組合形鋼管混凝土柱壓彎性能試驗研究

組合形鋼管混凝土柱壓彎性能試驗研究

0鋼管混凝土組合t形柱結構采用鋼筋混凝土支架的形狀截面，避免房間的角度，有效改善房間的使用面積。國內(nèi)專家學者開始對異形截面鋼管混凝土柱進行理論和試驗研究,如文獻對帶約束拉桿的T形、L形鋼管混凝土柱進行試驗研究;文獻對L形鋼管混凝土柱正截面承載力進行試驗研究和理論分析,并討論了寬厚比、加勁肋、肢厚等參數(shù)對試件的影響;文獻研究了T形、L形鋼管混凝土柱在恒軸力和反復水平荷載作用下的基本性能,并采用有限元軟件ANSYS對各試件進行計算分析;文獻提出了帶綴板的T形、L形、十字形方鋼管組合混凝土柱,并進行受壓試驗研究和有限元分析。針對異形鋼管混凝土結構實際工程應用,國外尚未見相關報道。由于異形鋼管大多是鋼板彎折后對接焊接而成,截面幾何形狀難以準確控制,且厚鋼板不易彎折,也不便于工廠或現(xiàn)場制作加工,焊縫質(zhì)量難以保證,影響其推廣應用。為此,本文提出將2根方形鋼管型材直接焊接形成鋼管混凝土組合T形柱(weldingrectangularcompositeT-shapedconcrete-filledsteeltubularcolumn,簡稱WRC-T鋼管混凝土柱),對于偏心受壓T形截面鋼管混凝土柱簡稱WRC-ET鋼管混凝土柱。本文對長細比為16.0~28.8的組合T形鋼管混凝土柱進行偏心受壓試驗研究,分析長細比和偏心率等指標對試件極限承載力的影響,探討試件偏心受壓極限承載力的計算方法。1試驗總結1.1力學性能指標試驗設計了9組共18個試件(每組2個),主要考察長細比λ、偏心距e等參數(shù)對試件力學性能的影響。試件參數(shù)及承載力實測值見表1。按標準試驗方法測得試件混凝土立方體抗壓強度為49.96MPa。鋼材的力學性能指標詳見表2,表中fy為鋼材屈服強度,Es為彈性模量,ν為泊松比,fu為極限抗拉強度。試件由矩形鋼管型材焊接而成,即將鋼管型材按設計長度截斷,再根據(jù)T形截面尺寸將2根鋼管組合,通過焊縫連接在一起,并保證兩端平整;對應每個試件加工2塊厚10mm的方形蓋板(圖1),先在空鋼管一端將蓋板焊上,然后澆灌混凝土,待混凝土養(yǎng)護兩周后將端口磨平或填補高強水泥砂漿,最后焊另一蓋板,以期盡可能保證鋼管與核心混凝土在試驗加載時共同受力。所有試件的上、下蓋板焊接時與空鋼管幾何對中,所有焊縫均按GBJ50017—2003《鋼結構設計規(guī)范》進行設計,并保證焊縫質(zhì)量。1.2鋼管外壁應變試驗在武漢大學土木建筑工程學院工程結構實驗中心5000kN壓力試驗機上進行,試件兩端采用刀鉸加載,刀鉸方向與肢長方向平行,圖2為加載裝置示意圖及照片。為準確地測量試件的壓彎變形,在等距離柱長處架設5塊百分表;為測量試件截面受拉(壓)區(qū)變形情況,在每個試件鋼管外壁中截面處沿柱周布置縱向和橫向電阻應變片,共14片,如圖3所示,所有應變數(shù)據(jù)均由DH3815靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集。試驗采用荷載控制方式逐級加載,彈性范圍內(nèi)每級荷載為預計極限荷載的1/10,持荷時間為2min;當鋼管受壓區(qū)達到屈服后,每級荷載約為預計極限荷載的1/15,持荷時間為2min;當接近破壞時開始慢速連續(xù)加載,同時連續(xù)記錄各級荷載所對應的變形值,直至試驗結束。2試驗結果與分析2.1試驗結果表現(xiàn)為彎曲型破壞對于偏心受壓鋼管混凝土柱,從加載初到極限荷載的60%前,試件外觀沒有明顯變化,跨中撓曲變形很小,撓度的增長基本與荷載的增加成正比;當荷載達到極限荷載的70%左右時,跨中撓度開始明顯增加,由于二階效應的影響,當跨中撓度達到某一臨界值時,二階彎矩的增長速度大于截面抵抗彎矩增長速度,試件達到極限荷載;此后,試件變形迅速發(fā)展,荷載逐漸下降;最終,所有試件均表現(xiàn)為彎曲破壞。在加載過程中,組合鋼管均能很好地協(xié)同工作,沒有出現(xiàn)焊縫開裂現(xiàn)象。試驗表明,偏心受壓鋼管混凝土柱受力過程中表現(xiàn)為彎曲型破壞,長細比越大或偏心距越大,彎曲破壞特征越明顯。圖4為試件WRC-ET-4破壞照片。在受荷變形過程中,試件水平撓度曲線上下對稱,基本符合正弦半波曲線。圖5為試件WRC-ET-3、WRC-ET-5的水平撓度曲線,其余試件的水平撓度曲線與之相似。2.2極限承載力分析偏心受壓鋼管混凝土柱極限承載力試驗值Nue列于表1,從該表中可以看出,在長細比相同的情況下,隨荷載偏心距增大,試件的極限承載力降低;在偏心距相同的情況下,隨長細比增大,試件的極限承載力降低。圖6為長細比λ=19.2時,試件WRC-ET-3、WRC-ET-4和WRC-ET-5的荷載-柱中截面水平撓度的關系曲線(簡稱N-um曲線)。從圖6可以看出:(1)隨荷載增大,柱中截面的水平撓度um增大,當荷載達到極限承載力后,有一持荷水平階段,試件表現(xiàn)出較好延性;(2)隨偏心距增大,試件的極限承載力降低。圖7為偏心距e=60mm時,試件WRC-ET-2、WRC-ET-5和WRC-ET-6的N-um關系曲線。從圖7可以看出:(1)隨長細比增大,試件極限承載力降低,長細比為24.4的試件WRC-ET-6極限承載力與長細比為16.0的WRC-ET-2試件極限承載力之比為0.836;(2)柱中截面水平撓度較小,3條曲線形狀相似,在極限承載力后各試件承載力減小。2.3試驗結果分析圖8、9分別為λ=19.2的試件WRC-ET-3、WRC-ET-4、WRC-ET-5和e=60mm的試件WRC-ET-2、WRC-ET-5、WRC-ET-6在加載過程中受壓區(qū)和受拉區(qū)邊緣鋼材應變隨荷載變化的關系曲線。由圖中可以看出:(1)隨外荷載增加,受壓區(qū)和受拉區(qū)邊緣的纖維應變隨之增大;(2)隨加載偏心距增大,受壓區(qū)和受拉區(qū)的纖維應變明顯增大;(3)當試件達到極限承載力時,試件受拉區(qū)和受壓區(qū)應變同時達到峰值,說明試件的協(xié)同工作性能較好;(4)試件承載力達到極限荷載時,受拉區(qū)應變大于受壓區(qū)應變,表明試件受拉區(qū)先屈服,然后整體失穩(wěn);(5)圖8中,WRC-ET-4試件受壓區(qū)N-ε曲線突然下降,是由于試件受壓區(qū)管壁出現(xiàn)鼓曲造成的;(6)隨長細比增大,試件達到極限荷載時,受拉區(qū)和受壓區(qū)應變均增大。2.4試件彎曲變形過程圖10為試件WRC-ET-2和WRC-ET-4在不同受力階段試件柱中截面的應變分布曲線。從圖中可以看出:(1)在極限承載力之前,試件在彎曲變形過程中,柱中截面基本上保持平截面變形,在極限承載力之后則發(fā)生變化,受壓區(qū)基本不再保持平截面變形;(2)隨長細比增大,受二階效應的影響,試件的中和軸位置沿形心軸方向偏移;(3)在極限承載力后,由于試件受壓區(qū)已經(jīng)破壞,所以中和軸逐漸向截面形心軸偏移。3極限彎矩變化的計算方法目前求解鋼-混凝土組合柱壓彎承載力的簡化計算方法主要有偏心距增大系數(shù)法、經(jīng)驗系數(shù)法、軸力-彎矩相關關系法和最大荷載理論四種方法。偏心距增大系數(shù)法、軸力-彎矩相關系數(shù)法和最大荷載理論涉及的參數(shù)較多,計算過程復雜,不便于工程應用,尤其是對于T形截面柱來講,確定偏心距增大系數(shù)和截面抗彎模量難度較大。因此,本文借鑒鋼-混凝土組合柱壓彎承載力的經(jīng)驗公式法,通過對18個偏心受壓鋼管混凝土柱試驗結果的回歸分析,建立偏心受壓鋼管混凝土柱的壓彎承載力計算公式。參考文獻提出的計算公式,得出長細比λ和荷載偏心率e/r作為影響鋼管混凝土柱偏心受壓的主要因素;依據(jù)文獻提出的極限承載力Nu的計算式和軸心受壓柱穩(wěn)定系數(shù)φl,計算式分別按式(1)和式(2)確定。式中:fy和As分別為鋼材屈服強度和面積;fck和Ac分別為核心混凝土軸心抗壓強度和面積;γ為混凝土軸心抗壓強度提高系數(shù);λa為構件相對長細比;m為計算參數(shù)。按經(jīng)驗系數(shù)法,偏心受壓承載力計算式為:式中,φe為偏心率影響因子。由極限平衡理論可知,柱在軸力N和端彎矩M共同作用下的廣義屈服條件,在直角坐標系中類似一條雙曲線,當偏心率較小時,該曲線可簡化為一條直線,計算式為:式中,β為待定系數(shù),由試驗結果確定。由文獻的研究成果可知,鋼管混凝土純彎時的極限彎矩可按式(5)計算,即式中:i為截面回轉(zhuǎn)半徑;χ為計算系數(shù)。式中:M0為T形截面鋼管混凝土柱純彎極限彎矩;N0為T形截面鋼管混凝土短柱軸心受壓的極限承載力;e0為柱軸向力對柱截面形心軸的偏心距。所以式(4)可以改寫為:于是由式(8)可得:根據(jù)試驗數(shù)據(jù)對式(10)進行回歸分析,得到d=0.985。則考慮偏心率影響的極限承載力折減系數(shù)可表達為:為驗證公式的可行性,根據(jù)本文提出的公式對試件進行計算,結果見表3。從表中可以看出,按本文計算結果與試驗結果吻合較好。4試驗過程形態(tài)(1)偏心受壓T形截面鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)主要為彎曲型塑性失穩(wěn)破壞,試件水平撓度呈正弦半波曲線形態(tài)。(2)試件的N-um關系曲線形態(tài)隨長細比和加載