WRC_T钢管混凝土短柱轴心受压力学性能

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收稿日期:2007-12-15
基金项目:湖北省建设科技计划项目(K200513)
作者简介:杜国锋(1975—
),男,博士研究生,主要从事钢-混凝土组合结构研究.文章编号:1671-2021(2008)06-0939-06
WRC -T 钢管混凝土短柱轴心受压力学性能
杜国锋1,2,徐礼华1,3,温 芳1,徐浩然1
(11武汉大学土木建筑工程学院,湖北武汉430072; 21长江大学城市建设学院,湖北荆州434023;
31岩土与结构工程安全湖北省重点实验室)
摘 要:目的了解WRC -T 钢管混凝土柱的破坏形态、受力和变形性能,考察约束效应系数、
长细比、肢长腹比等参数的影响,探讨极限承载力计算方法.方法设计制作20个WRC -T 钢管混凝土短柱试件,通过轴心受压试验,实测试件的荷载-变形曲线和极限承载力,分析各参数对短柱轴心受压力学性能的影响,参考国内外相关规范条文,通过试验数据回归分析,提出WRC -T 钢管混凝土短柱轴心抗压极限承载力的计算模型.结果试件呈剪切型或局部凸曲型破坏,提高约束效应系数可以明显提高试件的极限承载力和后期承载能力.结论WRC -T 钢管混凝土短柱的两个组成部分能很好地协同工作,力学性能较好;极限承载力公式计算结果与试验值符合较好;计算公式可供工程设计参考.关键词:钢管混凝土;组合柱;轴心受压;力学性能;短柱中图分类号:TU398+19 文献标志码:A
0 引 言
组合焊接T 形或L 形钢管混凝土柱(Weld 2ing Rectangular Composite T -shaped or L -shaped Concrete -Filled Steel Tubular Column ,简称WRC -T 或WRC -L 钢管混凝土柱)是一种
新型的异形钢管混凝土柱.异形截面钢管混凝土柱应用于高层住宅建筑能使结构避免肥梁肥柱,避免房间出现棱角,适合建筑平面布局,提高使用面积;也可用作多层地下室逆作法的承重支护结构,节约大量钢支撑,使地下室与地面以上同时施工,大大缩短了工期,提高了工程质量,对异形截面钢管混凝土柱的研究受到专家学者的普遍关注.目前,华南理工大学提出了带约束拉杆的T 形、L 形钢管混凝土柱[1],并进行一系列力学性能试验研究;同济大学进行了T 形、L 形钢管混凝土柱抗震性能研究[2],但国外相关研究资料尚未见报道.近年来,异形截面钢管混凝土柱已成功应用于广州新中国大厦、广州市名汇商城、江门中旅
大厦等大型建筑工程中,广州百货大厦新楼和广州名励大厦等大型工程在设计上正在推广应用.然而,异形钢管大多是由多块钢板直接焊接而成,截面几何形状难以准确控制,不便于工厂或现场制作加工,焊缝难以保证质量,约束能力差,影响了其推广应用.为解决上述问题,寻找一种约束力强、施工方便的异形钢管混凝土柱,在总结各种异形钢管混凝土柱工程应用的基础上,提出将两根方形钢管直接焊接形成的WRC -T 或WRC -L 钢管混凝土柱,并对WRC -T 钢管混凝土短柱的力学性能进行试验研究,以期得到这种新型组合柱的破坏形态和极限承载力计算方法.
1 试验概况
111 试件的设计与制作
试验共设计了10组共20个试件(试件截面
形式如图1所示),相同型号的试件每组2个,试验实测承载力N s 为2个试件的平均值.试验主要考察管壁厚度t (可以看作约束效应系数
2008年11月第24卷第6期 沈阳建筑大学学报(自然科学版)
Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science ) Nov. 2008Vol 124,No 16
ξ[3]),腹板宽度b、长细比λ等参数对试件力学性能的影响.试件各种参数及实测承载力值见表1.试件混凝土、钢板的材料性质,均按标准试验方法[4-5]实测而得,实测边长150mm混凝土试块立方体抗压强度为49196MPa,钢材力学性能指标详见表2,表2中f y为钢材屈服强度,E s为弹性模量.μs为泊松比,f s为极限抗拉强度.
WRC-T钢管混凝土柱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 形截面尺寸将两根钢管组合,通过焊缝连接在一起,并保证两端平整,对应每个试件加工两块厚10mm的方形盖板(尺寸如图1所示),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,在坑洼处填补高强水泥砂浆,最后焊上另一盖板,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.所有构件的上下盖板焊接时要与空钢管几何对中,所有焊缝均按《钢结构设计规范》(G BJ50017-2003)进行设计,并保证焊缝质量.
表1 试件参数及承载力实测值
试件编号b/mm b1/mm b2/mm h1/mm h2/mm t/mm L/mmλζN s/kN WRC-T-18035351001004450712711382144 WRC-T-28060601001004450713011232225 WRC-T-315025251001004450710711572850 WRC-T-410050501001003450712501982250 WRC-T-510050501001004450712011292388 WRC-T-610050501001005450712211552580 WRC-T-710050501001004350516011302406 WRC-T-810050501001004550818111302385 WRC-T-910050501001004650101411302378 WRC-T-1010050501001004900141411302375
表2 钢材的力学性能
t/mm钢管型号f y/MPa E s/(105MPa)μs延伸率/%f s/MPa
3100×20031415711
92012522612411121
100×1003061171188012612315392165 4100×100291156210012632512419153 100×20030513511915012542513420155
100×1503151251190012492515427175
100×802701201191012502418355125 5100×2003061502101012562416383135 100×1003001231193012602510381142
图1 试件断面图112 承载力试验
试验在武汉大学结构试验中心5000kN压力试验机上进行,见图2.笔者所指的轴心受压是指加载中心为T形试件的组合截面形心,计算时要考虑材料的弹性模量.试验初始阶段采用力控制方式分级加载,每级荷载为预计极限荷载的1/10,持荷时间为2min;当荷载达到预计极限荷载的75%以后改为位移控制加载,每级位移为预计总变形的1/20,持荷时间为2min,荷载值均由
940
 沈阳建筑大学学报(自然科学版)第24卷
压力传感器读取.在试件的柱头和柱脚间设置4
块百分表,分别测定图3所示的试件两个对角边柱头和柱脚间的相对位移,取两组百分表读数的平均值为试件的轴向变形值.为准确地测量试件
的应变,在每个试件钢管外壁中截面处沿周长布置纵向和环向电阻应变片共16片,如图4所示,采用静态数据采集系统采集应变数据
.
图2 试验加载照片图3 百分表布置示意图图4 应变片布置示意图
2 试验结果与分析
211 试验现象
对试件进行一次加载试验,
在极限荷载的
70%~80%
之前,WRC -T 钢管混凝土短柱外观没有明显变化,但试件长边钢管与核心混凝土空鼓现象逐渐增多,范围逐步扩大,反映出钢管与核心混凝土的局部粘结已经破坏,但随着荷载继续增大,核心混凝土纵、横向变形增大,空鼓又逐渐被挤实,约束效应逐渐产生并增强.随着混凝土变形增大,其应力达到圆柱体抗压强度,试件达到极限承载力.在加载过程中,由焊缝连接的两个矩形钢管受力均匀、变形协调,能很好地协同工作,没有出现焊缝开裂现象.212 破坏形态
试验发现,WRC -T 钢管混凝土短柱破坏形态有两种,即剪切型破坏和局部凸曲型破坏.WRC -T -1和WRC -T -3钢管混凝土柱,腹板宽度较大,截面回转半径较大,当外荷载加到极限荷载80%左右时,钢管壁上开始出现剪切滑移线,随着外荷增加滑移线由少增多,随后进入破坏阶段,试件典型破坏形态见图5;对于其他试件,腹板宽度相对较小,因此截面回转半径也相对较小,当外荷载达到极限承载力后,混凝土产生局部压碎,柱上、下端约10cm 处长边凸曲,随后试件承载力下降,在试件承载力下降过程中,柱上、下端约10cm 处短边b 也逐渐凸曲,与此同时试件其他部位也多处凸曲,试件典型破坏形态见图6.
图5 剪切破坏形态
图6 局部凸曲破坏形态
213 试验结果分析
21311 各参数对试件极限承载力的影响
(1)肢长腹比
所谓肢长腹比是指,当试件腹板高度h 2、肢厚h 1、肢长(b 1+b 2+b )或腹板宽度b 不变时,肢长与腹板宽度的比值,即a =(b 1+b 2+b )/b.考虑肢长腹比的变化可以更加合理地确定肢长和腹板宽度,为研究WRC -T 钢管混凝土短柱的极限承载力提供参考.为此,设计制作了WRC -T -
第24卷杜国锋等:WRC -T 钢管混凝土短柱轴心受压力学性能941 
2、WRC -T -3和WRC -T -4试件,并对其荷
载-平均纵向应变曲线和极限承载力进行研究,见图7所示,三个试件的肢长、管壁厚度和腹板高度均相同,试件WRC -T -2的肢长腹比为215,试件WRC -T -4的肢长腹比为210,试件WRC -T -3的肢长腹比为1133,从图7可以看出,当
肢长等参数相同时,随着肢长腹比的减小,试件极限承载力增大,增加腹板宽度可以显著提高试件的极限承载力
.
图7 WRC -T -2、3、5试件荷载-平均纵向应变曲线
(2)约束效应系数
约束效应系数ζ=f y A s /f ck
A c (式中,A s 和A c 分别为钢管和混凝土的总面积,f y 和f ck 分别为钢材的屈服强度和混凝土抗压强度标准值).在不改变试件截面大小和钢材(混凝土)强度等级的情况下,通过改变管壁厚度来改变试件的约束效应系数(3个试件的约束效应系数值见表1所示),设计制作了WRC -T -4、WRC -T -5和WRC -T -6试件,并对其荷载—平均纵向应变
曲线和极限承载力进行研究,见图8所示,从图中可以看出,随着约束效应系数增大,试件极限承载力提高,试件荷载—平均纵向应变曲线的下降段更趋平缓;同时也说明提高约束效应系数有利于提高试件的后期承载力.
图8 WRC -T -4、5、6试件荷载-平均纵向应变曲线
(3)长细比
长细比是界定长、短柱的重要指标,根据柱截面形式的不同,可以用L /b (B 矩形)、L /D (圆形)来定义,其中L 为柱的无支高度或长度;B 为矩形截面短边尺寸;D 为圆形截面的直径.但对于异形柱来讲,上述定义难以实现,因此在总结相关文献的基础上,提出用L /i 来定义试件长细比,其中,L 为柱的计算长度,i 为截面的回转半径,按照文献[6]中的公式计算,取最小值,见式(1).
i =
E s I
s +012E c I c
E s A s +012
E c A c
,
(1)
式中:E s 、E c 为钢材和混凝土的弹性模量;A s 、A c 为钢材和混凝土的面积;I s 、I c 为钢材和混凝土截面惯性矩.
为研究WRC -T 钢管混凝土短柱L /i 的限值,设计制作了WRC -T -5、WRC -T -7、WRC -T -8、WRC -T -9和WRC -T -10试件,并对其荷载-平均纵向应变曲线和极限承载
力进行研究,见图9所示.同时,以长细比最小的
WRC -T -5试件为基础,绘制相对长细比e (e 为各试件长细比与WRC -T -5试件长细比的比值)与试件相对极限承载力n 的关系曲线,见图10所示.
图9 WRC -T -7、8、9、10试件荷载-平均纵向应变曲线
图10 试件相对长细比与相对极限承载力关系曲线
942 沈阳建筑大学学报(自然科学版)第24卷
从图9和图10可以看出,随着相对长细比的增大,试件极限承载力略有减小,但减小幅度在2%以内,试件荷载—平均纵向应变曲线的趋势一致,说明长细比在516~1414范围内的试件均可以认为是WRC-T钢管混凝土短柱.
3 轴心受压极限承载力计算
目前,国内外有关钢管混凝土结构的设计规范或规程主要有文献[6]~[10]、DBJ13-51-2003和CECS159:2004(2004)等,分别采用拟钢理论、拟混凝土理论、统一理论和叠加理论进行计算,但都未涉及异形钢管混凝土结构的设计计算方法.试验研究表明,提出的WRC-T钢管混凝土柱协同工作性能较好,其极限承载力可以视为两个组成部分极限承载力的叠加,因此,采用文献[6]、文献[8]和文献[10]中的计算公式对试件的大柱和小柱进行计算,将计算结果求和,并与笔者的试验值进行比较,结果见表3.从表3中可以看出,按文献[8]中公式计算的结果与笔者的试验结果比较接近.
表3 承载力试验值与规范计算值比较
试件编号试验值
N s/kN
按文献[6]计算
N u/kN N u/N s
按文献[8]计算
N u/kN N u/N s
按文献[10]计算
N u/kN N u/N s
WRC-T-12144124001581717018014680168 WRC-T-22225141101631954018816620175 WRC-T-32850161001562228017819110167 WRC-T-42250132301591831018115470169 WRC-T-52388146001612021018517230172 WRC-T-62580161801622240018719240175
在分析各国规范计算理论的基础上,笔者以文献[8]中的计算公式为参考,采用叠加理论计算试件的极限承载力.综合考虑钢材和混凝土强度等级,提出WRC-T钢管混凝土短柱极限承载力的计算公式,见式(2).并根据式(2)对WRC-T-1至WRC-T-6进行计算,将所得结果与试验结果进行对比,见表4.从表4中数据可以看出,式(2)计算结果与试验结果相似,当υ为0125时,两者之比的平均值为0190,均方差为01032;当υ为0145时,两者之比的平均值为0197,均方差为01033.式(2)可供工程设计参考.
N u=f y A s+(1+υ)f ck A c,(2)式中:f y为试件各组合钢管的钢材屈服强度;A s 为试件各组合钢管的钢材截面面积;f ck为试件各组合部分混凝土的轴心抗压强度标准值;A c为试件各组合部分混凝土的截面面积;υ为核心混凝土抗压强度提高系数,取值为0125~0145,该系数受约束效应系数ζ的影响较大,当ζ≤1115时宜取小值,具体变化规律有待深入研究.
表4 承载力试验值与式(2)计算值比较
试件编号试验值
N s/kN
按式(2)计算
υ=0125N u/N s
按式(2)计算
υ=0145N u/N s
WRC-T-121441813018519450191 WRC-T-222252058019222230199 WRC-T-328502599019128070198 WRC-T-422502018019022020198 WRC-T-523882202019223800199 WRC-T-625802418019425510198
4 结 论
(1)在整个加载过程中,组成WRC-T钢管混凝土短柱的两个矩形钢管均匀受力,变形协调,能很好地协同工作,没有出现焊缝开裂现象.试件有剪切形和局部凸曲形两种破坏形态.长细比在
第24卷杜国锋等:WRC-T钢管混凝土短柱轴心受压力学性能943
1414以内时,试件的极限承载力相差最大值在2%以内,可以视为短柱.
(2)影响WRC -T 钢管混凝土短柱力学性能
的各参数中,约束效应系数对极限承载力影响最大,约束效应增强,试件的极限承载力提高,后期承载能力增强.当试件肢长、肢厚和腹板高度相同时,肢长腹比减小,试件极限承载力增大,实际工程中应尽量使腹板宽度取最大值.
(3)在分析各国规范和各种计算理论的基础上,提出WRC -T 钢管混凝土短柱极限承载力计算公式,公式形式简单,可为工程设计参考.参考文献:
[1] 龙跃凌,蔡健.带约束拉杆L 形钢管混凝土短柱轴
压性能的试验研究[J ].华南理工大学学报,2006,34(11):87-92.
[2] 王丹,吕西林.T 形、L 形钢管混凝土柱抗震性能试
验研究[J ].建筑结构学报,2005,26(4):39-45.
[3] 韩林海.钢管混凝土结构理论与实践[M ].北京:科
学出版社,2004.
[4] 中华人民共和国建设部G B/T 228-2002金属材
料室温拉伸试验方法[S].北京:中国计划出版社,2002.
[5] 中华人民共和国建设部G B/T 50081-2002普通
混凝土力学性能试验方法标准[S].北京:中国计划出版社,2002.
[6] ACI 318-99.Building code requirements for struc 2
tural concrete and commentary[S].Detroit :American Concrete Institute ,U.S.A.,1999.
[7] AISC.U.S.A 1999Load and resistance factor design
specification for structural steel buildings ,2nd ed[S].Chicago :AISC ,1999.
[8] AI J.Recommendations for design and construction of
concrete filled steel tubular structures[S].Tokyo :Ar 2chitectural Institute of Japan ,1997.
[9] BS5400.Concrete and com posite bridges [S ].Lon 2
don :British Standard Institute.U.K ,1979.
[10] British Standards Institution.Design of composite
steel and concrete structures ,Part1.1:G eneral rules and rules for buildings.DD ENV 1994-1-1:1994[S].London :British Standards Institution ,1994.
Experiment of WRC -T Concrete Filled Steel Tubular Short Columns Mechanical Property under Axial Compression
DU Guof eng
1,2
,X U L ihua
1,3
,W EN Fang 1,X U Haoran
1
(1.School of Civil Engineering ,Wuhan University ,Wuhan China ,430072;2.School of Urban Construction ,Y an gtze Universi 2ty ,Jingzhou China ,434023;3.Hubei K ey Laboratory of the Security of G eotechnical &Structural Engineering ,Wuhan China ,430072)
Abstract :In order to know the destruction form ,mechanical and distortion property ,we consider several in 2fluence factors include the constraint factor ,ratio of length to diameter and ratio of length to 2sternum of member ,and discuss the formula for the ultimate bearing capacity.20WRC 2T concrete 2filled steel tube short columns were designed and manufactured.Axial compression test was carried out ,the load 2deformation relationship curves and ultimate bearing capacity were tested and the effect of each influence factor impact the pressure mechanic properties of this kind short column was analyzed.In this paper ,based on the conclu 2sion of domestic and foreign codes ,the formula for the axial compression bearing capacity of WRC 2T con 2crete 2filled steel tubular columns was deduced through the regression analysis of experimental data.The fail 2ure modes were shear failure and the local buckling failure ,the ultimate bearing capacity and later bearing capacity can be heightened obviously by increasing the constraint factor.The WRC 2T concrete 2filled steel tube short column which is composed of two rectangular steel tube columns can just work together very well and mechanical property is steady.The calculated results by the formula coincide with the experimental re 2sults so well that the formula can be valuable to the engineering design.
K ey w ords :concrete 2filled steel tube ;composite column ;axial compression ;mechanical property ;short col 2umn
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