多工況荷載作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受力性能

趙軒,皮正波,陶修,羅崯滔,聶影,陳春君,王宇航

（1.中冶賽迪工程技術(shù)股份有限公司，重慶 400013； 2.湖南工程學院 建筑工程學院，湖南 湘潭411104；3.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045）

由于結(jié)構(gòu)所受荷載日漸復(fù)雜且結(jié)構(gòu)趨向大型化發(fā)展，工程結(jié)構(gòu)中主要受力構(gòu)件的結(jié)構(gòu)形式也在不斷發(fā)展，從鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)、鋼結(jié)構(gòu)逐漸發(fā)展到鋼管混凝土結(jié)構(gòu)等組合結(jié)構(gòu)。由于力學性能優(yōu)異，鋼管混凝土組合柱得到廣泛使用，學者們已對鋼管混凝土組合柱受力性能進行了較多研究，包括試驗研究、數(shù)值分析等。王志濱等[1]提出了帶直角六邊形鋼管混凝土柱的荷載-位移恢復(fù)力模型，簡化計算結(jié)果和試驗結(jié)果吻合較好。王宇航等[2]在試驗結(jié)果的基礎(chǔ)上，基于理論計算提出了鋼管混凝土柱的抗扭承載力和軸力-抗扭承載力相關(guān)關(guān)系簡化計算公式。Roeder 等[3]通過壓彎試驗提出了一種新的強度、剛度計算方法。Tao 等[4]對不同材料形式的方鋼管混凝土短柱進行了極限承載力試驗，并與有限元結(jié)果進行了對比。Lai 等[5]提出了一種新的高強矩形鋼管混凝土短柱設(shè)計方法，以彌補目前相關(guān)規(guī)范的缺失。Chen 等[6]基于鋼管混凝土柱軸壓試驗數(shù)據(jù)庫建立了軸壓強度公式。Ayough 等[7]通過對多種規(guī)范的調(diào)研，指出材料性能和尺寸對鋼管混凝土柱的軸心受力性能影響顯著。趙大洲等[8]通過數(shù)值積分方法，模擬計算了鋼骨-鋼管混凝土壓彎組合柱的荷載-變形關(guān)系曲線，并分析了影響承載力的主要參數(shù)，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，由此提出了壓彎組合柱承載力的簡化計算公式。陳明杰[9]通過變化偏心率、內(nèi)部含鋼率、外部含鋼率、長細比參數(shù)，設(shè)計了9 個內(nèi)置十字形鋼鋼管混凝土柱試件用于試驗研究，并通過ABAQUS 對試件進行模擬分析，提出了鋼骨-鋼管混凝土軸壓短柱、偏壓短柱及軸壓中長柱的承載力計算公式。劉曉[10]制作了18 根鋼管鋼骨高強混凝土構(gòu)件，對其進行了偏心受壓、抗彎、壓彎工況下的試驗研究，并進行了理論分析，考慮內(nèi)部鋼骨對混凝土的雙重緊箍作用和后期的延性改善，修正了核心混凝土的本構(gòu)關(guān)系模型，得到了軸壓穩(wěn)定承載力簡化公式，計算值與試驗值吻合較好。劉涵等[11]對圓錐形中空夾層鋼管混凝土純彎構(gòu)件進行了數(shù)值模擬，提出了抗彎承載力計算方法。余潔等[12]針對不同結(jié)構(gòu)形式的鋼管混凝土組合柱開展了研究，通過改變鋼管強度、厚度等參數(shù)進行試驗及數(shù)值模擬分析，在鋼管混凝土中配置鋼筋并設(shè)置不同參數(shù)，其受彎承載力和受扭承載力之間的相關(guān)關(guān)系基本一致。許友武[13]將外圓管的截面形式設(shè)置為橢圓形，并提出了其設(shè)計公式。王文達等[14]對內(nèi)置不同型鋼類型進行了試驗研究，主要探究方鋼管混凝土構(gòu)件壓彎剪復(fù)合受力工作機理。迄今為止，尚未有學者在鋼管混凝土組合柱中內(nèi)嵌H 型鋼并分析其在復(fù)雜荷載下的受力性能。筆者在鋼管混凝土柱中加入H 型鋼，通過試驗分析其在純彎、壓彎、扭彎及壓彎扭4 種工況下的受力性能。

1 試驗概況

1.1 試件制作

試驗設(shè)計了4 個內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱試件，試件總高度均為975 mm。為保證鋼管及H 型鋼與底板和頂板有良好的抗環(huán)向剪切性能，在制造過程中采用焊接連接的方式。用氣保焊將試件連接至頂板和底板，通過頂板的孔洞將混凝土澆筑至鋼管內(nèi)部，并將其振搗密實。試件截面構(gòu)造見圖1。

圖1 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱截面構(gòu)造Fig.1 Cross-sectional structure of concrete-filled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

對4 個圓形截面鋼管混凝土柱試件施加純彎、壓彎、彎扭和壓彎扭荷載，試件參數(shù)如表1 所示。符合工程需求，根據(jù)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)及相關(guān)工程經(jīng)驗，對于有軸向壓力的試件，軸壓力大小為730 kN，其軸壓比n(n=N/Nu)控制為0.24；對于有扭矩作用的試件，其扭彎比大小控制為0.34。對4 個同等參數(shù)的試件采用不同的加載方向，定性分析其在不同工況下的破壞現(xiàn)象與受力機理。

表1 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱試件編號及試驗參數(shù)Table 1 Numbers and test parameters of concrete-filled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

1.2 材料力學性能

采用C40 混凝土，根據(jù)混凝土立方體強度測量方法，在澆筑試件的過程中，同時取3 組尺寸為150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土立方體試塊，實測其28 d 立方體抗壓強度為44.4 MPa。鋼材強度由標準拉伸試驗確定，測量試件從同批鋼管中抽取，每組抽取3 個，測得試件鋼管和H 型鋼鋼材的屈服強度、抗拉強度及彈性模量，如表2 所示。

表2 鋼材材料力學性能Table 2 Mechanical properties of steel materials

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗在重慶大學土木工程學院振動臺實驗室進行，制作并使用圖2 所示試驗加載裝置來實現(xiàn)純扭、壓扭、純彎、壓彎、扭彎和壓彎扭加載。加載現(xiàn)場如圖3 所示。試件上部設(shè)置鋼端板，與加載鋼梁通過螺栓連接（加載相關(guān)設(shè)置）。

圖3 加載現(xiàn)場Fig.3 Loading site

在試驗過程中，通過高精度直線位移傳感器（LVDT）和數(shù)據(jù)自動采集系統(tǒng)采集數(shù)據(jù)。其中LVDT1 量測水平液壓伺服器的水平位移，而LVDT2 和LVDT3 布置在鋼梁底部，用于量測豎向位移。LVDT4 布置在柱頂鋼梁豎向約1/2 高度處，用于量測柱頂水平方向位移。對于試件CH2-CB 和CH2-CBT1，軸壓力作用采用預(yù)加載方式，首先加載至200 kN，然后卸載至0，重復(fù)兩次后開始加載。對于試件CH2-TB1 和CH2-CBT1，由于內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的扭轉(zhuǎn)角和水平位移之間存在線性相關(guān)關(guān)系，故使用水平方向的位移來控制加載過程，對試件施加循環(huán)扭矩。水平位移的加載速度控制為4 mm/min。對于試件CH2-CB 和CH2-CBT1，采用等增量柱頂位移加載。加載時，先施加豎向軸壓力，當達到每個循環(huán)次數(shù)的最大或基本滯回扭轉(zhuǎn)位移時，暫停1 min 用于拍照和記錄數(shù)據(jù)，當試件破壞或試件承載力小于最大承載力的85%時停止加載，整個加載過程使用固定攝影機記錄。加載模式如圖4所示，其中Nu為730 kN。

圖4 加載模式Fig.4 Loading mode

2 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件CH2-B 受純彎作用，其失效模式表現(xiàn)為柱底鋼管發(fā)生鼓屈，鼓屈處內(nèi)部混凝土膨脹，且鋼管在柱底受拉區(qū)發(fā)生開裂破壞，裂縫方向為水平方向，如圖5（a）所示。

圖5 失效模式Fig.5 Failure mode

試件CH2-CB 受壓彎作用，其失效模式與試件CH2-B 相似，試件破壞發(fā)生在底部，柱底鋼管發(fā)生鼓屈，鼓屈處內(nèi)部混凝土膨脹，且受拉區(qū)鋼管開裂，裂縫方向水平，如圖5（b）所示。

試件CH2-TB1 受扭彎荷載作用，其失效模式表現(xiàn)為柱底鋼管發(fā)生斜向鼓屈，并在鼓屈處進一步發(fā)展裂縫，表現(xiàn)為斜向撕裂，如圖5（c）所示。

試件CH2-CBT1 受壓彎扭荷載作用，其失效模式與試件CH2-TB1 相似，試件破壞發(fā)生在底部，柱底鋼管在荷載作用下首先發(fā)生斜向鼓屈，隨著試驗的繼續(xù)進行，鋼管在鼓屈處開展斜向裂縫，如圖5（d）所示。

3 彎矩-位移和扭矩-位移滯回性能

純彎和壓彎作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的彎矩-位移滯回曲線如圖6 所示。純彎和壓彎作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的卸載剛度與加載剛度均差異較小，其滯回曲線較為飽滿，無明顯“捏攏”效應(yīng)，具有良好的耗能能力。

圖6 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱彎矩-位移滯回曲線Fig.6 Bending moment - displacement hysteresis curve of concrete-filled steel tubular columns embedded with Hshaped steel tubular

內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱在彎扭和壓彎扭作用下的彎矩-位移滯回性能曲線如圖7 所示。在軸壓比為0.24、扭彎比為0.34 的試驗條件下，僅受彎扭作用的試件彎矩-位移滯回曲線更為飽滿，表明軸壓作用會降低內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受彎承載力和耗能能力。

圖7 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱彎矩-位移滯回曲線Fig.7 Bending moment-displacement hysteresis curve of concrete-filled steel tubular columns embedded with Hshaped steel tubular

通過對比試件CH2-B 和CH2-TB1 的彎矩-位移滯回曲線可以發(fā)現(xiàn)，扭矩作用也會降低內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受彎承載力和耗能能力，主要原因為，往復(fù)扭矩的剪切作用使得內(nèi)部混凝土破壞而減小了其強度。

彎扭和壓彎扭作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖8 所示。兩個試件的區(qū)別在于，試件CH2-CTB1 承受了軸壓比為0.24的豎向作用力，通過滯回曲線的比較可以發(fā)現(xiàn)，軸向作用力使得試件耗能能力減小，極限荷載作用下最大扭轉(zhuǎn)角變小。

圖8 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.8 Torque-torsional angle hysteresis curve of concretefilled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

4 彎矩-位移、扭矩-位移骨架和力學特征

試件CH2-B、CH2-B、CH2-TB1、CH2-CBT1 的荷載工況中均存在彎矩作用，其彎矩-位移骨架曲線如圖9 所示。彎矩作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的力學特征如表3 所示，扭矩作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的力學特征如表4 所示。

表3 彎矩作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的力學特征Table 3 Mechanical characteristics of concrete-filled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular under bending moment

表4 扭矩作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的力學特征Table 4 Mechanical characteristics of concrete-filled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular under torque

圖9 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱彎矩-位移骨架曲線Fig.9 Bending moment-displacement skeleton curve of concrete-filled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

由圖9 和表3 可知，4 個試件屈服彎矩無明顯差異，屈服位移隨荷載情況的逐漸復(fù)雜而逐漸減小，峰值彎矩和極限彎矩值也無明顯差異。對比試件峰值位移可以發(fā)現(xiàn)，在軸向壓力作用下，試件的峰值位移比無軸力作用下的試件明顯降低。軸向力作用使得內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的延性系數(shù)整體降低，相對于無軸向力的工況分別下降了32% 和28%。

試件CH2-TB1、CH2-CBT1 的荷載工況中均存在扭矩作用，其扭矩-扭轉(zhuǎn)角骨架曲線見圖10。

圖10 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱扭矩-位移骨架曲線Fig.10 Torque-displacement skeleton curve of concrete-filled steel tubular columns embedded with Hshaped steel tubular

由圖10 和表4 可知，試件CH2-TB1 和CH2-CBT1 在屈服扭矩、屈服扭轉(zhuǎn)角、峰值扭矩和極限扭轉(zhuǎn)角上無明顯差異。但試件CH2-CBT1 峰值扭轉(zhuǎn)角為1.1°，與無軸力作用的CH2-TB1 對比可知，軸向壓力會使試件扭轉(zhuǎn)性能下降，極限扭轉(zhuǎn)角也有降低，試件延性變差。

5 剛度退化

Wang 等[15]對鋼管混凝土柱進行了復(fù)雜工況下的加載試驗，提出了扭轉(zhuǎn)退化剛度的計算公式。內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的扭轉(zhuǎn)退化剛度Kθ定義為最大扭矩Ti與扭轉(zhuǎn)角θi之間的相關(guān)關(guān)系，見式（1）。

內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱扭轉(zhuǎn)退化剛度Kθ如圖11 所示。分析圖11 中受扭剛度退化曲線可知，在彎扭和壓彎扭作用下，扭轉(zhuǎn)角與屈服扭轉(zhuǎn)角之比（θ/θy，θy為純扭作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的屈服扭轉(zhuǎn)角）隨kθ/kθe（kθe取純扭下屈服扭轉(zhuǎn)剛度）的降低而降低。

圖11 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱受扭剛度退化Fig.11 The torsional stiffness degradation curve of concrete-filled steel tubular columns embedded with Hshaped steel tubular

純彎和壓彎作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受彎剛度退化如圖12 所示。由圖12 可知，當受彎位移與屈服受彎位移之比（Δ/Δy，Δy為純彎下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的屈服位移）小于1.5 時，壓彎作用下試件的受彎剛度與初始受彎剛度比（ΚΔ/ΚΔe，ΚΔe為純彎下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的屈服位移）大于純彎作用下的剛度比，而壓彎作用下試件的受彎剛度衰減較純彎下柱更快，說明軸壓力可增大柱的早期受彎剛度，但也加大了內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受彎剛度衰減。

圖12 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱受彎剛度退化Fig.12 Degradation of bending stiffness curve of concretefilled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

扭彎作用和壓彎扭作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱的受彎剛度退化如圖13 所示。扭彎作用下，受彎剛度與初始受彎剛度比（ΚΔ/ΚΔε，ΚΔε為純彎下試件的屈服位移）隨位移與屈服位移的增大而降低，當Δ/Δy達到1.3 時，剛度比降低減緩。

圖13 內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱受彎剛度退化Fig.13 Degradation of bending stiffness curve of concretefilled steel tubular columns embedded with H-shaped steel tubular

6 破壞機理

壓彎扭作用可看作軸壓、純彎和純扭3 種作用的疊加，當軸壓為零時，為彎扭作用。軸壓作用下內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱截面受到均勻壓應(yīng)力作用，組合柱內(nèi)混凝土因鋼管的約束作用而處于三向受壓狀態(tài)（σ1＞σ2=σ3），鋼管因豎向軸壓力和混凝土的環(huán)向膨脹而處于雙向壓-拉應(yīng)力狀態(tài)，H 型鋼因軸壓而處于壓應(yīng)力狀態(tài)。純彎作用下組合柱截面沿中性軸兩邊分別為受壓區(qū)和受拉區(qū)，受壓區(qū)和受拉區(qū)中鋼管、混凝土和H 型鋼都分別受到非均勻壓應(yīng)力和拉應(yīng)力，受壓區(qū)鋼管處于壓（縱向）-拉（環(huán)向）應(yīng)力狀態(tài)，混凝土處于三向受壓狀態(tài)，H 型鋼處于單向受壓應(yīng)力狀態(tài)，而受拉區(qū)鋼管處于雙拉應(yīng)力狀態(tài)，混凝土處于環(huán)向受壓而縱向受拉的應(yīng)力狀態(tài)，H 型鋼處于單向受拉應(yīng)力狀態(tài)。純扭作用下H-CFST柱截面鋼管、H 型鋼和混凝土處于純剪應(yīng)力狀態(tài)，混凝土的剪應(yīng)力最外側(cè)最大而中心位置最小。

軸壓力、彎矩和扭矩作用下H-CFST 柱截面沿中性軸分別為壓剪區(qū)和拉剪區(qū)。壓剪區(qū)鋼管環(huán)向受到拉剪應(yīng)力而縱向受到壓剪應(yīng)力的雙向應(yīng)力，混凝土的環(huán)向和縱向都受到壓剪應(yīng)力的雙向應(yīng)力，H型鋼受到單向壓剪應(yīng)力。拉剪區(qū)鋼管的環(huán)向和縱向都受到拉剪應(yīng)力的雙向應(yīng)力，混凝土環(huán)向受到壓剪應(yīng)力而縱向受到拉剪應(yīng)力的雙向應(yīng)力，H 型鋼受到單向拉剪應(yīng)力。軸壓力、彎矩和扭矩作用下，H-CFST 柱破壞時，鋼管表面鼓屈兼有三者單獨作用時的破壞形狀特點，軸壓作用時外鋼管的鼓屈方向為環(huán)向水平，純彎作用時外鋼管的鼓屈方向為環(huán)向水平（鼓屈位置位于受壓區(qū)最外側(cè)），純扭作用時柱的鼓屈方向為斜向并與水平成45°夾角，彎扭同時作用時，組合柱的鼓屈方向為斜向并與水平成0～45°夾角，壓彎扭作用時，因軸壓的引入，HCFST 柱的鼓屈方向斜向鼓屈與水平方向的夾角會進一步減小。軸壓力沿組合柱截面產(chǎn)生壓效應(yīng)，扭矩沿H-CFST 柱截面產(chǎn)生剪切效應(yīng)，而彎矩沿HCFST 柱截面受拉區(qū)和受壓區(qū)分別產(chǎn)生拉壓效應(yīng)，H-CFST 柱正是在壓效應(yīng)、剪切效應(yīng)和拉壓效應(yīng)共同作用下破壞，壓彎扭作用下H-CFST 柱的破壞疊合了壓、彎、扭下H-CFST 柱破壞形態(tài)的特點，如圖14 所示。

圖14 破壞機理Fig.14 The failure mechanism

7 結(jié)論

在純彎、壓彎、扭彎及壓彎扭荷載作用下，對4個內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱進行擬靜力加載試驗，對試驗結(jié)果進行定性分析，并對實際工程使用提出建議，得到以下主要結(jié)論：

1）設(shè)計制作了4 個試件以進行多工況試驗，控制試件的軸壓比為0.24，扭彎比為0.34，對比分析不同荷載作用下試件的破壞形態(tài)和受力性能。但由于試件數(shù)量有限，在實際工程中軸壓比和扭彎比有一定的變化范圍，筆者將其控制為一定值。

2）分析試件在多工況下的滯回曲線發(fā)現(xiàn)，軸力與扭矩會使試件的抗彎承載力降低，試件耗能能力變差。由于扭轉(zhuǎn)和彎矩作用，分析試件骨架曲線時將其分為兩類：扭轉(zhuǎn)-位移角骨架曲線與彎矩-位移骨架曲線，并分析其力學特征。

3）內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱用于實際工程中的造價成本低于純鋼結(jié)構(gòu)，且力學性能也有提升。實際使用內(nèi)嵌H 型鋼鋼管混凝土柱時，在設(shè)計階段應(yīng)合理考慮軸壓比與扭彎比，使結(jié)構(gòu)整體性能更優(yōu)。