李 偉，李博凡，李毅平，王曉棟，劉 釗，王先鐵

(1.國(guó)網(wǎng)甘肅省電力公司 建設(shè)分公司，甘肅 蘭州，730050；2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安，710055)

鋼管混凝土構(gòu)件充分利用了混凝土對(duì)鋼管的支撐作用以及鋼管對(duì)混凝土的約束作用，從而具有優(yōu)良的受壓性能，被廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐[1-6].而鋼管混凝土用作輸電桿塔、鋼管混凝土桁架橋的下弦桿時(shí)，拉力會(huì)對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件的破壞起控制作用.因此，對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件受拉性能開(kāi)展研究具有重要意義.

以往主要針對(duì)普通鋼管混凝土構(gòu)件的受拉性能開(kāi)展研究.潘友光等[7]對(duì)普通圓鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，結(jié)果表明：內(nèi)部混凝土的存在可使鋼管的受拉縱向屈服應(yīng)力提高約10%.張素梅等[8]通過(guò)有限元分析，得出鋼管混凝土構(gòu)件受拉承載能力較空鋼管最大提高15%.蔡文哲等[9]對(duì)10個(gè)鋼管混凝土柱在軸向拉力作用下的受力行為進(jìn)行了數(shù)值模擬.結(jié)果表明：鋼管混凝土軸向受拉時(shí)，拉力主要由鋼管承擔(dān)，混凝土的主要作用是對(duì)鋼管的徑向收縮起支撐作用.Han等[10]對(duì)18個(gè)鋼管混凝土試件進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，研究了含鋼率、混凝土強(qiáng)度、鋼管與混凝土粘結(jié)力等因素對(duì)構(gòu)件軸拉性能的影響，提出了軸拉承載力計(jì)算公式.Li等[11]對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件的拉彎性能展開(kāi)了試驗(yàn)研究和有限元分析，結(jié)果表明：鋼管與混凝土能很好地協(xié)同工作，提高構(gòu)件的承載能力，極限荷載時(shí)，構(gòu)件表現(xiàn)出良好的塑性.Zhou等[12]對(duì)不同尺寸的圓鋼管混凝土構(gòu)件和空鋼管進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，研究其承載力和剛度差異，結(jié)果表明：與空鋼管相比，鋼管混凝土構(gòu)件的承載力提高10.2%，剛度提高28.7%.

鋼管混凝土構(gòu)件受拉時(shí)，外荷載主要由鋼管承擔(dān).當(dāng)外荷載較大時(shí)，增大鋼管壁厚可能會(huì)造成鋼管難以加工、強(qiáng)度降低、層狀撕裂等問(wèn)題，因此，在鋼管混凝土內(nèi)配置加勁件成為提高鋼管混凝土構(gòu)件受拉承載能力的重要途徑.陳駒[13]、王軍等[14]對(duì)內(nèi)配鋼筋的鋼管混凝土構(gòu)件和內(nèi)配角鋼的鋼管混凝土構(gòu)件開(kāi)展了軸拉試驗(yàn)研究，提出了相應(yīng)的承載力和剛度計(jì)算公式.Xu等[15]采用試驗(yàn)和有限元分析相結(jié)合的方法，研究了內(nèi)配角鋼鋼管混凝土構(gòu)件的傳力機(jī)理.結(jié)果表明：內(nèi)配角鋼與外鋼管在無(wú)任何連接情況下仍能達(dá)到受拉屈服.

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土受拉性能的研究主要集中于未加勁的普通鋼管混凝土構(gòu)件，對(duì)內(nèi)配加勁件的鋼管混凝土構(gòu)件受拉性能研究較少.本文針對(duì)內(nèi)配鋼骨和加勁肋的圓鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行軸拉試驗(yàn)和有限元模擬分析，研究其受力過(guò)程、破壞機(jī)理、承載力及剛度.將按照國(guó)內(nèi)外規(guī)范計(jì)算的試驗(yàn)試件受拉承載力和剛度計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，探究現(xiàn)有規(guī)范對(duì)內(nèi)配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構(gòu)件受拉承載力和剛度的適用性.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究?jī)?nèi)配鋼骨和加勁肋圓鋼管混凝土構(gòu)件的軸拉力學(xué)性能，設(shè)計(jì)了7個(gè)軸拉試件，試件設(shè)計(jì)參數(shù)和試件圖分別如表1、圖1所示.鋼管由兩塊鋼板卷制焊接而成，外徑均為400 mm，長(zhǎng)度為3 000 mm，壁厚為6 mm.內(nèi)配縱肋焊接在鋼管內(nèi)壁，其截面尺寸為4-4 mm×24 mm.由于鋼管內(nèi)部無(wú)法施焊，故內(nèi)配鋼骨僅一端與端板焊接，鋼骨截面尺寸為4-L40 mm×4 mm.環(huán)肋焊接在鋼管內(nèi)壁，與縱肋相交處斷開(kāi)縱肋，其截面尺寸為5 mm×24 mm.為固定鋼骨位置，在角鋼上下端100 mm處設(shè)置長(zhǎng)度為50 mm的拉結(jié)筋，分別與角鋼及鋼管點(diǎn)焊.為了保證受拉過(guò)程中試件端板與鋼管之間可靠傳力，在試件兩端焊接16塊加勁板.試件兩端端板采用高強(qiáng)螺栓與加載裝置連接.

表1 試件主要參數(shù)Tab. 1 Main parameters of specimens

圖1 鋼管混凝土試件Fig.1 CFST specimens

1.2 材料力學(xué)性能

試件除角鋼采用Q235B鋼材外，其余鋼材均采用Q345B；混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50.鋼材的材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2.混凝土28 d實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為52.07 MPa，彈性模量為34 250 MPa.

表2 鋼材材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Material properties of steel

1.3 加載裝置

采用8 000 kN電液伺服實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)試件進(jìn)行加載，試件下端與底座固接，上端通過(guò)剛性法蘭與作動(dòng)器連接.試驗(yàn)裝置如圖2所示.試驗(yàn)采用分級(jí)加載.先預(yù)加載至承載力設(shè)計(jì)值的10%，再卸載到0%，檢查試驗(yàn)裝置、測(cè)試儀器是否正常工作.正式加載時(shí)，在承載力設(shè)計(jì)值的60%之前，每一級(jí)荷載增量取設(shè)計(jì)值的10%；當(dāng)荷載達(dá)到設(shè)計(jì)值的60%后，荷載增量取設(shè)計(jì)值的5%；當(dāng)荷載接近設(shè)計(jì)值時(shí)，緩慢持續(xù)加載.軸拉試件以跨中應(yīng)變達(dá)到5 000×10-6時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載作為試件的極限荷載[10].為避免試件斷裂對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)的不利影響，當(dāng)試件跨中應(yīng)變超過(guò)5 000×10-6后停止加載.

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Test setup

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

試件位移計(jì)與應(yīng)變片布置如圖3所示.在試件下端板布置4個(gè)位移計(jì)以測(cè)量試件的縱向位移，編號(hào)分別為W1～W4.在試件中部前后對(duì)稱(chēng)布置2個(gè)位移計(jì)以測(cè)量試件的頸縮變形，編號(hào)分別為W5、W6.在距試件兩端500 mm處均勻布置8個(gè)縱向應(yīng)變片，試件跨中均勻布置8個(gè)縱向應(yīng)變片和4個(gè)環(huán)向應(yīng)變片，以監(jiān)測(cè)試件的縱向和環(huán)向應(yīng)變，用“L”和“H”分別表示縱向和環(huán)向，應(yīng)變以拉為正、壓為負(fù).

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

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件變形

各試件試驗(yàn)現(xiàn)象基本一致.加載過(guò)程中，試件的軸向和頸縮變形不明顯.各試件的變形形態(tài)如圖4所示.通過(guò)測(cè)量加載前后試件的長(zhǎng)度和截面周長(zhǎng)變化，可得到試件的軸向和環(huán)向變形，測(cè)量結(jié)果如表3所示.由表3可知，各試件近加載端的頸縮變形最大.

圖4 試件變形Fig.4 Deformation of specimens

表3 試件伸長(zhǎng)量與頸縮量(單位：mm)Tab.3 Elongation and necking shrinkage of specimens/mm

2.2 裂縫分布

為觀察試件內(nèi)部混凝土的開(kāi)裂情況，試驗(yàn)后將試件外鋼管割開(kāi)，得到各試件內(nèi)部混凝土的裂縫分布情況，如圖5所示.ZL-1試件內(nèi)部混凝土開(kāi)裂，表明外荷載能通過(guò)鋼管與混凝土之間的相互作用傳遞至內(nèi)部混凝土.與ZL-1試件相比，ZL-2試件由于環(huán)肋的存在，環(huán)肋兩側(cè)的混凝土裂縫更密集，最大裂縫寬度出現(xiàn)在相鄰環(huán)肋之間，表明環(huán)肋能更均勻地將外荷載傳遞至內(nèi)部混凝土，使混凝土均勻受力.ZL-3試件的混凝土裂縫寬度和間距均小于ZL-2試件，表明內(nèi)配鋼骨有效參與了試件的受拉作用并抑制了混凝土裂縫的發(fā)展.與ZL-2試件相比，ZL-4和ZL-5試件的混凝土裂縫密而窄，表明內(nèi)配件參與了試件的受拉作用并抑制了混凝土的開(kāi)裂.ZL-6和ZL-7試件由于環(huán)肋間距較大，內(nèi)部混凝土裂縫的發(fā)展與普通鋼管混凝土試件ZL-1相似.

圖5 試件內(nèi)部混凝土裂縫形態(tài)Fig.5 Crack patterns of concrete in specimens

2.3 荷載-位移曲線及承載力

各試件的荷載-位移曲線如圖6所示.由圖可知，各試件的荷載-位移曲線都包括明顯的彈性階段、彈塑性階段及塑性階段.加載初期，試件整體處于彈性狀態(tài)，荷載與位移呈線性關(guān)系；隨著荷載增加，試件進(jìn)入彈塑性階段，試件受拉剛度明顯降低；塑性發(fā)展階段，荷載仍保持緩慢增加.

各試件的受拉承載力如表4所示.由表4可知，環(huán)肋對(duì)試件的受拉承載力影響較小，因此，可取ZL-1、ZL-2、ZL-6及ZL-7試件的受拉承載力平均值3 446 kN作為該含鋼率普通鋼管混凝土構(gòu)件的受拉承載力.由ZL-3、ZL-4及ZL-5試件受拉承載力與該值對(duì)比可知，內(nèi)配鋼骨使試件受拉承載力提高471.3 kN，提高幅度為13.60%.試件內(nèi)配4-L40×4的鋼骨屈服荷載367.9 kN<471.3 kN，表明內(nèi)配鋼骨能很好地參與試件的受拉作用并達(dá)到受拉屈服.加勁縱肋使試件受拉承載力提高269.47 kN，提高幅度為7.82%；同時(shí)內(nèi)配鋼骨和加勁縱肋使試件受拉承載力提高790.56 kN，提高幅度為22.94%.

圖6 各試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimens

表4 試件受拉承載力試驗(yàn)值Tab.4 Test values of ultimate tensile bearing capacity of specimens

2.4 荷載-應(yīng)變曲線

各試件中部荷載-平均縱向應(yīng)變曲線如圖7所示.由圖可知，各試件應(yīng)變發(fā)展趨勢(shì)基本一致.加載初期，應(yīng)變呈線性增長(zhǎng)，試件處于彈性狀態(tài)；隨著荷載增加，縱向變形速率加快，呈現(xiàn)出非線性特征，試件開(kāi)始屈服，應(yīng)變快速增大.與普通鋼管混凝土試件相比，內(nèi)配縱向加勁肋和鋼骨小幅提高了試件的剛度.

圖7 試件中部荷載-平均縱向應(yīng)變曲線Fig.7 Load-average longitudinal strain curves in the middle of each specimen

圖8為各試件中部荷載-平均環(huán)向應(yīng)變曲線.由圖可知，加載過(guò)程中，鋼管環(huán)向應(yīng)變較小.當(dāng)試件達(dá)到受拉極限荷載時(shí)，各試件鋼管橫向應(yīng)變均未達(dá)到屈服應(yīng)變，其原因?yàn)楹诵幕炷烈种屏虽摴艿念i縮變形.

圖8 試件中部荷載-平均環(huán)向應(yīng)變曲線Fig.8 Load-average hoop strain curves in the middle of each specimen

3 非線性有限元分析

3.1 材料本構(gòu)關(guān)系

(1)

圖9 鋼材損傷下降路徑Fig.9 Steel damage descent path

混凝土采用韓林海等[16]提出的塑性損傷模型，該模型可有效模擬多軸應(yīng)力狀態(tài)下混凝土的塑性性能.混凝彈性模量取試驗(yàn)值，泊松比取0.2[16].塑性模型中的膨脹角ψ取30°，雙軸受壓強(qiáng)度與單軸受壓強(qiáng)度之比f(wàn)b0/fc0取1.16，拉、壓子午線偏量第二應(yīng)力不變量的比值Kc取0.666 7，黏性系數(shù)μ取0.000 25[22].對(duì)于混凝土的受拉本構(gòu)關(guān)系，采用能量破壞準(zhǔn)則考慮混凝土受拉軟化性能更具有收斂性[23]，其主要參數(shù)包括混凝土的斷裂能和開(kāi)裂應(yīng)力.對(duì)于斷裂能的計(jì)算采用CEB-FIP MC90[24]中提供的計(jì)算公式，對(duì)于開(kāi)裂應(yīng)力參考沈聚敏[23]給出的混凝土抗拉強(qiáng)度計(jì)算公式.

3.2 有限元模型

各部件均選用8節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元(C3D8R).鋼管、加勁肋及加載板之間采用綁定連接；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)榉Σ?，摩擦系?shù)取0.60[25].模型一端固定，另一端約束除軸向位移外的所有自由度并施加位移荷載.試件有限元模型如圖10所示.

圖10 有限元模型Fig.10 Finite element model

3.3 破壞形態(tài)

各試件的破壞形態(tài)如圖11所示，由圖11可知，各試件受拉破壞發(fā)生在試件中部或試件中部靠近加載端區(qū)域.其中，配有加勁環(huán)肋試件的破壞位置均在試件中部至加載端區(qū)域之間環(huán)肋的邊緣.

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

有限元分析的荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖12所示.由圖可知，有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線吻合較好，表明有限元模型能較為準(zhǔn)確地模擬內(nèi)配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構(gòu)件的軸拉承載性能.

圖11 試件有限元分析破壞形態(tài)Fig.11 Failure patterns of finite element analysis of specimens

圖12 有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of load-displacement curves between FEM and test

試件的有限元模擬承載力與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表5所示.由表可知，NF/Nu平均值為1.016 2，最大偏差為2.78%，二者吻合較好.

表5 有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparison of bearing capacity between finite element analysis and test results

3.5 損傷演化過(guò)程

圖13給出了內(nèi)配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構(gòu)件各部件有限元模擬的應(yīng)力發(fā)展過(guò)程.構(gòu)件應(yīng)力發(fā)展過(guò)程為：混凝土開(kāi)裂→鋼骨屈服→鋼管屈服→構(gòu)件破壞.構(gòu)件達(dá)到極限受拉荷載時(shí)，內(nèi)配鋼骨受拉屈服，表明內(nèi)配鋼骨能有效地參與受拉作用.內(nèi)配鋼骨是提高構(gòu)件受拉承載力的有效方式.

圖13 試件應(yīng)力發(fā)展過(guò)程Fig.13 Stress development process of specimen

圖14給出了內(nèi)配鋼骨圓鋼管混凝土構(gòu)件及各部件的荷載-應(yīng)變曲線.由圖可知，試件的荷載-應(yīng)變曲線包括以下四個(gè)階段：

圖14 ZL-3試件及其組成部件的荷載-應(yīng)變曲線Fig.14 Load-strain curves of ZL-3 specimen and its components

(1) OA段：試件整體和各組件均保持彈性狀態(tài)，直到A點(diǎn)，核心混凝土出現(xiàn)裂縫，內(nèi)力發(fā)生重分布.在此之前，混凝土與鋼骨變形一致.由于內(nèi)配角鋼的軸向剛度小于混凝土的軸向剛度，因此，此時(shí)內(nèi)配鋼骨承擔(dān)外荷載的比例小于混凝土承擔(dān)的比例.A點(diǎn)時(shí)，鋼管、混凝土和鋼骨承擔(dān)外荷載比例分別為54.14%、38.58%和7.28%.

(2) AB段：外荷載保持線性增加.由于混凝土開(kāi)裂導(dǎo)致構(gòu)件的組合剛度下降，同時(shí)內(nèi)力發(fā)生重分布，混凝土承擔(dān)的外荷載比例明顯下降，內(nèi)配角鋼承擔(dān)的外荷載比例有所增加.由于內(nèi)配角鋼強(qiáng)度低于鋼管強(qiáng)度，內(nèi)配鋼骨比外鋼管先達(dá)到受拉屈服.B點(diǎn)時(shí)，外鋼管屈服，此時(shí)，鋼管、混凝土和鋼骨承擔(dān)外荷載比例分別為87.25%、2.07%和10.68%.

(3) BC段：鋼材屈服后進(jìn)入強(qiáng)化階段，荷載呈非線性增長(zhǎng).以跨中應(yīng)變達(dá)到5 000×10-6(C點(diǎn))所對(duì)應(yīng)的荷載作為試件的極限荷載，此時(shí)試件已完全屈服，鋼管、混凝土和鋼骨承擔(dān)外荷載比例分別為89.09%、0.39%和10.52%.混凝土承擔(dān)的外荷載很小，可認(rèn)為混凝土對(duì)構(gòu)件極限受拉承載力無(wú)影響.

(4) CD段：此階段外荷載幾乎保持不變，曲線未出現(xiàn)下降段，D點(diǎn)的應(yīng)變大于10 000×10-6，構(gòu)件表現(xiàn)出良好的塑性.

4 承載力與剛度計(jì)算

4.1 承載力計(jì)算

4.1.1 中國(guó)規(guī)范

《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408: 2015)[26]給出了內(nèi)配非約束型加勁件的鋼管混凝土構(gòu)件受拉承載力計(jì)算公式，該公式不僅考慮了內(nèi)部混凝土對(duì)鋼管的支撐作用，同時(shí)也考慮了加勁件對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件承載力的提高.具體公式如下：

(2)

對(duì)于外鋼管設(shè)置縱向加勁肋的構(gòu)造形式，可將鋼管與縱肋視為整體，內(nèi)部混凝土主要約束鋼管的頸縮變形從而提高構(gòu)件受拉承載力.故將鋼管承載力乘增大系數(shù)1.1，對(duì)應(yīng)的軸心受拉承載力計(jì)算公式為

Nut=1.1Asfy+Asrfyr+φ1Asbfyb

(3)

式中：Asr、Asb分別為內(nèi)配縱肋和鋼骨面積；fyr、fyb分別為內(nèi)配縱肋和鋼骨的屈服強(qiáng)度；φ1為內(nèi)配加勁件承載力修正系數(shù)，為內(nèi)配加勁件應(yīng)力與外鋼管應(yīng)力之比，該值由試驗(yàn)確定.

4.1.2 美國(guó)規(guī)范與歐洲規(guī)范

美國(guó)規(guī)范AISC360-16[27]和歐洲規(guī)范Eurocode4[28]對(duì)鋼管混凝土受拉構(gòu)件的承載力計(jì)算公式一致.不考慮內(nèi)部混凝土對(duì)構(gòu)件受拉承載力的提高，構(gòu)件受拉極限承載力為加勁件和鋼管的受拉承載力之和，相應(yīng)計(jì)算公式為

(4)

4.1.3 韓林海建議公式

Han等[10]不僅考慮內(nèi)部混凝土對(duì)構(gòu)件受拉承載力的提高，同時(shí)也考慮含鋼率對(duì)鋼管混凝土受拉構(gòu)件承載力的影響，提出了普通鋼管混凝土軸拉構(gòu)件的承載力計(jì)算公式為

Nut=(1.0-0.4α)Asfy

(5)

式中：α為構(gòu)件的截面含鋼率.

參考式(4)，同時(shí)考慮內(nèi)配鋼骨和加勁肋對(duì)構(gòu)件承載力的提高，同時(shí)內(nèi)配鋼骨和加勁肋的圓鋼管混凝土構(gòu)件軸心受拉承載力計(jì)算公式為

(6)

式中：Asi為加勁件面積；fyi為加勁件屈服強(qiáng)度.

4.1.4 承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比

研究表明，當(dāng)試件跨中縱向應(yīng)變達(dá)到5 000×10-6時(shí)，鋼管已經(jīng)處于屈服狀態(tài)，且荷載-應(yīng)變曲線的彈塑性階段已基本結(jié)束，此后，隨著縱向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)，荷載增長(zhǎng)非常緩慢.因此，取跨中應(yīng)變超過(guò)5 000×10-6[10]時(shí)對(duì)應(yīng)的承載力作為試件的極限承載力并與上述各公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比，如表6所示.由表可知，各公式得到的軸拉承載力計(jì)算值均小于試驗(yàn)值，結(jié)果偏于安全.對(duì)于普通圓鋼管混凝土軸拉構(gòu)件，《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AISC360-16和歐洲規(guī)范Eurocode4、韓林海建議公式計(jì)算結(jié)果最大偏差分別為7.78%、16.05%、9.76%；對(duì)于內(nèi)配鋼骨和縱肋的圓鋼管混凝土軸拉構(gòu)件，最大偏差分別為14.10%、18.89%、13.73%.

表6 構(gòu)件軸拉承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.6 Comparisons of calculation results of bearing capacity and test results of axially tensioned members

4.2 剛度計(jì)算

4.2.1 理論公式

《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB50936-2014)[29]、《特殊鋼管混凝土構(gòu)件設(shè)計(jì)規(guī)程》(CECS 408：2015)[26]、AISC360-16[27]和Eurocode4-2004[28]規(guī)范均未給出鋼管混凝土構(gòu)件的軸拉剛度計(jì)算公式.Han等[10]基于試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果，提出的圓鋼管混凝土構(gòu)件軸拉剛度計(jì)算公式為

(EA)t=EsAs+0.1EcAc

(7)

式中：(EA)t為試件的整體剛度；Es、Ec分別為鋼管和混凝土的彈性模量；As、Ac分別為鋼管和內(nèi)部混凝土的橫截面面積.

對(duì)于內(nèi)配縱肋構(gòu)件，由于縱肋與外鋼管焊接，可將縱肋與外鋼管視為一體，計(jì)算構(gòu)件整體受拉剛度時(shí)直接疊加縱肋的受拉剛度；對(duì)于內(nèi)配鋼骨，在彈性階段，內(nèi)配鋼骨與混凝土之間幾乎未發(fā)生滑移，內(nèi)配鋼骨對(duì)構(gòu)件的軸拉剛度貢獻(xiàn)發(fā)生在混凝土開(kāi)裂后.因此，參考式(7)，提出內(nèi)配加勁肋和鋼骨的圓鋼管混凝土構(gòu)件軸拉剛度計(jì)算公式為

(EA)t=EsAs+EsrAsr+0.1(EcAc+EsbAsb)

(8)

式中：Esr、Esb分別為內(nèi)配縱肋和內(nèi)配鋼骨的彈性模量；Asr、Asb分別為內(nèi)配縱肋和內(nèi)配鋼骨的橫截面面積，其余變量物理意義與式(7)相同.

4.2.2 軸拉剛度計(jì)算公式驗(yàn)證

根據(jù)式(8)計(jì)算的試件軸拉剛度如表7所示.其中，(EA)tc為計(jì)算結(jié)果，(EA)t為試驗(yàn)結(jié)果，其值為試件荷載-應(yīng)變曲線原點(diǎn)與鋼材屈服點(diǎn)之間的斜率[10].(EA)tc/(EA)t的平均值為1.02，最大偏差為4%，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

表7 軸拉剛度計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Tab.7 Comparison of the calculated values of the axial tension stiffness with the experimental values

5 結(jié)論

對(duì)7個(gè)不同內(nèi)部構(gòu)造的圓鋼管混凝土試件進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，結(jié)合有限元數(shù)值模擬和理論分析，得出以下結(jié)論：

(1)內(nèi)配鋼骨、縱向加勁肋試件的軸拉承載力較普通鋼管混凝土試件分別提高13.60%和7.82%；同時(shí)內(nèi)配鋼骨和縱向加勁肋試件的軸拉承載力較普通鋼管混凝土試件提高22.94%.內(nèi)配環(huán)肋對(duì)試件的軸拉承載力影響很小，但環(huán)肋能更有效地將外荷載傳遞給內(nèi)部混凝土，使混凝土均勻受力；

(2)軸拉荷載下，混凝土率先開(kāi)裂且?guī)缀醪怀袚?dān)外荷載，主要起支撐鋼管、抑制鋼管頸縮變形的作用；

(3)現(xiàn)有規(guī)范對(duì)于圓鋼管混凝土構(gòu)件軸拉承載力的計(jì)算偏于安全；采用韓林海的建議公式所得的構(gòu)件剛度與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.