載力各規范計算值與試驗值比較Table 7 Comparison between the calculated value and the test value of each code for bearing capacity of the test pieces

4 結論

設計了9根T形方鋼管混凝土組合異形柱試件進行偏壓試驗，主要結論如下：

1)短柱試件的破壞形態主要為截面強度破壞，長柱試件主要為彎曲失穩破壞；試件在接近極限承載力時才出現較為明顯的變形，試件彎曲變形近似正弦半波曲線，未出現扭轉變形。

2)短柱試件達到極限荷載時，柱中截面水平撓度小于長柱試件。隨著試件長度的增加，達到極限荷載時柱中撓度逐漸增大；隨著偏心距的增加，其極限承載力隨之減小。

3)試件受力過程中，柱中截面應變分布符合平截面假定，受壓區先于受拉區屈服，拉、壓區變形協調，試件各部分協同工作性能較好，試件具有較好的延性性能。

4)偏心距對試件偏壓力學性能影響最大，其次為偏心方向，最后是試件長度，偏心距和偏心方向對偏壓力學性能的影響較試件長度更為顯著。

5)對比6種規范的計算結果以及試驗結果發現，規范DBJ/T 13-51—2010和AIJ建議的鋼管混凝土承載力計算公式所得計算值與試驗值吻合最好，但DBJ/T 13-51—2010計算結果離散性更小。