王振山，馮永建，盧俊龍，李曉蕾，田建勃

(1.西安理工大學(xué)西北旱區(qū)生態(tài)水利國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安710048；2.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，陜西西安710048)

鋼管混凝土構(gòu)件憑借承載力高、變形能力好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于超高層和空間大跨等結(jié)構(gòu)。這種結(jié)構(gòu)優(yōu)良的受力性能是建立在鋼管與內(nèi)部混凝土彼此形成有效約束基礎(chǔ)上的。為了保證這種約束，對(duì)于鋼管徑厚比（寬厚比）限值，《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）做出了相關(guān)規(guī)定。較大的壁厚，意味著鋼材用量增大，承載力也較高，導(dǎo)致傳統(tǒng)鋼管混凝土在豎向荷載較小的中低層結(jié)構(gòu)中，經(jīng)濟(jì)性較差，不利于其在該類建筑中的推廣應(yīng)用。于是，學(xué)者提出了薄壁鋼管混凝土，大幅度減少鋼管壁厚，獲得了較好的經(jīng)濟(jì)性能。但薄壁鋼管混凝土易發(fā)生局部屈曲，同時(shí)，導(dǎo)致鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用大幅度降低，進(jìn)入破壞階段后，構(gòu)件承載力及剛度退化較快，嚴(yán)重的還將發(fā)生脆性破壞，這對(duì)于結(jié)構(gòu)安全十分不利。

為提高薄壁鋼管混凝土的局部抗屈曲性能，增強(qiáng)變形能力，調(diào)和“薄壁化”與“性能退化”兩者矛盾，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者提出了帶約束的薄壁鋼管混凝土組合構(gòu)件，并對(duì)其受力性能、破壞機(jī)理等進(jìn)行了相關(guān)研究。圓鋼管混凝土約束形式主要包括約束套管、角部隅撐、加勁肋等；方鋼管混凝土約束主要為加勁肋、角部隅撐及對(duì)穿拉桿等措施[1-2]。Clotilda等[3]針對(duì)加勁肋薄壁鋼管混凝土短柱極限承載能力進(jìn)行試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，焊接加勁肋可增強(qiáng)薄壁鋼管混凝土短柱的粘結(jié)強(qiáng)度和軸壓承載力。Jones等[4]研究了設(shè)置內(nèi)環(huán)板的鋼管混凝土柱彎曲和剪切性能，發(fā)現(xiàn)設(shè)置內(nèi)環(huán)板使鋼管混凝土的強(qiáng)度有所提高，尤其對(duì)抗剪強(qiáng)度作用更加明顯。Hamidian等[5]對(duì)螺旋鋼筋鋼管混凝土構(gòu)件受力性能進(jìn)行了分析，重點(diǎn)研究了屈曲后性能，表明螺旋鋼筋對(duì)構(gòu)件延性改善明顯。Ding等[6]對(duì)鋼筋加勁鋼管混凝土柱軸壓性能進(jìn)行試驗(yàn)及有限元模擬，考慮了寬厚比、混凝土強(qiáng)度和加勁肋等參數(shù)的影響。蔡健等[7]對(duì)設(shè)置拉桿的方形截面混凝土柱進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，約束拉桿可有效延遲鋼管的局部屈曲，提高構(gòu)件的承載力與變形能力，其約束效果受到拉桿強(qiáng)度、間距等影響。劉永健等[8]研究了開(kāi)孔鋼板加勁型方鋼管混凝土軸壓短柱的承載力及破壞模式，發(fā)現(xiàn)開(kāi)孔加勁肋可有效提高鋼管壁的穩(wěn)定性。Yang等[9]對(duì)設(shè)置對(duì)拉片及角部隅撐的鋼管混凝土柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，角部隅撐及對(duì)拉片能夠推遲鋼管的局部屈曲，提高構(gòu)件的延性，其中角部隅撐效果更好。左志亮等[10]進(jìn)行了帶約束拉桿的T型鋼管混凝土軸壓試驗(yàn)，研究了不同拉桿間距、直徑、鋼板厚度下對(duì)試件破壞形式、承載力等影響規(guī)律。Yoshiaki等[11]對(duì)薄壁加筋矩形鋼管混凝土柱滯回性能進(jìn)行有限元分析，考慮循環(huán)荷載下局部屈曲的影響。查曉雄等[12]提出了屈強(qiáng)系數(shù)的概念，考慮了不同參數(shù)變化對(duì)構(gòu)件局部屈曲性能的影響。朱江等[13]對(duì)圓環(huán)箍筋、井字形和米字形3種不同形式拉筋的圓鋼管混凝土短柱軸壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，井字形拉筋約束效果較好，試件承載力與變形能力最為突出。童棟華等[14]對(duì)多級(jí)加載下圓鋼管混凝土短柱軸壓受力性能變化進(jìn)行了試驗(yàn)分析，發(fā)現(xiàn)多級(jí)加載下早齡期圓鋼管混凝土柱徐變較為明顯，而對(duì)齡期28 d后構(gòu)件承載力影響較小。Han等[15]對(duì)鋼管混凝土疊合柱軸壓力學(xué)性能進(jìn)行研究，利用數(shù)值模型分析了混凝土與鋼管之間的相互作用以及箍筋對(duì)整個(gè)構(gòu)件受力性能的影響規(guī)律，并提出了承載力簡(jiǎn)化計(jì)算公式。陳志華等[16]對(duì)內(nèi)置螺旋箍筋加勁方鋼管混凝土柱的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明螺旋箍筋可有效提高鋼管混凝土的承載力，且箍筋間距越小承載力提高越明顯。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出的多種約束形式對(duì)于提升薄壁鋼管混凝土構(gòu)件軸心受壓性能有較好的作用，但對(duì)于水平荷載作用，傳統(tǒng)約束提供的抗剪剛度較小，薄壁鋼管混凝土地震作用下，變形能力差的問(wèn)題依然突出。因此，作者結(jié)合“螺栓箍筋”與“豎向加勁肋”的優(yōu)點(diǎn)，提出了一種“螺旋加勁肋”約束形式。加勁肋沿鋼管螺旋分布，剛度分布均勻，可較好約束薄壁鋼管局部變形；同時(shí)，螺旋肋水平方向可提供較大的約束剛度，以提高構(gòu)件整體的抗剪承載力與變形能力。針對(duì)該新型薄壁鋼管混凝土組合柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，得到破壞模式、極限承載力、變形能力、應(yīng)變分布等，并在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了承載力計(jì)算分析。研究結(jié)果可為該新型組合構(gòu)件的工程應(yīng)用提供技術(shù)支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作6根不同約束形式的薄壁鋼管混凝土柱，試件截面形式如圖1所示，構(gòu)件設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。試驗(yàn)鋼管及加勁肋選用Q235級(jí)鋼材，螺旋肋成型過(guò)程首先在鋼板上進(jìn)行放樣，按圓弧進(jìn)行切割后，整體拉伸成型，最后焊接于鋼管上。鋼材材料性能見(jiàn)表2。為保證加載過(guò)程中鋼管和混凝土能夠同時(shí)受力，根據(jù)截面尺寸在構(gòu)件的端部加焊端板；為方便澆筑混凝土端板中心開(kāi)孔D=160 mm，端板下部開(kāi)引線槽一道，寬10 mm，深8 mm。

圖1 試件截面形式Fig.1 Section forms of the specimens

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parametersof the specimens

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

鋼管內(nèi)填C30自密實(shí)混凝土，采用32.5級(jí)硅酸鹽水泥，粗骨料為連續(xù)級(jí)配碎石，粒徑5～10 mm，細(xì)骨料為中細(xì)砂，拌和用水為自來(lái)水，外加劑為聚羧酸高性能減水劑，配合比和材料性能見(jiàn)表3和4。

表3 混凝土配合比Tab.3 Mix proportion of concretekg·m-3

表4 混凝土材料性能Tab.4 Material properties of concrete

1.2 試驗(yàn)測(cè)試及加載方案

試驗(yàn)采用位移計(jì)與應(yīng)變片測(cè)定試件變形與應(yīng)變情況，試件頂端布置2個(gè)位移計(jì)測(cè)量縱向變形，試件中部布置1個(gè)位移計(jì)測(cè)量水平位移。在距離試件頂部及底部200 cm處各布置縱向應(yīng)變片2個(gè)，試件中部布置縱向及橫向應(yīng)變片各1個(gè)，試件背面對(duì)應(yīng)位置相同布置，具體見(jiàn)圖2、3。

圖2 加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Loading device and measuring point arrangement

加載裝置為5 000 kN長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)。首先將試件放置于壓力機(jī)上，采用激光投線儀將試件中點(diǎn)與試驗(yàn)機(jī)上的下壓板中點(diǎn)對(duì)中，上下端板鋪有細(xì)沙。加載方式為荷載和位移相結(jié)合的分級(jí)加載，試驗(yàn)開(kāi)始前進(jìn)行預(yù)加載20 kN，以檢查測(cè)試儀表工作狀態(tài)，消除間隙等缺陷的影響。正式加載方案如下：首先采用荷載控制，加載速率為1 kN/s，當(dāng)混凝土開(kāi)裂明顯或鋼管出現(xiàn)屈曲后，改為位移控制，加載速率為0.3 mm/min；當(dāng)試件的豎向位移達(dá)到屈服位移的2～3倍，或荷載下降至0.85倍極限荷載時(shí)，停止加載。

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)情況Fig.3 Test site conditions

2 試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

試件Z0為1.5 mm厚普通薄壁鋼管混凝土柱，如圖4所示。在加載初期，構(gòu)件未出現(xiàn)明顯變化，當(dāng)荷載增加至1 200 kN時(shí)，距試件頂部80 mm處出現(xiàn)局部微小鼓曲，見(jiàn)圖4（a），同時(shí)伴隨有“噼啪”聲，達(dá)到極限荷載前，試件未見(jiàn)明顯變化；當(dāng)荷載增加至1 687.4 kN時(shí)，距試件頂端50 mm及300 mm處出現(xiàn)明顯鼓曲，鼓曲波紋長(zhǎng)度約1/2試件周長(zhǎng)，如圖4（b）所示。為觀察內(nèi)部混凝土破壞形態(tài)，試驗(yàn)結(jié)束后將鋼管切開(kāi)，從圖4（c）可看出，在距柱頂300 mm處混凝土已明顯壓碎，整個(gè)截面發(fā)生破壞，普通薄壁鋼管混凝土破壞形式為局部鋼管屈曲、外鼓，核心混凝土全截面破碎。

圖4 Z0破壞形態(tài)Fig.4 Failuremodeof Z0

Z1為普通直肋鋼管混凝土柱，如圖5所示。在加載初期未出現(xiàn)顯著變化，當(dāng)荷載為1 400 kN時(shí)，試件端部出現(xiàn)輕微鼓曲；加載至1 700 kN時(shí)，距試件頂部250及400 mm處出現(xiàn)輕微鼓曲，如圖5（a）、（b）所示；加載至2 010 kN時(shí)，距試件頂端約400 mm處出現(xiàn)明顯鼓曲，并在豎向加勁肋兩側(cè)形成波紋，同時(shí)伴隨著鋼管外油漆開(kāi)裂聲，隨荷載繼續(xù)增大，鋼管鼓曲持續(xù)增加，直至破壞。切開(kāi)鋼管后發(fā)現(xiàn)，鼓曲部位混凝土被壓碎，破壞面大致呈45°，見(jiàn)圖5（c）。但是，由于加勁肋的存在，混凝土未發(fā)生全截面破壞。帶肋與普通薄壁鋼管混凝土柱破壞形式有所不同，鋼管發(fā)生鼓曲，內(nèi)部混凝土破壞面為斜向45°。由于加勁肋的阻隔作用，未發(fā)生整截面破壞情況。

圖5 Z1破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of Z1

Z2為開(kāi)孔直肋鋼管混凝土柱，如圖6所示。

圖6 Z2破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of Z2

加載初期至峰值荷載未見(jiàn)明顯變化；當(dāng)加載至峰值荷載為1 915 kN時(shí)，試件頂部三角形加勁肋部位出現(xiàn)局部鼓曲；承載力開(kāi)始降低，當(dāng)達(dá)到1 800 kN時(shí)，試件中部偏上100 mm處鼓曲并出現(xiàn)波紋，波紋長(zhǎng)度約為1/4鋼管周長(zhǎng)；當(dāng)荷載下降至1 700 kN時(shí)，距離試件底部150 mm附近鋼管鼓曲，隨著加載繼續(xù)，試件鼓曲更加明顯，如圖6（a）、（b）所示。切開(kāi)鋼管后發(fā)現(xiàn)，鋼管鼓曲部位混凝土均壓碎外鼓，柱中下部位出現(xiàn)典型的斜裂縫，長(zhǎng)度達(dá)到一半鋼管長(zhǎng)度，如圖6（c）、（d）所示。開(kāi)孔直肋薄壁鋼管混凝土柱整體性較好，屈曲出現(xiàn)較晚，破壞形式與普通直肋試件相類似，但混凝土破壞截面更長(zhǎng)，表明開(kāi)孔后的加勁肋與混凝土嵌固作用明顯，更有利于應(yīng)力傳遞。

Z3為內(nèi)螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖7所示。加載初期無(wú)明顯變化；加載至1 600 kN時(shí)，距試件頂端60 mm處出現(xiàn)鼓曲并逐漸形成波紋，隨荷載增加鼓曲逐漸增大，此后加載過(guò)程中無(wú)新的屈曲顯現(xiàn)產(chǎn)生，加載至1 800 kN時(shí)，試件中部加勁肋兩側(cè)鋼板輕微鼓曲，隨位移增加，鼓曲沿加勁肋向試件兩端發(fā)展并呈螺旋狀分布，同時(shí)伴有油漆開(kāi)裂聲；加載結(jié)束后，試件破壞形態(tài)如“麻花狀”，柱身鼓曲輕微且分布均勻，如圖7（a）、（b）所示。切開(kāi)鋼管發(fā)現(xiàn)，除試件兩端部分混凝土壓碎外，其余混凝土沿螺旋加勁肋均勻鼓曲，柱中上部沿螺旋肋方向混凝土出現(xiàn)多條裂縫，混凝土破壞均分布在相鄰螺旋加勁肋中間，如圖7（c）、（d）所示。內(nèi)螺旋肋鋼管混凝土較前面試件破壞形式差異較大，鋼管沿加勁肋之間發(fā)生大面積鼓曲，核心混凝土也沿肋之間發(fā)生破壞，螺旋肋的分割、加強(qiáng)作用較為明顯。

圖7 Z3破壞形態(tài)Fig.7 Failuremodeof Z3

Z4為2.0 mm厚普通薄壁鋼管混凝土柱，如圖8所示。加載初期，試件無(wú)明顯變化，當(dāng)荷載增加至1800 kN時(shí)，鋼管中上部出現(xiàn)輕微鼓曲（圖8（a））；荷載增加至2 700 k N時(shí)，距試件頂部50 mm處出現(xiàn)環(huán)狀鼓曲（圖8（b））；隨著加載繼續(xù)，鼓曲進(jìn)一步發(fā)展直至試件破壞（圖8（c））；破壞形式如試件Z0，不再贅述。

圖8 Z4破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of Z4

Z5為外螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖9所示。

圖9 Z5破壞形態(tài)Fig.9 Failure mode of Z5

加載初期，試件無(wú)明顯變化；加載至839 k N時(shí)，距試件頂部300 mm處，外包混凝土出現(xiàn)微小斜裂縫；隨加載繼續(xù)，外包混凝土裂縫沿螺旋肋方向不斷擴(kuò)展（圖9（a）、（b））；加載至1 270 kN時(shí)，試件中部螺旋肋部位出現(xiàn)裂縫并伴隨混凝土的脫落（圖9（c））；當(dāng)加載至極限荷載的85%左右時(shí)，外包混凝土上部相鄰的螺旋裂縫之間出現(xiàn)縱向裂縫，其中柱頂縱向裂縫寬度達(dá)3 mm；加載至極限荷載附近時(shí)，縱向裂縫由柱上部往中、下部開(kāi)展，外包混凝土逐漸被壓碎脫落；最終，試件破壞。剝開(kāi)外包混凝土后發(fā)現(xiàn)，鋼管頂板及中部出現(xiàn)小范圍的局部鼓屈，如圖9（d）所示。外螺旋肋鋼管混凝土柱的破壞形式為外部混凝土沿加勁肋之間開(kāi)裂，脫落；核心鋼管發(fā)生較小的局部屈曲。試驗(yàn)表明：?jiǎn)为?dú)的外螺旋肋難于對(duì)混凝土形成有效約束，螺旋肋變形反而加速了混凝土開(kāi)裂與脫落，導(dǎo)致外部混凝土難以與核心構(gòu)件協(xié)同工作。

Z6為鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖10所示。試驗(yàn)初期，無(wú)明顯變化；加載至1 500 kN時(shí)，試件中部外包混凝土出現(xiàn)一條縱向微裂縫（圖10（a））；加載至2 700 kN時(shí)，裂縫進(jìn)一步發(fā)展，由柱中貫通至柱頂；當(dāng)加載至極限荷載時(shí)，柱中部出現(xiàn)密集的豎向裂縫，其寬度不斷增加；當(dāng)荷載增加至3 300 kN時(shí)，裂縫進(jìn)一步發(fā)展并加深，出現(xiàn)2條貫通柱身的縱向裂縫，寬度約4 mm，同時(shí)伴隨著混凝土外鼓；當(dāng)試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，柱中部混凝土脫落，鋼筋鼓曲外露，破壞情況見(jiàn)圖10（b）。剝開(kāi)外包混凝土發(fā)現(xiàn)，混凝土脫落部位鋼筋破壞嚴(yán)重，鋼管發(fā)生輕微變形（圖10（c））。鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱破壞模式與試件Z5差別較大，混凝土發(fā)生外鼓破壞，未出現(xiàn)兩肋之間的連續(xù)開(kāi)裂，鋼筋發(fā)生彎曲，而核心鋼管未發(fā)生顯著的變形。試驗(yàn)表明：螺旋肋除了約束內(nèi)部鋼管，減少局部屈曲，還可與鋼筋聯(lián)合作用，對(duì)外部混凝土形成“塊狀”分割約束，延緩了混凝土開(kāi)裂及裂縫發(fā)展速度。總體來(lái)看，螺旋肋-鋼筋約束可保證外部混凝土與核心鋼管混凝土較好地協(xié)同工作，內(nèi)部鋼管受到核心混凝土與螺旋肋的雙重約束作用，抗屈曲性能提升明顯。

圖10 Z6破壞形態(tài)Fig.10 Failure mode of Z6

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 荷載-位移曲線

圖11為Z0～Z3試件荷載-位移曲線對(duì)比。由圖11可發(fā)現(xiàn)：直肋與開(kāi)孔直肋鋼管混凝土剛度比普通鋼管與螺旋肋鋼管混凝土初始剛度大，同時(shí)，其承載能力也更高；直肋與開(kāi)孔直肋試件比普通鋼管混凝土極限承載力分別提高19%和14%。螺旋肋對(duì)于豎向承載力貢獻(xiàn)不大，僅比普通鋼管混凝土提高7%左右。從變形能力上看，直肋、開(kāi)孔直肋以及螺旋加勁肋均可改善薄壁鋼管混凝土的變形能力；其中開(kāi)孔直肋以及螺旋加勁肋效果最為顯著。加勁肋開(kāi)孔后，與混凝土貫通粘結(jié)；豎向荷載作用下，鋼管外鼓，內(nèi)部混凝土對(duì)鋼管形成一定的拉結(jié)作用，延緩其橫向變形，進(jìn)而提高其變形能力。螺旋加勁肋利用其剛度，對(duì)鋼管橫向形成一定的約束作用，也達(dá)到減小橫向變形，提高構(gòu)件整體變形能力的目的?？偟膩?lái)看，螺旋加勁肋對(duì)于豎向荷載作用下構(gòu)件整體強(qiáng)度與剛度直接貢獻(xiàn)不大，主要是對(duì)鋼管的橫向變形產(chǎn)生約束作用，進(jìn)而提高構(gòu)件整體的受力性能。

圖11 Z0～Z3試件荷載-位移曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of load-displacement curves of Z0 to Z3

圖12為Z4～Z6試件荷載-位移曲線對(duì)比。

圖12 Z4～Z6試件荷載-位移曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of load-displacement curves of Z4 to Z6

從圖12可見(jiàn)：普通鋼管混凝土初始剛度較大，而外螺旋鋼管混凝土柱剛度相應(yīng)較小。從承載力角度分析，外螺旋鋼管混凝土柱的承載力最低，僅為普通鋼管混凝土柱的75%左右；峰值荷載過(guò)后，基本呈兩階段破壞。外部混凝土破壞階段，僅依靠螺旋肋難以對(duì)外部混凝土形成有效約束；同時(shí)，螺旋肋的擠壓作用導(dǎo)致裂縫沿螺旋肋快速發(fā)展，并與核心鋼管混凝土脫離，構(gòu)件剛度與強(qiáng)度快速損失。核心鋼管混凝土工作階段，外部混凝土退出工作后，荷載由核心鋼管混凝土承擔(dān)，由于螺旋肋與鋼管的約束作用，構(gòu)件變形能力得以恢復(fù)?？傮w來(lái)看，外螺旋鋼管混凝土柱，由于外部混凝土裂縫發(fā)展較快，難以與核心構(gòu)件協(xié)同工作，受力性能相對(duì)較差。

針對(duì)上述情況，試驗(yàn)在螺旋肋外部增設(shè)了4根縱向鋼筋，以達(dá)到對(duì)外部混凝土形成有效約束的目的。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱承載力大幅度提升，變形能力顯著改善，比普通構(gòu)件承載能力提高了22.5%，變形能力提高20%左右。螺旋肋與鋼筋聯(lián)合作用，對(duì)外部混凝土形成“塊狀”分割，延緩了混凝土開(kāi)裂；受螺旋肋擠壓形成的裂縫，由于鋼筋的阻隔作用，僅能局部發(fā)展。外部混凝土與核心鋼管混凝土較好的協(xié)同工作能力，保證了構(gòu)件整體的剛度與強(qiáng)度。螺旋加勁肋對(duì)核心鋼管與外部混凝土均起到較強(qiáng)的約束作用，通過(guò)螺旋肋，兩者變形也保持了協(xié)調(diào)；組合柱各部分互相約束、協(xié)同工作，構(gòu)件受力性能得到明顯改善。

表5為各試件的荷載與位移特征值。設(shè)置直肋后，與普通薄壁鋼管混凝土相比，構(gòu)件屈服荷載提升27%，屈服位移大致相同，極限承載力提升19%，破壞位移提升13%。直肋開(kāi)孔后，構(gòu)件屈服荷載提升31%，屈服位移提高19%，極限承載力提升14%，極限荷載位移大致相當(dāng)。內(nèi)螺旋肋試件，屈服荷載提高14%，極限荷載提升7%，屈服位移提高25%，破壞位移提升90%。

表5 荷載與位移特征值Tab.5 Load and displacement eigenvalues

圖13為各試件關(guān)鍵性能參數(shù)變化對(duì)比。由圖13可見(jiàn)，試件2（開(kāi)孔直肋）的變形能力、安全儲(chǔ)備較好；試件3（內(nèi)螺旋肋）在變形能力、承載力裕度方面相對(duì)較好；試件6（螺旋肋-鋼筋）在承載力裕度、變形能力和安全儲(chǔ)備方面均較好，綜合性能最為突出。

圖13 試件性能參數(shù)對(duì)比Fig.13 Comparison of specimen performance parameters

總體來(lái)看，豎向加勁肋剛度較大，對(duì)構(gòu)件承載力提高效果明顯，變形能力一般；加勁肋開(kāi)孔后，雖承載力產(chǎn)生一定損失，但可對(duì)鋼管橫向變形產(chǎn)生較大的拉結(jié)作用，進(jìn)而提高構(gòu)件的變形能力。螺旋加勁肋對(duì)豎向強(qiáng)度直接作用不顯著，主要通過(guò)約束鋼管橫向變形而發(fā)揮作用，對(duì)構(gòu)件變形能力有明顯提升，可預(yù)期對(duì)組合柱抗水平荷載作用效果較好。對(duì)于外包混凝土形式，單一螺旋肋難以形成有效約束，導(dǎo)致外部混凝土嚴(yán)重破壞，過(guò)早退出工作。螺旋肋-鋼筋約束效果較好，可保證外部混凝土與核心構(gòu)件變形協(xié)調(diào)，組合柱各部分互為支撐，協(xié)同工作，構(gòu)件整體受力性能較好；與此同時(shí)，由于外部混凝土的防護(hù)作用，內(nèi)部鋼管抗火與耐久性也得到明顯改善，大大降低了后期維護(hù)成本

3.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖14為各試件鋼管橫向與縱向荷載-應(yīng)變曲線。由圖14（a）、（b）、（c）、（d）可見(jiàn)：加載初期基本呈線性變化，隨荷載繼續(xù)增加，Z0、Z1、Z2試件鋼管縱向與橫向應(yīng)變的差距逐漸增大；與其他試件鋼管相比，Z3試件鋼管在達(dá)到極限承載力之前，縱向和橫向應(yīng)變差距相對(duì)較小；Z0、Z1和Z2試件鋼管的荷載-應(yīng)變曲線變化規(guī)律較為接近，試件屈服后，有明顯的下降區(qū)間；Z3試件鋼管應(yīng)變值相對(duì)較小，且變化較為平緩；螺旋加勁肋可有效限制鋼管橫向變形，試件變形更加協(xié)調(diào)。由圖14（e）、（f）、（g）可見(jiàn)：彈性階段呈線性變化，進(jìn)入彈塑性階段后，Z5試件鋼管豎向應(yīng)變變化較小，承載力發(fā)生突降，內(nèi)部鋼管在此階段，難以參與受力，隨著外部混凝土退出工作，核心鋼管開(kāi)始承擔(dān)荷載，應(yīng)變持續(xù)增大；相比Z4和Z5，Z6試件鋼管的橫、縱向應(yīng)變相對(duì)較小，且變化較為平緩，鋼筋與外螺旋肋聯(lián)合約束下，核心鋼管的受力性能得到提升，這與宏觀試驗(yàn)情況基本一致。

圖14 試件鋼管橫、縱荷載-應(yīng)變曲線Fig.14 Transverse and longitudinal load-strain curves of steel tubes

圖15為鋼管與加勁肋荷載-應(yīng)變對(duì)比曲線。由圖15可見(jiàn)：彈性階段，Z1鋼管和加勁肋應(yīng)變趨勢(shì)基本一致，加勁肋與鋼管共同受力，隨著荷載增加，鋼管與加勁肋的變形不再協(xié)調(diào)，發(fā)生“開(kāi)叉”情況；試件Z2的直肋開(kāi)孔后，鋼管與加勁肋的荷載-應(yīng)變曲線“開(kāi)叉”較晚，加勁肋開(kāi)孔后與混凝土結(jié)合更強(qiáng)，對(duì)鋼管橫向變形，有一定拉結(jié)作用，二者變形協(xié)調(diào)階段更長(zhǎng)；與Z1、Z2相比，Z3的試件應(yīng)變更加協(xié)調(diào)，各階段的應(yīng)變規(guī)律十分接近，表明在整個(gè)受力過(guò)程中，螺旋肋可與鋼管較好地協(xié)同工作?？傮w來(lái)看，從構(gòu)件各部分協(xié)同工作角度出發(fā)，直肋效果最差，開(kāi)孔直肋在構(gòu)件屈服前，共同工作較好。螺旋加勁肋在受力全過(guò)程，均可與鋼管協(xié)同工作。

圖15 試件鋼管與加勁肋荷載-應(yīng)變曲線Fig.15 load-strain curves of steel tubes and stiffeners

3.3 橫向變形系數(shù)

通過(guò)荷載與橫向變形系數(shù)U（U=|εh/εv|，其中，εh和 εv分別為鋼管中部橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變）分析試件在軸向荷載作用下的受力狀態(tài)。圖16（a）為直徑260 mm的試件橫向變形系數(shù)曲線。由圖16（a）可看出，試件Z3、Z2、Z1、Z0的總體橫向變形系數(shù)逐漸增大，螺旋肋試件橫向變形系數(shù)最小，能夠有效限制試件的橫向變形，約束效果最好。圖16（b）為直徑360 mm的試件橫向變形系數(shù)曲線。由圖16（b）可見(jiàn)，試件Z6、Z5、Z4的橫向變形系數(shù)逐漸增大，螺旋肋可較好限制鋼管橫向變形，當(dāng)鋼筋與螺旋肋聯(lián)合作用后，約束效果得到進(jìn)一步加強(qiáng)。

圖16 橫向變形系數(shù)Fig.16 Lateral deformation coefficients

4 破壞模式與承載力分析

4.1 破壞模式

對(duì)內(nèi)螺旋肋及鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土柱工作機(jī)制及破壞模式進(jìn)行分析。加勁肋沿鋼管內(nèi)壁螺旋分布，內(nèi)部混凝土受到螺旋肋的阻隔作用，“滑移問(wèn)題”得到克服，加勁肋呈一定角度，對(duì)鋼管橫、縱向起到一定的約束作用；豎向荷載作用下，螺旋肋受壓變形，兩個(gè)加勁肋之間的混凝土受壓發(fā)生破壞。當(dāng)混凝土發(fā)生破壞，相應(yīng)位置鋼管失去混凝土的支撐作用，進(jìn)而發(fā)生屈曲。因此，內(nèi)螺旋肋鋼管混凝土破壞位置發(fā)生在加勁肋之間，由于螺旋肋為連續(xù)約束，屈曲也呈連續(xù)發(fā)展，如圖17（a）所示。

鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土各部分協(xié)同工作機(jī)制如下：鋼筋-螺旋肋對(duì)外部混凝土形成塊狀分割，豎向荷載作用下，混凝土發(fā)生環(huán)向變形；由于鋼筋的阻擋作用，兩者發(fā)生擠壓，最終鋼筋發(fā)生彎曲破壞；混凝土受到螺旋肋與鋼筋的“塊狀”約束，裂縫發(fā)展得到限制，不再發(fā)生螺旋開(kāi)裂，如圖17（b）所示。一方面，螺旋加勁肋與鋼筋聯(lián)合作用約束外部混凝土；另一方面，其限制內(nèi)部鋼管變形，起到了傳遞荷載與變形的作用?？傮w來(lái)看，鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土受力較為合理，外部混凝土可與核心構(gòu)件協(xié)同工作，鋼管同時(shí)受到螺旋肋與內(nèi)部混凝土的雙重約束，抗屈曲性能得到較大提升，受力性能得到明顯改善。

圖17 破壞模式Fig.17 Failure modes

4.2 承載力計(jì)算

通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土柱受力性能較好，針對(duì)其承載力進(jìn)行計(jì)算。在鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土協(xié)同工作機(jī)理的基礎(chǔ)上，根據(jù)疊加理論，對(duì)其承載力進(jìn)行分析。該構(gòu)件承載力主要由4部分構(gòu)成：外部混凝土承載力N1、豎向鋼筋承載力N2、螺旋肋鋼管承載力N3及核心混凝土承載力N4。外部混凝土承載力主要由該部分截面面積和抗壓強(qiáng)度決定，由于外部混凝土未受到鋼管的約束作用，強(qiáng)度沒(méi)有增大，且在受力過(guò)程中，受到一定的螺旋肋擠壓作用，需引入折減系數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)情況得到，具體計(jì)算公式如下：

按上述公式和材性試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)-鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱極限受壓承載力進(jìn)行計(jì)算，得到承載力為3 511 kN，試驗(yàn)結(jié)果為3 551 kN，兩者較為接近，誤差大約為1.1%。在此基礎(chǔ)上，對(duì)該組合柱的承載力設(shè)計(jì)值進(jìn)行計(jì)算，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，引入安全系數(shù)0.7，計(jì)算公式如下：

根據(jù)材性實(shí)驗(yàn)測(cè)得混凝土和鋼材強(qiáng)度：混凝土強(qiáng)度f(wàn)c=17.29 MPa，鋼管鋼材強(qiáng)度f(wàn)=233 MPa，鋼筋強(qiáng)度f(wàn)=415.78 MPa，代入式（6）中，計(jì)算得到該組合柱承載力設(shè)計(jì)值為1885 kN；根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》和《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中C30混凝土強(qiáng)度f(wàn)c=14.3 MPa，Q235鋼材強(qiáng)度f(wàn)=215 MPa，HRB335鋼材強(qiáng)度f(wàn)=300 MPa，代入式（7），得到統(tǒng)一的承載力設(shè)計(jì)值為1482 kN。試驗(yàn)測(cè)得該組合柱的屈服荷載為2 070 kN，實(shí)測(cè)承載力較計(jì)算值高28.4%左右，安全裕度較高。

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)不同約束形式的薄壁鋼管混凝土組合柱軸壓試驗(yàn)研究，主要得到以下結(jié)論：

1）普通、直肋和開(kāi)孔直肋薄壁鋼管混凝土柱破壞模式大致一致，鋼管發(fā)生局部鼓曲，內(nèi)部混凝土壓潰，破壞較為集中。內(nèi)螺旋肋鋼管混凝土柱破壞模式為鋼管沿兩加勁肋之間螺旋屈曲，混凝土也呈螺旋壓潰形式，屈曲沿試件高度均勻發(fā)生，變形更加協(xié)調(diào)。

2）直肋、開(kāi)孔直肋與螺旋肋均能在一定程度上改善薄壁鋼管混凝土柱的軸壓受力性能，但其作用機(jī)理差異較大。直肋與開(kāi)孔直肋可提供較大的豎向剛度，極限承載力比普通構(gòu)件提高15%以上；而螺旋肋對(duì)于豎向剛度貢獻(xiàn)不大，承載力僅提高7%，主要依靠限制鋼管環(huán)向變形提供約束，對(duì)構(gòu)件變形能力提升較明顯。

3）外螺旋鋼管混凝土柱破壞模式為外部混凝土沿螺旋肋開(kāi)裂，并脫落，外部混凝土難以與核心構(gòu)件協(xié)同工作，力學(xué)性能較低。當(dāng)增設(shè)鋼筋后，外部混凝土受到螺旋肋與鋼筋聯(lián)合約束，抗裂性能大幅度提升，與核心構(gòu)件協(xié)同工作良好；鋼管受到混凝土與螺旋肋雙重約束，屈曲較為輕微，破壞模式較為合理。

4）鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土疊合柱受力性能較好，與普通鋼管混凝土相比，承載力提高22.5%，變形能力提高20%；內(nèi)部鋼管受到外部混凝土保護(hù)，可大大降低防火及耐腐蝕等后期維護(hù)費(fèi)用。

5）在鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱協(xié)同工作機(jī)制的基礎(chǔ)上，提出了該新型組合構(gòu)件軸心受壓極限承載力計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，設(shè)計(jì)承載力安全裕度較高。