组合形钢管混凝土柱压弯性能试验研究

组合形钢管混凝土柱压弯性能试验研究

0钢管混凝土组合t形柱结构采用钢筋混凝土支架的形状截面，避免房间的角度，有效改善房间的使用面积。国内专家学者开始对异形截面钢管混凝土柱进行理论和试验研究,如文献对带约束拉杆的T形、L形钢管混凝土柱进行试验研究;文献对L形钢管混凝土柱正截面承载力进行试验研究和理论分析,并讨论了宽厚比、加劲肋、肢厚等参数对试件的影响;文献研究了T形、L形钢管混凝土柱在恒轴力和反复水平荷载作用下的基本性能,并采用有限元软件ANSYS对各试件进行计算分析;文献提出了带缀板的T形、L形、十字形方钢管组合混凝土柱,并进行受压试验研究和有限元分析。针对异形钢管混凝土结构实际工程应用,国外尚未见相关报道。由于异形钢管大多是钢板弯折后对接焊接而成,截面几何形状难以准确控制,且厚钢板不易弯折,也不便于工厂或现场制作加工,焊缝质量难以保证,影响其推广应用。为此,本文提出将2根方形钢管型材直接焊接形成钢管混凝土组合T形柱(weldingrectangularcompositeT-shapedconcrete-filledsteeltubularcolumn,简称WRC-T钢管混凝土柱),对于偏心受压T形截面钢管混凝土柱简称WRC-ET钢管混凝土柱。本文对长细比为16.0~28.8的组合T形钢管混凝土柱进行偏心受压试验研究,分析长细比和偏心率等指标对试件极限承载力的影响,探讨试件偏心受压极限承载力的计算方法。1试验总结1.1力学性能指标试验设计了9组共18个试件(每组2个),主要考察长细比λ、偏心距e等参数对试件力学性能的影响。试件参数及承载力实测值见表1。按标准试验方法测得试件混凝土立方体抗压强度为49.96MPa。钢材的力学性能指标详见表2,表中fy为钢材屈服强度,Es为弹性模量,ν为泊松比,fu为极限抗拉强度。试件由矩形钢管型材焊接而成,即将钢管型材按设计长度截断,再根据T形截面尺寸将2根钢管组合,通过焊缝连接在一起,并保证两端平整;对应每个试件加工2块厚10mm的方形盖板(图1),先在空钢管一端将盖板焊上,然后浇灌混凝土,待混凝土养护两周后将端口磨平或填补高强水泥砂浆,最后焊另一盖板,以期尽可能保证钢管与核心混凝土在试验加载时共同受力。所有试件的上、下盖板焊接时与空钢管几何对中,所有焊缝均按GBJ50017—2003《钢结构设计规范》进行设计,并保证焊缝质量。1.2钢管外壁应变试验在武汉大学土木建筑工程学院工程结构实验中心5000kN压力试验机上进行,试件两端采用刀铰加载,刀铰方向与肢长方向平行,图2为加载装置示意图及照片。为准确地测量试件的压弯变形,在等距离柱长处架设5块百分表;为测量试件截面受拉(压)区变形情况,在每个试件钢管外壁中截面处沿柱周布置纵向和横向电阻应变片,共14片,如图3所示,所有应变数据均由DH3815静态数据采集系统采集。试验采用荷载控制方式逐级加载,弹性范围内每级荷载为预计极限荷载的1/10,持荷时间为2min;当钢管受压区达到屈服后,每级荷载约为预计极限荷载的1/15,持荷时间为2min;当接近破坏时开始慢速连续加载,同时连续记录各级荷载所对应的变形值,直至试验结束。2试验结果与分析2.1试验结果表现为弯曲型破坏对于偏心受压钢管混凝土柱,从加载初到极限荷载的60%前,试件外观没有明显变化,跨中挠曲变形很小,挠度的增长基本与荷载的增加成正比;当荷载达到极限荷载的70%左右时,跨中挠度开始明显增加,由于二阶效应的影响,当跨中挠度达到某一临界值时,二阶弯矩的增长速度大于截面抵抗弯矩增长速度,试件达到极限荷载;此后,试件变形迅速发展,荷载逐渐下降;最终,所有试件均表现为弯曲破坏。在加载过程中,组合钢管均能很好地协同工作,没有出现焊缝开裂现象。试验表明,偏心受压钢管混凝土柱受力过程中表现为弯曲型破坏,长细比越大或偏心距越大,弯曲破坏特征越明显。图4为试件WRC-ET-4破坏照片。在受荷变形过程中,试件水平挠度曲线上下对称,基本符合正弦半波曲线。图5为试件WRC-ET-3、WRC-ET-5的水平挠度曲线,其余试件的水平挠度曲线与之相似。2.2极限承载力分析偏心受压钢管混凝土柱极限承载力试验值Nue列于表1,从该表中可以看出,在长细比相同的情况下,随荷载偏心距增大,试件的极限承载力降低;在偏心距相同的情况下,随长细比增大,试件的极限承载力降低。图6为长细比λ=19.2时,试件WRC-ET-3、WRC-ET-4和WRC-ET-5的荷载-柱中截面水平挠度的关系曲线(简称N-um曲线)。从图6可以看出:(1)随荷载增大,柱中截面的水平挠度um增大,当荷载达到极限承载力后,有一持荷水平阶段,试件表现出较好延性;(2)随偏心距增大,试件的极限承载力降低。图7为偏心距e=60mm时,试件WRC-ET-2、WRC-ET-5和WRC-ET-6的N-um关系曲线。从图7可以看出:(1)随长细比增大,试件极限承载力降低,长细比为24.4的试件WRC-ET-6极限承载力与长细比为16.0的WRC-ET-2试件极限承载力之比为0.836;(2)柱中截面水平挠度较小,3条曲线形状相似,在极限承载力后各试件承载力减小。2.3试验结果分析图8、9分别为λ=19.2的试件WRC-ET-3、WRC-ET-4、WRC-ET-5和e=60mm的试件WRC-ET-2、WRC-ET-5、WRC-ET-6在加载过程中受压区和受拉区边缘钢材应变随荷载变化的关系曲线。由图中可以看出:(1)随外荷载增加,受压区和受拉区边缘的纤维应变随之增大;(2)随加载偏心距增大,受压区和受拉区的纤维应变明显增大;(3)当试件达到极限承载力时,试件受拉区和受压区应变同时达到峰值,说明试件的协同工作性能较好;(4)试件承载力达到极限荷载时,受拉区应变大于受压区应变,表明试件受拉区先屈服,然后整体失稳;(5)图8中,WRC-ET-4试件受压区N-ε曲线突然下降,是由于试件受压区管壁出现鼓曲造成的;(6)随长细比增大,试件达到极限荷载时,受拉区和受压区应变均增大。2.4试件弯曲变形过程图10为试件WRC-ET-2和WRC-ET-4在不同受力阶段试件柱中截面的应变分布曲线。从图中可以看出:(1)在极限承载力之前,试件在弯曲变形过程中,柱中截面基本上保持平截面变形,在极限承载力之后则发生变化,受压区基本不再保持平截面变形;(2)随长细比增大,受二阶效应的影响,试件的中和轴位置沿形心轴方向偏移;(3)在极限承载力后,由于试件受压区已经破坏,所以中和轴逐渐向截面形心轴偏移。3极限弯矩变化的计算方法目前求解钢-混凝土组合柱压弯承载力的简化计算方法主要有偏心距增大系数法、经验系数法、轴力-弯矩相关关系法和最大荷载理论四种方法。偏心距增大系数法、轴力-弯矩相关系数法和最大荷载理论涉及的参数较多,计算过程复杂,不便于工程应用,尤其是对于T形截面柱来讲,确定偏心距增大系数和截面抗弯模量难度较大。因此,本文借鉴钢-混凝土组合柱压弯承载力的经验公式法,通过对18个偏心受压钢管混凝土柱试验结果的回归分析,建立偏心受压钢管混凝土柱的压弯承载力计算公式。参考文献提出的计算公式,得出长细比λ和荷载偏心率e/r作为影响钢管混凝土柱偏心受压的主要因素;依据文献提出的极限承载力Nu的计算式和轴心受压柱稳定系数φl,计算式分别按式(1)和式(2)确定。式中:fy和As分别为钢材屈服强度和面积;fck和Ac分别为核心混凝土轴心抗压强度和面积;γ为混凝土轴心抗压强度提高系数;λa为构件相对长细比;m为计算参数。按经验系数法,偏心受压承载力计算式为:式中,φe为偏心率影响因子。由极限平衡理论可知,柱在轴力N和端弯矩M共同作用下的广义屈服条件,在直角坐标系中类似一条双曲线,当偏心率较小时,该曲线可简化为一条直线,计算式为:式中,β为待定系数,由试验结果确定。由文献的研究成果可知,钢管混凝土纯弯时的极限弯矩可按式(5)计算,即式中:i为截面回转半径;χ为计算系数。式中:M0为T形截面钢管混凝土柱纯弯极限弯矩;N0为T形截面钢管混凝土短柱轴心受压的极限承载力;e0为柱轴向力对柱截面形心轴的偏心距。所以式(4)可以改写为:于是由式(8)可得:根据试验数据对式(10)进行回归分析,得到d=0.985。则考虑偏心率影响的极限承载力折减系数可表达为:为验证公式的可行性,根据本文提出的公式对试件进行计算,结果见表3。从表中可以看出,按本文计算结果与试验结果吻合较好。4试验过程形态(1)偏心受压T形截面钢管混凝土柱的破坏形态主要为弯曲型塑性失稳破坏,试件水平挠度呈正弦半波曲线形态。(2)试件的N-um关系曲线形态随长细比和加载