王燦燦，梁旭東，朱培紅，王先鐵，龐亞紅，孟繁東，吳建靈

(1.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司 麗水供電公司，浙江 麗水 323000；2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055;3.麗水正陽(yáng)電力建設(shè)有限公司，浙江 麗水 323000)

鋼管混凝土因具有強(qiáng)度高、塑性和韌性好、抗震性能好和施工方便等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于橋梁、大跨和高層建筑．目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能和設(shè)計(jì)方法開(kāi)展了較為深入的研究，并且取得了大量成果[1-2]．

鋼管混凝土構(gòu)件在軸心荷載或小偏心荷載作用下具有很好的承壓性能，但在構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比或荷載偏心距較大時(shí)靠近形心處的混凝土承載效率較低，卻在增加自重的同時(shí)提高了造價(jià)，并給基礎(chǔ)帶來(lái)更大的負(fù)擔(dān)．因此，中空夾層鋼管混凝土(Concrete Filled Double Skin Steel Tubes，CFDST)構(gòu)件被國(guó)內(nèi)外研究人員和工程技術(shù)人員廣泛關(guān)注[3]．與實(shí)心鋼管混凝土構(gòu)件相比，中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件不僅繼承了實(shí)心鋼管混凝土構(gòu)件承載力高、塑性和韌性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)具有截面開(kāi)展、抗彎剛度大、自重輕、經(jīng)濟(jì)效益和防火性能好等特點(diǎn)[4-5]．

自20世紀(jì)90年代以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)該類(lèi)構(gòu)件的力學(xué)性能展開(kāi)了一些研究．Uenaka K等[6-7]以外鋼管徑厚比和空心率為主要參數(shù)對(duì)圓中空夾層鋼管混凝土短柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)研究，提出了圓中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力計(jì)算公式．Zhao X L等[8]對(duì)8個(gè)不同寬厚比的方中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，提出了方中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力計(jì)算公式．Chen[9]等對(duì)7個(gè)不同寬厚比的十二邊形中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行純彎試驗(yàn)，試件均表現(xiàn)出良好的延性．Han L H等[10-11]對(duì)28個(gè)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明所有試件均表現(xiàn)出良好的耗能能力，通過(guò)有限元和理論分析給出了橫向荷載和橫向變形之間的關(guān)系表達(dá)式．Wan C Y等[12]對(duì)火災(zāi)后圓形中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，并通過(guò)有限元模擬分析了不同溫度場(chǎng)對(duì)軸壓承載力的影響規(guī)律，提出了統(tǒng)一溫度場(chǎng)下圓形中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力簡(jiǎn)化計(jì)算公式．Li W等[13-14]以含鋼率、荷載偏心率和空心率為參數(shù)對(duì)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行受拉試驗(yàn)，采用有限元軟件分析了材料強(qiáng)度、含鋼率和空心率對(duì)構(gòu)件受拉性能的影響，提出了圓形中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的受拉承載力計(jì)算公式．Huang H等[15]進(jìn)行了12個(gè)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)，并采用有限元方法分析其受力影響因素，提出了中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的抗扭承載力計(jì)算公式．Liang W等[16]以長(zhǎng)細(xì)比、偏心率和加勁肋形式為參數(shù)進(jìn)行了40個(gè)方形中空夾層鋼管混凝土試件的受壓試驗(yàn)．結(jié)果表明，加勁肋能改善試件的延性，但會(huì)降低試件整體承載力．這些研究成果為中空夾層鋼管混凝土的應(yīng)用提供了較為充實(shí)的理論和試驗(yàn)基礎(chǔ)．

綜上所述，以往對(duì)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的研究主要集中在對(duì)普通強(qiáng)度材料的研究．隨著基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的不斷發(fā)展，普通強(qiáng)度材料的中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件自重大、運(yùn)輸困難、占地面積大等缺點(diǎn)逐漸顯現(xiàn)．本文針對(duì)圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓力學(xué)性能開(kāi)展研究．探究圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在軸心受壓荷載作用下的受力性能、破壞模式，明確其受力機(jī)理，并提出構(gòu)件的承載力和剛度計(jì)算方法．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)了6個(gè)圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土試件，編號(hào)分別為CFDST-ZY-1～CFDST-ZY-6．試件高度均為1 500 mm，主要變化參數(shù)為混凝土強(qiáng)度、截面空心率χ=Di/(Do-2to)和截面含鋼率α=Aso/Ac(Aso為外鋼管的橫截面面積，Ac為夾層混凝土橫截面面積)．鋼材設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為Q690，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C100和C120．試件主要參數(shù)如表1所示．內(nèi)、外鋼管均由兩塊鋼板卷制對(duì)接拼焊而成，鋼管下端設(shè)有20 mm厚Q345鋼端板．根據(jù)混凝土澆筑時(shí)間，共制作四組混凝土試塊，編號(hào)為C100-1，C100-2，C120-1，C120-2，分別對(duì)應(yīng)試件CFDST-ZY-1～CFDST-ZY-2，CFDST-ZY-3，CFDST-ZY-4，CFDST-ZY-5～CFDST-ZY-6．

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

1.2 材料力學(xué)性能

按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975-2018)[17]的要求在不同厚度的鋼板上沿縱向切割每組三個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試樣，按《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[18]進(jìn)行鋼材拉伸試驗(yàn)．鋼管材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示．

表2 鋼材材性參數(shù)Tab.2 Steel property parameters

混凝土材性試塊按照《活性粉末混凝土》(GB/T31387-2015)[19]中的相關(guān)要求進(jìn)行制作和養(yǎng)護(hù)，28 d后實(shí)測(cè)混凝土材性參數(shù)如表3所示．

表3 混凝土材性參數(shù)Tab.3 Concrete material property parameters

1.3 加載裝置與測(cè)量方案

試驗(yàn)在20 000 kN電液伺服壓剪實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試件兩端采用單向刀口鉸，以模擬兩端鉸接邊界條件．試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置分別如圖1、2所示，在試件外鋼管的中部及兩端截面分別布置橫向和豎向應(yīng)變片，以測(cè)量鋼管的豎向和環(huán)向應(yīng)變．在試件中部對(duì)稱(chēng)布置兩個(gè)位移計(jì)，以測(cè)量試件中部的橫向變形；在試件下端對(duì)稱(chēng)設(shè)置4個(gè)位移計(jì)，以測(cè)量試件的軸向變形．

圖1 試驗(yàn)加載裝置Fig.1 Test loading device

在正式加載之前，先預(yù)加載2次，加載值約為預(yù)估極限荷載的15%．正式加載采用逐級(jí)加載制度．在小于60%預(yù)估極限荷載范圍內(nèi)，每級(jí)荷載取預(yù)估極限荷載的10%；當(dāng)荷載達(dá)到60%預(yù)估極限荷載后，每級(jí)荷載取預(yù)估極限荷載的5%．每級(jí)加載穩(wěn)定1 min后記錄相應(yīng)的荷載和應(yīng)變，接近破壞時(shí)慢速連續(xù)加載．加載至滿足以下2個(gè)條件之一時(shí)停止加載：荷載下降至85%；試件發(fā)生破壞．

圖2 測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Layout of measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

試件CFDST-ZY-1～CFDST-ZY-6的破壞過(guò)程和破壞模式基本相同．當(dāng)加載至極限荷載的10%～20%時(shí)，試件發(fā)出響聲，此時(shí)外鋼管與混凝土脫開(kāi)．當(dāng)加載至極限荷載的90%左右時(shí)，試件發(fā)出巨響，局部混凝土被壓碎．但由于鋼管的約束作用，試件承載力繼續(xù)增長(zhǎng)，此時(shí)外鋼管局部出現(xiàn)輕微鼓曲．加載至極限荷載時(shí)，外鋼管鼓曲愈加明顯．繼續(xù)加載，試件承載力緩慢下降，試件中部和端部均出現(xiàn)不同程度的局部鼓曲，試件發(fā)生“鼓曲型”破壞．圖3為試件CFDST-ZY-1的破壞形態(tài)，試件頂部和中部靠下位置均發(fā)生明顯的鼓曲如圖3(a)；切開(kāi)外鋼管發(fā)現(xiàn)核心混凝土整體保持完整，但局部被壓碎外鼓如圖3(b)；內(nèi)鋼管出現(xiàn)向內(nèi)的褶皺，其位置和外鋼管鼓曲位置對(duì)應(yīng)如圖3(c)．由此可見(jiàn)，“鼓曲型”破壞試件在整個(gè)加載過(guò)程中內(nèi)、外鋼管和混凝土能夠協(xié)同變形，共同受力．

圖3 試件CFDST-ZY-1破壞形態(tài)Fig.3 Failure patterns of CFDST-ZY-1 specimen

試件CFDST-ZY-5在整個(gè)加載過(guò)程中未出現(xiàn)明顯的局部鼓曲，而是試件中下部的整體鼓曲，外鋼管有明顯的斜向剪切線如圖4(a)，切開(kāi)外鋼管發(fā)現(xiàn)核心混凝土仍然保持為整體，但是出現(xiàn)了明顯的斜向裂縫如圖4(b)；內(nèi)鋼管出現(xiàn)向內(nèi)的褶皺，其位置與外鋼管鼓曲位置對(duì)應(yīng)如圖4(c)，試件發(fā)生“剪切型”破壞．

圖4 試件CFDST-ZY-5破壞形態(tài)Fig.4 Failure patterns of CFDST-ZY-5 specimen

出現(xiàn)這兩種不同的破壞形式，其原因與混凝土強(qiáng)度等級(jí)和約束效應(yīng)系數(shù)有關(guān)．當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級(jí)較低時(shí)，混凝土脆性相對(duì)較小，試件進(jìn)入彈塑性階段后，混凝土橫向變形增長(zhǎng)較為緩慢，約束效應(yīng)系數(shù)較大，鋼管對(duì)混凝土的約束較大，所以試件發(fā)生“鼓曲型”破壞．隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，混凝土脆性增大，試件進(jìn)入彈塑性階段后，混凝土橫向變形急劇增長(zhǎng)，當(dāng)約束效應(yīng)系數(shù)較大時(shí)，鋼管能夠?qū)炷撂峁┏浞值募s束，試件發(fā)生“鼓曲型”破壞；當(dāng)約束效應(yīng)較小時(shí)，鋼管不能為混凝土提供足夠的約束而發(fā)生“剪切型”破壞．所有軸壓試件的破壞形態(tài)如圖5所示．

圖5 試驗(yàn)試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns of test specimens

試件CFDST-ZY-1整體發(fā)生了彎曲，分析該試件的荷載-位移曲線可知，試件在達(dá)到極限狀態(tài)以后，承載力下降緩慢，具有良好的延性，而發(fā)生失穩(wěn)破壞的構(gòu)件在達(dá)到極限狀態(tài)以后，承載力下降較快，構(gòu)件延性較差．對(duì)比長(zhǎng)徑比相同的兩個(gè)試件CFDST-ZY-1和CFDST-ZY-4，試件CFDST-ZY-4未出現(xiàn)整體彎曲現(xiàn)象，同時(shí)由參數(shù)分析可得，該類(lèi)構(gòu)件長(zhǎng)徑比為8時(shí)破壞形態(tài)為強(qiáng)度破壞，長(zhǎng)徑比為12時(shí)其破壞形態(tài)由強(qiáng)度破壞轉(zhuǎn)為失穩(wěn)破壞．綜合以上分析，判斷試件CFDST-ZY-1為強(qiáng)度破壞，其發(fā)生整體彎曲的原因可能是試件上表面不平整，當(dāng)試件局部鼓曲后，由于上表面不平整，隨著加載繼續(xù)，試件將向發(fā)生局部鼓曲一側(cè)彎曲，最終導(dǎo)致試件出現(xiàn)了整體彎曲現(xiàn)象．

2.2 荷載-位移曲線

圖6為所有軸壓試件的荷載-位移曲線．加載初期，荷載與位移呈線性關(guān)系；當(dāng)加載至極限荷載的70%～85%時(shí)，外鋼管部分進(jìn)入塑性，試件進(jìn)入彈塑性階段，抗壓剛度不斷減?。焕^續(xù)加載，荷載增長(zhǎng)緩慢而豎向位移快速增長(zhǎng)，達(dá)到極限狀態(tài)后荷載開(kāi)始下降．除試件CFDST-ZY-5外，其余試件的荷載-位移曲線下降均比較平緩，試件具有較高的后期承載力以及良好的延性．試件CFDSY-ZY-5承載力下降較快、延性相對(duì)較差，這與其核心混凝土產(chǎn)生較大的斜向裂縫有關(guān)．由圖6可知，試件承載力和剛度隨著含鋼率的增大而減?。@是因?yàn)楫?dāng)外鋼管尺寸相同時(shí)，含鋼率的增大使核心混凝土的面積減小，雖然內(nèi)鋼管的面積有所增大，但內(nèi)鋼管提供的承載力增加部分小于混凝土承載力減小部分，所以試件整體承載力減?。?dāng)內(nèi)鋼管尺寸相同時(shí)，含鋼率的增大會(huì)減小整個(gè)試件的截面尺寸，所以承載力降低．當(dāng)外鋼管尺寸相同時(shí)，隨著空心率的增大混凝土面積減小，試件承載力和剛度降低．當(dāng)內(nèi)鋼管尺寸相同時(shí)，試件承載力和剛度隨空心率的增大而減?。嚰休d力隨著混凝土強(qiáng)度的提高而提高．

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖7、8分別給出了“鼓曲型”破壞試件CFDST-ZY-1和“剪切型”破壞試件CFDST-ZY-5的荷載-應(yīng)變曲線．ε表示應(yīng)變，下標(biāo)“T”和“L”分別表示橫向和豎向，其中拉應(yīng)變?yōu)檎?，壓?yīng)變?yōu)樨?fù)．第一個(gè)數(shù)字標(biāo)號(hào)“1、2、3”分別表示試件的上、中、下截面．后面的數(shù)字表示應(yīng)變片編號(hào)．由材性試驗(yàn)結(jié)果可知，外鋼管屈服應(yīng)變?yōu)?.003 75．

圖7為試件CFDST-ZY-1的荷載-應(yīng)變曲線．加載初期，試件處于彈性階段，應(yīng)變隨荷載線性增長(zhǎng)；加載至6 037 kN左右時(shí)，鋼管頂部開(kāi)始屈服，鋼管中部和底部仍處于彈性階段；加載至8 558 kN時(shí)，鋼管底部開(kāi)始屈服；加載至極限荷載時(shí)，由于鋼管發(fā)生局部鼓曲，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率增大；荷載下降階段，鋼管所有測(cè)點(diǎn)均達(dá)到屈服應(yīng)變．越靠近頂部試件的應(yīng)變?cè)酱螅?/p>

圖7 試件CFDST-ZY-1荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves of CFDST-ZY-1 specimen

圖8為試件CFDST-ZY-5的荷載-應(yīng)變曲線．加載初期，試件處于彈性階段，應(yīng)變隨荷載線性增長(zhǎng)；加載至3 056 kN左右時(shí)，鋼管頂部開(kāi)始屈服，鋼管中部和底部仍處于彈性階段；加載至9 550 kN時(shí)，鋼管底部開(kāi)始屈服；加載至極限荷載時(shí)，由于鋼管底部發(fā)生整體鼓曲，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率增大，外鋼管底部所有測(cè)點(diǎn)均達(dá)到屈服應(yīng)變，而此時(shí)鋼管頂部和中部截面部分測(cè)點(diǎn)仍處于彈性階段；荷載下降階段，剪切線通過(guò)的地方應(yīng)變快速增長(zhǎng)，其余測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較慢，甚至部分測(cè)點(diǎn)應(yīng)變減?。?/p>

圖8 試件CFDST-ZY-5荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves of CFDST-ZY-5 specimen

由以上應(yīng)變發(fā)展可知，當(dāng)試件發(fā)生“鼓曲型”破壞時(shí)，試件整體應(yīng)變較大，加載后期所有測(cè)點(diǎn)均達(dá)到屈服應(yīng)變，試件變形能力得到充分發(fā)展，承載力下降較慢，試件表現(xiàn)出良好的塑性性能和良好的延性．當(dāng)試件發(fā)生“剪切型”破壞時(shí)，除破壞部位的豎向和橫向應(yīng)變較大外其余部分的應(yīng)變均比較小，甚至某些截面還處于彈性階段．由于剪切裂縫的出現(xiàn)使得剪切部位的應(yīng)變迅速增長(zhǎng)，變形急劇增加，而試件其余部分變形不能得到很好的發(fā)展，所以試件承載力下降較快、延性相對(duì)較低．

3 非線性有限元分析

3.1 材料本構(gòu)模型

鋼材采用雙折線模型，受壓與受拉的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系相同[20]．混凝土材料采用ABAQUS中的損傷塑性模型[21]，混凝土泊松比為0.2，膨脹角為30°，雙軸受壓強(qiáng)度與單軸受壓強(qiáng)度之比為1.16，屈服常數(shù)為0.666 7．混凝土采用文獻(xiàn)[22]建議的圓鋼管混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變模型．

3.2 有限元模型

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)試件進(jìn)行非線性有限元分析，鋼管和混凝土均采用縮減積分的C3D8R實(shí)體單元．為了避免產(chǎn)生“沙漏”現(xiàn)象，在劃分部件網(wǎng)格時(shí)沿厚度方向至少劃分4個(gè)單元．鋼管和混凝土之間的相互作用采用接觸模擬，法向?yàn)橛步佑|，切向?yàn)榱P摩擦，摩擦系數(shù)取0.6．模型底端約束三個(gè)方向的平動(dòng)和X與Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，模型頂端約束X與Y方向的平動(dòng)和X與Z方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，Z方向施加豎向位移．模型網(wǎng)格劃分如圖9所示．

圖9 模型網(wǎng)格劃分Fig.9 Model meshing

3.3 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

非線性有限元分析得到的荷載-位移曲線和破壞形態(tài)與試驗(yàn)得到的荷載-位移曲線和破壞形態(tài)對(duì)比如圖10、11所示．由于有限元分析中加載方式和邊界條件為理想狀態(tài)，而試驗(yàn)過(guò)程中包含試件在內(nèi)的試驗(yàn)系統(tǒng)存在誤差和接觸間隙．因此有限元模擬的試件初始剛度比試驗(yàn)值略高．但極限承載力和后期剛度吻合較好．由圖10、11可知，有限元分析能夠較好地模擬試件的軸壓受力過(guò)程．

圖10 有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of load-displacement curves between FEM and test

3.4 內(nèi)、外鋼管及混凝土的受力過(guò)程

圖12為有限元分析得到的試件CFDST-ZY-1的荷載-位移曲線．圖中包括試件總荷載、內(nèi)鋼管承擔(dān)的荷載、外鋼管承擔(dān)的荷載及混凝土承擔(dān)的荷載．圖中有三個(gè)特征點(diǎn)，即A點(diǎn)為外鋼管開(kāi)始屈服的特征點(diǎn)、B點(diǎn)為構(gòu)件達(dá)到極限荷載的特征點(diǎn)、C點(diǎn)為縱向平均應(yīng)變達(dá)到0.02[23]的特征點(diǎn)．結(jié)合試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果可知，圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在軸壓荷載作用下經(jīng)歷以下三個(gè)階段：

圖12 試件CFDST-ZY-1荷載-位移曲線Fig.12 Load displacement curve of CFDST-ZY-1 specimen

(1)彈性階段，從O點(diǎn)到A點(diǎn)．在此階段，主要由夾層混凝土與外鋼管承受荷載，內(nèi)鋼管承受荷載較小，A點(diǎn)前試件無(wú)明顯變形，荷載到達(dá)A點(diǎn)后，外鋼管開(kāi)始屈服．

(2)彈塑性階段，從A點(diǎn)到B點(diǎn)．在這一階段，外鋼管屈服，夾層混凝土變形被外鋼管約束，混凝土的抗壓強(qiáng)度進(jìn)一步提高，構(gòu)件承載力繼續(xù)上升．構(gòu)件在B點(diǎn)達(dá)到極限承載力．

圖11 有限元與試驗(yàn)破壞形態(tài)對(duì)比Fig.11 Comparison of failure modes between FEM and test

(3)下降階段，從B點(diǎn)到C點(diǎn)．在此階段，外鋼管在底部和中部發(fā)生不同程度的向外鼓曲變形，夾層混凝土被壓碎．內(nèi)鋼管在底部和中部發(fā)生向內(nèi)褶皺，其他部位無(wú)明顯變形．

其余各試件的荷載-位移曲線發(fā)展趨勢(shì)基本一致，均包含彈性階段、彈塑性階段和下降階段．只是各部分承擔(dān)的荷載會(huì)隨含鋼率、空心率和混凝土強(qiáng)度的不同而有所差異．當(dāng)外鋼管尺寸相同時(shí)，隨著含鋼率和空心率的增大，混凝土面積減小，內(nèi)鋼管面積增大，混凝土承擔(dān)的荷載減小而內(nèi)鋼管承擔(dān)的荷載增大；當(dāng)內(nèi)鋼管尺寸相同時(shí)，隨著含鋼率和空心率的增大，混凝土和外鋼管面積減小，承擔(dān)的荷載隨之減?。S著混凝土強(qiáng)度的提高，混凝土承擔(dān)的荷載增大．

3.5 內(nèi)、外鋼管與混凝土之間的相互作用

圖13為試件達(dá)到極限承載力時(shí)，內(nèi)、外鋼管與夾層混凝土之間的相互作用沿構(gòu)件高度的變化情況．由圖13(a)可知，內(nèi)鋼管與混凝土之間的相互作用力在兩端較大，中間為零．因?yàn)榧虞d端約束了鋼管和混凝土的變形使得內(nèi)鋼管和混凝土之間的接觸應(yīng)力較大．整體來(lái)說(shuō)，當(dāng)試件達(dá)到極限承載力時(shí)，內(nèi)鋼管對(duì)混凝土的變形沒(méi)有支撐作用．

圖13 鋼管與混凝土之間的相互作用Fig.13 Interaction between steel tube and concrete

由圖13(b)可知，外鋼管與混凝土之間的相互作用力在兩端較小，中間較大．這說(shuō)明在試件達(dá)到極限荷載時(shí)，外鋼管對(duì)混凝土的變形有很大的約束作用．除試件CFDST-ZY-5外，外鋼管和混凝之間的相互作用力隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高而增大，隨著含鋼率的增大而減?。?/p>

4 參數(shù)分析

4.1 空心率

圖14為空心率為0.54、0.62、0.69、0.77和0.85時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為112 155 kN、109 473 kN、106 664 kN、103 720 kN和100 286 kN．隨著空心率的增大，構(gòu)件極限承載力減小，空心率的變化對(duì)構(gòu)件軸壓剛度幾乎沒(méi)有影響．這是因?yàn)殡S著截面空心率的增大，夾層混凝土承壓面積減小，內(nèi)鋼管承壓面積增大，但是內(nèi)鋼管面積增大不足以彌補(bǔ)混凝土面積減小帶來(lái)的承載力損失，所以構(gòu)件極限承載力減?。?/p>

圖14 不同空心率構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.14 Load-displacement curves of components with different void ratio

4.2 混凝土強(qiáng)度

圖15為混凝土強(qiáng)度為C60、C70、C80、C90和C100時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為92 841 kN、96 265 kN、99 154 kN、102 737 kN和106 664 kN．隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，構(gòu)件的極限承載力增大，剛度略有增加．

圖15 不同混凝土強(qiáng)度構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.15 Load-displacement curves of different concrete strength members

4.3 內(nèi)、外鋼管徑厚比

圖16為內(nèi)管徑厚比為30、37、44、51和61時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為112 112 kN、106 664 kN、102 544 kN、99 756 kN和96 962 kN．隨著內(nèi)鋼管徑厚比的增大，構(gòu)件極限承載力和剛度均減小，這是因?yàn)閮?nèi)鋼管徑厚比的增大，內(nèi)鋼管截面面積減小，從而導(dǎo)致其軸壓承載力和剛度降低．

圖16 不同內(nèi)管徑厚比構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.16 Load-displacement curves of members with different inner diameter-thickness ratios

圖17為外管徑厚比為42、50、55、62和72時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為115 872 kN、106 664 kN、101 426 kN、97 472 kN和90 544 kN．隨著外鋼管徑厚比的增大，構(gòu)件的極限承載力和剛度均明顯下降．這是因?yàn)橥怃摴軓胶癖鹊脑龃螅粌H減小了外鋼管的截面面積，而且外鋼管對(duì)混凝土的約束作用減小，從而導(dǎo)致其承載力和剛度降低．

圖17 不同外管徑厚比構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.17 Load-displacement curves of members with different outer diameter-thickness ratios

4.4 內(nèi)鋼管強(qiáng)度

圖18為內(nèi)管強(qiáng)度等級(jí)為Q460、Q500、Q550、Q620和Q690時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為98 352 kN、99 798 kN、101 605 kN、104 135 kN和106 664 kN．當(dāng)內(nèi)鋼管強(qiáng)度從Q460提高到Q690時(shí)，其極限承載力提高7.8%，剛度無(wú)明顯變化．因此，為了降低構(gòu)件的整體造價(jià)，中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的內(nèi)鋼管可以選擇比外鋼管強(qiáng)度等級(jí)低的鋼材．

圖18 不同內(nèi)管強(qiáng)度構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.18 Load-displacement curves of members with different inner steel strength

4.5 長(zhǎng)徑比

圖19為長(zhǎng)徑比為8、12、16、20和24時(shí)，高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的荷載-位移曲線．對(duì)應(yīng)的極限承載力分別為106 664 kN、103 547 kN、100 260 kN、99 972 kN和95 096 kN．隨著長(zhǎng)徑比的增加，構(gòu)件的極限承載力降低，剛度無(wú)明顯變化．

圖19 不同長(zhǎng)徑比構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.19 Load-displacement curves of members with different draw ratios

圖20為不同長(zhǎng)徑比的高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在軸壓荷載作用下的破壞形態(tài)．當(dāng)長(zhǎng)徑比較小時(shí)，構(gòu)件發(fā)生強(qiáng)度破壞如圖20(a)所示；當(dāng)長(zhǎng)徑比較大時(shí)，構(gòu)件發(fā)生整體失穩(wěn)破壞如圖20(b)、20(c)、20(d)和20(e)所示．

圖20 不同長(zhǎng)徑比構(gòu)件的破壞形態(tài)Fig.20 Failure modes of members with different draw ratios

5 承載力與剛度計(jì)算

5.1 承載力計(jì)算

T/CEC 185-2018規(guī)范(NC)[24]、AISC規(guī)范(NA)[25]、EC 4規(guī)范(NE)[26]和AIJ[27]規(guī)范(NJ)的公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果(Nu)對(duì)比如表4所示．其中T/CEC 185-2018、AISC和EC 4規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)值小，最大誤差均超過(guò)15%，AIJ規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)值大，結(jié)果偏于不安全．

表4 試件承載力對(duì)比Tab.4 Comparison of bearing capacity of specimens

T/CEC 185-2018規(guī)范與AIJ規(guī)范在計(jì)算中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力時(shí)考慮了鋼管與混凝土之間的相互作用，而AISC規(guī)范和EC 4規(guī)范在計(jì)算中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件承載力時(shí)僅將內(nèi)、外鋼管和混凝土的承載力進(jìn)行簡(jiǎn)單疊加，并未考慮鋼管與混凝土之間的相互作用．

但中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在實(shí)際受力過(guò)程當(dāng)中，達(dá)到極限承載力時(shí)，由于鋼管對(duì)混凝土的約束作用使得混凝土的壓應(yīng)力遠(yuǎn)超其軸心抗壓強(qiáng)度．因此在計(jì)算中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力時(shí)應(yīng)當(dāng)考慮外鋼管對(duì)混凝土強(qiáng)度的增強(qiáng)作用．

本文在T/CEC 185-2018規(guī)范軸壓承載力計(jì)算公式的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步考慮鋼管對(duì)混凝土的約束作用，在原有計(jì)算公式的基礎(chǔ)上對(duì)約束效應(yīng)系數(shù)進(jìn)行修正．則建議的高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力計(jì)算公式如下.

Nm=φ·Nm.u

(1)

Nm.u=Nosc.u+Ni.u

(2)

fosc.m=C1·χ2·fo+C2·(1.14+ηξo)·fc

(3)

式中：Nm為軸心受壓構(gòu)件的承載力；Nm,u為軸心受壓構(gòu)件的強(qiáng)度承載力；fosc,m為外鋼管和混凝土的組合強(qiáng)度設(shè)計(jì)值．

由試驗(yàn)結(jié)果回歸得到高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力約束效應(yīng)修正系數(shù)η，結(jié)果如表5所示．

表5 約束效應(yīng)修正系數(shù)Tab.5 Amplification coefficient of constraint effect

將η=1.25代入公式(3)中計(jì)算各構(gòu)件的軸壓承載力并與試驗(yàn)和有限元結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表6、表7所示．由表可知，建議公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)和有限元結(jié)果吻合較好，最大誤差為5%．

表6 建議公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.6 Comparison between the calculation results of the suggested formula and the test results

表7 建議公式計(jì)算結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比Tab.7 Comparison between the calculation results of the suggested formula and the FEM results

5.2 剛度計(jì)算

T/CEC 185-2018規(guī)范中給出的中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的組合彈性軸壓剛度計(jì)算公式為

(EA)sc=Es·(Asi+Aso)+Ec·Ac

(4)

式中：EAsc為組合彈性抗壓剛度；Es為鋼材的彈性模量；Ec為混凝土的彈性模量；Aso為外鋼管的橫截面面積；Asi為內(nèi)鋼管的橫截面面積．

試驗(yàn)剛度取荷載為0～0.4Nmax的割線剛度[20]．將公式計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表8所示．

表8 試件剛度計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Tab.8 Comparison between the calculated results of the rigidity of the test pieces and the test results

由上表可知，公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好．現(xiàn)有中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件軸壓剛度計(jì)算公式能夠用于計(jì)算圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓剛度．

6 結(jié)論

通過(guò)對(duì)6個(gè)高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土組合構(gòu)件進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，并通過(guò)有限元計(jì)算和理論分析，得出如下主要結(jié)論：

(1)在軸心荷載作用下圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件可能發(fā)生“鼓曲型”破壞或“剪切型”破壞，這與混凝土強(qiáng)度等級(jí)和約束效應(yīng)系數(shù)有關(guān)．試件發(fā)生鼓曲型破壞時(shí)具有較高的后期承載力和延性；發(fā)生剪切型破壞時(shí)延性相對(duì)較低；

(2)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件達(dá)到極限承載力時(shí)外鋼管對(duì)混凝土的變形有較強(qiáng)的約束作用而內(nèi)鋼管對(duì)混凝土的變形幾乎沒(méi)有支撐作用；

(3)隨著空心率的增大，構(gòu)件的極限承載力降低，空心率的變化對(duì)軸壓剛度影響較?。浑S著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的增大，構(gòu)件的極限承載力和剛度均增大；隨著內(nèi)鋼管徑厚比的增大，構(gòu)件承載力和剛度均降低；隨著外鋼管徑厚比的增大，構(gòu)件的極限承載力和剛度均明顯下降；

(4)基于T/CEC 185-2018規(guī)范中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件軸壓承載力計(jì)算公式，提出了適用于圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力計(jì)算公式，公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)和有限元結(jié)果吻合較好．T/CEC 185-2018規(guī)范關(guān)于中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓剛度計(jì)算公式能夠用于計(jì)算圓形高強(qiáng)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓剛度．