格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件軸壓性能試驗(yàn)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(xué)土木工程學(xué)院，陜西西安 710055；2.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100055）

格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件是指在鋼管混凝土構(gòu)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(gòu)件.與鋼骨混凝土構(gòu)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(tài)，顯著提高構(gòu)件的受壓承載能力和延性；與鋼管混凝土構(gòu)件相比，格構(gòu)式鋼骨增強(qiáng)了對(duì)核心混凝土的約束作用，從而提高了構(gòu)件的受壓承載能力.格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件兼具鋼骨混凝土構(gòu)件和鋼管混凝土構(gòu)件的優(yōu)點(diǎn)，不僅具有更高的抗重載能力和良好的延性，同時(shí)減小了構(gòu)件截面尺寸，施工簡(jiǎn)便，還具有一定的防火能力［1-2］.

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件開(kāi)展了初步試驗(yàn)與理論研究.Kitada［3］對(duì)管壁焊接縱向加勁肋的鋼管混凝土構(gòu)件試驗(yàn)研究表明，縱向加勁肋能延緩鋼管局部屈曲.Zhu 等［4］對(duì)鋼骨-方鋼管自密實(shí)高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)，研究了寬厚比和長(zhǎng)寬比對(duì)組合柱強(qiáng)度及破壞形態(tài)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(biāo)、鋼骨強(qiáng)度等級(jí)對(duì)鋼骨-鋼管混凝土柱軸壓力學(xué)性能的影響.Chen 等［6］對(duì)內(nèi)配角鋼鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，研究了內(nèi)配角鋼對(duì)鋼管混凝土柱軸拉性能影響.Wang 等［7］對(duì)內(nèi)置鋼骨的鋼管混凝土構(gòu)件和普通鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，對(duì)比分析了二者的受力性能.王清湘等［8］對(duì)工字交叉形鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)，研究了構(gòu)件的延性、承載能力和工作機(jī)理.何益斌等［9］分別對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件和工字交叉形鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了偏心受壓試驗(yàn)，對(duì)比分析了二者承載性能、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、延性及破壞特征等方面的差異.丁發(fā)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(jī)理，建立了該類組合構(gòu)件的極限承載力計(jì)算公式.徐亞豐等［11］利用有限元軟件ABAQUS 對(duì)工字形鋼骨-鋼管高強(qiáng)混凝土組合柱進(jìn)行了模擬分析，研究了偏心距、配骨指標(biāo)、長(zhǎng)細(xì)比及加載方向?qū)ζ氖軌航M合柱力學(xué)性能的影響.陳周熠等［12］對(duì)配置圓形鋼骨的混凝土柱進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明配置鋼骨能提高試件的極限變形能力，增強(qiáng)試件的延性和耗能性能.

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)工字形、交叉十字形鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件開(kāi)展了較為廣泛的研究，此類鋼骨可提高構(gòu)件的含鋼率并延緩混凝土開(kāi)裂，但對(duì)核心混凝土的約束相對(duì)較弱［13-15］.為此，Xu 等［16-17］提出了采用格構(gòu)式角鋼作為鋼骨的鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件，其鋼骨可有效提高截面抗彎抵抗矩，增強(qiáng)對(duì)核心混凝土的約束.本文對(duì)采用格構(gòu)式角鋼作為鋼骨并設(shè)置縱向加勁肋的鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，結(jié)合有限元數(shù)值模擬分析，研究其承載性能、受力機(jī)理及破壞機(jī)制，提出承載力計(jì)算方法.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)依托舟山大跨越輸電塔工程，設(shè)計(jì)了4 組共8 個(gè)軸心受壓試件，每組2 個(gè)試件完全相同，編號(hào)分別為ZY-1～ZY-4.根據(jù)實(shí)際工程情況，試件長(zhǎng)徑比取為5，試件幾何尺寸和截面形式如圖1 所示，試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示.其中，ZY-1為普通鋼管混凝土試件，ZY-2為內(nèi)配縱向加勁肋鋼管混凝土試件，ZY-3 為內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土試件，ZY-4 為內(nèi)配縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨鋼管混凝土試件.鋼管由Q345B 鋼板卷制而成，內(nèi)灌C50 混凝土.混凝土澆筑完成后，在試件上端部灑水養(yǎng)護(hù)，然后將其罩封，自然養(yǎng)護(hù)至開(kāi)始試驗(yàn).正式加載前，將試件上端部打磨平整，鋪上細(xì)沙后加蓋端板，以保證外鋼管、格構(gòu)式鋼骨和核心混凝土共同受力.

表1 試件參數(shù)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(xué)性能

試件外鋼管和格構(gòu)式鋼骨鋼材強(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)取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975—2018）［18］的要求，分別在外鋼管、格構(gòu)式鋼骨和縱向加勁肋的相應(yīng)部位切取樣坯并加工成型，共制作3 組9 個(gè)試樣.鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel

按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2016）［19］的相關(guān)要求進(jìn)行混凝土材性試樣的制作和養(yǎng)護(hù).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(duì)應(yīng)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(duì)應(yīng)試件為ZY-3-2、ZY-4-1、ZY-4-2.混凝土養(yǎng)護(hù)28 d 后進(jìn)行立方體抗壓和彈性模量試驗(yàn)，混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示.

表3 混凝土材料力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of concrete

1.3 試驗(yàn)裝置及加載制度

試驗(yàn)在20 000 kN 電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.在試件上、下兩端設(shè)置單向刀口鉸，以實(shí)現(xiàn)鉸接邊界條件.試驗(yàn)裝置如圖2 所示.加載前，按文獻(xiàn)［20］中的計(jì)算公式預(yù)估試件承載力，如表1 所示.試驗(yàn)采用分級(jí)加載制度，加載方案如下：1）預(yù)加載階段.預(yù)加載至承載力預(yù)估值的40%，卸載至0%，確認(rèn)各測(cè)試儀器正常工作后，進(jìn)行正式加載.2）正式加載階段.荷載達(dá)到承載力預(yù)估值的80%之前，每級(jí)荷載增量取預(yù)估值的1/10，當(dāng)荷載達(dá)到承載力預(yù)估值的80%后，每級(jí)荷載增量取預(yù)估值的1/20，每級(jí)荷載持荷1 min.試驗(yàn)采用位移控制，加載速度為1 mm/min.達(dá)到下列條件之一時(shí)停止加載：①荷載降至實(shí)測(cè)峰值荷載的85%；②試件破壞嚴(yán)重；③荷載達(dá)到加載缸最大荷載.

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Test setup

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

在試件下端對(duì)稱設(shè)置4 個(gè)編號(hào)為W1～W4 的位移計(jì)，以測(cè)量試件的縱向變形.在試件中部呈90°設(shè)置2 個(gè)編號(hào)為W5、W6 的位移計(jì)，以測(cè)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(gè)縱向應(yīng)變片（編號(hào)分別為1-21～1-28、1-1～1-8），B-B 截面沿圓周布置12 個(gè)應(yīng)變片，分別為8 個(gè)縱向應(yīng)變片（編號(hào)為1-9～1-16）和4 個(gè)環(huán)向應(yīng)變片（編號(hào)為1-17～1-20）.位移、應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示.

圖3 測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Layout of measurement points

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

試件ZY-1～ZY-4 的破壞過(guò)程和破壞形態(tài)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(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件）之前，試件處于彈性階段，無(wú)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(fā)出異響，各試件開(kāi)始出現(xiàn)不同程度的失穩(wěn)變形，外鋼管局部出現(xiàn)輕微鼓曲；加載至各試件的極限荷載時(shí)，試件失穩(wěn)變形急劇增大，外鋼管局部鼓曲愈加明顯；繼續(xù)加載，承載力開(kāi)始緩慢下降，試件表現(xiàn)出良好的延性.各試件的最終破壞形態(tài)為整體失穩(wěn)變形，同時(shí)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(xiàn)的整體破壞形態(tài)基本相同，但因其內(nèi)部構(gòu)造形式不同，各試件的整體失穩(wěn)程度、最大鼓曲位置和鼓曲高度存在差異，如圖5所示.內(nèi)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(yuǎn)小于試件ZY-1 和ZY-3，表明在管壁內(nèi)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(tài)Fig.4 Failure patterns of specimens

圖5 試件局部鼓曲對(duì)比Fig.5 Local buckling patterns of specimens

試驗(yàn)后割開(kāi)外鋼管以觀察內(nèi)部混凝土的破壞情況，如圖6 所示.內(nèi)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(qū)域的混凝土呈碎片狀，并隨外鋼管的變形發(fā)生“塑性流動(dòng)”.混凝土柱下端出現(xiàn)多條不同程度的剪切斜裂縫，鋼骨和其內(nèi)部混凝土緊緊粘結(jié)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(chǎn)生和發(fā)展，使鋼管對(duì)混凝土的約束作用得到充分發(fā)揮，從而使格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件比普通鋼管混凝土構(gòu)件具有更高的承載力和延性.格構(gòu)式鋼骨的變形與試件整體變形基本一致，未見(jiàn)縱向滑移和格構(gòu)式鋼骨架單肢失穩(wěn)現(xiàn)象.

圖6 混凝土破壞形態(tài)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(guān)系，試件處于彈性階段，普通鋼管混凝土試件和內(nèi)配格構(gòu)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(jìn)入彈塑性階段，達(dá)到極限荷載后，荷載緩慢下降，各試件均表現(xiàn)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(nèi)部構(gòu)造形式對(duì)其軸壓極限承載力有明顯影響.與內(nèi)部無(wú)加勁措施的試件相比，內(nèi)配縱向加勁肋試件的極限承載力提高了4.65%；內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件的極限承載力提高了10.53%；同時(shí)配置縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨試件的極限承載力提高了21.12%.配置加勁肋或格構(gòu)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(shuō)明加勁肋和鋼骨不僅提供了承載力，也提高了對(duì)混凝土的約束效應(yīng).

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

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖8 為典型試件ZY-4-1 的荷載-應(yīng)變曲線.加載過(guò)程中，不同內(nèi)部構(gòu)造形式的鋼管混凝土試件各測(cè)點(diǎn)達(dá)到屈服應(yīng)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(shí)，除鋼管中部環(huán)向測(cè)點(diǎn)外，各部位應(yīng)變均達(dá)到屈服；內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨試件在達(dá)到極限荷載的85%～90%時(shí)，除鋼管中部環(huán)向測(cè)點(diǎn)外，各部位應(yīng)變陸續(xù)達(dá)到其屈服應(yīng)變，且在同一荷載時(shí)各部位應(yīng)變均小于普通鋼管混凝土試件對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變.

圖8 試件ZY-4-1荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves of ZY-4-1

整個(gè)加載過(guò)程中，普通及內(nèi)配縱向加勁肋鋼管混凝土試件的鋼管中部環(huán)向應(yīng)變相對(duì)較小，部分測(cè)點(diǎn)達(dá)到其屈服應(yīng)變，部分測(cè)點(diǎn)始終保持在彈性范圍內(nèi).內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的鋼管混凝土試件在接近各自極限荷載時(shí)，鋼管中部環(huán)向應(yīng)變急劇增大，加載結(jié)束時(shí)各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變均遠(yuǎn)超其屈服應(yīng)變，這表明內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨后，鋼管對(duì)核心混凝土所提供的約束作用進(jìn)一步增強(qiáng).

3 有限元分析

3.1 材料本構(gòu)關(guān)系

采用有限元軟件ABAQUS 對(duì)試驗(yàn)試件進(jìn)行數(shù)值模擬分析.鋼材本構(gòu)關(guān)系選用基于經(jīng)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(shí)測(cè)值，泊松比v=0.3.混凝土本構(gòu)關(guān)系選用損傷塑性模型［21］，該模型綜合了非關(guān)聯(lián)多軸硬化塑性和各向同性線性損傷，可以模擬混凝土開(kāi)裂和壓碎引起的損傷，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表5.

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

3.2 單元選取與網(wǎng)格劃分

混凝土和格構(gòu)式鋼骨選用8 節(jié)點(diǎn)減縮積分的實(shí)體單元（C3D8R）.為避免由于厚度方向單元過(guò)少發(fā)生“沙漏”現(xiàn)象，鋼骨沿厚度方向劃分3 個(gè)單元，鋼管和縱向加勁肋采用4 節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的殼單元（S4R），模型網(wǎng)格劃分如圖9所示.

圖9 模型網(wǎng)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(dāng)兩界面接觸時(shí)，可完全傳遞垂直于法線方向的接觸力，界面脫離則無(wú)相互作用；切向采用庫(kù)倫摩擦，通過(guò)界面摩擦系數(shù)μ模擬鋼與混凝土之間粘結(jié)滑移，μ=0.5［22］.

3.4 邊界條件

有限元模型邊界條件與試驗(yàn)一致.模型下端部耦合點(diǎn)處約束X、Y、Z三個(gè)方向的平動(dòng)和Y、Z兩個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)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(diǎn)X、Y方向的平動(dòng)和Y、Z兩個(gè)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，沿Z方向施加位移荷載.

3.5 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元分析的荷載-位移曲線和破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖10～11所示.由圖10可知，有限元與試驗(yàn)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(yàn)值.由圖11可知，有限元與試驗(yàn)破壞形態(tài)基本一致，有限元分析能夠較準(zhǔn)確地模擬試件的破壞形態(tài).

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 finite element analysis and test

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

3.6 受力機(jī)理分析

根據(jù)試驗(yàn)和有限元模擬結(jié)果，得到格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件的典型荷載-縱向位移（N-δ）關(guān)系曲線如圖12 所示.格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件承受軸壓荷載時(shí)，受力全過(guò)程包括以下3個(gè)階段：

圖12 典型N-δ關(guān)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(yīng)力分布較為均勻.由于在混凝土中配置了格構(gòu)式鋼骨，構(gòu)件的彈性階段較普通鋼管混凝土構(gòu)件更長(zhǎng).

2）彈塑性階段（AB）.隨著荷載增加，格構(gòu)式鋼骨和鋼管逐漸受壓屈服，混凝土的微裂縫不斷擴(kuò)展，構(gòu)件的軸壓剛度不斷減小，N與δ呈明顯的非線性關(guān)系.在鋼骨和鋼管逐漸屈服過(guò)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(gòu)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(dān).混凝土壓力增加，導(dǎo)致其橫向應(yīng)變迅速增大，混凝土與格構(gòu)式鋼骨和鋼管之間的相互作用進(jìn)一步加強(qiáng)，提高了混凝土的抗壓強(qiáng)度，使構(gòu)件整體承載力超過(guò)格構(gòu)式鋼骨、鋼管及混凝土單獨(dú)承載力之和.接近極限荷載B點(diǎn)時(shí)，構(gòu)件產(chǎn)生失穩(wěn)變形；柱體略微變粗，但大體均勻；外鋼管管壁出現(xiàn)不同程度的鼓曲變形.

3）破壞階段（BC）.達(dá)到極限荷載B點(diǎn)后，荷載開(kāi)始緩慢下降，構(gòu)件失穩(wěn)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(shí)內(nèi)部混凝土被壓碎，且有很大的擠壓流動(dòng)和變形.曲線下降階段的整體趨勢(shì)較為平緩，表明格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土組合構(gòu)件具有良好的延性.

有限元分析表明，在受荷初期，試件應(yīng)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(shí)，格構(gòu)式鋼骨的縱向應(yīng)變均達(dá)到屈服應(yīng)變；加載至極限荷載的90%時(shí)，外鋼管的縱向應(yīng)變均達(dá)到屈服應(yīng)變，環(huán)向應(yīng)變部分達(dá)到屈服應(yīng)變；極限荷載時(shí)，環(huán)向應(yīng)變均達(dá)到屈服應(yīng)變，與試驗(yàn)結(jié)果一致.在荷載上升的過(guò)程中，混凝土與格構(gòu)式鋼骨、外鋼管之間的相互作用力不斷增大.同時(shí)，格構(gòu)式鋼骨附近的混凝土受到格構(gòu)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(yīng)力明顯高于其它區(qū)域.正是由于這種增強(qiáng)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(gòu)式鋼骨承載力之和.試件最終破壞形態(tài)為：格構(gòu)式鋼骨發(fā)生壓縮變形，帶肋鋼管出現(xiàn)輕微局部鼓曲，混凝土裂縫發(fā)展過(guò)大，試件破壞.

4 承載力計(jì)算公式

目前，鋼管混凝土構(gòu)件的設(shè)計(jì)和計(jì)算方法較為成熟［20，23-24］，而格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件的承載力計(jì)算尚缺乏充分的依據(jù).為了解現(xiàn)有鋼管混凝土構(gòu)件軸壓承載力計(jì)算方法是否適用于格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件，根據(jù)文獻(xiàn)［20，23-24］的相關(guān)公式計(jì)算格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土試件的軸壓承載力，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比如表6 所示.由表6 可知，對(duì)于普通鋼管混凝土試件ZY-1 和設(shè)置縱向加勁肋的鋼管混凝土試件ZY-2，各國(guó)規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好.但對(duì)于內(nèi)配格構(gòu)式鋼骨的鋼管混凝土試件ZY-3 和ZY-4，由于現(xiàn)行各國(guó)規(guī)范未全面考慮格構(gòu)式鋼骨對(duì)核心混凝土承載力的提高，試驗(yàn)承載力遠(yuǎn)大于規(guī)范計(jì)算值，兩者誤差最大達(dá)到18.62%.

格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件的承載力由格構(gòu)式鋼骨和鋼管混凝土兩部分提供.試驗(yàn)結(jié)果表明，構(gòu)件的承載力并不是二者的簡(jiǎn)單疊加，還應(yīng)考慮二者之間的相互作用，因此，基于《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）［20］中鋼管混凝土軸壓構(gòu)件的承載力計(jì)算方法和AISC 360—16［23］中格構(gòu)式鋼柱承載力的計(jì)算方法，考慮格構(gòu)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(shù)φsr作為格構(gòu)式鋼骨對(duì)組合構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)［25-26］.由于格構(gòu)式鋼骨被混凝土包裹，可不考慮其單肢穩(wěn)定性［16］.綜上所述，格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力計(jì)算公式為：

式中：N為格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓承載力；N0為按文獻(xiàn)［20］中公式計(jì)算的普通鋼管混凝土構(gòu)件軸壓承載力；Nsr為按文獻(xiàn)［23］中公式計(jì)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(shù)；Asr為鋼骨截面面積；fsr為鋼骨屈服強(qiáng)度；Fcr為鋼骨架臨界應(yīng)力；Fs為彈性失穩(wěn)臨界應(yīng)力；Esr為鋼骨的彈性模量；L0/rsr為鋼骨架在失穩(wěn)方向的長(zhǎng)細(xì)比；ρ為配骨指標(biāo).

根據(jù)式（1）～（6）計(jì)算的試件軸壓承載力與試驗(yàn)承載力對(duì)比如表6 所示.結(jié)果表明，公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，且偏于安全.

表6 試件軸壓承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.6 Comparison of axial compressive bearing capacity between test results and theoretically calculated results

5 結(jié)論

對(duì)4 組共8 個(gè)鋼管混凝土軸心受壓構(gòu)件進(jìn)行了試驗(yàn)研究，主要試驗(yàn)參數(shù)為是否配置縱向加勁肋和格構(gòu)式鋼骨.采用有限元方法對(duì)其受力全過(guò)程進(jìn)行了分析，得到以下結(jié)論：

1）不同內(nèi)部構(gòu)造形式的鋼管混凝土構(gòu)件變形機(jī)理和破壞機(jī)制基本一致，試件整體呈軸壓失穩(wěn)形態(tài)，鋼管出現(xiàn)不同程度的局部鼓曲.

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

3）按現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范計(jì)算的格構(gòu)式鋼骨-鋼管混凝土構(gòu)件軸壓承載力均偏于保守.提出了格構(gòu)式鋼骨-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)結(jié)果吻合較好.