部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼柱軸壓試驗

費盈穎， 孟二從， 余亞琳， 蘇新， 袁軍

1. 西南大學 工程技術學院，重慶 400715；2. 重慶人文科技學院 工商學院，重慶 合川 401524

六邊形孔蜂窩型鋼是指在工字型鋼或H型鋼的腹板按設定的折線進行切割, 或把鋼板按截面尺寸切割、 焊接并將腹板按設定的折線進行切割, 再根據孔型錯位焊接在一起形成的構件． 該構件具有剛度高、 自重輕、 承載力好、 經濟效益大等優點, 已在工程中得到廣泛應用[1-4]． 但由于腹板六邊形孔洞的存在, 孔洞周邊易成為薄弱區, 在荷載作用下會出現孔洞變形, 屈曲失穩等問題, 為此工程中常需對該類構件進行結構加固．

外包混凝土加固作為鋼結構加固的一種常用技術形式, 目前已在工程中得到廣泛使用． 參照型鋼部分包裹混凝土結構(partially encased concrete, PEC)的組合形式, 本文對六邊形孔蜂窩鋼柱采用部分外包混凝土進行結構加固, 加固后的柱子稱為六邊形孔蜂窩鋼PEC柱． 目前國內外關于實腹PEC柱的研究已有不少, 但對于六邊形孔蜂窩型鋼PEC柱的研究還較為少見． Hunaiti等[5]首次通過偏壓試驗發現設置抗剪措施對鋼骨翼緣屈曲的影響不大, 但在實際工程中應設置機械抗剪鍵． Tremblay等[6-7]通過軸壓試驗發現, 在破壞階段, 橫向系桿間距較大的試件強度下降速度更快, 且延性更差, 提出了預測極限承載力的模型． Begum等[8]通過試驗和數值模擬研究得出, 高強度混凝土能明顯提高PEC組合柱的承載能力． 趙根田等[9-13]通過一系列試驗研究了PEC柱的力學性能, 提出了該類柱體的極限承載力計算公式． 方有珍等[14-17]通過水平低周反復荷載試驗研究了薄壁鋼板和新型卷邊鋼板PEC組合柱弱軸和PEC組合柱強軸的力學性能和破壞形式． 林德慧等[18]和陳以一等[19]對具有不同截面形式的PEC柱進行了試驗研究和數值模擬, 提出了PEC柱在軸壓和壓彎狀態下的整體穩定設計公式, 并根據混凝土單側約束能大幅提高鋼板的局部穩定臨界應力, 推導出PEC構件中主鋼件翼緣板的寬厚比限值．

基于上述背景, 本文對部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼柱的軸壓性能[20]進行了試驗研究, 觀察其破壞過程及形態, 并對其承載能力、 延性系數、 耗能性能等指標進行分析, 旨在為六邊形孔蜂窩鋼柱的結構加固提供參考．

1 試件概況

1.1 試件設計

本試驗根據《鋼結構設計標準》(GB50017-2017)[21]、 《混凝土結構設計規范》(GB50010-2010)[22]等規范, 設計制作了1根六邊形孔蜂窩鋼短柱和5根六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱試件． 六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱試件以混凝土強度等級和系桿間距為變化參數, 并與六邊形孔蜂窩鋼短柱試件進行對比, 進一步研究探討混凝土強度等級和系桿間距對部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩型鋼軸壓受力性能的影響． 試件的具體設計參數如表1所示, 六邊形孔蜂窩鋼短柱和六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱的截面形式如圖1所示．

圖1 試件截面形式

試驗蜂窩型鋼采用Q235級鋼板加工制作, 腹板由4.5 mm厚鋼板切割而成, 翼緣由7.5 mm厚鋼板切割而成． 本試驗蜂窩型鋼擴張比取1.4, 即擴張后的蜂窩型鋼截面高度為168 mm, 翼緣截面尺寸為80 mm×7.5 mm, 腹板高厚比hw/tw為37.33, 翼緣寬厚比bf/tf為10.67, 均符合《組合結構設計規范》(JGJ 138-2016)[23]的規定． 系桿由2.5 mm厚扁鋼切割而成, 截面尺寸為25 mm×2.5 mm．

1.2 試件加工制作

蜂窩鋼構件是將腹板按一定曲線切割后錯位焊接而成的, 試驗中將Q235級鋼板加工成6根蜂窩型鋼, 根據文獻[4]提出的蜂窩鋼構件相關制作參數a進行設計, 六邊形孔蜂窩鋼梁橋高度a的合理取值為0.3h(h為原H型鋼截面高度), 考慮實驗室的加工條件, 取a=30 mm, 并由此確定腹板切割軌跡的其他尺寸． H型鋼腹板經切割后將分成兩部分, 把這兩部分的突出邊對齊后焊接, 并將端頭空腹部分補焊平齊, 即可形成空腹的鋼腹板． 開六邊形孔蜂窩鋼柱的腹板切割示意圖如圖2所示．

圖2 六邊形孔蜂窩鋼腹板切割示意圖

1.3 材料的力學性能試驗

本試驗采用Q235級鋼板, 鋼板和扁鋼試樣材料試驗按照《鋼及鋼產品 力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T2975-2018)[24]的規定取樣． 根據《金屬材料 拉伸試驗 第1部分 室溫試驗方法》(GB/T228.1-2010)[25]的規定分別制作7.5 mm厚鋼板、 4.5 mm厚鋼板及2.5 mm厚扁鋼各3個標準試件, 每個試件在中部縱橫兩個方向布置應變片測點, 并進行單向拉伸試驗, 獲取試驗用鋼材的相關力學性能指標． 材性試驗得到的鋼材各力學性能指標, 結果見表2．

表2 鋼材材料性能

1.4 試驗加載方案

試驗采用的加載裝置為2 000 kN的電液伺服液壓萬能試驗機, 具體加載裝置如圖3所示． 本試驗采用荷載控制的加載方式, 以0.5 kN/s的加載速度增加, 加載至極限荷載后, 再下降至極限荷載的85%時, 認為試件已破壞, 終止試驗．

圖3 試驗加載裝置

1.5 試驗測量方案

為研究加載過程中峰窩型鋼PEC短柱及蜂窩孔周的應力應變分布及發展規律, 在加載端孔洞周邊粘貼應變花(如圖4所示), 六邊形孔周邊粘貼6個應變花, 在翼緣中部粘貼“T”字形應變片, 中間系桿中部粘貼單向應變片, 應變數據由CM-2B-64靜態應變測量儀及其分析系統測量獲得． 測點的布設形式如圖4所示．

圖4 應變片布置圖

2 試驗結果

2.1 破壞過程及形態

六邊形孔蜂窩鋼短柱試件ZL0加載初期沒有明顯變形, 試件處于彈性階段, 當荷載達到450 kN時, 蜂窩型鋼上部孔洞附近翼緣發生向外屈曲變形, 試件承載力開始下降, 加載結束．

部分外包混凝土加固的六邊形孔蜂窩鋼短柱試件的破壞形態大致相同． 當荷載較小時, 蜂窩型鋼和混凝土都處于彈性階段, 隨位移的增加, 荷載呈線性增長, 當荷載達到0.04～0.16Pm時,Pm為極限荷載, 柱端部或系桿附近出現細小的裂縫, 隨著荷載的增大, 原有裂縫不斷延伸、 擴展, 并不斷有新的裂縫出現; 在荷載達到0.75～0.88Pm前, 蜂窩型鋼與混凝土(再生混凝土)共同工作． 此時試件所承受的荷載稱為屈服荷載Py, 相對應的位移稱為屈服位移Δy． 當荷載達到試件屈服點后, 由于蜂窩型鋼的存在, 隨位移的增加, 荷載緩慢增長, 趨于平緩, 此時混凝土表面裂縫繼續發展, 并出現小面積脫落; 蜂窩型鋼端部及孔洞附近翼緣發生屈曲變形; 孔洞上方系桿(橫向扁鋼)受拉, 系桿(橫向扁鋼)上方混凝土表面出現橫向裂縫; 同時混凝土與蜂窩型鋼翼緣交界處附近裂縫繼續發展, 出現脫落趨勢． 直至荷載達到試件的極值點, 此時試件所承受的荷載稱為極限荷載Pm, 相對應的位移稱為極限位移Δm． 荷載達到試件極值點后, 隨位移的增加, 荷載緩慢下降, 混凝土表面裂縫迅速發展, 被逐漸壓碎并出現大面積脫落; 蜂窩型鋼翼緣完全屈曲, 上部系桿(橫向扁鋼)受拉達到極限, 與蜂窩型鋼翼緣焊接處發生斷裂; 混凝土與蜂窩型鋼翼緣交界處完全脫開, 此時荷載主要由蜂窩型鋼承受, 導致焊縫撕裂． 待荷載下降到0.85Pm時, 停止加載, 此時試件所承受的荷載稱為破壞荷載Pu, 相對應的位移稱為破壞位移Δu． 圖5為六邊形孔蜂窩鋼短柱及六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱的典型破壞形態．

圖5 典型破壞形態

2.2 荷載-位移曲線

圖6為6個試件的荷載-位移曲線． 六邊形孔蜂窩鋼短柱的荷載-位移曲線形態分為3個階段: 彈性階段、 彈塑性階段和破壞階段． 彈性階段曲線呈線性增長, 且隨著位移增大荷載迅速增長, 待荷載達到屈服荷載附近, 進入彈塑性階段, 此階段荷載仍隨著位移的增大而增長, 但增速趨于平緩, 達到峰值荷載后進入破壞階段, 荷載呈下降趨勢, 最后在達到破壞荷載前下降趨勢變緩．

圖6 荷載-位移曲線

六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱則出現了一些與前者不同的特點: 彈性階段都會有一段較短的平臺段, 當荷載上升到平臺段時, 加固的部分外包混凝土表面多出現較大裂縫, 隨后荷載繼續上升至屈服荷載附近; 進入彈塑性階段后, 由于部分外包混凝土的加固, 試件荷載先保持基本不變, 然后開始屈服, 發生變形, 混凝土大面積脫落, 荷載繼續緩慢上升至峰值; 進入破壞階段后, 部分外包混凝土基本失效, 系桿斷裂, 翼緣屈曲, 荷載緩慢下降至破壞荷載, 試驗結束．

2.3 特征點參數

表3為各試件的特征點參數, 六邊形孔蜂窩鋼短柱試件的屈服荷載Py是其極限荷載Pm的0.92倍, 而六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱試件的屈服荷載Py在試件極限荷載Pm的0.75～0.88倍之間, 說明部分外包混凝土的加固大大提高了六邊形孔蜂窩鋼柱在屈服后的安全儲備． 相對于六邊形孔蜂窩鋼短柱試件, 由于外包部分混凝土的加固, 六邊形孔蜂窩型鋼PEC短柱試件的極限荷載上升了20.61%～40.96%, 除試件ZL3外, 其他試件的延性系數下降了10.23%～42.40%, 試件ZL3的延性系數上升了9.86%．

表3 試件承載力

3 試驗結果分析

3.1 承載能力

圖7為不同試件的承載能力變化． 由圖7a及表3可知, 相比于試件ZL0, 試件ZL1的屈服荷載提升了13.7%, 極限荷載提升了21.0%; 試件ZL2的屈服荷載提升了14.9%, 極限荷載提升了27.5%; 試件ZL3的屈服荷載提升了10.5%, 極限荷載提升了34.1%． 而相比于試件ZL1, ZL2的屈服荷載提升了1.1%, 極限荷載提升了5.4%; 與試件ZL2相比, 試件ZL3的屈服荷載下降了3.8%, 極限荷載提升了5.3%． 由此可知, 相對于六邊形孔蜂窩短鋼柱, 六邊形孔蜂窩鋼PEC柱的屈服承載力有所提升, 極限承載力大大提升． 每提高一個等級的混凝土強度, 極限承載力提升超過5%, 但是混凝土強度等級對屈服荷載的影響不大． 這組試件的翼緣屈曲變形均在固定端至上部孔洞附近處較為明顯, 所以該組試件的系桿斷裂都發生在固定端, 這也說明了混凝土強度等級對蜂窩型鋼翼緣屈曲變形和系桿斷裂位置沒有較大影響． 同時, 試件ZL1有明顯的焊縫撕裂及孔洞變形, 而試件ZL2, ZL3不能觀察到明顯的焊縫撕裂及孔洞變形, 這說明混凝土強度等級可以有效改善焊縫撕裂及孔洞變形, 這是因為隨著混凝土強度等級的提高, 粗骨料的表面積增大, 砂漿用量減少, 有效約束了孔洞的變形．

圖7 承載力對比

由圖7b和表3可知, 相比于試件ZL0, 試件ZL4的屈服荷載提升了36.3%, 極限荷載提升了42.0%; 試件ZL5的屈服荷載提升了7.6%, 極限荷載提升了20.6%; 與試件ZL4相比, 試件ZL1的屈服荷載下降了19.9%, 極限荷載下降了17.4%; 與試件ZL1相比, 試件ZL5的屈服荷載下降了5.37%, 極限荷載下降了0.29%． 由此可知, 系桿間距超過100 mm對六邊形孔蜂窩鋼PEC柱的影響不大, 但是系桿間距小于100 mm可明顯提高短柱的承載力． 試件ZL1翼緣屈曲變形在固定端到上部孔洞附近較為明顯, 試件ZL4翼緣屈曲變形在系桿間隔處及上部孔洞附近較為明顯, 試件ZL5翼緣屈曲變形在孔洞附近更為明顯, 這是因為試件受壓時, 混凝土向外膨脹, 約束混凝土的系桿因此向外拉伸彎曲, 同時使得混凝土在受力過程中紛紛剝落． 在達到極限荷載時, 軸向荷載主要由蜂窩型鋼承擔, 系桿尚未屈服, 但其對混凝土的約束和翼緣的拉結作用不斷減弱, 導致翼緣的變形不斷增大． 當系桿間距較小時, 系桿數量增加, 系桿對型鋼翼緣的拉結作用增大, 減緩了翼緣局部屈曲變形, 隨著系桿間距增大, 系桿位置發生變化, 同時由于孔洞存在, 不能很好約束翼緣發生屈曲變形．

3.2 延性系數

延性是指構件從屈服開始到最大承載能力或到達以后而承載能力還沒有明顯下降期間的變形能力． 材料在受力而產生破壞之前的塑性變形能力, 與材料的延展性有關． 本文采用能量等值法對各試件的屈服荷載、 屈服位移進行計算, 其延性系數如表3所示.

圖8反應了6根短柱的延性系數差異, 與試件ZL0相比, 試件ZL3的延性系數提升了9.9%, 試件ZL1, ZL2, ZL4和ZL5的延性系數分別降低了41.05%, 36.8%, 42.5%和10.3%． 且隨著混凝土強度和系桿間距的增大, 試件延性增大． 由圖6可知, 由于混凝土和系桿的加固, 部分外包混凝土加固試件的彈性階段和彈塑性階段間出現明顯的平臺段, 導致屈服位移增大, 且破壞階段達到破壞荷載前沒有變緩趨勢, 破壞位移減小． 因此試件延性隨部分外包混凝土的加固而減小．

圖8 延性對比

3.3 耗能性能

耗能能力反映了軸壓構件本身吸收能量與耗能之間的內在聯系, 試件軸壓耗能因子η[26]可以定義為:

式中,SOPBQ為荷載-位移曲線與x軸及過終止點平行于y軸所包圍的面積, 如圖9所示陰影部分面積;Pm為極限荷載;Δu為破壞位移．

圖9 耗能計算模型

試件ZL1的耗能因子為0.82, 與試件ZL0的耗能因子0.72相比, 提高了13.9%． 試件ZL2, ZL3的耗能因子分別為0.79, 0.85, 相對于試件ZL0, 分別提高了9.7%, 18.1%, 相對于試件ZL1, 前者降低了3.7%, 后者提高了3.7%． 試件ZL4, ZL5的耗能因子分別為0.78, 0.84, 相對于試件ZL0, 分別提高了8.3%, 16.7%, 相對于試件ZL1, 前者降低了4.9%, 后者提高了2.4%． 由此可見, 經部分外包混凝土加固的六邊形孔蜂窩鋼短柱能有效提高試件的耗能性能, 但系桿間距的減小會降低耗能性能．

3.4 孔洞應力

本試驗選擇靠近試驗加載端的孔洞(擴張比為1.3)為應力測量對象, 六邊形孔洞在每個角貼一個應變花, 每個試件共貼6個, 再按公式計算每個角的應力值和應力角度, 并用CAD繪制孔洞應力分布圖, 本試驗取試件達到95%Pm時的孔洞主應力來計算, 其中正值為拉應力, 負值為壓應力(單位: MPa), 圖10為各試件孔洞應力分布圖． 分析各試件孔洞的應力分布情況, 得到以下結論:

圖10 孔洞應力分布圖

(1) 對比各試件孔洞應力分布圖可以發現, 孔周應力分布基本符合對稱性．

(2) 大部分試件的孔洞應力存在最大拉應力或壓應力, 且最大應力多分布在六邊形的棱角處．

(3) 孔洞應力分布大致相似, 且大部分孔洞受到的拉應力壓多于壓應力, 說明試件孔洞多為受拉破壞．

4 結論

(1) 部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼短柱試件的加載過程與六邊形孔蜂窩鋼短柱試件相似, 分為彈性、 彈塑性和破壞3個階段, 表現為混凝土表面先出現最大裂縫, 然后翼緣發生屈曲變形, 混凝土大面積脫落, 最后混凝土被壓碎, 系桿斷裂, 翼緣完全屈曲．

(2) 與六邊形孔蜂窩鋼短柱試件相比, 部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼短柱試件承載力大大提高, 耗能也有所提高, 但延性變差．

(3) 對于部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼短柱試件, 當混凝土強度提高時, 承載力和延性都有所提高, 可以較好的約束孔洞變形和焊縫撕裂, 翼緣屈曲變形都發生在固定端到上部孔洞附近; 當系桿間距在一定范圍內縮小時, 承載力大大提高, 但延性和耗能都略有下降, 對翼緣屈曲變形、 孔洞變形和焊縫撕裂約束作用顯著．

(4) 軸壓狀態下, 部分外包混凝土加固六邊形孔蜂窩鋼短柱試件的孔周應力呈對稱分布, 最大應力多分布在六邊形棱角處, 且孔周受拉多于受壓．