空间钢构架约束混凝土柱偏心受压性能试验研究和理论分析

袁方赟，唐兴荣

（苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州215011）

空间钢构架是由角钢（弦杆）和横向（斜向）缀条（腹杆）焊接而成的空间轻钢结构，具有一定的空间刚度和承载力。将空间钢构架替代传统钢筋绑扎骨架形成空间钢构架混凝土结构或构件。已有的试验研究和理论分析表明，空间钢构架对核心混凝土具有一定的约束作用，在轴向荷载作用下，核心混凝土处于三向受力状态，能够提高空间钢构架混凝土结构构件的承载力和变形能力[1-5]，空间钢构架混凝土的约束作用与空间钢构架缀条的间距、截面面积，角钢间的净距、截面面积等因素有关[6-8]。

目前对偏心受压时空间钢构架混凝土的约束机理研究还很少[9-11]，为此，本课题组以偏心距、角钢肢长、缀条间距等为设计参数，进行了7根空间钢构架混凝土偏心受压柱试件和1根空间钢构架混凝土轴心受压柱试件的静力试验[12]。本文介绍了空间钢构架混凝土偏心受压柱试件的主要试验结果，并在试验研究的基础上，考虑空间钢构架对受压区混凝土的约束作用，建立了空间钢构架混凝土偏心受压柱正截面承载力计算公式，计算值与试验值符合较好，为空间钢构架混凝土柱的工程应用提供技术支撑。

1 试验概况

1.1 试验设计

为探究单向偏心荷载作用下空间钢构架混凝土柱的受压性能，以偏心距e0、缀条间距s和角钢肢长lb等为设计参数，设计制作了8根空间钢构架混凝土偏压柱试件（SSFCC-1至SSFCC-8），其中试件SSFCC-1为轴心受压柱试件（e0=0 mm），试件SSFCC-2至SSFCC-8为偏心受压柱试件。各试件的截面尺寸（b×d）均为200 mm×200 mm，柱高度均为600 mm，长细比l0/h=3.0。各试件的几何尺寸及配筋见表1所列和图1所示。—————————

图1 试件几何尺寸和配筋图（尺寸单位：mm）

表1 试件几何尺寸及配筋

1.2 材料力学性能

试件设计混凝土强度等级为C50，按表2所列配比进行现场配制，实测混凝土立方体抗压强度平均值为43.9 MPa，棱柱体抗压强度平均值34.07 MPa，弹性模量为33 088 MPa。试件的角钢、缀条均为Q235级钢，实测钢材力学性能见表3所列。

表2 混凝土配合比

表3 钢材力学性能

1.3 加载装置及加载制度

本次试验在江苏省结构工程重点实验室（苏州科技大学）进行，采用5 000 kN液压式压力试验机（YAW-5000）进行加载，为了实现不同偏心距下的偏压加载，本课题组设计制作了实用新型多功能偏心受压加载装置[13]，通过这个偏压加载装置可以方便快速地对中和调节偏心距，并可保证对受压柱端部实现单向铰接，如图2所示。

图2 加载装置

（1）试件对中：在试件安装过程中实现几何对中，在正式开始试验前进行物理对中。施加预估峰值荷载的5%～10%，根据对称面角钢的应变判断是否需要进行调整位置，确保竖向荷载作用线与试件物理中心重合。

（2）加载制度：前期采用荷载控制加载，每级加载增量为预估峰值荷载的10%；后期在接近预估峰值荷载的85%时改为位移控制加载（此时位移δ），按1δ、2δ、3δ……，直至竖向荷载降低到峰值荷载的85%时停止加载，试验结束。

1.4 测量内容和测量方法

（1）观测记录试验过程中试件的裂缝发生、发展，以及破坏形态等现象。

（2）试件竖向荷载与轴向变形曲线（N-δ）：竖向荷载通过YAW-5000液压式压力试验系统测读，在试件顶部钢板对称布置两个位移计（见图3），按下式确定轴向变形

式中，δA、δB分别为两个对称布置位移计的实测值。

（3）试件竖向荷载与侧向变形曲线（N-δc）：在试件中部位置设置三个水平位移计，来测定柱的曲率及中间截面的侧向位移（见图3（b））。侧向变形按下式计算

图3 试件SSFCC-1至SSFCC-8位移计布置示意

式中，δ1、δ2、δ3分别为上、中、下三个位移计实测值。

（4）截面平截面假定：在试件力的作用平面内截面形心位置1/2高度处对称设置两根C12竖向短钢筋，并沿着高度方向粘贴应变片，来测定钢筋的平均应变近似代替该位置混凝土的平均应变。根据两侧角钢和短钢筋的应变测定截面的应变分布规律。

（5）控制截面角钢、缀条等的应变：在控制截面角钢、缀条及短钢筋上粘贴钢筋应变片，如图4所示。

图4 试件应变片布置图

2 试验结果分析

2.1 破坏现象描述

各试件的最终破坏形态如图5所示。除试件SSFCC-4外，其余偏心受压柱试件的破坏形态均为小偏心受压破坏。这里以试件SSFCC-3（e0=75 mm）为例予以说明。

图5 试件最终破坏形态

加载初期，荷载-竖向变形曲线大致呈线性，试件基本处于弹性工作阶段。当荷载控制加载至650 kN时，试件受压侧角钢（Z10）的应变值先达到其屈服应变（εy=1 731με），此时对应的竖向位移为1.04 mm；当加载至950 kN时，受拉侧混凝土出现可见水平裂缝，此时对应的竖向位移为1.56 mm；当加载至1 050 kN时，试件的荷载-竖向变形曲线偏离直线，竖向位移的增量要大于荷载的增量；当加载至1 200 kN时，试件的非线性较为显著，此时对应的竖向位移为2.43 mm。

改为位移控制加载，取δ=1 mm；当位移控制加载至1δ时，试件受压侧缀条间的混凝土开始出现脱落现象，此时对应的竖向荷载达到1 248 kN；当加载至接近4δ时，试件达到峰值荷载（Nm=1 384 kN），此时对应的竖向位移为4.34 mm；当加载至4δ时，受压区缀条（H7）的应变值先达到其屈服应变（εy=2 274με），此时荷载降为1 367 kN（0.99Nm）；当加至5δ时，受压区缀条外鼓，受拉区裂缝宽度增大并出现新的水平裂缝，此时对应的荷载降至1 359 kN（0.98Nm）；当加载至16δ时，受压区角钢出现压屈现象，荷载降为1 242kN（0.90Nm）；继续加载至23δ时，试件整体压弯明显，此时对应的荷载降低为1 168 kN（0.85Nm），试验结束，最终破坏形态见图5（c）。各试件的主要试验结果如表4所列。

表4 主要试验结果

2.2 荷载-竖向变形曲线（N-δ）

图6 给出了各试件荷载-竖向变形关系曲线（N-δ），由图6可见：其他条件相同，随着试件偏心距e0的增大，试件的峰值荷载Nm逐渐降低，峰值荷载对应的竖向变形δm增大，峰值荷载后，荷载-竖向变形曲线较为平缓，具有较好的延性性能。

图6 各试件N-δ曲线

其他条件相同，随着试件缀条间距s的减小，试件的峰值荷载逐渐增大，且峰值荷载对应的竖向变形增大。试件屈服荷载前（0.88Nm～0.90Nm）荷载-竖向位移曲线基本重合。

其他条件相同，角钢的肢长lb越大，角钢的截面面积越大，试件峰值荷载增大，但峰值荷载对应的竖向位移基本不变。

2.3 荷载-侧向变形曲线（N-δc）

图7 给出了各试件荷载-侧向变形曲线（N-δc），由图7可见：峰值荷载前，各试件侧向位移均较小，接近峰值荷载时，侧向位移增量比荷载增量明显增大。峰值荷载后，荷载-侧向位移曲线基本呈线性降低。其它条件相同，偏心距越大，峰值荷载降低，对应的侧向位移增大。

图7 各试件N-δc曲线

2.4 偏心受压承载力

图8 分别给出了各参数对试件峰值荷载的影响曲线。由图8可见，其它条件相同，随着试件偏心距的增大，试件的峰值荷载降低；随着试件缀条间距的减小（体积配箍率的增大），空间钢构架对受压区混凝土的约束作用增强，试件的峰值荷载增大；随着试件角钢肢长的增大（角钢配筋率的增大），一方面角钢承担的荷载增大，另一方面角钢肢长增大，角钢净距减小，对受压区混凝土的约束作用增强，试件的峰值荷载也增大。

图8 试件各参数与峰值荷载的关系

2.5 角钢和缀条的应变变化规律

图9 给出了试件SSFCC-3荷载与角钢、受压区缀条应变的关系，由图9可见：

图9 试件SSFCC-3荷载～角钢（缀条）应变曲线

（1）试件受拉侧角钢的拉应变值的增量要小于受压侧角钢压应变值的增量，加载后期尤为显著。受压区角钢先达到屈服应变，峰值荷载时，受拉区角钢也达到其屈服应变。

（2）试件峰值荷载Nm之前，缀条的拉应变值均很小；接近峰值荷载时，由于受压区混凝土的横向膨胀，受压侧缀条的拉应变值增大；峰值荷载后，由于受压区混凝土的塑性变形发展显著，混凝土压碎，体积膨胀，受压侧缀条拉应变值明显增大。试件破坏时（Nu），受压区缀条达到其屈服应变。

2.6 跨中截面应变分布

图10 给出了试件SSFCC-3、SSFCC-6、SSFCC-8横截面应变的分布规律。由图10可见，试件加载过程中，截面的平均应变基本符合平截面假定。接近峰值荷载时，受压区角钢的应变大于其屈服应变，受拉区角钢没有屈服；峰值荷载时，由于受压区角钢出现压屈，受拉区角钢的应变迅速发展，达到或超过其屈服应变。

图10 各试件横截面应变分布规律

3 空间钢构架混凝土柱偏心受压承载力计算

基本假定：①截面应变符合平截面假定；②不考虑受拉区混凝土的抗拉作用；③受压区混凝土考虑空间钢构架的约束作用，约束区混凝土抗压强度σ'cc，非约束区混凝土抗压强度σc0；④受压区角钢为压弯构件，考虑角钢的抗压强度降低系数β（β≤1）。计算简图见图11。

图11 偏心受压承载力计算简图

由∑N=0可得

由∑M=0（对受压区混凝土合力点取矩）可得

公式中符号解释及系数定义如下：

α1——按《混凝土结构设计规范（2015年版）》（GB50010-2010）第6.2.6条规定计算；β——角钢的抗压强度降低系数，根据文献[1]，对小偏压构件（ξ≥ξb），β=0.9；σ'cc——偏心荷载下有效约束受压区混凝土的轴心抗压强度；σc0——非有效约束区混凝土的轴心抗压强度；σcc——轴心荷载下有效约束区混凝土的轴心抗压强度，根据文献[3]，σcc=1.054σc0+10.8035σ'r；σ'r——空间钢构架对核心混凝土的有效约束应力，按文献[14]的公式计算；γc——偏心受压时空间钢构架约束混凝土综合影响系数，根据文献[14]公式计算，γc=1-1.6λv（e0/h0）；λ——空间钢构架缀条的配箍特征值，λ=ρv（fyv/σc0）；ρv——空间钢构架缀条体积配箍率；fyv——缀条的屈服强度；h0——截面有效高度；Ae、Ane——为有效约束区、非有效约束区混凝土的截面面积，按文献[14]提出的公式计算；A′sa、Asa分别为受压角钢、受拉角钢的截面面积；f′sa——受压角钢屈服强度；σsa——受拉角钢应力，可按式（5）计算；ζ、ζb——分别为截面相对受压区高度、界限破坏的相对受压区高度；ei——初始偏心距，ei=e0+ea（e0为轴向力对截面形心线的偏心距，ea为附加偏心距），按《混凝土结构设计规范（2015年版）》（GB50010-2010）第6.2.17条规定计算；a′sa、asa——分别为受压角钢的形心至截面受压边缘的距离、受拉角钢的形心至截面受拉边缘的距离。

根据式（3）～式（6）对本次7个空间钢构架混凝土短柱的正截面承载力进行计算，计算结果见表5所列。偏心受压承载力的计算值与试验值比的平均值为0.997 7，离散系数为0.095 2，计算值与试验值符合良好。

表5 试件承载力计算值与试验值

4 结论

整个加载过程中，各空间钢构架混凝土柱试件控制截面的平均应变基本符合平截面假定。其他条件相同，随着偏心距的增大，空间钢构架混凝土柱试件的偏压承载力逐渐减小，且峰值荷载时的轴向变形增大；其他条件相同，随着缀条间距的减小，体积配箍率增大，空间钢构架混凝土柱试件的偏压承载力逐渐增大，且峰值荷载时的轴向变形增大；随角钢肢长的增大，角钢配筋率增大，角钢间净距减小，空间钢构架混凝土柱的偏压承载力提高，峰值荷载时的轴向变形变化不大；提出了空间钢构架混凝土柱偏心受压承载力计算模型和计算公式，承载力计算值与试验值符合较好，可以用来计算小偏心受压时空间钢构架混凝土柱正截面承载力。