鋼管混凝土構件承載力影響因素研究

謝開仲,梁亦登,王紅偉,趙曉亮,魏 勇

(1.廣西大學土木建筑工程學院,南寧 530004； 2.廣西大學防災減災與工程安全重點實驗室,南寧 530004)

引言

鋼管混凝土結構是指在鋼管內填充混凝土使其約束核心混凝土共同承受外界荷載的組合構件，因為兼具鋼材和混凝土兩種材料的力學性能優點，服役過程中可以充分發揮兩者的材料性能，被廣泛應用于拱橋拱肋、設備支柱、桁架壓桿、地下結構、住宅廠房及高層建筑等結構[1-3]。

在鋼管混凝土柱中，益于鋼管的約束作用，核心混凝土不會過早地發生破壞，同時核心混凝土的支撐作用也避免了鋼管發生局部屈曲，鋼管和混凝土的相互作用使組合構件的力學性能發揮到了極致，構件即使在破壞時也能表現出較好的塑性變形能力，因此具有廣闊的工程應用市場。目前，國內外學者也對鋼管混凝土構件進行了諸多研究工作，并取得了豐富的研究成果：柯曉軍[4]等通過40組鋼管混凝土試驗，提出能夠考慮鋼管及其約束作用的正截面壓彎承載力計算公式；趙國飛[5]等對于不同齡期鋼管混凝土短柱，引進齡期套箍修正系數，建立了早齡期鋼管混凝土短柱的承載力計算公式；周理[6]等基于拉桿-拱模型提出方鋼管混凝土軸壓承載力計算公式；楊綠峰[7]等基于構件承載能力極限狀態并合理考慮受拉區鋼管的應變強化段，提出方鋼管混凝土受彎構件的承載力失效判據。目前關于鋼管混凝土柱的極限承載力還沒有統一的計算方式，各學者也在不斷探索精準簡化的計算公式，并逐漸延伸到異形截面柱方面。顏燕詳[8]等提出異形鋼管混凝土柱偏壓承載力統一算法，但僅限于T形、L形和十字形鋼管混凝土柱；徐禮華[9]等建立多腔式鋼管混凝土柱偏心受壓承載力計算公式，但是驗證截面形式較少；Hassanein[10]等提出了高強混凝土橢圓鋼管混凝土柱承載力設計公式。在鋼管混凝土柱力學性能探索上，也對不少相關參數進行了定性分析。龔永智[11]等結合試驗和三維實體非線性有限元模型分析配置圓環箍筋和螺旋箍筋對方鋼管混凝土柱受力性能的影響；余敏[12]等研究了鋼管混凝土的多級加載與核心混凝土收縮徐變的耦合作用；廖飛宇[13]等通過12根短柱的滯回性能試驗，研究環向脫空初始缺陷對鋼管混凝土在壓彎扭共同受力作用下的抗震性能；劉明輝等[14]研究了界面缺陷范圍對混凝土的損傷影響和鋼管混凝土構件抗彎剛度的折減規律。同時在鋼管混凝土的抗火性能方面也有一定的研究。C. Ibaez等[15]建立了鋼管混凝土柱后熱響應的纖維模型，分析了加熱、冷卻和火災后(在持續荷載下)條件下鋼管混凝土柱的受力特征；V. Albero等[16]對5046個案例進行了廣泛的參數研究，提出新的鋼管混凝土柱簡化火災承載力設計方法；項凱[17]等研究8根短柱的受火冷卻后軸壓承載力試驗，發現短柱受火冷卻后軸壓極限承載力降低30%左右。然而當前對鋼管混凝土壓彎破壞方面報道較少，對截面偏心率的定量分析也仍有不足。

鋼管混凝土拱橋的拱肋病害有多種[18]，壓彎破壞是其破壞模式之一，本文據此探索鋼管混凝土柱的受力性能及破壞模式，開展9個試件的軸壓及偏壓試驗，結合建立的ANSYS精確合理的數值模型，揭示鋼管混凝土組合構件的受力機理及縱向、環向應力應變發展規律，進一步分析偏心率、長徑比、材料等級和徑厚比等試驗因子對構件極限承載力學性能的影響規律，以期為實際工程提供理論參考依據。

1 試驗概況

1.1 鋼管混凝土試件參數設計

為研究材料等級、偏心率、長徑比等試驗因子對鋼管混凝土力學性能的影響，本試驗進行9個鋼管混凝土試件的軸壓及偏壓力學性能研究，各試件詳細參數如表1所示。

表1 試件編號及主要參數

1.2 試驗加載及數據采集

本次試驗使用的加載裝置為YAW-10000J微機控制電液伺服壓力試驗機，具有4 000 kN壓力傳感器測量系統和靜態應變測量系統。試驗加載裝置示意見圖1。

圖1 軸心受壓和偏心受壓試驗裝置示意

鋼管混凝土軸心受壓試件通過上下蓋板施加軸向壓力，偏心受壓試件通過蓋板上的錕軸對其施加偏心壓力，加載方式均采用分級位移加載，試件在彈性階段加載速度為0.5 mm/min，非彈性階段加載速度為0.2 mm/min。每個試件的中間均布置有20個電阻應變片，其中12個應變片貼于核心混凝土上用以測試其縱向應變，在鋼管外壁4個方位對稱布置縱、環向應變片，分別測試鋼管的縱向應變和環向應變。為測定軸壓試件在各級荷載下的總壓縮量，在蓋板處對稱布置2個百分表測量試件受壓過程中的縱向位移，并通過壓力試驗機的位移傳感器進行實時校對。偏壓試件在沿柱高四分點位置和中間位置安裝了百分表，用來測試偏壓試件的側向變形。

1.3 試驗現象及破壞形態

圖2為試驗中9個試件的受壓破壞狀態，軸壓試件在材料彈性階段無明顯變化，在達到荷載峰值的80%左右時，鋼管外壁開始出現交叉斜裂紋，隨著荷載繼續增大，在有初始缺陷處將首先發生屈曲。試件破壞時兩端和中部有明顯鼓曲現象，并產生斜向剪切滑移。

圖2 試驗破壞后的試件

偏心受壓試件在加載初期變形微小，當豎向力達到峰值荷載時，應變和撓度變化加快，試件中部產生明顯撓曲變形。隨后荷載進入下降或者平緩段，構件兩端受壓區鋼管均已屈服，并有向外明顯鼓曲現象，進入破壞階段時，試件明顯彎曲且有細微裂縫，大部分應變片溢出。

1.4 試驗結果分析

1.4.1 荷載-縱向應變曲線

軸壓構件在荷載不斷增大的持續作用下，其薄壁鋼管最終會無法抵抗混凝土膨脹而發生剪切破壞，而偏心加載構件主要發生壓彎破壞，混凝土鋼管的縱向應變發展可以反映出構件的主要力學性能。圖3給出了各試件的荷載-縱向應變關系曲線。

圖3 各試件的荷載-縱向應變曲線

受荷初期，試件的縱向應變隨荷載呈直線增加，即線彈性增長階段；當荷載達到極限荷載的70%～80%時，荷載-應變曲線進入屈服階段，縱向應變呈曲線增加，此時應變值為2 000 με左右，已大于鋼管的單軸抗拉屈服應變1 578 με，表明此時鋼管縱向應力已進入彈塑性階段，鋼管和混凝土之間發生應力重分布，應變繼續有小幅度的增長，最后達到破壞狀態。

對于A組(ξ=0.957)和B組(ξ=0.957)試件，荷載達到峰值后，荷載-應變曲線開始出現下降趨勢，而C組(ξ=0.1.269)試件曲線則以較低斜率繼續保持增長，說明隨著套箍系數的增大，鋼管對核心混凝土的套箍作用愈發明顯。

1.4.2 荷載-環向應變曲線

鋼管對核心混凝土的約束作用使鋼管混凝土柱的應力分布更具復雜性，因此通過分析鋼管壁的環向應變來研究套箍機理是有必要的。圖4和圖5給出了各構件從加載初期到峰值荷載時的荷載-環向應變關系曲線(1H表示受壓一側測點，3H表示受拉一側測點；應變值單位拉為正，壓為負)。

圖4 軸壓試件荷載-環向應變曲線

圖5 偏壓試件荷載-環向應變曲線

在軸壓試件中，4個方向的傳感器顯示的環向應變曲線基本重合，因此只取1H測點進行分析比較。由圖4可以看出，所有的軸壓試件環向應變始終處于受拉狀態，在加載初期，試件的環向應變較小且呈線性增長，表明此時鋼管對核心混凝土未產生約束作用。當荷載達到峰值荷載的80%左右時，荷載-環向應變曲線不再呈線性增長，環向應變表現為急劇增加，說明鋼管縱向屈曲開始卸載，此時鋼管的環向應變約為屈服應變的20%。當峰值荷載達到時，所有軸壓試件鋼管的環向應變均已接近或超出屈服應變1 578 με，鋼管4個方向測點區域均表現良好的約束作用。

與軸壓試件不同，偏心受壓試件中的受壓加載側區域3H測點表現為受壓，其余三個環向應變測點表現為受拉狀態，取3H測點和其相對的1H測點分析比較。對于小偏心受壓試件(A2、B2、C2)，在加載初期，受壓較小區域1H測點的變化不明顯，幾乎為0，后期荷載峰值有較大變化，這表明加載初期鋼管整體表現為縱向受壓，遠離偏心一側鋼管由環向受壓轉為環向受拉，甚至并未受到核心混凝土擠壓作用；對于大偏心受壓試件(A3、B3、C3)，加載初期1H和3H測點便表現明顯的壓應變和拉應變。兩組試件當達到極限承載力時，偏心側1H環向拉應變均已超出1 578 με，而遠離偏心力側3H測點還未達到屈服點，仍處于彈性受壓階段。這說明在偏心受壓試件中，偏心一側區域鋼管主要起到了約束核心混凝土的作用，其余區域鋼管發揮的約束效應較小。

2 數值模型建立

為探索各試驗因子對鋼管混凝土柱力學性能的影響規律，本文將在試驗的基礎上，結合ANSYS數值模型，彌補試驗不足之處，進一步研究鋼管混凝土受力機理。

2.1 模型材料的模擬

構件鋼管選用ANSYS中的shell181號單元建模，采用雙線性各向同性彈塑性材料來模擬鋼材的應力應變關系，其屈服強度采用鋼管材料力學性能試驗所得的強度值325 MPa。它應用的是Von-Mises屈服條件，其應力應變關系如下

(1)

核心混凝土本構關系采用韓林海[19]提出的縱向應力-應變模型，充分考慮了鋼管約束效應和混凝土強度的影響，其表達式如下。

當εc≤ε0時

σc=σ0[A(εc/ε0)-B(εc/ε0)2]

(2)

當εc>ε0，ξ≥1.12時

σc=σ0(1-q)+σ0q(εc/ε0)0.1ξ

(3)

當εc>ε0，ξ<1.12時

σc=σ0(εc/ε0)/[β(εc/ε0-1)2+εc/ε0]

(4)

式中

2.2 邊界條件及加載方案

邊界條件：為了使鋼管和混凝土共同受力以及更符合實際試驗情況，在模型兩端分別設置剛性墊板；對于偏壓構件，在墊板上設置鋼條模擬輥軸用以偏心加載。

荷載的施加：和實際試驗一樣，采用位移加載方式以得到更為精準的應力-應變曲線。對于軸壓試件，只要將試件上部剛性墊板節點施加位移荷載。對于偏壓試件，則將條形鋼節點施加荷載，這樣便等效于將荷載均勻作用于構件。有限元計算模型如圖6所示。

圖6 鋼管混凝土有限元模型

2.3 有限元分析與試驗結果的對比

為驗證有限元計算結果的準確性，表2列出了所有試件有限元計算與試驗實測的極限承載力及其相對誤差。

表2 極限承載力實測值與計算值比較

由表2可知，有限元計算值與實測值總體上相差不大，除個別構件外(構件的初始缺陷導致其承載力偏小)，其余構件的承載力實測值與有限元計算值相對誤差值均不超過7.6%，其誤差在工程允許范圍內，說明本文建立的有限元模型可以應用于鋼管混凝土力學性能的進一步研究。

3 承載力影響因素分析

本章將利用驗證后的數值模型進一步分析偏心距、混凝土強度、長徑比和徑厚比等試驗因子對鋼管混凝土力學性能的影響。以B1試件為標準試件，改變各試驗因子參數，分析各試驗因子對鋼管混凝土極限承載力的影響規律。目的是為了對試驗結果進行補充，以期得到一些更加具有普遍意義的結論，并為實際工程參考依據。

3.1 偏心距的影響

偏心距對構件極限承載力的影響結果如圖7所示。可以看出，隨著偏心率的增大，鋼管混凝土短柱的承載力出現明顯下降趨勢，偏心率為0.3時，極限承載力已減少了33.7%。在小偏心受壓階段(e/r0≤0.3)，短柱的極限承載力下降的較為明顯；在0.3≤e/r0≤0.6階段，偏心率-極限承載力曲線開始趨于緩和，說明鋼管對核心混凝土的套箍作用開始增強：在偏心率e/r0≥0.6階段，短柱的極限承載力又呈線性下降趨勢，構件出現大偏壓破環。

圖7 偏心率-鋼管混凝土極限承載力

3.2 材料等級的影響

混凝土材料等級對構件極限承載力的影響結果見圖8。可以看出，隨著混凝土強度的提高，鋼管混凝土構件的極限承載力也隨之提高，當核心混凝土采用C30混凝土時，構件極限承載力為3 526 kN，采用C80高強混凝土時，極限承載力達到了5 844 kN，提高了65.7%。承載力-強度曲線幾乎呈線性增長趨勢，這是因為軸壓短柱構件主要發生材料破壞[20]，在持續增大荷載作用下，其外包薄壁鋼管首先發生屈服，應力重分配過程中，核心混凝土強度愈高，所能承擔的荷載就愈多，直至混凝土潰散，構件達到極限承載力狀態。

圖8 混凝土強度-鋼管混凝土極限承載力

3.3 長徑比的影響

設計2組試件，一是假設構件為理想試件，即不考慮構件的初始缺陷，以探索鋼管混凝土短柱和長柱的長徑比界限；二是為使構件更貼合實際，考慮構件初始缺陷為初偏心(幅值為L/1 000)，分析長徑比對構件承載力影響。計算結果如圖9所示。

圖9 長徑比-鋼管混凝土極限承載力

可以看出，理想構件的極限承載力隨著長徑比增加而降低，當長徑比達到18后，極限承載力幾乎不再發生變化，說明短柱和長柱的長徑比界限為18；考慮初偏心L/1 000的初始缺陷構件的極限承載力隨著長徑比增大而不斷減小，但是減小幅度不大，其破壞模式也從受壓破壞轉為壓彎破壞，長徑比達到60后曲線趨于緩和，而長徑比達到90后，構件極限承載力開始驟降，建議實際工程中鋼管混凝土柱不宜過長，長徑比最好不要超過90。

3.4 徑厚比

徑厚比大小對構件極限承載力的影響結果如圖10所示。可以看出，構件的極限承載力隨著徑厚比的增大而減少，承載力-徑厚比曲線呈現為經典反比例函數曲線。當短柱徑厚比從20變化到40時，構件的極限承載力減少21%：當長徑比從40變化到100時，構件的極限承載力也僅減少21%左右。這是因為徑厚比增大，外壁鋼管相應減薄，故而鋼管承擔荷載比例減少，加速了構件屈曲的發生，同時對核心混凝土的約束效應也相應減弱。

圖10 徑厚比-鋼管混凝土極限承載力

4 結語

(1)從鋼管混凝土構件的軸壓及偏壓試驗的破壞形態及應力應變對比曲線可以看出，偏心率對鋼管混凝土極限承載力的影響是顯著的：當偏心率為0.3時，構件承載力折減可達30%～40%；當偏心率為0.6時，其承載力折減可達50%～60%。建議實際工程中應采取措施避免或減小構件承受偏心力作用。

(2)通過對鋼管混凝土構件不同偏心率加載的試驗及數值分析，發現鋼管對核心混凝土產生約束效應區域是有限的，且與偏心率大小有關，當軸壓時，鋼管四周外壁對混凝土均有明顯的約束作用，而偏壓時，只有偏心加載一側鋼管對混凝土有較大約束，其他側面鋼管還未達到屈服狀態，發揮的約束效應十分有限。

(3)本文研究的混凝土強度、長徑比和徑厚比等試驗因子對鋼管混凝土力學性能均有較大影響。隨著核心混凝土強度的增加，構件的極限承載力呈線性增長，實際工程中可采用高強混凝土以提高組合構件的承載能力；構件極限承載能力隨徑厚比增大而減弱，當短柱徑厚比從20變化到40時，構件的極限承載力減少了21%左右，當徑厚比從40變化到100時，構件的極限承載力也僅減少了21%；短柱和長柱的長徑比界限為18，當長徑比小于18時，構件主要發生剪切破壞，當長徑比大于18時，構件主要發生壓彎破壞，極限承載力不斷減小。