超大截面矩形鋼管混凝土柱軸壓承載力試驗研究

試驗研究背景隨著建筑技術的進步和經濟水平的提高，復雜的高層建筑在世界各國的大城市中越來越受歡迎。巨型柱因能夠承受巨大軸力而應用廣泛,其截面尺寸也越來越大。例如,“臺北101”巨柱最大截面尺寸為3000mm×2400mm,“京基金融中心”巨型鋼管混凝土柱的截面尺寸達3900mm×2700mm等。在超高層建筑中,鋼管混凝土柱經常被用作巨型框架-筒體結構的豎向承重構件。而大型轉換梁(或轉換桁架)需承擔數十層的樓層荷載,其與巨型鋼管混凝土柱的連接節點區常常需要承受巨大的豎向荷載。目前,國內外對鋼管混凝土柱力學性能的研究通常基于鋼管與混凝土共同承受豎向荷載的假定。研究者們多假定鋼管與混凝土間應變是完全連續的,二者之間不存在相對滑移,符合平截面假定的理想工作狀態。而已有文獻研究表明隨著鋼管管徑的增大、混凝土強度的提高,混凝土徑向收縮會導致其與鋼管壁出現脫空的現象,造成黏結強度的喪失,實際結構中,鋼管混凝土柱所承受的外荷載一般先作用于鋼管壁。在超高層結構中,本層大型轉換梁(或轉換桁架)承受巨大的剪力,若梁柱節點區附近沒有足夠多的核心混凝土及時有效地參與承受豎向荷載,僅依靠鋼管及其周邊少部分核心混凝土的承載能力難以將梁端剪力向下傳遞。此時,按現行規程中鋼管與核心混凝土滿足平截面假定的全截面承受豎向荷載的設計方法將偏于不安全。因此,針對如何保障超大截面矩形鋼管混凝土柱中鋼管和混凝土的共同工作、充分發揮二者的軸壓承載力,本文對荷載作用于管壁的三種不同構造的超大截面矩形鋼管混凝土柱的1∶5縮尺模型進行了軸壓承載力試驗研究,包括未設置任何構造措施且管壁刷油的Z1試件和不刷油的Z2試件﹑設置分配梁的Z3試件及分配梁加內環板的Z4試件。其中,Z1、Z2試件用以考察鋼管與混凝土之間的黏結摩擦性能對超大截面矩形鋼管混凝土柱中鋼管-混凝土共同工作的影響;通過Z3、Z4試件來考察設置分配梁和分配梁加內環板兩種構造在保障超大截面矩形鋼管混凝土柱中鋼-混凝土共同工作方面的效果。1試驗總結1.1材性試驗測試鋼管、分配梁、環板均與試件取于同一批鋼板,且每批鋼材制作3個材性試件。試件取樣均平行于軋制方向。材性試驗根據《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T228—2010)推薦的試件式樣及尺寸制作,材性試驗結果見表1。混凝土立方體試塊按照普通混凝土力學性能試驗方法標準進行了150mm×150mm×150mm立方體抗壓強度試驗,28d及試驗時混凝土的抗壓強度見表2。1.2分配梁與鋼管的安裝試件編號及相關參數見圖1和表3,所有試件的矩形鋼管均由4塊鋼板焊接而成。有分配梁的Z3、Z4試件,在鋼管表面與工字形鋼梁交界處預留比工字形鋼梁截面尺寸大10mm的“工字形”孔,以方便工字形鋼梁穿過鋼管;設置分配梁加內環板的Z4試件,其內環板在分配梁上下翼緣的位置沿管壁周圍設置,見圖1(c)。為保證軸向荷載有效地施加在鋼管混凝土柱的管壁、分配梁和內環板上,在柱頂向下100mm(與分配梁上翼緣在同一標高)處的鋼管外圍設一環向水平加載板,板寬150mm,板厚10mm,并將其與特別制作的中空“加載凳子”相連,確保軸向荷載只沿管壁周圍施加,使其與實際工程中梁端荷載先作用于管壁的傳力路徑相吻合。為保證鋼管管壁均勻受壓,在環向水平加載板下方沿管壁四周設置若干豎向加勁肋,其尺寸均200mm×100mm×8mm。試件中,豎向加勁肋與鋼管及加勁肋與柱頂加載環板之間的焊縫采用角焊縫,焊腳高分別為6mm和8mm。分配梁與鋼管、內環板與鋼管、柱頂加載板與鋼管、“加載凳子”各板件以及底座各板件之間的焊縫均采用坡口全熔透焊。所有焊縫均采用氣體保護焊,E43型焊條,且焊縫質量滿足二級探傷標準。1.3加載臺座與水平板柱內柱頂布置試驗在同濟大學建筑工程系建筑結構實驗室10000kN大型多功能結構試驗機上進行。柱底固定在加載臺座上。為模擬實際工程中梁端荷載先作用于管壁的傳力路徑,柱頂水平加載環板與中空“加載凳子”底部相連,“加載凳子”頂部與試驗機的豎向作動器相連,使豎向荷載沿管壁四周作用。試驗加載裝置見圖2。1.4試驗過程的跟蹤和記錄在柱不同高度截面的管壁外側布置豎向應變片,根據應變片的讀數可得到各截面處鋼管的應力分布模式及其承受豎向荷載的大小,以此計算矩形鋼管混凝土柱各截面鋼管和混凝土分別承受的豎向荷載值,跟蹤其自然狀態下通過鋼管和混凝土之間界面的剪力傳遞路徑。所有試件在柱頂加載板和底端板之間布置豎向位移計以監測試件的軸向變形,各試件測點布置見圖3。應變片和位移計的讀數采用動態電阻應變儀和數據采集儀自動控制和記錄,應用10000kN大型多功能結構試驗機配套的軟件,可全過程描述試件的荷載-位移、荷載-應變曲線及應變(或位移)-時間曲線等,以便全程跟蹤試件的受力狀態,判斷試驗過程是否正常。各試件安裝就位后即進行對中,先采用幾何對中,對中后,對試件進行預加載,根據預加載得到的應變片數值分布再對試件進行微調,使構件處于軸心受壓狀態。2試驗結果的分析2.1不刷油試件與鋼管的破壞模態分析試驗現象及破壞特征可歸結如下:(1)未設置任何構造的刷油試件(Z1)破壞時:在加勁肋下端約1倍柱截面高度范圍內(距柱底約2100mm~2300mm高,下文直接稱2100~2300mm標高,其他沿柱方向的高度均以“標高”表示)的鋼管有嚴重的鼓曲現象,但鋼管焊縫未見明顯撕裂(圖4(a)),而柱身其他部位的鋼管未見明顯的鼓曲;柱頂可自由伸縮的混凝土頂面與鋼管產生約18mm的相對錯動;剖開破壞后鼓曲嚴重部位的鋼管,發現核心混凝土各面保持光滑平整,沒有肉眼可見的裂縫(圖4(b))。表明核心混凝土承受的豎向荷載很小,作用于管壁的豎向荷載未有效地傳遞給核心混凝土,二者的共同工作性能差。(2)未設置任何構造的不刷油試件(Z2)的破壞模態與Z1試件類似,破壞后其核心混凝土也沒有肉眼能觀察到的裂縫(圖5(a))。所不同的是,Z2試件破壞時管壁的鼓曲程度沒有Z1試件明顯,但鋼管的角部焊縫突然崩裂,導致其破壞承載力比Z1試件還低,屬于焊縫質量缺陷引起的非正常破壞(圖5(b))。(3)僅設置分配梁的試件(Z3)破壞時,除加勁肋下端約1倍柱截面高度范圍內(2100mm~2300mm標高)的管壁有嚴重的鼓曲變形(圖6(a))外,1200mm和1700mm標高處的鋼管也出現了微鼓的現象,但焊縫均未破壞。剖開破壞后鼓曲部位的鋼管,與管壁接觸部分的混凝土面未見壓碎現象,但與分配梁端下翼緣接觸的混凝土有酥松的裂紋出現,與梁端腹板接觸的混凝土也有向下斜的裂紋出現。同時,分配梁梁端的上下翼緣均發生了向下的彎曲變形(圖6(b))。(4)分配梁加內環板的試件(Z4)破壞時,除加勁肋下端約2倍柱截面高度范圍內(約1850mm~2200mm標高)的管壁連續的有嚴重鼓曲變形(圖7(a)),1850mm標高處的鋼管伴隨有焊縫開裂(圖7(b))。同時,1200mm標高處的鋼管也出現了微鼓的現象,但焊縫未破壞。剖開破壞后鼓曲部位的鋼管,發生焊縫拉裂截面處的混凝土有明顯的壓酥現象(圖7(d)),分配梁梁端的上下翼緣及環板沒有出現Z3試件中分配梁上下翼緣那么明顯的彎曲變形(圖7(c))。2.2試驗的主要結果分析本節主要從截面應力分布、不同標高處鋼管承擔的軸向荷載及試件的軸向荷載-位移曲線三個方面對試驗結果進行分析。2.2.1鋼管與核心混凝土界面載荷試驗結果圖8~圖11分別給出了試件Z1、Z2、Z3、Z4在不同荷載階段各截面的鋼管應力分布。其中,應變片的編號與圖3中600mm標高截面上的應變片一致。為找出矩形鋼管混凝土柱不同標高截面上的應力變化規律,取1200mm和1800mm標高截面上的應變片與600mm標高截面上相同位置的應變片進行比較,即圖8~11中橫坐標的應變編號1~8代表矩形鋼管混凝土柱3個不同標高截面上相同位置的應變片,比如編號1代表600mm標高上的1號應變片、1200mm標高上的10號應變片和1800mm標高上的25號應變片3個應變片,編號2~8所代表的應變片以此類推。從圖8~圖11可以看出:(1)當軸向荷載為500kN時,各試件不同標高處截面的應力分布幾乎重合,表明豎向荷載均勻地作用于管壁,使鋼管處于軸心受壓狀態,此時,600mm~1800mm標高段鋼管與核心混凝土之間的界面承載力未發揮作用;(2)由圖8可以看出管壁刷油后,Z1試件不同截面的應力分布基本一致,表明刷油對管壁與混凝土之間的黏結強度及摩擦力產生了顯著影響,也表明管壁與混凝土之間的機械咬合力很小,可以忽略;(3)從圖8和圖9可以看到,在相同的軸向荷載作用下,同一標高截面處,Z1試件鋼管承擔的軸力比Z2試件大,表明Z1試件中核心混凝土直接參與承擔的豎向荷載比Z2小,即:管壁涂油削弱了矩形鋼管混凝土柱中鋼管和核心混凝土的共同工作性能;(4)從圖10和圖11可以看到,在相同的軸向荷載作用下,同一標高截面處,Z3試件鋼管承擔的荷載比Z4試件大,表明Z3試件中核心混凝土直接參與承擔的豎向荷載比Z4小,即設置分配梁加內環板構造的矩形鋼管混凝土柱(Z4)中鋼管-核心混凝土共同工作性能比僅設置分配梁的構造(Z3)好;同時,當軸向荷載為2000kN時,Z3和Z4試件的應力分布曲線產生較大的波動,特別是標高1800mm處截面的應力分布波動幅度最大,是因為這兩個試件在1200mm和1800mm標高處有局部屈曲的現象發生,且1800mm標高的管壁鼓曲更嚴重。2.2.2混凝土承擔系數圖12~圖14分別給出了試件Z1、Z2、Z3、Z4在不同荷載階段各截面的混凝土工作承擔系數(α)曲線。試驗時,鋼管承擔的軸壓荷載根據布置在管壁外側的應變片測得,核心混凝土所承擔的荷載可以通過豎向作動器的軸壓荷載讀數與鋼管所承擔荷載(通過應變片計算)的差值得到,其工作承擔系數可以表示為:式中:Nconcrete、Ntube分別為核心混凝土和鋼管承擔的軸向荷載;Ntotal為豎向作動器上的軸壓荷載讀數。可以看出:(1)當軸向荷載為500kN時,Z1試件α約為0.35,即混凝土承擔的荷載約為175kN。而Z2、Z3、Z4試件α約為0.7,相應核心混凝土承擔的荷載約為350kN。兩者差距較大,主要是因為管壁承受的豎向荷載是通過加勁肋所承受的剪力和彎矩作用的,加勁肋在彎矩和剪力共同作用下,使管壁向內凹,通過二者的擠壓,將部分荷載傳遞給核心混凝土。同時,通過管壁和核心混凝土之間的摩擦也能將鋼管上的部分豎向荷載傳遞給核心混凝土,因此,在荷載作用初期,涂油的Z1試件由于摩擦力最小,核心混凝土承擔的軸向荷載最小;(2)軸向荷載達到1000kN之后,Z1試件中不同標高處混凝土工作承擔系數相差很小,表明鋼管內表面涂油后,600mm~1200mm標高段核心混凝土和管壁之間的黏結摩擦力很小;Z2~Z4試件中混凝土工作承擔系數隨所在標高的提升而降低,表明鋼管和核心混凝土之間的黏結摩擦力承擔了部分軸向荷載,特別是Z2試件,黏結摩擦力占總荷載的比例最高;(3)從圖12和圖13可以看到,在相同的軸向荷載作用下,同一標高截面處,Z1試件的混凝土工作承擔系數比Z2試件小,表明管壁涂油后,將削弱矩形鋼管混凝土柱中鋼管和核心混凝土的共同工作性能;(4)從圖14和圖15可以看到,在相同的軸向荷載作用下,同一標高截面處,Z3試件中核心混凝土直接參與承擔的豎向荷載比Z4小,表明設置分配梁加內環板構造的矩形鋼管混凝土柱(Z4)中鋼管-核心混凝土共同工作性能比僅設置分配梁的構造(Z3)好;(5)加載過程中,Z3、Z4試件應變片測點所在截面管壁出現局部屈曲。局部屈曲部位不同編號測點的荷載-縱向應變關系曲線如圖16、圖17所示。計算鋼管承擔的荷載時,取應變測點平均值進行計算。當管壁局部屈曲時,相應位置處應變由壓應變迅速轉變為拉應變。因此,管壁發生局部屈曲位置處,混凝土承擔系數曲線會出現拐點;(6)加載初期,隨著豎向位移的增加,混凝土與管壁之間逐漸脫離,界面承載力逐漸由黏結強度轉變為兩者之間的摩擦力。因此加載初期,所有試件的混凝土承擔系數曲線均有一定幅度的下降,然后曲線進入近似水平段。Z1試件與Z2、Z3、Z4試件相比,初始階段的混凝土承擔系數明顯較低,表明刷油后管壁與混凝土之間的界面承載力有較大程度的降低。Z2試件與Z3、Z4試件初始階段的混凝土工作承擔系數下降段幅度基本一致。但進入近似水平段后,無傳力措施的Z2試件與有傳力措施的Z3、Z4相比,其混凝土承擔系數曲線明顯較陡,而設置分配梁加內環板的Z4試件,混凝土承擔系數曲線最為平緩,表明該種構造措施可有效地將節點區的豎向荷載傳遞給核心混凝土,有效地改善了核心混凝土與鋼管的共同工作性能。2.2.3鋼管和核心混凝土柱的共同工作性能圖18給出了各試件的軸向荷載-位移曲線,可以看到:刷油的Z1試件比不刷油的Z2試件承載力高,其原因是Z2試件發生了焊縫撕裂的非正常破壞,導致其無法繼續承載,但是達到極限荷載之前,Z2試件的軸向剛度明顯比Z1試件大,表明鋼管和核心混凝土之間的摩擦力對矩形鋼管混凝土柱的初始軸向剛度有貢獻;Z3和Z4試件的承載力明顯高于Z1和Z2試件,說明分配梁和分配梁加內環板的構造明顯提高了矩形鋼管混凝土柱中鋼管和混凝土的共同工作性能。各試件的試驗承載力與按相