外包发泡混凝土帽钢龙骨组合立柱轴压承载力试验及分析*

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外包发泡混凝土帽钢龙骨组合立柱轴压承载力试验及分析*

王小平　李志强　李　澍

(武汉理工大学土木工程与建筑学院， 武汉　430070)

摘　要：以立柱为帽形截面的轻钢龙骨(简称帽钢龙骨)和发泡混凝土共同构成的组合墙体为对象，研究组合墙体中由帽钢立柱和发泡混凝土共同构成的18个组合立柱的轴压承载能力。研究表明：组合立柱的轴压荷载-位移关系曲线包括明显的弹性和下降破坏两个阶段，其中弹性阶段基本为一条直线，且水平位移较小，说明发泡混凝土的包裹对组合立柱的水平位移有明显的束缚作用；外包发泡混凝土组合立柱的轴压承载力是单纯帽钢立柱的2～3倍；由于组合立柱两端帽钢的外露，当帽钢截面的厚度较小时，外露帽钢首先发生局部失稳，发泡混凝土的强度大小对组合立柱的轴压承载力几乎没有影响；而当帽钢厚度足够大时，随着外包发泡混凝土的强度增加，组合立柱的轴压承载力也随之增大，其破坏形式为发泡混凝土被压碎。

关键词：发泡混凝土； 帽钢龙骨； 组合立柱； 轴压试验； 结果分析

1　概　述

传统轻钢龙骨体系房屋具有自重轻、防腐效果好、抗震性能好、施工周期短、工业化程度高等优点，在国外得到大量的应用，但在我国一般不容易被老百姓接受，因此未得到大范围的推广。其主要原因为：传统轻钢龙骨的墙体敲起来空而不实，在二次装修时不便于开线槽、吊挂空调和热水器等重物，且房屋价格偏高。

本文提出的组合墙体由帽形截面龙骨(简称帽钢龙骨)外包发泡混凝土构成，帽钢龙骨由密排的帽钢立柱、上下层圈梁、钢丝网和发泡混凝土构成。帽钢截面上翼缘沿房屋高度方向每隔600 mm左右可开设直径为30～50 mm的孔洞，以保证发泡混凝土的贯穿，且方便水电管线的敷设。发泡混凝土完全包裹帽钢龙骨，两侧各留25 mm的保护层。发泡混凝土的强度等级一般为C1.0—C5.0，密度小而质量轻，且具有较好的保温性能。另外，为防止发泡混凝土开裂，帽钢龙骨两侧埋设有钢丝网。组合墙体既可在现场支模浇筑，也可在工厂预制后运到现场直接安装。帽钢龙骨发泡混凝土组合墙体具有如下优势：

1) 由于被发泡混凝土包裹，帽钢立柱不会发生整体失稳，其轴压承载力会大大提高。2) 墙体厚实，悬挂重物容易，且能方便住户的开槽走线及二次装修。3) 发泡混凝土本身既可作为保温材料，又可起到隔音、防火等作用。4) 帽钢龙骨发泡混凝土组合墙体具有很好的整体抗震性能。

根据所查资料，目前针对轻钢龙骨发泡混凝土组合墙体承载力的研究文献很少。黄磊针对由格构轻钢骨架和轻质混凝土构成的组合墙体的承载能力和刚度进行了有限元分析，利用混凝土损伤模型得到组合墙体的荷载-位移关系和混凝土裂缝开展情况[1]。刘烽采用ABAQUS有限元软件建立了发泡混凝土的塑性损伤模型，在此基础上分析了外包发泡混凝土帽钢龙骨组合立柱的轴压承载力和破坏形式[2]。赵莹将轻质混凝土包裹在轻钢龙骨的外侧，形成组合节点，对轻钢节点和组合节点分别进行了试验研究[3]。李澍、许坤、查达维对帽钢龙骨发泡混凝土组合柱的轴压承载力和组合墙体的抗侧承载力分别进行了试验和有限元分析[4-6]。程艳珍和王肖雄则分别对角钢龙骨发泡混凝土组合柱的轴压承载力和组合墙体的抗侧承载力进行了试验和有限元分析[7-8]。

本文在文献[4]的基础上，以帽钢龙骨组合墙体中的组合立柱为对象，对其轴压承载力进行试验研究和分析，为组合墙体的设计和工程应用提供参考。

2　帽钢龙骨组合立柱材料力学性能

本文直接从不同厚度的帽钢截面上截取试件，通过拉伸试验得到钢材的屈服强度、抗拉强度、弹性模量、伸长率。参照文献[9]，6种不同厚度钢板的力学性能试验结果如表1所示。

帽钢龙骨组合墙体中发泡混凝土的名义强度等级为C1.0、C2.0、C3.0三种，根据测试结果，其密度、立方体抗压强度、轴心抗压强度和弹性模量如表2所示。C2.0、C3.0的测试值均低于名义值，说明现场制作发泡混凝土时，水泥的用量不够。

表1　6种厚度帽钢材料力学性能试验结果

钢材名义厚度/mm伸长率δ/%弹性模量Es/GPa抗拉强度fu/MPa屈服强度fy/MPa0.817.5199410.64338.61.021.8202409.67318.91.219.5199425.13365.01.524.3205377.60311.81.826.7205408.04338.82.026.2195384.65299.6

表2　发泡混凝土力学性能测试结果

发泡混凝土名义强度等级密度平均值/(kg\5m-3)立方体抗压强度/MPa轴心抗压强度/MPa弹性模量/MPaC1.0478.21.161.11640.0C2.0489.91.371.28889.5C3.0520.02.001.841218.1

3　帽钢龙骨组合立柱试件

考虑到帽钢立柱的间距通常为600 mm，组合墙体高度为3 m，因此取含有一个帽钢立柱、立柱外包裹宽度和厚度分别为600 mm和200 mm的发泡混凝土单元作为轴压试验的试件，如图1所示。图2为帽钢立柱的截面尺寸。

图1　组合立柱试件截面尺寸

图2　帽钢立柱截面尺寸

考虑3种不同强度等级的发泡混凝土及6种不同厚度的帽钢截面，组合立柱试件共计18个，编号方式HC30XX-CXX。例如组合立柱试件HC3015-C2.0中，HC为帽钢组合立柱的英文缩写，“30”和“15”则指帽钢立柱的名义长度和厚度分别为3.0 m和 1.5 mm，“C2.0”指发泡混凝土的名义立方体抗压强度等级。以此方法即可得到所有18根构件的试件编号及几何尺寸，如表3所示。其中HC3018-C1.0由于吊装时发泡混凝土发生破碎，因而试验结果中没有反映。

表3　组合立柱试件的编号及明细

试件编号名义厚度/mm实际厚度/mm实际长度/mm混凝土名义强度/MPa混凝土实际强度/MPaHC3008-C1.00.80.6643004.61.01.16HC3008-C2.00.80.6653005.02.01.37HC3008-C3.00.80.6723005.03.02.00HC3010-C1.01.00.8653002.81.01.16HC3010-C2.01.00.8633002.02.01.37HC3010-C3.01.00.8713002.03.02.00HC3012-C1.01.21.1723001.01.01.16HC3012-C2.01.21.1783001.22.01.37HC3012-C3.01.21.1783001.03.02.00HC3015-C1.01.51.3903001.81.01.16HC3015-C2.01.51.3853002.52.01.37HC3015-C3.01.51.3933001.53.02.00HC3018-C1.01.81.7202999.81.01.16HC3018-C2.01.81.7383003.82.01.37HC3018-C3.01.81.7463005.03.02.00HC3020-C1.02.01.8713000.51.01.16HC3020-C2.02.01.8783001.02.01.37HC3020-C3.02.01.8833001.03.02.00

组合立柱试件的两端设计有专门的柱脚(图3)，以方便与支座铰接。柱脚由底板和靴套焊接而成。靴套截面与帽钢相同，高70 mm，沿高度方向通过两排12个ST5.5 的自攻螺钉与帽钢立柱连接。帽钢立柱柱脚底板采用4个直径为12 mm的螺栓与支座连接。为方便螺栓连接，帽钢立柱两端需伸出发泡混凝土100 mm。因此组合立柱试件中发泡混凝土的名义长度为2.8 m。

组合立柱试件在地面上支模浇捣。两个端模上依据帽形截面的形状和尺寸挖出宽5 mm的槽孔，以便帽钢外露部分直接穿出(图3)。

图3　帽钢立柱柱脚

4　组合立柱试件试验装置

图4为组合立柱试件轴压试验的装置，由钢框架、组合立柱试件、上下支座、传感器及加载千斤顶构成。上下支座均由两块支座板A、B及直径为50 mm的圆钢棒组成，如图5所示。轴压试验时，组合立柱试件的压缩位移由3个数显百分表测得，其中1个布置在上支座板A的底面，另外两个则布置在下支座板A上表面的两侧。另外，为测量试件绕帽钢立柱截面弱轴方向的水平位移，在试件跨中布置另外一个数显百分表。5个应变片粘贴在帽钢立柱跨中的上翼缘、下翼缘和腹板的中间位置，用于轴压试验之前的物理对中。当每级加载完成后，仔细观察试件表面裂缝的出现和开展情况，用裂缝观测仪测量并记录各裂缝的宽度。

1—钢框架；2—上支座；3—组合立柱试件；
4—下支座；5—传感器；6—千斤顶；7—柱脚。
图4　组合立柱试件轴压试验装置

1—支座板A；2—圆钢棒；3—支座板B；4—上过渡板；
5—传感器；6—下过渡板；7—千斤顶。
图5　组合立柱试件轴压试验下端支座

5　组合立柱试件的试验结果及比较

5.1　典型轴压荷载-位移关系

图6分别为3个典型试件HC3015-C1、HC3015-C2、HC3015-C3的轴压荷载-轴压位移曲线和轴压荷载-侧向位移(沿组合立柱截面的长边方向)曲线。限于篇幅，其他试件的相关曲线未列入，可参考文献[4]。分析这些曲线可知：

1)所有试件的轴压荷载-轴压位移关系曲线和轴压荷载-侧向位移均包括两个阶段：弹性阶段和下降破坏阶段，其中弹性阶段基本为一条直线。2)在组合立柱的轴压荷载-轴压位移关系曲线中，从弹性阶段变化到下降破坏阶段十分突然，中间基本没有弹塑性或塑性阶段过渡。3)在弹性阶段内，各组合立柱试件的侧向位移比单纯帽钢立柱的小很多(参照文献[4，9])，说明发泡混凝土的包裹对组合立柱中部的水平位移有明显的束缚作用。

图6　HC3015轴压荷载-轴压位移曲线及轴压
荷载-侧向位移曲线

5.2　轴压承载力及比较

表4为组合立柱试件的轴压承载力及与单纯帽钢立柱轴压承载力的比较，其中Nct和Nst分别为参照文献[4，9]得到的组合立柱和单纯帽钢立柱的轴压承载力。显然，组合立柱的轴压承载力几乎是单纯帽钢立柱承载力的2～3倍。其原因是帽钢立柱包裹一定强度发泡混凝土成为组合立柱后，其整体失稳几乎不可能发生，这无形中大大提高了构件的轴压承载能力。

表4　组合立柱轴压承载力及与帽钢立柱的比较

试件编号组合立柱Nct/kN帽钢立柱Nst/kNNct/NstHC3008-C1.016.201.76HC3008-C2.017.009.201.85HC3008-C3.016.601.80HC3010-C1.033.703.22HC3010-C2.031.0010.472.96HC3010-C3.033.003.15HC3012-C1.044.002.56HC3012-C2.043.5017.172.53HC3012-C3.052.003.03HC3015-C1.049.702.52HC3015-C2.053.0019.732.69HC3015-C3.050.002.53HC3018-C1.0--HC3018-C2.066.0026.832.46HC3018-C3.070.302.62HC3020-C1.059.002.00HC3020-C2.062.0029.472.10HC3020-C3.072.702.47

另外，分析表4中的试验结果还可得知：当帽钢截面的厚度较小时(0.8～1.5 mm)，发泡混凝土的强度大小对组合立柱的轴压承载力几乎没有影响。而当帽钢截面的厚度足够大时，如达到1.8 mm和2.0 mm时，随着外包发泡混凝土的强度增大，组合立柱的轴压承载力也随之增加。这种现象主要是由暴露在发泡混凝土之外的帽钢立柱引起的。当帽钢截面的厚度较小时(0.8～1.5 mm)，外露帽钢立柱的局部承载力较低，其局部失稳先于组合立柱试件的整体破坏发生，因而发泡混凝土强度的大小对构件的承载力没有影响。一旦帽钢截面的厚度变大，外露帽钢立柱的局部承载力增大，则组合立柱的发泡混凝土先于外露帽钢被压碎而发生整体破坏，因而其承载力与发泡混凝土的强度相关。

5.3　破坏形式

总结18个组合立柱试件的破坏形式，可分为外露帽钢的局部失稳和发泡混凝土压碎两大类。

组合立柱外露帽钢的局部失稳多发生在立柱的一端，包括3种形式：翻边部分的局部屈曲(图7a)、下翼缘的局部屈曲(图7b)及外露部分的整体折曲(图7c)。

外露帽钢卷边或下翼缘发生局部屈曲是因为截面厚度小引起的，如HC3008、HC3010、HC3012、HC3015。由于承载力较低，一旦发生局部屈曲，整个组合立柱便失去承载能力。此时发泡混凝土几乎没有裂纹产生。

a—外露帽钢翻边局部屈曲;b—外露帽钢下翼缘局部屈;c—外露帽钢整体折曲。
图7　帽钢立柱外露部分的局部失稳

HC3018-C3.0和 HC3020-C3.0尽管厚度较大，外露帽钢局部承载力较高，但因发泡混凝土强度相对较高，因而这两个试件仍然发生的是外露帽钢截面翻边或下翼缘的局部屈曲。发泡混凝土几乎没有裂纹产生。

HC3018-C2.0外露帽钢的下翼缘先发生局部折曲，但因厚度较大，局部承载力较高，并未导致组合立柱的整体破坏，试件还可继续承载，直到外露帽钢附近的混凝土产生10 mm的裂缝，且裂缝不断增大最终导致发泡混凝土脱落后，整个构件才失去了承载力。

HC3020-C1.0和HC3020-C2.0由于帽钢截面厚度大，发泡混凝土强度低，因而组合立柱因发泡混凝土的开裂而破坏。HC3020-C1.0试件加载至59 kN时下部混凝土突然沿斜向开裂，裂缝宽度为2 mm，继续加载，右下角处发泡混凝土沿裂缝掉落(图8)，构件失去了承载力。HC3020-C2.0在荷载58 kN时底部出现竖向裂缝，加载至60 kN时裂缝宽度最大处达到20 mm，并向上竖向延伸，荷载加至62 kN时出现从上到下的竖向通长裂缝，继续加载时下部发泡混凝土沿裂缝脱落。

图8　组合立柱发泡混凝土破坏

6　结　论

1)组合立柱轴压荷载-位移关系曲线包括明显的弹性和下降破坏两个阶段，其弹性阶段基本为一条直线。

2)在弹性阶段内，组合立柱试件的侧向位移均大大低于单纯帽钢立柱，说明发泡混凝土的包裹对组合立柱的水平位移有明显的束缚作用。

3)组合立柱的轴压承载力为单纯帽钢立柱的2～3倍；当帽钢截面的厚度较小时，发泡混凝土的强度大小对组合立柱的轴压承载力几乎没有影响。而当帽钢厚度足够大时，随着外包发泡混凝土的强度增大，组合立柱的轴压承载力也随之增加。

4)当帽钢厚度较小或发泡混凝土强度较高时，组合立柱直接发生外露帽钢的局部屈曲。当帽钢厚度较大或发泡混凝土强度较低时，发泡混凝土被压碎而导致整个构件失去承载能力。

参考文献

[1]　黄磊. 格构轻钢与轻骨料混凝土组合墙体抗侧性能分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2010.

[2]　刘烽. 外包发泡混凝土帽钢片柱轴压承载力有限元分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2014.

[3]　赵莹. 冷弯薄壁型钢-轻质混凝土焊接组合节点性能研究[D]. 长春：吉林建筑工程学院，2011.

[4]　李澍. 外包发泡混凝土帽钢龙骨墙柱轴压试验与有限元分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2015.

[5]　许坤. 外包发泡混凝土帽钢组合墙体抗侧力性能试验研究及分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2015.

[6]　查达维. 轻钢骨架轻质混凝土组合墙体抗侧性能有限元分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2015.

[7]　程艳珍. 外包发泡混凝土角钢龙骨墙柱轴压试验与有限元分析[D]. 武汉：武汉理工大学，2015.

[8]　王肖雄. 外包发泡混凝土角钢龙骨墙体抗侧力试验及研究[D]. 武汉：武汉理工大学，2015.

[9]　李朋. 帽钢片柱轴压承载力试验研究与理论分析[D].武汉：武汉理工大学，2014.

[10] GB/T 50081—2002　普通混凝土力学性能试验方法标准[S].

EXPERIMENTAL RESEARCH AND ANALYSIS ON AXIAL BEARING CAPACITY OF COMPOSITE COLUMN WITH LIGHT-GAUGE HAT-SECTION STEEL WRAPPED FOAMING CONCRETE

Wang Xiaoping　Li Zhiqiang　Li Shu

(School of Civil Engineering and Architecture， Wuhan University of Technology， Wuhan 430070， China)

ABSTRACT：In this paper, the research object was the composite wall, which composed of hat-section steel column and foaming concrete. Based on the axial compression experiment, the compressive bearing capacities of 18 composite columns consisted of hat-section steel column and wrapped foaming concrete were studied. The research result showed that the axial load-displacement relationship curve of the composite column included two stages: elastic straight line and falling failure. In the elastic stage, the horizontal displacement of the composite columns was small, which indicated that the foaming curve had obvious restraint on the displacement of the composite column. Compared with pure hat-section steel column, the axial load bearing capacity of the composite column was 2～3 times as that of the steel column. Because there were two exposed hat-section steel segments at the two ends of each composite column, when the thickness of the hat-section steel was relatively small, the exposed segments occured local buckling, the strength of the foaming concrete almost had no effect on the axial load bearing capacity of the composite column. However, when the thickness of the hat-section steel was large enough, along with the increase of the strength of the concrete, the axial load bearing capacity of the composite column also increased and the failure mode of the composite column was the crushing of foaming concrete.

KEY WORDS：foaming concrete; light-gauge hat-section steel; composite column; axial compression experiment; result analysis

DOI:10.13206/j.gjg201602011

收稿日期：2015-10-23

*“十二五”国家科技支撑计划项目(2012BAJ13B05)。

第一作者：王小平，男，1965年出生，博士，教授。

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