內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的抗彎性能

王先鐵，龐亞紅，高歡，韓軍科，朱彬榮，謝川東

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100085)

格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件是指在鋼管混凝土柱中埋入鋼骨(角鋼)，鋼骨之間用綴板連接，并在鋼管內(nèi)壁焊接縱向加勁肋的一種新型組合構(gòu)件。與傳統(tǒng)鋼管混凝土構(gòu)件相比，鋼骨和縱向加勁肋可增強(qiáng)鋼材對(duì)核心混凝土的約束，從而提高構(gòu)件的強(qiáng)度和剛度，減小外鋼管的厚度；混凝土可防止鋼骨與加勁肋的局部屈曲。與內(nèi)配工字鋼、交叉工字鋼等鋼管混凝土構(gòu)件相比，格構(gòu)式鋼骨離截面中和軸較遠(yuǎn)，可增大受彎構(gòu)件的截面模量，改善截面的力學(xué)性能，在同等約束條件下可減少鋼材用量。目前，學(xué)者們對(duì)內(nèi)配縱向加勁肋、工字鋼、鋼骨等鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能開展了一系列研究。Kitada[1]對(duì)鋼管壁焊接縱向加勁肋的鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在鋼管壁焊接縱向加勁肋能改善鋼管的穩(wěn)定性，延緩鋼管的局部屈曲，增強(qiáng)鋼材對(duì)核心混凝土的約束作用，從而提高構(gòu)件的承載能力。Zhu等[2]對(duì)26個(gè)鋼骨方鋼管高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，鋼管混凝土構(gòu)件內(nèi)配鋼骨能改變構(gòu)件的破壞模式和屈服后的性能。Chen等[3]對(duì)內(nèi)配角鋼的鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，結(jié)果表明，配有鋼筋或角鋼的鋼管混凝土柱彈性剛度提升較為明顯，承載力提升有限。Elchalakani等[4]、Kennedy[5]對(duì)矩形、方形、圓形鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了純彎試驗(yàn)，結(jié)果表明，鋼管與混凝土能協(xié)同工作，并且鋼管內(nèi)填充混凝土可提高構(gòu)件的強(qiáng)度和延性。Chang等[6]采用有限元方法對(duì)鋼骨鋼管混凝土柱的力學(xué)性能和破壞機(jī)理進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明，鋼骨鋼管混凝土柱比普通鋼管混凝土柱具有更高的承載力和剛度。何益斌等[7]對(duì)2個(gè)鋼管混凝土構(gòu)件、11個(gè)鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了偏心受壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，內(nèi)置鋼骨可有效提高鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的偏壓極限承載力。王博等[8]采用統(tǒng)一強(qiáng)度理論對(duì)軸心受壓鋼骨組合L形鋼管混凝土短柱的核心混凝土、型鋼鋼骨在三向受壓應(yīng)力狀態(tài)下的極限承載力進(jìn)行了分析。劉曉等[9]對(duì)配有工字形鋼骨的鋼管高強(qiáng)混凝土構(gòu)件進(jìn)行了抗彎試驗(yàn)，主要研究參數(shù)為配骨指標(biāo)和鋼骨加載方向(強(qiáng)軸和弱軸)，結(jié)果表明，極限彎矩隨配骨指標(biāo)的增加呈非線性增長(zhǎng)。徐菲等[10]對(duì)4組格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，鋼骨鋼管混凝土柱的受力過程均經(jīng)歷彈性階段、屈服階段和破壞階段，鋼骨能與鋼管、混凝土共同工作，協(xié)同變形。查曉雄等[11]對(duì)內(nèi)配鋼筋、圓鋼管及工字鋼的鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了純彎試驗(yàn)，并給出承載力計(jì)算公式，結(jié)果表明，內(nèi)配加勁件的鋼管混凝土構(gòu)件在純彎作用下具有較好的延性。

綜上所述，學(xué)者們對(duì)內(nèi)配縱向加勁肋、工字鋼、鋼骨等鋼管混凝土構(gòu)件的受壓、受彎性能開展了一些研究，但對(duì)具有良好力學(xué)性能的格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土組合構(gòu)件缺乏充分的試驗(yàn)和理論研究。筆者對(duì)外鋼管帶縱向加勁肋、同時(shí)內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的鋼管混凝土構(gòu)件的受彎性能開展研究，探究該類構(gòu)件在純彎荷載作用下的受力性能、破壞模式，明確其受力機(jī)理，并采用相關(guān)規(guī)范對(duì)試驗(yàn)試件的抗彎承載力和剛度進(jìn)行計(jì)算，將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了4組共8個(gè)試件，每組2個(gè)試件完全相同，試件長(zhǎng)度為3 000 mm，試驗(yàn)主要變化參數(shù)為試件鋼管是否配有縱向加勁肋或試件是否內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨。試件編號(hào)分別為CW-1-1～CW-4-2。其中，CW-1為普通鋼管混凝土試件，CW-2為鋼管設(shè)置縱向加勁肋的試件，CW-3為內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的試件，CW-4為鋼管設(shè)置縱向加勁肋、同時(shí)內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的試件。為了對(duì)比內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土試件在不同方向的抗彎性能，加載時(shí)，每組的1號(hào)試件使內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的實(shí)軸通過加載平面，2號(hào)試件使內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的虛軸通過加載平面，即每組的2號(hào)試件均相對(duì)1號(hào)試件旋轉(zhuǎn)45°放置。試件主要參數(shù)如表1所示，試件整體構(gòu)造圖和截面形式如圖1、圖2所示。

表1 試件參數(shù)

圖1 試件整體示意圖

圖2 截面示意圖

1.2 材料力學(xué)性能

鋼管和角鋼強(qiáng)度等級(jí)分別為Q345B和Q235B，按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試驗(yàn)制備》(GB/T 2975—2018)[12]的要求分別在不同強(qiáng)度的鋼板上沿縱向切割標(biāo)準(zhǔn)試樣，每組3個(gè)，按《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[13]進(jìn)行鋼材拉伸試驗(yàn)，鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果

混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50。按照《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[14]的相關(guān)要求進(jìn)行試樣制作和養(yǎng)護(hù)，28 d后測(cè)得混凝土軸心抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu為53.5 MPa，彈性模量Ec為3.53×104MPa。

1.3 加載裝置與測(cè)量方案

試驗(yàn)在500 t電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)裝置如圖3所示，采用三分點(diǎn)加載方式。為模擬簡(jiǎn)支邊界條件，制作了兩個(gè)帶有一定寬度的弧形支座，如圖3所示，左側(cè)支座只允許試件發(fā)生繞垂直于加載面方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，右側(cè)支座只允許試件發(fā)生軸向位移和繞垂直于加載面方向的轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖3 試驗(yàn)裝置

測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。在試件跨中截面間隔布置縱向和環(huán)向應(yīng)變片，在純彎段四分點(diǎn)處間隔布置環(huán)向應(yīng)變片，以測(cè)量試件純彎段各截面的縱向和環(huán)向應(yīng)變。在試件支座、加載點(diǎn)、跨中位置布置位移計(jì)，以測(cè)量試件的豎向位移。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置Fig.4 Arrangement of measurement

為了檢查試驗(yàn)裝置、測(cè)試儀器是否正常工作，先預(yù)加載2次，第1次加載至承載力設(shè)計(jì)值的60%，再卸載到0%，如此再反復(fù)一次。第3次加載采用分級(jí)加載，彈性范圍內(nèi)荷載級(jí)差為5 kN，持荷2 min后，再施加下一級(jí)荷載；當(dāng)荷載達(dá)到約60%預(yù)估極限荷載后，慢速連續(xù)加載；跨中最大撓度δm超過L/50(L為試件長(zhǎng)度)后，采用δm控制加載至破壞。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

各組試件試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)基本一致，如圖5所示。加載初期試件均無明顯變化，隨著荷載的增加，試件輕微彎曲，荷載進(jìn)一步增加，試件跨中撓度不斷增大，兩端向上翹起，彎曲逐漸明顯；同時(shí)，由于在加載點(diǎn)卡槽處應(yīng)力集中，內(nèi)部混凝土局部壓碎，鋼管在加載點(diǎn)處輕微鼓曲。整個(gè)加載過程中，試件均表現(xiàn)出優(yōu)異的延性和變形能力；由于混凝土對(duì)鋼管壁的支撐作用，各試件純彎段鋼管均未出現(xiàn)局部鼓曲，圖6為試件CW-4-2在加載過程中撓度沿試件長(zhǎng)度的變化情況。由圖6可知，試驗(yàn)過程中，內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土試件的撓曲線基本呈對(duì)稱的正弦半波曲線。

圖5 試件破壞形態(tài)

圖6 試件CW-4-2撓度曲線Fig.6 Deflection curves of CW-4-2

試驗(yàn)結(jié)束后，割開部分試件的外鋼管，觀察試件受拉區(qū)、受壓區(qū)內(nèi)部混凝土的破壞情況，如圖7所示。由圖7(a)可以看出，試件CW-3-1受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)縱向裂縫，表明試件破壞時(shí)受壓區(qū)混凝土在壓應(yīng)力作用下被劈裂，裂縫沿長(zhǎng)度方向發(fā)展，但寬度方向較小。對(duì)比不同組試件受拉區(qū)混凝土裂縫的開展情況可知：與配有格構(gòu)式鋼骨的試件CW-3相比，僅設(shè)有縱向加勁肋的試件CW-2受拉區(qū)裂縫間距更小，分布更為密集；試件CW-3與同時(shí)設(shè)有縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨的試件CW-4裂縫開展情況相似。由此可知，試件內(nèi)設(shè)格構(gòu)式鋼骨能有效減少受拉區(qū)混凝土裂縫的產(chǎn)生，其原因?yàn)楦駱?gòu)式鋼骨增強(qiáng)了試件的整體性，對(duì)混凝土的約束作用更強(qiáng)，在受力過程中可為受拉區(qū)混凝土分擔(dān)更多的拉力，從而延緩受拉區(qū)混凝土裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展。

圖7 混凝土開裂情況

2.2 彎矩-跨中撓度曲線

各組試件的彎矩-跨中撓度曲線如圖8所示。加載時(shí)，CW-1組試件放置方式相同，因此兩個(gè)試件的彎矩-跨中撓度曲線基本重合；CW-2、CW-3、CW-4組試件第2個(gè)試件均相對(duì)第1個(gè)試件旋轉(zhuǎn)45°放置，當(dāng)中和軸位于形心軸時(shí)，上述兩種不同放置方式的試件截面慣性矩相同。加載過程中受彎試件受拉區(qū)混凝土抗拉能力較差，實(shí)際中和軸位置高于形心軸，導(dǎo)致二者在受力過程中截面慣性矩和抗彎剛度有所不同，故每組兩個(gè)試件的剛度和極限承載力并不完全一致，但相差不大。

圖8 彎矩-跨中撓度曲線Fig.8 Momentmid-span-deflection

由圖8可知，該曲線均包括彈性階段、彈塑性階段以及塑性強(qiáng)化階段。加載初期，試件處于彈性階段，彎矩與跨中撓度呈線性增加；隨著荷載的增大，試件進(jìn)入彈塑性階段，曲線斜率變小，剛度下降明顯，此時(shí)，隨著跨中撓度的增加，彎矩增長(zhǎng)幅度減小；隨后試件進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段，跨中撓度快速發(fā)展，彎矩增長(zhǎng)速度進(jìn)一步減緩。

試件在試驗(yàn)過程中荷載下降時(shí)，極限抗彎承載力取最大荷載對(duì)應(yīng)的彎矩值；當(dāng)試件延性較好、在試驗(yàn)過程中荷載未出現(xiàn)下降時(shí)，極限抗彎承載力取鋼管受拉區(qū)最外邊緣應(yīng)變達(dá)到10 000×10-6時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎矩值[15]。各試件的極限抗彎承載力如表3所示。由表3可知，與內(nèi)部無任何加勁的試件CW-1相比，內(nèi)配縱向加勁肋試件CW-2截面含鋼率提高了0.3%，極限承載力提高了5.4%；內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件CW-3截面含鋼率提高了0.6%，極限承載力提高了11.3%；內(nèi)部同時(shí)設(shè)置縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨試件CW-4截面含鋼率提高了0.9%，極限承載力提高了16.4%。內(nèi)配縱向加勁肋或格構(gòu)式鋼骨均會(huì)提高試件的抗彎承載力，與試件CW-1相比，試件CW-3截面含鋼率提升百分比為試件CW-2的2倍，但試件CW-3承載力提升百分比為試件CW-2的2.2倍。因此，格構(gòu)式鋼骨對(duì)試件抗彎承載力的提升更明顯。

表3 試件極限抗彎承載力

2.3 應(yīng)變分析

1)平截面驗(yàn)證

圖9為各試件彎矩為100～600 kN·m時(shí)跨中截面縱向應(yīng)變分布情況。由圖9可知，各試件中和軸高度隨荷載的增加沿截面逐漸上升，各級(jí)荷載下應(yīng)變-截面高度曲線基本呈直線，即加載過程中純彎段跨中截面的應(yīng)變沿截面高度呈線性變化，應(yīng)變發(fā)展符合平截面假定。

圖9 各試件跨中截面縱向應(yīng)變分布Fig.9 Longitudinal strain distribution of specimen

2)應(yīng)變發(fā)展

試件跨中截面縱向應(yīng)變發(fā)展情況基本一致，如圖10所示。加載初期，鋼管處于彈性階段，應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)，受拉區(qū)應(yīng)變發(fā)展速度大于受壓區(qū)，受拉區(qū)首先進(jìn)入屈服；隨著受拉區(qū)鋼管的屈服，試件由彈性階段進(jìn)入彈塑性階段，剛度逐漸下降；隨后受壓區(qū)鋼管進(jìn)入屈服，試件進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段，應(yīng)變發(fā)展加快，試件承載力仍持續(xù)增長(zhǎng)，但增長(zhǎng)速度減慢；加載結(jié)束時(shí)，所有縱向測(cè)點(diǎn)應(yīng)變均達(dá)到屈服應(yīng)變。

對(duì)比各試件應(yīng)變發(fā)展情況可知，所有試件受拉區(qū)鋼管屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎矩接近，均為300 kN·m左右，各試件應(yīng)變發(fā)展的主要差別在于受壓區(qū)鋼管屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎矩。相比于未加勁試件CW-1和帶縱向加勁肋試件CW-2，內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件CW-3、CW-4的受壓區(qū)鋼管屈服明顯延遲。

2.4 抗彎剛度

根據(jù)受彎試件跨中截面處曲率與跨中截面最大受拉側(cè)和最大受壓側(cè)的應(yīng)變關(guān)系，得到受彎試件跨中截面處曲率φ的計(jì)算公式[16]。

(1)

式中：εH3、εH1分別為試件跨中截面下部受拉側(cè)和上部受壓側(cè)的縱向應(yīng)變；D為鋼管直徑。

由式(1)計(jì)算得到試件跨中截面的彎矩-曲率曲線，如圖11所示。由圖11可知，各試件的彎矩-曲率曲線包括3個(gè)階段：彈性階段，試件截面中和軸與截面形心軸基本重合，鋼材處于彈性階段；彈塑性階段，隨著荷載增加，中和軸向上部受壓區(qū)移動(dòng)，試件下部受拉區(qū)擴(kuò)大，受拉區(qū)鋼管屈服；塑性強(qiáng)化階段，隨著荷載的進(jìn)一步增大，受壓區(qū)鋼管屈服，受拉區(qū)鋼管進(jìn)入強(qiáng)化階段，此時(shí)試件曲率快速增加，彎矩持續(xù)增長(zhǎng)，但增長(zhǎng)速度減慢。各試件在加載過程中均表現(xiàn)出優(yōu)異的延性和變形能力。

圖11 彎矩-曲率曲線Fig.11 Bending moment-curvature

以試件受彎極限承載力試驗(yàn)值的0.2倍所對(duì)應(yīng)的割線剛度作為初始抗彎剛度K0，以受彎極限承載力試驗(yàn)值的0.6倍所對(duì)應(yīng)的割線剛度作為使用階段的抗彎剛度Ku[15]。各試件不同階段的抗彎剛度如表4所示，由表4可知：與內(nèi)部無任何加勁措施的試件CW-1相比，內(nèi)配縱向加勁肋試件CW-2的初始抗彎剛度提高了5.2%，使用階段抗彎剛度提高了5.5%；內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件CW-3的初始抗彎剛度提高了11%，使用階段抗彎剛度提高了9.6%；同時(shí)設(shè)置縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨的試件CW-4初始抗彎剛度提高了14.9%，使用階段抗彎剛度提高了14.4%。

表4 試件抗彎剛度

3 非線性有限元分析

3.1 材料本構(gòu)模型

采用有限元軟件ABAQUS對(duì)試件進(jìn)行數(shù)值模擬。鋼材采用五折線模型，受壓與受拉的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系相同[17]?；炷敛牧喜捎脫p傷塑性模型[18]，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。

3.2 有限元模型

縱向加勁肋、鋼骨、混凝土及鋼管均選用8節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)。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0.60[19]。在試件底部距左右兩側(cè)150 mm處設(shè)置鉸接，一側(cè)約束試件沿X、Y、Z方向的平動(dòng)和繞Y、Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，另一側(cè)約束試件沿X、Y方向的平動(dòng)和繞Y、Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，在試件Z軸方向三分點(diǎn)處施加沿Y軸負(fù)方向的豎向位移荷載，試件有限元模型如圖12所示。

圖12 有限元模型

3.3 有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元與試驗(yàn)破壞形態(tài)、荷載-位移曲線對(duì)比如圖13、圖14所示。由圖可知，二者破壞形態(tài)基本一致，有限元與試驗(yàn)彎矩-位移曲線吻合較好，二者承載力接近，初始剛度略有差異，其原因?yàn)橛邢拊治鲋屑虞d方式和邊界條件均為理想狀態(tài)，而試驗(yàn)過程中存在接觸間隙和加載誤差等導(dǎo)致試驗(yàn)初始剛度略低于有限元模擬結(jié)果?？傮w上，有限元分析能較好地反映試件的受力過程。

圖13 有限元模擬與試驗(yàn)破壞形態(tài)對(duì)比Fig.13 Comparison of failure mode between FEM and

圖14 有限元模擬與試驗(yàn)彎矩-位移曲線對(duì)比Fig.14 Comparison of bending moment-displacement curves between FEM and

3.4 應(yīng)力發(fā)展過程

Mises準(zhǔn)則是用于判斷材料是否屈服的應(yīng)力準(zhǔn)則，該準(zhǔn)則一般用于判斷延性較好的材料，因此，在有限元模擬內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件時(shí)，鋼管、加勁肋和格構(gòu)式鋼骨的應(yīng)力狀態(tài)由Mises應(yīng)力反映。對(duì)于脆性材料，一般采用第一強(qiáng)度理論，認(rèn)為材料破壞的主要原因是最大拉應(yīng)力達(dá)到允許應(yīng)力，因此，在有限元模擬內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管構(gòu)件時(shí)，混凝土的應(yīng)力狀態(tài)由其沿軸線方向的應(yīng)力(即S33)反映。

圖15為外鋼管設(shè)置縱向加勁肋、同時(shí)內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件CW-4的應(yīng)力發(fā)展過程。加載初期，試件處于彈性階段，鋼管與混凝土共同工作，隨著荷載的增加，受拉區(qū)外側(cè)混凝土開裂并不斷向上延伸，試件中和軸上移，下部鋼管承受較大的拉力；當(dāng)受拉區(qū)鋼管跨中進(jìn)入屈服時(shí)(圖15(a))，試件進(jìn)入彈塑性階段，鋼管塑性區(qū)逐漸擴(kuò)展，受拉區(qū)鋼骨開始屈服(圖15(b))，此時(shí)受壓區(qū)外側(cè)混凝土達(dá)到抗壓強(qiáng)度(圖15(c))；隨著荷載的繼續(xù)增加，受壓區(qū)最外側(cè)鋼管也逐漸屈服(圖15(d))，受壓區(qū)鋼骨應(yīng)力增大(圖

圖15 試件應(yīng)力發(fā)展過程Fig.15 Stress development process of

15(e))，混凝土塑性區(qū)由外向內(nèi)擴(kuò)展(圖15(f))，試件進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段，荷載增長(zhǎng)速度明顯減緩。隨著純彎段鋼管大面積屈服(圖15(g))、鋼骨受壓屈服(圖15(h))、大部分混凝土達(dá)到抗壓強(qiáng)度(圖15(i))。加載過程中試件中和軸不斷上升，由直線變?yōu)榍€(圖15(j))。

4 參數(shù)分析

為全面了解內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土受彎構(gòu)件的力學(xué)性能，以試驗(yàn)試件為基本模型，采用有限元方法分析鋼管徑厚比、鋼骨肢件間距、鋼骨尺寸、鋼骨及混凝土強(qiáng)度對(duì)內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件受彎性能的影響。

4.1 鋼管徑厚比

圖16為外鋼管徑厚比分別為80、67、57的內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的彎矩-位移曲線。由圖可知：各構(gòu)件均表現(xiàn)出良好的延性；隨著外鋼管徑厚比減小，構(gòu)件承載力顯著增大，其原因?yàn)椋轰摴芑炷翗?gòu)件受彎時(shí)，由于混凝土抗拉能力差，受拉區(qū)混凝土很快出現(xiàn)裂縫退出工作，試件中和軸不斷上升，混凝土受壓區(qū)面積減小，鋼管是承受彎曲荷載的主要受力部件。因此，外鋼管徑厚比減小，構(gòu)件含鋼率提高，其承載力明顯增大。

圖16 不同鋼管徑厚比構(gòu)件的彎矩-位移曲線Fig.16 Bending moment-displacement curves of members with different diameter-thickness ratios of steel

4.2 鋼骨尺寸

圖17 不同鋼骨尺寸構(gòu)件的彎矩-位移曲線Fig.17 Bending moment-displacement curves of members with different steel-reinforced

4.3 鋼骨肢件間距

圖18為鋼骨肢件間距分別為160、180、200、220、240 mm的內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的彎矩-位移曲線。由圖可知，隨著鋼骨肢件間距增大，內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的承載力略有提升。其主要原因?yàn)殡S著鋼骨間距的增大，自身抗彎抵抗矩越大，則鋼骨本身抗彎強(qiáng)度越大，但對(duì)于整個(gè)截面，鋼骨所承擔(dān)的荷載較小，其主要作用是約束核心混凝土，延緩構(gòu)件在受力過程中中和軸的上移，因此，在一定范圍內(nèi)改變其肢件間距，對(duì)構(gòu)件的抗彎承載力影響較小。

圖18 不同鋼骨肢件間距構(gòu)件的彎矩-位移曲線Fig.18 Bending moment-displacement curves of members with different steel limb spacing of

4.4 鋼骨強(qiáng)度等級(jí)

圖19為鋼骨強(qiáng)度等級(jí)分別為Q235、Q345、Q420的內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的彎矩-位移曲線。由圖可知，隨著鋼骨強(qiáng)度的提高，構(gòu)件的抗彎承載力僅有小幅提升。這是由于雖然格構(gòu)式鋼骨強(qiáng)度提高，但鋼骨在受彎過程中并未屈服，且對(duì)整個(gè)構(gòu)件截面來說，格構(gòu)式鋼骨的總用鋼量相對(duì)較少，因此，改變鋼骨強(qiáng)度對(duì)構(gòu)件受彎性能影響較小。

圖19 不同鋼骨強(qiáng)度構(gòu)件的彎矩-位移曲線Fig.19 Bending moment-displacement curves of members with different steel-reinforced

4.5 混凝土強(qiáng)度等級(jí)

圖20為混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C30、C45、C60的內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件的彎矩-位移曲線。由圖20可知，隨著混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高，構(gòu)件抗彎承載力略有增長(zhǎng)?；炷翉?qiáng)度等級(jí)對(duì)構(gòu)件抗彎承載力影響較小，這是由于構(gòu)件受彎時(shí)參與受壓的混凝土較少，混凝土的主要作用是支撐鋼管，防止其受彎屈曲。

圖20 不同混凝土強(qiáng)度構(gòu)件的彎矩-位移曲線Fig.20 Bending moment-displacement curves of members with different concrete

5 承載力與剛度計(jì)算

5.1 承載力計(jì)算

對(duì)于內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨及縱向加勁肋的鋼管混凝土構(gòu)件，《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408:2015)[20]規(guī)定其抗彎承載力Mu1為素鋼管混凝土構(gòu)件與格構(gòu)式鋼骨(及縱向加勁肋)的抗彎承載力之和。

Mu1=M01+Mb

(2)

式中：M01為素混凝土抗彎承載力；Mb為格構(gòu)式鋼骨抗彎承載力。

規(guī)范計(jì)算值Mu1與試驗(yàn)值Mu對(duì)比如表5所示。對(duì)于普通鋼管混凝土試件，規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好；但對(duì)于帶加勁件的試件，計(jì)算結(jié)果偏于保守，特別是對(duì)CW-4試件，其偏差接近12%。分析其原因，該公式僅為內(nèi)配件抗彎承載力與鋼管混凝土抗彎承載力的簡(jiǎn)單疊加，未考慮到兩者的相互作用能提高試件的整體抗彎承載力。

表5 抗彎承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

5.2 剛度計(jì)算

《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408：2015)、美國(guó)規(guī)范AISC 360-16[21]和歐洲規(guī)范EC 4[22]中內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件抗彎剛度的計(jì)算公式分別為式(3)～式(5)。

EI=EsoIso+EcIc+EsiIsi

(3)

EI=EsoIso+C3EcIc+EsiIsi

(4)

EI=EsoIso+0.6EcIc+EsiIsi

(5)

將試驗(yàn)所得初始抗彎剛度K0和使用階段抗彎剛度Ku分別與《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408：2015)、美國(guó)規(guī)范AISC 360-16和歐洲規(guī)范EC 4公式計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，如表6所示。

表6 抗彎剛度計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

由于混凝土抗拉性能較差，構(gòu)件受拉區(qū)混凝土在加載初期即出現(xiàn)開裂，導(dǎo)致截面中和軸上移，參與受壓的混凝土面積減小，所以對(duì)于構(gòu)件整體抗彎剛度的貢獻(xiàn)較低，在對(duì)構(gòu)件剛度進(jìn)行計(jì)算時(shí)，應(yīng)對(duì)混凝土剛度進(jìn)行相應(yīng)折減。由式(3)～式(5)可知，各規(guī)范對(duì)于內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件抗彎剛度的計(jì)算均為鋼管、核心混凝土、格構(gòu)式鋼骨抗彎剛度的疊加，3種規(guī)范的主要區(qū)別在于核心混凝土對(duì)構(gòu)件抗彎剛度的貢獻(xiàn)大小，《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408：2015)未對(duì)核心混凝土剛度進(jìn)行折減，美國(guó)規(guī)范AISC 360-16和歐洲規(guī)范EC 4規(guī)范對(duì)核心混凝土抗彎剛度折減的方式類似，只是折減系數(shù)不同。從計(jì)算結(jié)果對(duì)比可知，采用美國(guó)AISC 360-16規(guī)范、歐洲規(guī)范EC 4得到的抗彎剛度計(jì)算值與試驗(yàn)值最接近，對(duì)于普通鋼管混凝土構(gòu)件的剛度計(jì)算結(jié)果大于試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)于內(nèi)配加勁件(縱向加勁肋、格構(gòu)式鋼骨)的鋼管混凝土構(gòu)件，剛度計(jì)算結(jié)果略小于試驗(yàn)結(jié)果，偏于安全。采用《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408:2015)的剛度計(jì)算值明顯大于試驗(yàn)值。

6 結(jié)論

對(duì)4組不同內(nèi)部加勁形式的鋼管混凝土試件進(jìn)行受彎試驗(yàn)，通過有限元數(shù)值模擬和理論分析，得出以下結(jié)論：

1)與內(nèi)部無任何加勁措施的試件相比，縱向加勁肋使試件截面含鋼率增大了0.3%，承載力提升了5.4%；格構(gòu)式鋼骨使試件截面含鋼率增大了0.6%，承載力提升了11.3%；同時(shí)設(shè)置縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨使試件截面含鋼率增大了0.9%，承載力提升了16.4%。

2)受拉區(qū)鋼管屈服是試件從彈性階段進(jìn)入彈塑性階段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，受壓區(qū)鋼管屈服后，試件逐漸從彈塑性階段進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段。

3)鋼管徑厚比、鋼骨尺寸及鋼骨強(qiáng)度對(duì)構(gòu)件抗彎性能影響較大，而混凝土強(qiáng)度、鋼骨肢件間距對(duì)其抗彎性能影響較小。

4)中國(guó)規(guī)范對(duì)于格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土構(gòu)件承載力的計(jì)算偏于保守。采用美國(guó)和歐洲規(guī)范計(jì)算的構(gòu)件剛度值與試驗(yàn)值接近，采用中國(guó)規(guī)范計(jì)算的構(gòu)件剛度值明顯大于試驗(yàn)值。