黃宏，查寶軍，陳夢成，郭曉宇

(1.華東交通大學土木建筑學院，江西南昌 330013;2.江西省建筑過程模擬與控制重點實驗室，江西南昌 330013)

方中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱力學性能對比試驗研究

黃宏1，2，查寶軍1，陳夢成1，2，郭曉宇1

(1.華東交通大學土木建筑學院，江西南昌 330013;2.江西省建筑過程模擬與控制重點實驗室，江西南昌 330013)

對4種不同截面形式的鋼管混凝土試件進行軸壓對比試驗，試件分為方實心試件、方套圓中空夾層試件和2種內管不同放置形式的方套方中空夾層試件。試驗結果表明:所有試件達到極限承載力之后，均出現(xiàn)外管焊縫開裂、內管向內凸曲的現(xiàn)象;在空心率不太大的情況下，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力比方實心鋼管混凝土大;方實心試件比方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展快，方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展更快;采用有限元分析軟件ABAQUS對軸壓試件的荷載—變形全過程進行計算，得到的極限承載力與試驗結果吻合較好。

方中空夾層鋼管混凝土 軸壓 截面形式 試驗

鋼管混凝土與鋼結構相比，有較好的抗火性、經(jīng)濟性;與鋼筋混凝土相比，具有強度高、塑性和韌性好、施工方便等優(yōu)點，因此鋼管混凝土被廣泛應用于各類工程中。中空夾層鋼管混凝土是將實心鋼管混凝土中部的核心混凝土用空心鋼管替代而形成的構件。與實心鋼管混凝土相比，中空夾層鋼管混凝土的自重輕、抗彎剛度大(相同自重情況下比較)，適合用于高架橋的橋墩、海洋平臺結構的支架柱、輸變電桿塔等工程中。

目前對中空夾層鋼管混凝土［1］的研究主要集中在軸壓力學性能方面，其截面形式主要有內外圓形、內外矩形、外方內圓形，對于方套方中空夾層鋼管混凝土的研究相對較少。謝力等［2］對6個矩形套矩形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進行了試驗研究;楊俊杰等［3］對八邊形套圓形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進行了試驗研究;夏玲濤等［4］對4個八邊形套圓形中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱進行了試驗研究;任慶新等［5］利用有限元分析軟件ABAQUS建立了圓錐形套圓形中空夾層鋼管約束混凝土短柱計算模型，對其軸向局壓力學性能進行了分析;黃宏等［6］利用有限元分析軟件ABAQUS建模，對圓套圓、方套圓中空夾層鋼管混凝土軸心受壓時的荷載—變形全過程關系曲線進行了計算;Kojiro Uenaka等［7］以內外鋼管直徑比和外管徑厚比為參數(shù)對圓套圓中空夾層鋼管混凝土軸壓柱進行了試驗研究;郭立湘等［8］對6個方套圓中空夾層鋼管混凝土構件進行了壓扭試驗研究;張常光等［9］在厚壁圓筒統(tǒng)一強度理論解的基礎上，推導了外方內圓中空夾層鋼管混凝土軸壓短柱的極限承載力公式。

本文對外管為方形而內管采用3種不同截面形式的方中空夾層鋼管混凝土及方實心鋼管混凝土軸壓短柱進行了試驗研究。通過試驗現(xiàn)象、破壞形態(tài)和荷載—應變曲線，對所有試件進行了對比分析。最后，采用有限元分析軟件ABAQUS對試件的荷載—應變曲線進行計算，并將試驗結果與計算結果進行了比較。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

本次試驗設計了4種不同截面形式的短柱，即:方實心鋼管混凝土(S－S)、方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a/b，a為內管正放，b為內管斜放)如圖1所示。為了便于比較，所有試件采用了相同的外管與混凝土，因此它們具有相同的名義含鋼率和約束效應系數(shù)，所有中空夾層鋼管混凝土試件內管徑(寬)厚比相同，其空心率大致相等。

圖1 試件截面示意

表1 試件實際參數(shù)

試驗中，方鋼管由4塊鋼板焊接而成，圓鋼管為直縫焊管，試件的上下蓋板采用剛度較大的16 mm厚鋼板制作?；炷敛捎萌斯嚢璺绞?，其中混凝土的用料包括水、普通硅酸鹽水泥(P.O42.5)、中砂、普通碎石(4.75～31.5 mm連續(xù)粒級)，其重量配合比為水泥∶水∶砂∶碎石=424.5∶157.8∶590.5∶1 194.1。試件加載前，鋼管材性由拉伸試驗確定，fcu由與試件同條件成型養(yǎng)護的150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊按標準試驗方法測得，材性試驗結果見表2。

表2 材性試驗結果

1.2 試驗裝置及加載制度

試驗在華東交通大學結構實驗室500 t壓力試驗機上進行。試驗的主要量測內容:試件的軸向荷載、軸向位移以及鋼管表面的縱向、橫向應變。試驗過程中，在試件的下端對稱設置了4個百分表以測定試件的縱向變形，在中截面鋼管的外表面設置了縱、橫向應變片，以觀測試件在受力過程中應變的變化情況。試驗數(shù)據(jù)由DH3815數(shù)據(jù)采集儀采集，荷載值從表盤讀取。試驗加載裝置及測點布置如圖2所示。

圖2 試驗加載及測點布置

加載制度:正式加載前，先對試件進行預加載，觀察應變儀、百分表讀數(shù)，對試件進行幾何和物理對中，以確保試件在正式加載時軸心受壓，最大預載值不超過試件極限荷載的10% 。采用分級加載方式，在彈性階段每級荷載為估算極限荷載的1/10，外鋼管屈服后，荷載級差減為估算極限荷載的1/15，每級荷載持續(xù)時間為2～3 min。臨近破壞時，保持緩慢連續(xù)加載到使用量程，試驗結束。

2 試驗現(xiàn)象、結果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試驗加載初始階段，由于試件變形較小且處于彈性階段，軸向荷載與縱向應變?yōu)榫€性關系;當軸向荷載繼續(xù)增加時，試件進入彈塑性階段，軸力—縱向應變曲線明顯偏離線性軌跡，但此時試件無明顯屈曲;當試件接近其極限承載力時，表面開始有鐵銹剝落，鋼管局部屈曲;達到極限承載力后，軸向變形繼續(xù)增大，混凝土被壓碎，最終試件由于焊縫開裂，承載力急劇下降，試驗結束。

圖3為試驗后所有試件外管的破壞形態(tài)?？梢姡綄嵭匿摴芑炷料蛲夤那?，焊縫開裂的位置在中上部，另外3種中空夾層鋼管混凝土向外鼓曲，焊縫開裂的位置主要集中在中下部。

圖3 試件外管破壞形態(tài)

圖4為試驗后方中空夾層鋼管混凝土短柱內管的兩種典型屈曲。兩種僅內管放置位置不同的方中空夾層鋼管混凝土破壞形態(tài)基本相同。由俯視圖可以清晰地看出，在混凝土的約束作用下，方內管中下部向內凸曲，如圖4(a)所示;圓內管局部向內凸曲，如圖4(b)所示。

2.2 縱向應變發(fā)展規(guī)律

圖5給出了所有試件的軸力(N)—縱向應變(ε)曲線?？梢?，當施加的軸力不超過900 kN時，N－ε曲線處于線性階段，在此階段，各試件的軸壓剛度由大到小依次為:方實心鋼管混凝土(S－S)、方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－b)、方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a)。當N－ε曲線出現(xiàn)明顯拐點，外鋼管的應變接近屈服應變時，試件達到極限承載力，所有試件的軸壓剛度均有所降低，但此時D－SS－a的軸壓剛度最大，D－SS－b的軸壓剛度降低最多。隨后N－ε曲線進入下降段，試件外鋼管屈曲，在此階段，所有試件的N－ε關系曲線下降緩慢，表現(xiàn)出良好的塑性和延性，S－S，D－SS－a，D－SS－b后期塑性與延性基本相同。

結合表1可知，方實心鋼管混凝土比其他3種中空夾層試件的承載力低。這是由于內管所承擔的荷載比去除的部分混凝土(與實心試件相比)承擔的荷載更大。說明當空心率不太大時，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力不低于實心鋼管混凝土。比較3種中空夾層試件的承載力，方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－a)最高，其次為方套圓中空夾層鋼管混凝土(D－SC)，而方套方中空夾層鋼管混凝土(D－SS－b)最低。

圖4 試件內管破壞形態(tài)

圖5 N－ε曲線

2.3 橫向應變發(fā)展規(guī)律

圖6 N/Nue－εL曲線

為了便于比較在不同截面形式下，試件外鋼管的橫向應變(εL)發(fā)展規(guī)律，將所有試件的軸向荷載進行歸一化處理，得到N/Nue。圖6給出了所有試件的N/Nue－εL關系曲線。由圖6可知，方實心試件比中空夾層試件的橫向應變發(fā)展快，這是由于實心試件的核心混凝土在軸向荷載下微裂縫不斷擴展，向外的橫向變形發(fā)展更快。方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展更快，這是由于方形內管的四邊中部局部向內屈曲造成的。2種方套方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展基本相同。

3 試驗結果與計算結果對比

利用有限元分析軟件ABAQUS分別對所有試件的N－ε曲線進行了模擬和分析。蓋板，內、外鋼管和混凝土，均采用八節(jié)點縮減積分格式的三維實體單元(C3D8R)，蓋板模擬為剛體。采用結構化網(wǎng)格劃分，具體建模方法參考文獻［10］。

將有限元計算所得N－ε曲線與試驗實測曲線進行比較，如圖7所示。有限元計算和試驗實測極限承載力都列于表1中，Nuc/Nue的平均值為1.008，均方差為0.000 05，所有試件極限承載力的有限元計算結果與試驗實測結果吻合較好。在達到極限承載力之前，S－S，D－SC試件的軸壓剛度實測值與有限元計算值基本相同，而D－SS－a，D－SS－b試件的軸壓剛度，有限元計算值略高于實測值，這可能是試件混凝土澆筑不密實、鋼材缺陷等問題造成的。在荷載下降的后期，所有試件的有限元計算曲線趨于平緩，這是由于試驗后期鋼管焊縫開裂，有限元沒有模擬這種情況;而試驗曲線的荷載下降明顯，這是因為混凝土已被壓碎而失去承載能力，鋼管屈服、焊縫開裂。

圖7 有限元計算值與試驗實測值對比曲線

4 結論

1)所有試件的外管均鼓曲且焊縫開裂;中空夾層鋼管混凝土的內管均向內凸曲;兩種不同放置形式的方套方中空夾層鋼管混凝土向內凸曲的程度基本相同。

2)在空心率不太大的情況下，方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力比方實心鋼管混凝土的大。

3)方實心試件比方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展快，方套圓中空夾層試件比方套方中空夾層試件的橫向應變發(fā)展更快。

4)有限元方法可以較為準確地預測方實心和方中空夾層鋼管混凝土的軸壓承載力。

［1］趙均海，孟曉健，劉建軍，等.圓中空夾層鋼管混凝土短柱的承載力［J］.長安大學學報(自然科學版)，2009，29(1): 70－74.

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Comparative test study on mechanical behavior of concrete-filled double-skin steel tubular with hollow-centered square section short columns under axial compression

HUANG Hong1，2，ZHA Baojun1，CHEN Mengcheng1，2，GUO Xiaoyu1
(1.School of Civil Engineering and Architecture，East China Jiaotong University，Nanchang Jiangxi 330013，China; 2.Jiangxi Key Laboratory of Control and Simulation of Construction Process，Nanchang Jiangxi 330013，China)

The paper carries out axial compression tests on four concrete－filled steel tubular pieces of different cross section shapes，namelysolid square－shaped specimen，square specimen with circular hollow，and twosquare specimens with square hollow in the middle and differently placed inner tubes.The results indicate that as all the specimens reach their ultimate bearing capacity，cracked weld and buckled inner tube in all cases.In the case of the hollow rate remains at a reasonably low level，the specimen with square－shaped hollow exceeds its solid counterparts in axial bearing capacity.In terms of lateral strain，the solid square－shaped specimen develops quicker than hollowed square specimen，the square specimen with circular hollow develops more quicker than square specimens with square hollow.By using the finite element analysis software ABAQUS to calculate the loading－deformation process of the specimens under axial compression，the ultimate bearing capacity of the calculated consistent well with the test data.

Concrete－filled double－skin steel tubular with hollow－centered square section;Axial compression;Shape of cross section;T ests

TU392.3

A

10.3969/j.issn.1003－1995.2015.10.18

(責任審編 鄭冰)

1003－1995(2015)10－0085－05

2015－07－09;

2015－09－05

國家自然科學基金項目(51378206，51008122)，江西省青年科學基金計劃(20143ACB21020)，江西省青年科學家培養(yǎng)對象(20133BCB23015)

黃宏(1977—)，女，教授，博士。