环向均匀脱空对圆钢管超高强混凝土柱偏压受力性能的影响

邓杨鹏， 胡红松，2， 梅真，2

(1. 华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 361021； 2. 华侨大学 福建省结构工程与防灾重点实验室， 福建 厦门 361021)

钢管混凝土柱具有承载力高、抗震性能好、易于施工等优点，在超高层建筑中得到广泛应用.随着建筑高度的增加，试件的截面尺寸明显增大，降低了建筑的有效使用面积，同时，也增加了结构自质量和地震荷载.采用超高强混凝土(轴心抗压强度不小于85.0 MPa的混凝土，对应立方体抗压强度的下限约为100.0 MPa)是减小试件截面尺寸的有效手段，但超高强混凝土的脆性较大，需要为其提供足够约束来满足变形能力的要求.相比其他截面形状的钢管，圆钢管能更有效地约束管内混凝土，因此，超高强混凝土更适宜在圆钢管混凝土柱中应用.文献[1-2]分别对圆钢管混凝土柱的轴压和压弯受力性能开展系统研究，采用的混凝土轴心抗压强度最高为85.1 MPa.文献[3-15]充分证明了圆钢管超高强混凝土柱具有良好的力学性能.

由于混凝土的收缩、温差或施工不当，实际工程中的圆钢管超高强混凝土柱可能会存在环向均匀脱空缺陷[11].环向均匀脱空缺陷示意图，如图1所示.图1中：dc为脱空厚度.李永进等[12]对环向均匀脱空圆钢管混凝土柱进行了轴压试验研究，采用的荷载为长期荷载.文献[13-15]对环向均匀脱空圆钢管混凝土柱进行了轴压和偏压试验研究，这些试验的混凝土均含有粗骨料，混凝土轴心抗压强度均低于85.0 MPa，主要变化参数脱空率、偏心率(除轴压外)不作为主要试验研究参数.

图1 环向均匀脱空缺陷示意图Fig.1 Schematic diagram of circumferential uniform gap

到目前为止，环向均匀脱空圆钢管超高强混凝土柱的偏压试验未见报道.此外，也没有考虑环向均匀脱空缺陷对圆钢管混凝土柱极限承载力影响的相关规范.为了填补这一试验研究空白，本文对环向均匀脱空圆钢管超高强混凝土柱开展了偏压试验研究.

1 试验方案

1.1 试件设计

设计的8个试件钢管均为无缝管，钢管长度为钢管直径的3倍，钢管上、下端焊接有端板，端板上的浇筑孔直径均设为120 mm.试件共有4种偏心率e/D(e为偏心距，D为钢管直径)，分别为0，0.2，0.4和0.6.偏心率为0的试件为轴压试件，轴压试件的端板尺寸(长×宽×高)为267 mm×267 mm×30 mm；偏心率不为0的试件为偏压试件，偏压试件端板尺寸(长×宽×高)为320 mm×190 mm×30 mm，端板上设有螺栓孔，用于与刀铰连接.由于刀铰处的轴力导致应力集中产生在偏压试件端部，为了消除应力集中带来的影响，在偏压试件的钢管两端100 mm范围内设置了相同厚度的套管.每种偏心率含有1个无脱空试件和1个环向均匀脱空试件.

环向均匀脱空试件构造，如图2所示.与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件构造除了有用于模拟缺陷的乙烯-醋酸乙烯共聚物(EVA)泡膜外，两种试件的构造保持一致.

(a) 轴压试件 (b) 偏差试件 图2 环向均匀脱空试件构造(单位：mm)Fig.2 Structure of the specimens with circumferential uniform gap (unit: mm)

试件参数，如表1所示.表1中：χ为脱空率；fc0为混凝土轴心抗压强度；试件编号的第1个数值代表径厚比(D/t，t为钢管厚度)，第2个数值代表偏心率，字母G代表环向均匀脱空缺陷.所有试件的直径D为219 mm，径厚比D/t为27，钢管屈服强度fy为359 MPa，套箍指标θ为0.54[16]，θ表达式为

表1 试件参数Tab.1 Parameters of the specimens

上式中：As和Ac分别为钢管和混凝土的截面积.

1.2 加载方案和量测方案

加载方案和量测方案，如图3所示.图3中：D1～D6为位移计；S1～S7为应变片；d为同列相邻量测截面的轴向应变片间距，d=3D/4-50.

(a) 轴压试件

(b) 偏压试件图3 加载方案和量测方案Fig.3 Loading schemes and measurement schemes

试验在10 MN轴压试验机下进行，整个加载过程采用位移控制，加载速率为0.02 mm·s-1，当试件轴向承载力下降到峰值承载力的50%以下或试件中部的水平位移超过40 mm时，终止试验.对于轴压试件，分别将4个竖向位移计设置在端板的4个侧面，用于量测加载点之间的相对竖向位移δv；在试件半高界面处，沿钢管环向布置4对轴向和环向应变片.对于偏压试件，其偏心荷载通过刀铰装置施加；分别将2个竖向位移计设置在端板前后两个侧面，用于量测加载点之间的相对竖向位移；分别将3个水平位移计设置在试件半高处和钢管未加强段4分点处，用于量测水平位移δh；在每个量测水平位移的截面，沿钢管环向布置了7对轴向和环向应变片.

2 试验结果与分析

2.1 荷载-位移曲线和破坏过程

试件的轴力-竖向位移曲线，如图4所示.图4中：N为轴力.由图4可得出以下4点结论.

(a) e/D=0 (b) e/D=0.2 (c) e/D=0.4 (d) e/D=0.6图4 试件的轴力-竖向位移曲线Fig.4 Axial load-versus vertical displacement curves of specimens

1) 所有试件的钢管初始屈服都发生在峰值承载力(Nm，试件第一次达到峰值时的承载力)之前，偏压试件的钢管受压侧先于钢管受拉侧屈服.

2) 对于无脱空试件，在轴力即将达到峰值承载力时，所有试件开始出现混凝土压溃声.在承载力下降阶段，轴压试件的钢管和偏压试件的未加强段钢管开始出现局部屈曲，屈曲发生时刻随着偏心率的增大而延后.随着竖向位移的增加，屈曲程度不断增加，轴压试件在轴力迅速下降后将基本保持不变，偏压试件的轴力将持续下降.

3) 对于环向均匀脱空试件，在达到峰值承载力后，所有试件的轴力迅速下降，下降速度随着偏心率的减小而增大.轴力的迅速下降说明当脱空率为0.5%的试件达到峰值承载力时，钢管对混凝土的约束作用很小.继续增加竖向位移，钢管对混凝土的约束作用明显增加，试件轴力随着竖向位移的增大而再次增大，当试件轴力增大到第2个峰值承载力后，试件轴力会再次下降，下降速度随偏心率的减小而增大.4) 与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件更早达到峰值承载力，两者的初始刚度基本保持一致.

以偏压试件的量测截面中应变发展最快的截面为控制截面，试件控制截面的轴力-水平位移曲线，如图5所示.

(a) e/D=0.2 (b) e/D=0.4 (c) e/D=0.6图5 试件控制截面的轴力-水平位移曲线Fig.5 Axial load-horizontal displacement curves of specimen control sections

由图5可知：在轴力增大至约2/3Nm前，所有试件水平位移发展速度相对缓慢，随后，试件水平位移发展速度持续加快，随偏心率的增大而增大；相较于无脱空试件，环向均匀脱空试件的水平位移发展速度较快，但在达到峰值承载力前，两者的水平位移发展速度相差不大；与竖向位移相比，在试件达到峰值承载力前，水平位移发展速度相对缓慢，随后，水平位移发展速度相对较快.

试件控制截面的弯矩-竖向位移曲线，如图6所示.图6中：M为弯矩，M=N(e+Δ)，Δ为控制截面的水平位移.

由图6可知：对于无脱空试件，轴力的下降没有使弯矩下降，而是减小了弯矩增大速度；对于环向均匀脱空试件，在轴力快速下降阶段，弯矩也呈下降趋势，但在轴力缓慢下降阶段，弯矩呈上升趋势，且上升速度比无脱空试件更快；相较于无脱空试件，在环向均匀脱空试件达到弯矩承载力前，两者的抗弯刚度基本保持一致.

(a) e/D=0.2 (b) e/D=0.4 (c) e/D=0.6图6 试件控制截面的弯矩-竖向位移曲线Fig.6 Bending moment-vertical displacement curves of specimens control section

试件的最终破坏形态，如图7所示.由图7可得出以下4点结论.

(e) e/D=0 (f) e/D=0.2 (g) e/D=0.4 (h) e/D=0.6 图7 试件的最终破坏形态Fig.7 Final failure modes of specimens

1) 混凝土压溃位置与钢管局部屈曲位置基本一致，压溃程度随偏心率的减小而增大.

2) 对于无脱空轴压试件，混凝土的破坏区域为一条明显的斜裂缝，该斜裂缝将混凝土剪切成两半，形成一个剪切面，该剪切面与外钢管屈曲位置形成的剪切面保持一致，与文献[17]得到的结论一致.

3) 对于环向均匀脱空轴压试件，混凝土破坏区域形成的剪切面不明显.对于偏压试件，混凝土压碎主要集中在中截面附近；受拉侧的裂缝也主要分布于中截面，并近似沿中截面对称，随着偏心率的增大，裂缝长度和宽度逐渐增大，这是由于偏心率的提升导致受拉侧钢管轴向变形增大，开裂更严重.

4) 相较于无脱空试件，由于环向均匀脱空试件钢管对混凝土的约束相对减小，所以环向均匀脱空试件的混凝土破碎更加严重.对于偏心率为0.2的无脱空偏压试件，受拉区钢管断裂是由于试验结束后的过度加载.

2.2 承载力和延性

基于轴力-屈服位移(δy)曲线确定的主要试验结果，如表2所示.表2中：屈服位移定义为曲线上升段0.75Nm对应的竖向位移的4/3倍，极限位移δu定义为承载力下降到0.85Nm时的竖向位移；δm为峰值承载力对应的竖向位移；μ为延性；Mcm为Nm对应的试件控制界面弯矩值.由表2可知：随着偏心率的增大，试件峰值承载力降低，延性增大；与无脱空轴压试件相比，环向均匀脱空轴压试件的延性更差；与无脱空偏压试件相比，环向均匀脱空偏压试件的延性更好.

表2 主要试验结果Tab.2 Primary test results

2.3 钢管应变发展过程

两个典型试件的环向-轴向应变曲线，如图8所示.图8中：εsh为环向应变；εah为轴向应变；应变片S1和S7分别位于受拉和受压边缘区域，应变较大，能更多地反映应变发展过程，所以对应变片S1和S7的数据进行分析.由图8可得出以下2点结论.

(a) 试件CC-27-0.6 (b) 试件CC-27-0.6-G图8 两个典型试件的环向-轴向应变曲线Fig.8 Circumferential-axial strain curves of two typical specimens

1) 对于无脱空试件，在加载初期，钢管受压侧一点的环向-轴向应变曲线的切线斜率绝对值|re|保持恒定，当该点接近屈服时，切线斜率绝对值开始逐步增大，当轴向应变达到一定值后，切线斜率的绝对值不再增大，环向-轴向应变曲线近似为直线.钢管受拉侧一点的环向-轴向应变曲线的切线斜率绝对值|re|也经历恒定、逐步变化和恒定3个阶段.与受压侧不同的是，切线斜率绝对值在第2阶段是逐步减小的.部分试件的切线斜率绝对值在轴向应变很小时(远未屈服)就开始逐步减小了.

2) 与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件的环向-轴向应变曲线的发展情况与上述情况基本一致，但由于环向均匀脱空试件存在轴力快速下降的情况，所以曲线斜率在屈服之后还可能会出现突变.

3 极限承载力分析

3.1 无脱空圆钢管超高强混凝土柱

从我国工程角度出发，仅对JGJ 138-2016《组合结构设计规范》[14]中圆钢管混凝土柱极限承载力计算方法进行分析.由于钢管混凝土柱的e/rc(rc为混凝土横截面的半径)不大于1.55，所以无脱空试件的承载力计算式为

(1)

式(1)中：Nc为无脱空试件极限承载力计算值；α为与混凝土强度等级有关的系数，[θ]为与混凝土强度等级有关的套箍指标界限值.

当偏心率为0时，φe为考虑偏心率影响的系数，其计算公式为

φe=(1+1.85e/rc)-1.

当偏心率为0时，φe为1，式(1)将退化为轴压试件的极限承载力计算公式.由于规范中最高的混凝土强度低于文中混凝土强度，所以无法通过规范对参数α进行取值.为了扩大规范的极限承载力计算公式的适用范围，基于式(1)，通过Matlab软件对试件承载力进行拟合，以获得参数α的适宜取值(针对混凝土轴心抗压强度为109 MPa的无脱空圆钢管混凝土柱).

参数α的适宜取值为1.76，试件极限承载力计算结果和试验结果的对比，如图9所示.由图9可知：拟合结果和试验结果吻合良好.因此，当参数α为1.76时，规范公式可用于计算混凝土强度约为109 MPa的圆钢管混凝土柱轴压和偏压极限承载力.

图9 计算结果和试验结果对比(无脱空试件)Fig.9 Comparison between calculation results and test results (specimens without gap)

3.2 环向均匀脱空圆钢管超高强混凝土柱

由于规范中没有环向均匀脱空圆钢管混凝土柱极限承载力计算公式，环向均匀脱空试件与无脱空试件的极限承载力计算原理实质上是一样的，所以，环向均匀脱空试件的极限承载力计算公式依然可采用式(1).与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件的极限承载力受偏心率的影响不同，当环向均匀脱空试件达到极限承载力时，钢管对混凝土的约束力更小，所以.与偏心率和钢管对混凝土约束力有关的公式参数与式(1)不同.由此得到环向均匀脱空圆钢管混凝土柱试件极限承载力计算式为

NG=φGfc0Ac(1+αGθ).

上式中：NG为环向均匀脱空试件极限承载力计算值；αG为与钢管对混凝土约束程度相关的系数，φG=(1+ce/rc)-1，c为考虑偏心率影响的系数.

规范没有考虑参数α对参数φe的影响，因此文中也不考虑参数αG对参数φG的影响，即不考虑参数αG对参数c的影响，将参数αG和c作为两个独立的参数进行拟合.为了获得系数aG(αG不小于1)和

c，通过Matlab对环向均匀脱空试件的极限承载力试验值进行拟合，由此得到αG为1，c为1.54.试件极限承载力计算结果与试验结果的对比，如图10所示.

图10 计算结果与试验结果的对比(环向均匀脱空试件)Fig.10 Comparison between calculation results and test results (specimens with circumferential uniform gap)

由图10可知：公式计算结果与试验结果吻合良好.因此，对于脱空率为0.5%的圆钢管混凝土柱，在达到构件极限承载力时，钢管对混凝土基本没有约束作用；当参数αG为1，c为1.54时，规范公式可用于计算混凝土强度约为114 MPa的圆钢管混凝土柱轴压和偏压极限承载力.

4 结论

1) 随着偏心率的减小，钢管局部屈曲发生时刻提前，试件的延性减小.在达到峰值承载力前，无脱空试件与环向均匀脱空试件的初始刚度基本保持一致.

2) 在轴力增大至约峰值承载力的2/3前，试件的水平位移发展速度相对缓慢，随后，试件水平位移发展速度持续加快，并随偏心率的增大而增大.与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件的水平位移发展速度相对较快.

3) 混凝土压溃位置与钢管局部屈曲位置基本一致，压溃程度随偏心率的减小而增大.偏压试件的受拉裂缝近似沿中截面对称分布，裂缝长度和宽度随偏心率的减小而减小.与无脱空试件相比，环向均匀脱空试件的混凝土破碎更加严重.

4) 钢管受压侧和受拉侧边缘的环向应变-轴向应变曲线的切线斜率绝对值会经历恒定、逐步变化和恒定3个阶段，逐步变化的开始时刻与钢管初始屈服时刻基本一致.

5) 对于脱空率为0.5%的试件，在达到峰值承载力时，钢管对混凝土基本没有约束作用，建议的无脱空和环向均匀脱空圆钢管超高强混凝土柱承载力计算公式的承载力与实测承载力吻合良好.