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设纵肋钢箱混凝土轴压短柱试验研究

文章编号：1000-6869（2011）10-0159-07

设纵肋钢箱混凝土轴压短柱试验研究

刘永健，张俊光，徐开磊，姚文奇，孙超

（长安大学桥梁与隧道陕西省重点实验室，陕西西安710064）

摘要：为研究钢箱内填混凝土、含钢率以及钢箱内纵向加劲肋是否开孔等对钢箱混凝土轴压短柱力学性能的影响，进行了3个钢箱混凝土和1个钢箱轴压短柱的模型试验。试验结果表明：钢箱内填混凝土可有效提高试件的轴压刚度和承载力；纵肋可充分参与构件整体受力，其中纵肋开孔试件变形能力更强，延性更好。与设纵肋薄壁钢管混凝土短柱现有试验数据对比表明：随含钢率的提高，混凝土强度提高系数有所增大。建议设纵肋钢箱混凝土轴压短柱承载力可按叠加原理进行计算，其中钢箱截面积可计入纵肋的面积。

关键词：钢箱柱；纵肋；钢管混凝土；静载试验；破坏模式；承载力

中图分类号：TU398.9TU317.1文献标志码：A

Experimental research on stub columns of concrete-filled steel box with longitudinal stiffener under axial load

LIU Yongjian，ZHANG Junguang，XU Kailei，YAO Wenqi，SUN Chao

（Key Laboratory for Bridge and Tunnel of Shaanxi Province，Chang’an University，Xi’an710064，China）

Abstract：In order to investigate the effects of the infilling concrete in steel box，the steel ratio，and the longitudinal stiffener types（with or without holes）on the structural behavior of the steel box column，four steel box columns with stiffeners were tested under axial compression loading，three of which were filled with concrete．The test results show that the infilling concrete in steel box can effectively improve the axial stiffness and strength of the specimens．The stiffeners can be fully participate in the load resistance of the whole section and the ones with holes can increase the deformability and ductility of specimens．The comparison with the contemporary test data of concrete-filled thin-walled steel tube with stiffeners shows that with the increase of steel ratio，the increasing factor of the core concrete strength experiences the same trend．This paper suggests that the superposition principle can be used to calculate the bearing capacity of the concrete-filled steel box columns with stiffeners．The area of the stiffeners can be included in the box column cross sectional area for calculation．

Keywords：steel box-column；longitudinal stiffener；concrete-filled steel tube；static test；failure mode；load-bearing capacity

基金项目：国家自然科学基金项目（51178051）。

作者简介：刘永健（1966—），男，江西玉山人，工学博士，教授。E-mail：steellyj@https://www.wendangku.net/doc/0b14581581.html,

收稿日期：2010年10月

951

0引言

随着大跨、重载桥梁结构的不断涌现，大尺寸截面的钢箱柱在工程中的应用日趋广泛。钢箱柱截面尺寸的大型化，使得其局部稳定问题更为突出［1］。一方面为了防止钢箱壁板局部失稳，改善钢箱柱的受力性能，通常在钢箱截面内侧布置纵向加劲肋；另一方面为了减小钢材的用钢量，优化设计，可以在结构受力较大的构件内部分填充混凝土，充分利用钢与混凝土各自的优点提高承载力。因此，设纵肋钢箱混凝土柱作为结构工程中一种新型的组合结构形式应运而生。与普通钢管混凝土相比，设纵肋钢箱混凝土柱具有较好的整体工作性能［2］。

目前我国规范中还没有关于设纵肋钢箱混凝土柱的相关设计规定，国内外相关研究也主要集中在设纵肋薄壁方钢管混凝土柱的试验和理论研究。张耀春等［3］进行了6组薄壁方钢管混凝土轴压短柱的试验，每组3个试件，试验结果按组进行平均，其中双向设置纵肋试件为2组，试件采用冷弯槽钢或等边角钢焊接组成。研究结果表明设纵肋的薄壁钢管混凝土短柱以剪切破坏模式为主；肋与混凝土在试件破坏之前，均能保持良好粘结，与无肋试件相比，单向设置纵肋短柱的承载力提高了15%，双向设置纵肋短柱承载力提高了26%；陶忠［4］、黄宏［5］等以方钢管的宽厚比和纵肋的高厚比等为主要参数，分别进行了9个双向设纵肋薄壁方钢管混凝土轴压短柱的试验研究，并采用有限元软件ABAQUS进行了仿真计算分析。研究结果表明：对于设纵肋的钢管混凝土柱，其局部屈曲的发生一般要晚于未设纵肋的钢管混凝土柱，设置纵向加劲肋能有效延缓管壁局部鼓曲的发展，纵肋的刚度越大，其局部屈曲发展越缓慢；与设置单肋相比，双肋改善管壁稳定性的效果更明显。韩国的Kwon［6］也曾研究过采用内焊的纵向加劲肋薄壁方钢管混凝土轴心受压柱的力学性能，报道了2个在钢管内部焊有纵向加劲肋的试件。研究结果表明，和未设纵肋的方钢管混凝土试件相比，设纵肋钢管混凝土试件其钢管局部屈曲大大延缓，提高了试件承载力。然而，上述试验与理论研究均是针对冷弯薄壁或薄壁钢管结构，而且试件含钢率较低。对于桥梁工程中采用的钢箱柱而言，由于桥梁跨越能力和承受荷载较大等原因，壁板厚度相对较大，而且构件通常只能采用焊接工艺将壁板焊接为钢箱截面。当钢箱壁板较厚时，因壁板应力分布不均匀，核心混凝土所承担的荷载比例下降，其力学性能可能与薄壁钢管有所区别［7］。为此本文在上述试验研究的基础上，研究了含钢率较高、采用焊接成形的钢箱混凝土柱的力学性能，并与空钢箱试件进行对比。

1试验概况

1.1试件设计与制作

为便于比较分析填充混凝土对设纵肋钢箱柱性能的改善效果，探索其力学行为和承载力的增强机制，设计了3个设纵肋钢箱混凝土轴压短柱试件和1个空钢箱对比试件。试件几何尺寸参照东江大桥某钢箱截面［8］，按照缩尺比1?4制作。试件采用Q345钢材制作，由A、B、C、D4个壁板和4个纵肋板焊接而成，截面如图1a所示。制作设纵肋钢箱柱时首先按照预定尺寸采用精密切割机下料，将4个壁板和纵肋板切割下来，之后将纵肋沿纵向在其预定位置与钢箱壁板焊接在一起，最后再拼焊成钢箱。试件的几何尺寸见图2。其中试件TJB为纵肋肋板开孔试件，即在4个纵肋板中心沿肋板纵向开直径为35mm、中心间距为80mm的圆孔，截面如图1b所示，试件KGD为空钢箱试件。因本文试件与文献［3-6］中部分试件截面类型相同，为方便比较，将文献［3-6］试验与本文试验试件的参数对比列于表1中。由表1可以看出，与文献［3-6］相比，本文试件的长细比较大，其中空钢箱截面的长细比为21.3、填充混凝土之后的长细比为27.2；含钢率较高，试件最大的含钢率接近27%；试件壁板宽厚比较小，分别为24.8和37.8

。

图1试件构造

Fig．1Construction of specimen

填充混凝土试件在空箱试件焊接完成后采用人工搅拌配制混凝土，浇筑时将空钢箱柱竖立，从顶部分层灌入混凝土，同时在试件的壁板外部用振捣棒和木锤侧振。试件养护方法为自然养护，养护完成后凿去试件端部混凝土表面浮浆，再用高强环氧砂浆将混凝土表面与内外钢箱表面抹平，待其硬化后将两端表面打磨平整，以保证钢箱和核心混凝土在受荷初期就能共同受力。

061

图2试件几何尺寸

Fig．2Dimensions of specimens 表1试件参数表

Table 1Parameters of specimens

试件类型

试件编号

L /mm

t （t s ）/mm h /

mm h /t

（h /t s ）

L /B B /t （B /（2t ））λ1

A s /

mm 2

α/%

N u /

kN N u /N ACI N u /N BS5400N u /N EC4N u /N DBJ N u /N CECS k 文献［3］SC200-3595 1.255040 3.0（80）10.31481.3 3.92003 1.76 1.81 1.32 1.44 1.08 1.12SC300-3873 1.255040 2.9（120）10.11981.3 2.34140 1.83 1.90 1.40 1.34 1.03 1.03文献

［4］SCFT25-1750 2.535

310010.42825.5 4.73700 1.79 1.66 1.38 1.40 1.10 1.12SCFT25-2750 2.5（2.0）35（17.5）310010.42750.0 4.63530 1.71 1.58 1.32 1.40 1.05 1.06SCFT25-3750 2.52510310010.32730.0 4.63500 1.70 1.57 1.31 1.33 1.04 1.05SCFT19-1570

2.5

37610.42126.5 6.32250 1.75 1.58 1.33 1.37 1.07 1.10SCFT19-2570

2.5（2.0）

25（12.5）37610.42077.0 6.12240 1.68 1.52 1.28 1.39 1.06 1.09SCFT19-3570 2.515637610.32027.0 5.92195 1.72 1.57 1.31 1.35 1.06 1.07SCFT13-1390 2.520835210.41476.09.61310 1.98 1.73 1.48 1.55 1.22 1.33SCFT13-2390 2.5（2.0）20（10）35210.41435.59.31300 1.96 1.71 1.46 1.66 1.21 1.31SCFT13-3390 2.515635210.41424.59.21300 1.99 1.74 1.49 1.56 1.23 1.33文献

［5］

CSS16-1480 2.510436410.417007.11200 1.76 1.52 1.30 1.41 1.08 1.12CSS16-2480 2.5251036410.418507.51240 1.77 1.52 1.30 1.42 1.09 1.14CSS16-3480 2.5401636410.420008.51310 1.82 1.55 1.34 1.47 1.12 1.20CSS22-1660 2.515638810.42350 5.12140 1.72 1.55 1.31 1.37 1.06 1.08CSS22-2660

2.5351438810.42550 5.62230 1.76 1.57 1.33 1.40 1.08 1.11CSS22-3660

2.5552238810.42750 6.02350 1.82 1.61 1.37 1.45 1.12 1.17CSS28-1540 2.52510311210.43050 4.13410 1.69 1.57 1.30 1.32 1.03 1.04CSS28-2540 2.54518311210.43250 4.33460 1.69 1.57 1.30 1.33 1.04 1.05CSS28-3540 2.56526311210.43450 4.63490 1.69 1.56 1.30 1.33 1.04 1.04文献［6］

SC15-166034515374.310.132347.01935 1.86 1.63 1.34 1.45 1.08 1.14SC15-266034515374.310.13234

7.02001

1.92 1.69 1.38 1.50 1.12 1.21本文

TJA

20008759.48.437.827.21125616.78200 2.02 1.54 1.39 1.67 1.21 1.61TJB 20001275 6.38.724.827.21501224.29700 1.86 1.36 1.25 1.47 1.26 1.93TJC 20001275 6.38.724.827.21669226.810200 1.95 1.44 1.32 1.54 1.23 1.87

KGD

2000

6.3

8.7

24.8

21.316692

—6560

—

注：L 为柱高；t 为板厚；t s 为纵肋板厚度与壁板厚度不同时的纵肋板厚；h 为纵肋高度；h /t （h /t s ）为纵肋高厚比；L /B 为高宽比；B /t 是指焊接壁板的宽厚比；B /（2t ）是指冷弯薄壁钢管设肋柱面钢板宽厚比；λ1为柱长细比；α为试件含钢率，α=A s /A c ；N u 为试验实测承载力；k 为混凝土强度提高系数，k =（N u －f y A s ）/（f c A c ），其中f y 为钢材屈服强度，A s 为钢箱截面面积（包括纵肋的面积），f c =0.76f cu ［9］，A c 为内填混凝土的面积；N ACI ，N BS5400，N EC4，N DBJ 及N CECS 为分别采用文献［10］、［11］、［12］、［13］和文献［14］计算的试件承载力。

混凝土的用料为：425#普通硅酸盐水泥，中砂，碎石最大粒径为20mm 。混凝土的水灰比为0.38，质量配合比为水?水泥?砂?碎石=0.38?1?0.973?1.975。钢材屈服强度f y 按GB /T 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》规定方法由拉伸试验获得，

混凝土立方体抗压强度f cu 按GBJ 81—1985《普通混

凝土力学性能试验方法》确定。实测试件TJC 、TJB 、KGD 的钢材屈服强度为f y1=367MPa ，试件TJA 钢材屈服强度为f y2=391MPa ，混凝土立方体抗压强度

f cu =46MPa 。

1.2

试验加载及测点布置

试验采用20000kN 长柱压力试验机对所有试

件进行轴心加载。加载时首先进行试件的几何对中，然后反复预加荷载进行物理对中，卸去预加荷载，仪表清零后进行单调分级加载。试验的加载制度为：弹性范围内每级荷载为计算极限荷载的1/20，当试件荷载-位移曲线进入非线性后每级荷载约为计

算极限荷载的1/40，每级荷载持荷约2min ，试件的加载装置如图3所示

。

（a ）加载示意图

（b ）测试中的试件照片

图3试件测试装置

Fig．3Test setup

根据试验目的，将试件的极限荷载、位移以及试

件各壁板的应变作为主要测试内容。应变采用型号BE120-6AA 的电阻应变片测定，位移采用WBD-30型机电百分表测定，并采用TDS-303静态电阻应变仪对试验全过程的应变和位移进行数据采集。极限荷载

是试件需要测定的最重要数据之一，由万能试验机内置传感器测量，并由操作平台数显提供。当加载至无法继续加载且试件变形急剧增加时，该数值即为构件的极限荷载。

在试件4个壁板的不同位置分别布置若干纵向应变和横向应变测点以测试纵肋和填充混凝土对钢

箱承载力的影响，

1/2柱高截面处的应变测点布置如图4所示。百分表布置在加载装置的底座顶面。

2试验结果与分析

因本文所有试件发生的均是强度破坏，未发生

整体的失稳破坏，

属于轴压短柱，破坏模式与文献［3-6］中试验试件相似，故将文献［3-6］试验试件一并进行对比分析。

加载初期，所有试件均呈现出全截面受压，随着

荷载的增加，位移增长呈线性趋势。当荷载加载至极限荷载的70% 80%左右时，试件TJA 、TJB 、TJC 的壁板表面均开始出现吕德尔斯滑移线，随着荷载的不断增加，壁板表面出现铁屑剥落现象，并伴随一定的响声。荷载加载至极限荷载时，试件首先在1

图4测点布置图

Fig．4

Layout of measurement points

柱高处发生局部波状屈曲，之后在试件不同位置壁板均发生向外的局部屈曲，最后出现焊缝破坏，混凝

土压碎露出。试件TJB 部分波峰间距约为1/2柱宽。

与文献［3］不同的是，加载至极限荷载的60% 70%时并未出现可以观察到的微曲，加载至极限荷载时

才出现局部鼓曲。试件KGD 在加载至极限荷载时4个壁板沿板宽度方向出现若干明显的横向褶皱，且表面有铁屑脱落现象，说明试件全截面屈服，属于强度破坏。试验试件各自的极限荷载及破坏形态列于

表2。试件破坏后的照片如图5、

6所示。表2破坏荷载与破坏模式

Table 2

Failure load and failure mode of specimens

试件N u /kN 破坏形态

TJA 8200距顶端L /4处先出现壁板鼓曲，随后L /2处出现壁板鼓曲

TJB 9700距底端L /4处壁板鼓曲，随后焊缝开裂TJC 10200距顶端L /4处先出现壁板鼓曲，随后L /2处出现壁板鼓曲，焊缝开裂，混凝土压碎KGD

6560

全截面强度破坏

图5试件局部破坏图

Fig．5Local failure of specimens

由表2可以看出，试件TJA 、

TJB 、TJC 相对于空钢管试件KGD ，极限荷载均有明显提高，均发生了侧壁的鼓曲破坏。与文献［4-5］相同，在试验过程中，由于上端加工的影响，局部屈曲均首先在接近端部

图6试件整体破坏图

Fig．6Overall failure of specimens

发生，但并不起控制作用，此后在试件不同高度位置处钢板均产生向外的局部屈曲。

一般来说，对于未加劲的空钢管，其一对边发生向内的局部凹曲，而另一对边则会发生向外的局部凸曲，如图7a 所示。而在壁板加劲后，除非纵肋发生

屈曲，

否则纵肋就为钢管提供了一个支承点，加劲后空钢管可能会发生如图7b 所示的屈曲［4］

。而试件KGD 没有发生这种破坏的原因是试件宽厚比较小，

没有发生局部失稳现象。对于薄壁钢箱混凝土柱，由于内部混凝土的支撑作用，其板件只能发生向外的局部屈曲，如图7c 所示。文献［

4］中设纵肋薄壁钢箱混凝土柱由于内填混凝土的作用，壁板发生向外的局部屈曲，鼓曲的形状与普通钢管混凝土柱不同，由于纵肋的存在，限制了壁板的鼓曲，从而发生了“半波”或者“双波”鼓曲，如图7d 所示。本文设纵

肋钢箱混凝土轴压短柱试件TJC 、

TJB 没有发生如文献［4-5］所示的破坏，壁板破坏形状如图7e 、

7f 所示，是整个壁板的鼓曲，但纵肋限制了部分壁板的鼓曲

。

图7不同类型试件轴压破坏时的屈曲模态

Fig．7Buckling modes of different type specimens

under axial compressive load

试件TJA 、

KGD 、TJB 、TJC 的1/2柱高截面处荷载-应变曲线如图8 9所示。其中图8、9中的纵横向应变曲线均为相应试件同一截面实测应变的平均值，

计算横向应变曲线分别为相应试件纵向应变的绝对平均值乘以泊松比0.3所得，图中正应变为横向拉应变，负应变为纵向压应变。由图8、9荷载-应变曲线可以看出，应变的变化大致经过了两个阶段：第一阶段为弹性变形阶段，

此时试件的横、纵向应变的绝对值之比为一常数，即钢材的泊松比；第二阶段为弹塑性变形阶段，

在此阶段壁板计算横向应变大于实测横向应变，说明进入弹塑性阶段以后，随着混凝

土的膨胀钢板对混凝土的约束作用增强。此时壁板

出现了微小的“凹凸”，不过外观变形不够明显，肉眼无法观察到

。

图8试件TJA 、KGD 荷载-应变关系曲线Fig．8Curves of load and strain of TJA and

KGD

图9试件TJC 、TJB 荷载-应变关系曲线

Fig．9Curves of load and strain of TJC and TJB

另外，由图9还可以看出，纵肋开孔试件TJB 相对试件TJC 进入非线性阶段较早，但其延性相对试件TJC 要增强。说明纵肋开孔之后，虽然截面有所

削弱，

但协调变形能力增强，试件延性提高。试件TJA 、TJB 、TJC 、KGD 的荷载-竖向位移曲线

如图10所示。从图10可以看出，

4个试件受力全过程基本相同，从开始加载到失去承载力都经历了弹性增长段、弹塑性增长段和失效段。加载初期，

4个试件的荷载-位移关系呈线性增长，但试件TJC 、TJB 、TJA 的切线斜率比试件KGD 大，表明试件TJC 、

TJB 、TJA 的弹性刚度相对较大，可见内填混凝土对提高钢箱柱的轴压刚度具有明显的作用。

表3列出了各试件的承载力，与之对应的轴向位移值及其与试件KGD 的比值。由表3中可以看出，与文献［3-6］相同，相对于空钢箱KGD 试件，填充混凝土之后，试件的承载力均得到了大幅度提高。试件TJC 、

TJB 、TJA 与试件KGD 的极限荷载比值分别为：1.55、

1.49、1.25。其中试件TJA 与试件KGD 3

图10N-U m关系曲线

Fig．10Load and axial displacement curves

相比，可以认为是试件TJA内填混凝土降低了用钢量，即板厚由原来12mm减小为8mm，用钢量减小33%，然而承载力仍提高了约25%。

表3试件承载力与相应轴向位移实测值

Table3Bearing capacity and corresponding

axial displacement

试件编号N u/kN U cu/mm N u/N uD U cu/U cuD TJA820013.82 1.250.71

TJB970013.14 1.490.67

TJC1020011.78 1.550.60

KGD656019.51 1.00 1.00注：U cu为试件破坏时的最大轴向位移，N u为试件破坏时的极限荷载，U cuD为试件KGD的最大轴向位移，N uD为试件KGD的极限荷载。

3承载力计算与比较

图11为表1中所列试件的混凝土强度提高系数k随含钢率α的变化情况。由图可以看出：一方面，随着含钢率的增大，钢板对混凝土约束效应增强，设纵肋钢箱混凝土轴压短柱核心混凝土的强度提高系数k有所增大；另一方面，高含钢率的设纵肋钢箱柱填充混凝土仍然可以提高承载力，有效降低钢板厚度，减小用钢量。

目前，国内外已有多本用于计算钢管混凝土构件承载力的规范，如ACI318-05（2005）［10］、BS5400（2005）［11］、EC4（2004）［12］、DBJ13-51—2003《钢管混凝土结构技术规程》［13］以及CECS159：2004《矩形钢管混凝土结构技术规程》［14］等，这些规范中提供的计算公式能否直接用于设纵肋钢箱混凝土轴压短柱承载力的计算还有待研究。为此本文分别按照ACI318-05（2005）、BS5400（2005）、EC4（2004）、DBJ 13-51—2003以及CECS159：2004对表1中所列试件的承载力进行计算并与试验值进行了对比，计算结果如表1所示。

在计算设纵肋钢箱混凝土轴压短

图11混凝土强度提高系数

Fig．11Coefficient of strength increases of core concrete

柱承载力时，为便于比较，钢材均采用实测的屈服强度f

，钢箱截面面积采用壁板和纵肋面积的总和，其

中试件TJB考虑纵肋钢板开孔截面削弱，即钢箱截面总面积（壁板和纵肋面积总和）减去4个纵肋圆孔投影到平面上的矩形面积（直径?厚度）。ACI318-05（2005）、EC4（2004）、DBJ13-51-2003以及CECS 159：2004混凝土强度值采用混凝土轴心抗压强度

，BS5400（2005）混凝土强度值采用混凝土立方体

抗压强度f

。

由表1可以得出，按照文献［10-14］规范公式，试验承载力/计算承载力的平均值分别为1.81，1.60，1.34，1.44，1.11，变异系数分别为5.9%，7.1%，4.6%，6.8%，6.6%。由此可以看出，设纵肋钢箱混凝土短柱的承载力可以按照我国CECS159：2004中采用的叠加原理进行计算，其中钢箱截面面积可计入纵肋的截面面积。

4结论

（1）设纵肋钢箱混凝土轴压短柱因纵肋的存在破坏模式与薄壁钢管混凝土轴压短柱有所不同，当加载至极限荷载70% 80%时，壁板表面出现滑移线，对于本文含钢率较大的试件，发生“半波”或“双波”鼓曲现象不够明显。

（2）设纵肋钢箱柱填充混凝土之后，承载力均得到明显提高，试件TJA、TJB、TJC与空钢箱试件KGD 的承载力相比，承载力分别提高了25%、49%、55%，填充混凝土可有效提高承载力，降低用钢量。

（3）纵肋开孔之后，纵肋既能保证壁板的稳定性又能加强与混凝土共同作用，变形能力增强，延性得到提高。

（4）随着含钢率的增大，钢板对混凝土约束效应增强，设纵肋钢箱混凝土轴压短柱的核心混凝土强度提高系数k有所增大。

461

（5）对于设纵肋钢箱混凝土轴压短柱的承载力计算，可按照叠加原理进行，其中钢箱截面面积可计入纵肋截面面积。

参考文献

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1）：23-27．（LIU Yongjian，ZHANG Junguang，ZHANG

Guoxi，et al．Experimental research on stability bearing

capacity of section splice steel box column［J］．Journal

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