格構式鋼骨-鋼管混凝土構件軸壓性能試驗研究

王先鐵，李博凡，侯新宇，韓軍科，朱彬榮

（1.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安 710055；2.中國電力科學研究院有限公司，北京 100055）

格構式鋼骨-鋼管混凝土構件是指在鋼管混凝土構件中埋入鋼骨及加勁肋，鋼骨之間用綴板連接而成的一種組合構件.與鋼骨混凝土構件相比，其外鋼管能有效約束核心混凝土的徑向變形，使混凝土處于三向受壓狀態，顯著提高構件的受壓承載能力和延性；與鋼管混凝土構件相比，格構式鋼骨增強了對核心混凝土的約束作用，從而提高了構件的受壓承載能力.格構式鋼骨-鋼管混凝土構件兼具鋼骨混凝土構件和鋼管混凝土構件的優點，不僅具有更高的抗重載能力和良好的延性，同時減小了構件截面尺寸，施工簡便，還具有一定的防火能力［1-2］.

近年來，國內外學者對鋼骨-鋼管混凝土構件開展了初步試驗與理論研究.Kitada［3］對管壁焊接縱向加勁肋的鋼管混凝土構件試驗研究表明，縱向加勁肋能延緩鋼管局部屈曲.Zhu 等［4］對鋼骨-方鋼管自密實高強混凝土柱進行了軸心受壓試驗，研究了寬厚比和長寬比對組合柱強度及破壞形態的影響.Cai等［5］采用有限元方法研究了鋼管含鋼率、配骨指標、鋼骨強度等級對鋼骨-鋼管混凝土柱軸壓力學性能的影響.Chen 等［6］對內配角鋼鋼管混凝土柱進行了軸拉試驗，研究了內配角鋼對鋼管混凝土柱軸拉性能影響.Wang 等［7］對內置鋼骨的鋼管混凝土構件和普通鋼管混凝土構件進行了軸壓試驗，對比分析了二者的受力性能.王清湘等［8］對工字交叉形鋼骨-鋼管混凝土構件進行了軸心受壓試驗，研究了構件的延性、承載能力和工作機理.何益斌等［9］分別對鋼管混凝土構件和工字交叉形鋼骨-鋼管混凝土構件進行了偏心受壓試驗，對比分析了二者承載性能、應力-應變曲線、延性及破壞特征等方面的差異.丁發興等［10］采用非線性有限元方法和彈塑性方法研究了工字交叉形鋼骨-鋼管混凝土短柱的軸壓工作機理，建立了該類組合構件的極限承載力計算公式.徐亞豐等［11］利用有限元軟件ABAQUS 對工字形鋼骨-鋼管高強混凝土組合柱進行了模擬分析，研究了偏心距、配骨指標、長細比及加載方向對偏心受壓組合柱力學性能的影響.陳周熠等［12］對配置圓形鋼骨的混凝土柱進行了低周往復荷載試驗，結果表明配置鋼骨能提高試件的極限變形能力，增強試件的延性和耗能性能.

綜上所述，國內外學者對工字形、交叉十字形鋼骨-鋼管混凝土構件開展了較為廣泛的研究，此類鋼骨可提高構件的含鋼率并延緩混凝土開裂，但對核心混凝土的約束相對較弱［13-15］.為此，Xu 等［16-17］提出了采用格構式角鋼作為鋼骨的鋼骨-鋼管混凝土構件，其鋼骨可有效提高截面抗彎抵抗矩，增強對核心混凝土的約束.本文對采用格構式角鋼作為鋼骨并設置縱向加勁肋的鋼骨-鋼管混凝土構件進行了軸壓試驗，結合有限元數值模擬分析，研究其承載性能、受力機理及破壞機制，提出承載力計算方法.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗依托舟山大跨越輸電塔工程，設計了4 組共8 個軸心受壓試件，每組2 個試件完全相同，編號分別為ZY-1～ZY-4.根據實際工程情況，試件長徑比取為5，試件幾何尺寸和截面形式如圖1 所示，試件設計參數如表1所示.其中，ZY-1為普通鋼管混凝土試件，ZY-2為內配縱向加勁肋鋼管混凝土試件，ZY-3 為內配格構式鋼骨鋼管混凝土試件，ZY-4 為內配縱向加勁肋和格構式鋼骨鋼管混凝土試件.鋼管由Q345B 鋼板卷制而成，內灌C50 混凝土.混凝土澆筑完成后，在試件上端部灑水養護，然后將其罩封，自然養護至開始試驗.正式加載前，將試件上端部打磨平整，鋪上細沙后加蓋端板，以保證外鋼管、格構式鋼骨和核心混凝土共同受力.

表1 試件參數Tab.1 Parameters of specimens

圖1 試件幾何尺寸和截面形式（單位：mm）Fig.1 Geometrical dimensions and section form of specimen（unit：mm）

1.2 材料力學性能

試件外鋼管和格構式鋼骨鋼材強度等級分別為Q345B 和Q235B，按照《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975—2018）［18］的要求，分別在外鋼管、格構式鋼骨和縱向加勁肋的相應部位切取樣坯并加工成型，共制作3 組9 個試樣.鋼材材性試驗結果如表2所示.

表2 鋼材力學性能Tab.2 Mechanical properties of steel

按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081—2016）［19］的相關要求進行混凝土材性試樣的制作和養護.混凝土立方體試樣尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，共2 組6 件；混凝土棱柱體試樣尺寸為100 mm×100 mm×300 mm，共2 組6 件.混凝土試樣采取分批取樣的方式，第1 組混凝土試樣對應試件為ZY-1-1、ZY-1-2、ZY-2-1、ZY-2-2、ZY-3-1；第2 組混凝土試樣對應試件為ZY-3-2、ZY-4-1、ZY-4-2.混凝土養護28 d 后進行立方體抗壓和彈性模量試驗，混凝土材性試驗結果如表3所示.

表3 混凝土材料力學性能Tab.3 Mechanical properties of concrete

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗在20 000 kN 電液伺服壓剪試驗機上進行.在試件上、下兩端設置單向刀口鉸，以實現鉸接邊界條件.試驗裝置如圖2 所示.加載前，按文獻［20］中的計算公式預估試件承載力，如表1 所示.試驗采用分級加載制度，加載方案如下：1）預加載階段.預加載至承載力預估值的40%，卸載至0%，確認各測試儀器正常工作后，進行正式加載.2）正式加載階段.荷載達到承載力預估值的80%之前，每級荷載增量取預估值的1/10，當荷載達到承載力預估值的80%后，每級荷載增量取預估值的1/20，每級荷載持荷1 min.試驗采用位移控制，加載速度為1 mm/min.達到下列條件之一時停止加載：①荷載降至實測峰值荷載的85%；②試件破壞嚴重；③荷載達到加載缸最大荷載.

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

1.4 測點布置

在試件下端對稱設置4 個編號為W1～W4 的位移計，以測量試件的縱向變形.在試件中部呈90°設置2 個編號為W5、W6 的位移計，以測量試件的彎曲變形.在鋼管A-A 截面、C-C 截面分別沿圓周布置8個縱向應變片（編號分別為1-21～1-28、1-1～1-8），B-B 截面沿圓周布置12 個應變片，分別為8 個縱向應變片（編號為1-9～1-16）和4 個環向應變片（編號為1-17～1-20）.位移、應變測點布置如圖3所示.

圖3 測點布置Fig.3 Layout of measurement points

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象與破壞模式

試件ZY-1～ZY-4 的破壞過程和破壞形態基本一致：加載至各試件極限荷載的75%（普通及帶縱向加勁肋試件）和85%（內配格構式鋼骨試件）之前，試件處于彈性階段，無明顯變形；隨著荷載不斷增大，鋼管與混凝土接觸面逐漸分離并發出異響，各試件開始出現不同程度的失穩變形，外鋼管局部出現輕微鼓曲；加載至各試件的極限荷載時，試件失穩變形急劇增大，外鋼管局部鼓曲愈加明顯；繼續加載，承載力開始緩慢下降，試件表現出良好的延性.各試件的最終破壞形態為整體失穩變形，同時伴隨外鋼管不同程度的鼓曲變形，如圖4 所示.雖然各組試件呈現的整體破壞形態基本相同，但因其內部構造形式不同，各試件的整體失穩程度、最大鼓曲位置和鼓曲高度存在差異，如圖5所示.內配縱向加勁肋的ZY-2和ZY-4 兩組試件外鋼管鼓曲高度和鼓曲面積遠小于試件ZY-1 和ZY-3，表明在管壁內焊接縱向加勁肋可有效延緩或抑制外鋼管的局部屈曲.

圖4 試件破壞形態Fig.4 Failure patterns of specimens

圖5 試件局部鼓曲對比Fig.5 Local buckling patterns of specimens

試驗后割開外鋼管以觀察內部混凝土的破壞情況，如圖6 所示.內部混凝土保持良好的整體性，外鋼管鼓曲處混凝土被壓碎，壓碎區域的混凝土呈碎片狀，并隨外鋼管的變形發生“塑性流動”.混凝土柱下端出現多條不同程度的剪切斜裂縫，鋼骨和其內部混凝土緊緊粘結在一起，形成小的“核芯柱”.“核芯柱”的存在，有效延緩、抑制了混凝土剪切斜裂縫的產生和發展，使鋼管對混凝土的約束作用得到充分發揮，從而使格構式鋼骨-鋼管混凝土構件比普通鋼管混凝土構件具有更高的承載力和延性.格構式鋼骨的變形與試件整體變形基本一致，未見縱向滑移和格構式鋼骨架單肢失穩現象.

圖6 混凝土破壞形態Fig.6 Failure patterns of concrete

2.2 荷載-位移曲線

試件ZY-1～ZY-4 的荷載-位移曲線如圖7 所示.加載初期，荷載-位移呈線性關系，試件處于彈性階段，普通鋼管混凝土試件和內配格構式鋼骨試件的彈性極限分別約為極限荷載的75%和85%.隨著荷載增大，荷載-位移曲線逐漸平緩，試件進入彈塑性階段，達到極限荷載后，荷載緩慢下降，各試件均表現出良好的延性.

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves

各試件的極限承載力如表4 所示.由表4 可知，試件的內部構造形式對其軸壓極限承載力有明顯影響.與內部無加勁措施的試件相比，內配縱向加勁肋試件的極限承載力提高了4.65%；內配格構式鋼骨試件的極限承載力提高了10.53%；同時配置縱向加勁肋和格構式鋼骨試件的極限承載力提高了21.12%.配置加勁肋或格構式鋼骨試件的承載力均高于鋼管混凝土與加勁肋或鋼骨承載力之和，說明加勁肋和鋼骨不僅提供了承載力，也提高了對混凝土的約束效應.

表4 試件極限承載力Tab.4 Ultimate load bearing capacity of specimens

2.3 荷載-應變曲線

圖8 為典型試件ZY-4-1 的荷載-應變曲線.加載過程中，不同內部構造形式的鋼管混凝土試件各測點達到屈服應變的順序基本一致：普通鋼管混凝土試件加載至各試件極限荷載的75%時，除鋼管中部環向測點外，各部位應變均達到屈服；內配格構式鋼骨試件在達到極限荷載的85%～90%時，除鋼管中部環向測點外，各部位應變陸續達到其屈服應變，且在同一荷載時各部位應變均小于普通鋼管混凝土試件對應測點應變.

圖8 試件ZY-4-1荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves of ZY-4-1

整個加載過程中，普通及內配縱向加勁肋鋼管混凝土試件的鋼管中部環向應變相對較小，部分測點達到其屈服應變，部分測點始終保持在彈性范圍內.內配格構式鋼骨的鋼管混凝土試件在接近各自極限荷載時，鋼管中部環向應變急劇增大，加載結束時各測點應變均遠超其屈服應變，這表明內配格構式鋼骨后，鋼管對核心混凝土所提供的約束作用進一步增強.

3 有限元分析

3.1 材料本構關系

采用有限元軟件ABAQUS 對試驗試件進行數值模擬分析.鋼材本構關系選用基于經典金屬塑性理論的等向彈塑性模型，鋼材的彈性模量取表2 中的實測值，泊松比v=0.3.混凝土本構關系選用損傷塑性模型［21］，該模型綜合了非關聯多軸硬化塑性和各向同性線性損傷，可以模擬混凝土開裂和壓碎引起的損傷，相關參數見表5.

表5 混凝土材料的塑性參數Tab.5 Plastic coefficients of concrete

3.2 單元選取與網格劃分

混凝土和格構式鋼骨選用8 節點減縮積分的實體單元（C3D8R）.為避免由于厚度方向單元過少發生“沙漏”現象，鋼骨沿厚度方向劃分3 個單元，鋼管和縱向加勁肋采用4 節點減縮積分格式的殼單元（S4R），模型網格劃分如圖9所示.

圖9 模型網格劃分Fig.9 Mesh generation of models

3.3 接觸定義

模型中鋼材與混凝土之間采用面面接觸，鋼管表面為主表面，混凝土表面為從表面.鋼與混凝土之間法向采用“硬”接觸，當兩界面接觸時，可完全傳遞垂直于法線方向的接觸力，界面脫離則無相互作用；切向采用庫倫摩擦，通過界面摩擦系數μ模擬鋼與混凝土之間粘結滑移，μ=0.5［22］.

3.4 邊界條件

有限元模型邊界條件與試驗一致.模型下端部耦合點處約束X、Y、Z三個方向的平動和Y、Z兩個方向的轉動自由度，模擬試件底部的鉸接邊界條件.約束模型上端部耦合點X、Y方向的平動和Y、Z兩個方向的轉動自由度，沿Z方向施加位移荷載.

3.5 有限元分析結果與試驗結果對比

有限元分析的荷載-位移曲線和破壞形態與試驗結果對比如圖10～11所示.由圖10可知，有限元與試驗荷載-位移曲線吻合較好，兩者初始剛度和極限荷載基本一致.由于有限元模型中材料屬性均勻、加載條件較為理想，其峰值荷載略高于試驗值.由圖11可知，有限元與試驗破壞形態基本一致，有限元分析能夠較準確地模擬試件的破壞形態.

圖10 有限元與試驗荷載-位移曲線對比Fig.10 Comparison of load-displacement curves between finite element analysis and test

圖11 有限元與試驗破壞形態對比Fig.11 Comparison of failure patterns between FEA and test

3.6 受力機理分析

根據試驗和有限元模擬結果，得到格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的典型荷載-縱向位移（N-δ）關系曲線如圖12 所示.格構式鋼骨-鋼管混凝土構件承受軸壓荷載時，受力全過程包括以下3個階段：

圖12 典型N-δ關系曲線Fig.12 Typical N-δ curve of specimen

1）彈性階段（OA）.在此階段N-δ曲線接近直線，試件的應力分布較為均勻.由于在混凝土中配置了格構式鋼骨，構件的彈性階段較普通鋼管混凝土構件更長.

2）彈塑性階段（AB）.隨著荷載增加，格構式鋼骨和鋼管逐漸受壓屈服，混凝土的微裂縫不斷擴展，構件的軸壓剛度不斷減小，N與δ呈明顯的非線性關系.在鋼骨和鋼管逐漸屈服過程中，鋼材的變形模量逐漸減小，而核心混凝土在外鋼管和格構式鋼骨雙重約束作用下，其變形模量下降速度減慢，荷載增量主要由核心混凝土承擔.混凝土壓力增加，導致其橫向應變迅速增大，混凝土與格構式鋼骨和鋼管之間的相互作用進一步加強，提高了混凝土的抗壓強度，使構件整體承載力超過格構式鋼骨、鋼管及混凝土單獨承載力之和.接近極限荷載B點時，構件產生失穩變形；柱體略微變粗，但大體均勻；外鋼管管壁出現不同程度的鼓曲變形.

3）破壞階段（BC）.達到極限荷載B點后，荷載開始緩慢下降，構件失穩變形迅速增大，外鋼管鼓曲高度和鼓曲面積亦不斷增大，此時內部混凝土被壓碎，且有很大的擠壓流動和變形.曲線下降階段的整體趨勢較為平緩，表明格構式鋼骨-鋼管混凝土組合構件具有良好的延性.

有限元分析表明，在受荷初期，試件應力分布較為均勻，各部件處于彈性階段；加載至極限荷載的70%時，格構式鋼骨的縱向應變均達到屈服應變；加載至極限荷載的90%時，外鋼管的縱向應變均達到屈服應變，環向應變部分達到屈服應變；極限荷載時，環向應變均達到屈服應變，與試驗結果一致.在荷載上升的過程中，混凝土與格構式鋼骨、外鋼管之間的相互作用力不斷增大.同時，格構式鋼骨附近的混凝土受到格構式鋼骨和鋼管的“雙重約束”，其在彈塑性階段和塑性階段的縱向應力明顯高于其它區域.正是由于這種增強的約束作用使試件極限承載力明顯提高，大于鋼管混凝土柱和格構式鋼骨承載力之和.試件最終破壞形態為：格構式鋼骨發生壓縮變形，帶肋鋼管出現輕微局部鼓曲，混凝土裂縫發展過大，試件破壞.

4 承載力計算公式

目前，鋼管混凝土構件的設計和計算方法較為成熟［20，23-24］，而格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的承載力計算尚缺乏充分的依據.為了解現有鋼管混凝土構件軸壓承載力計算方法是否適用于格構式鋼骨-鋼管混凝土構件，根據文獻［20，23-24］的相關公式計算格構式鋼骨-鋼管混凝土試件的軸壓承載力，計算結果與試驗值對比如表6 所示.由表6 可知，對于普通鋼管混凝土試件ZY-1 和設置縱向加勁肋的鋼管混凝土試件ZY-2，各國規范計算值與試驗值吻合較好.但對于內配格構式鋼骨的鋼管混凝土試件ZY-3 和ZY-4，由于現行各國規范未全面考慮格構式鋼骨對核心混凝土承載力的提高，試驗承載力遠大于規范計算值，兩者誤差最大達到18.62%.

格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的承載力由格構式鋼骨和鋼管混凝土兩部分提供.試驗結果表明，構件的承載力并不是二者的簡單疊加，還應考慮二者之間的相互作用，因此，基于《鋼管混凝土結構技術規范》（GB50936—2014）［20］中鋼管混凝土軸壓構件的承載力計算方法和AISC 360—16［23］中格構式鋼柱承載力的計算方法，考慮格構式鋼骨與混凝土之間的相互作用，引入二者之間的影響系數φsr作為格構式鋼骨對組合構件承載力的貢獻［25-26］.由于格構式鋼骨被混凝土包裹，可不考慮其單肢穩定性［16］.綜上所述，格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的軸壓承載力計算公式為：

式中：N為格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的軸壓承載力；N0為按文獻［20］中公式計算的普通鋼管混凝土構件軸壓承載力；Nsr為按文獻［23］中公式計算的鋼骨架軸壓承載力；φsr為鋼骨與混凝土之間的影響系數；Asr為鋼骨截面面積；fsr為鋼骨屈服強度；Fcr為鋼骨架臨界應力；Fs為彈性失穩臨界應力；Esr為鋼骨的彈性模量；L0/rsr為鋼骨架在失穩方向的長細比；ρ為配骨指標.

根據式（1）～（6）計算的試件軸壓承載力與試驗承載力對比如表6 所示.結果表明，公式計算結果與試驗結果吻合較好，且偏于安全.

表6 試件軸壓承載力計算值與試驗值對比Tab.6 Comparison of axial compressive bearing capacity between test results and theoretically calculated results

5 結論

對4 組共8 個鋼管混凝土軸心受壓構件進行了試驗研究，主要試驗參數為是否配置縱向加勁肋和格構式鋼骨.采用有限元方法對其受力全過程進行了分析，得到以下結論：

1）不同內部構造形式的鋼管混凝土構件變形機理和破壞機制基本一致，試件整體呈軸壓失穩形態，鋼管出現不同程度的局部鼓曲.

2）鋼管混凝土構件的內部構造形式對其軸壓極限承載力影響明顯.格構式鋼骨和內填混凝土在構件中形成的小“核心柱”，可延緩或抑制核心混凝土的裂縫發展，提高構件的承載能力和延性.與內部無任何加勁措施的試件相比，內配縱向加勁肋試件的極限承載力提高4.65%，內配格構式鋼骨試件的極限承載力提高10.53%，同時配置縱向加勁肋和格構式鋼骨試件的極限承載力提高21.12%.

3）按現行相關規范計算的格構式鋼骨-鋼管混凝土構件軸壓承載力均偏于保守.提出了格構式鋼骨-鋼管混凝土構件的軸壓承載力計算公式，公式計算結果與試驗結果吻合較好.