康瀾 陳宗霖 林益?zhèn)?/p>

高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能

康瀾1，2陳宗霖1林益?zhèn)?

（1. 華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640； 2. 華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640）

本研究對(duì)9根圓鋼管約束型鋼混凝土短柱、1根圓鋼管約束混凝土短柱、1根圓鋼管型鋼混凝土短柱開展了軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)，重點(diǎn)分析了鋼管屈服強(qiáng)度、型鋼屈服強(qiáng)度、鋼管徑厚比、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、鋼管內(nèi)壁處理方式、鋼管約束模式等重要參數(shù)對(duì)鋼管約束型鋼混凝土短柱的破壞模式，以及對(duì)軸壓承載力和延性的影響規(guī)律。結(jié)果表明：高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的破壞模式為整體剪切破壞，高強(qiáng)鋼管表面沒有發(fā)生明顯的局部鼓曲，內(nèi)置高強(qiáng)型鋼有效地限制了混凝土斜裂縫的發(fā)展。對(duì)于圓鋼管約束型鋼混凝土短柱，采用高強(qiáng)鋼管、高強(qiáng)型鋼相比采用普強(qiáng)鋼管、普強(qiáng)型鋼，試驗(yàn)軸壓承載力與簡單疊加軸壓承載力的比值從1.37提升至1.49，延性系數(shù)從2.22提高至3.25，材料利用更充分，延性更優(yōu)異，對(duì)核心混凝土的約束作用更強(qiáng)。在《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）和本文參數(shù)分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，不考慮約束混凝土強(qiáng)度最大限值，采用已有的約束混凝土本構(gòu)模型，提出了高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的軸壓承載力修正公式。本研究可為實(shí)際工程應(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)和數(shù)據(jù)參考。

高強(qiáng)鋼管；高強(qiáng)型鋼；軸壓力學(xué)性能；軸壓承載力

隨著我國經(jīng)濟(jì)和科技的不斷進(jìn)步，土木工程正在向著“綠色、節(jié)能、低碳”的方向發(fā)展，而高性能材料，例如高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材（簡稱“高強(qiáng)鋼”），正好滿足了目前土木工程低碳環(huán)保的發(fā)展需求。高強(qiáng)鋼是指采用微合金化和熱機(jī)械軋制技術(shù)生產(chǎn)出的具有高強(qiáng)度（強(qiáng)度等級(jí)≥460 MPa）、良好延性、韌性以及加工性能的結(jié)構(gòu)鋼材［1-2］。相比普通鋼，高強(qiáng)鋼擁有更高的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，在結(jié)構(gòu)安全性能、建筑使用功能、經(jīng)濟(jì)效益以及環(huán)保效益等方面有著更明顯的優(yōu)勢(shì)［1，3］。然而，高強(qiáng)鋼也具有其缺點(diǎn)，隨著鋼材屈服強(qiáng)度的提高，鋼材屈強(qiáng)比增大，但斷后伸長率減小、延性降低；并且高強(qiáng)鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線中屈服平臺(tái)長度縮短甚至消失，其應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)并不明顯［3］。另外，在高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)中，高強(qiáng)鋼板較薄，在受壓無約束的條件下，容易發(fā)生局部屈曲，從而導(dǎo)致材料強(qiáng)度無法得到充分利用［4-5］。

鋼管約束混凝土柱是在豎向不連續(xù)的鋼管內(nèi)填充混凝土、鋼管不直接承受豎向荷載、主要對(duì)核心混凝土起橫向約束作用的一種組合柱［6］。在核心混凝土內(nèi)配置型鋼，即形成鋼管約束型鋼混凝土柱［7］。該組合柱具有鋼管混凝土柱的力學(xué)性能優(yōu)勢(shì)，還解決了鋼管混凝土柱中鋼管容易局部屈曲、耐火性能差、節(jié)點(diǎn)施工復(fù)雜等問題，具有承載力高、延性好、抗震和耐火性能優(yōu)越等特點(diǎn)［6］。目前對(duì)該組合柱的研究大多局限于采用了高強(qiáng)混凝土的情況；文獻(xiàn)［8］和［9］對(duì)圓鋼管約束型鋼高強(qiáng)混凝土短柱開展了軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)，其中圓鋼管采用的是Q235普強(qiáng)鋼管，試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)：力-位移曲線并未出現(xiàn)明顯的強(qiáng)化階段，Q235普強(qiáng)鋼管對(duì)混凝土約束不足。普強(qiáng)鋼管屈服強(qiáng)度低，和混凝土幾乎同步進(jìn)入塑性，鋼管一旦進(jìn)入塑性將無法提供環(huán)向約束。而高強(qiáng)鋼管由于其屈服強(qiáng)度較大，進(jìn)入塑性時(shí)間點(diǎn)大大晚于核心混凝土，可為核心混凝土提供更強(qiáng)的約束，從而提高構(gòu)件強(qiáng)度和延性。

本研究充分利用高強(qiáng)鋼抗拉強(qiáng)度高的優(yōu)勢(shì)，在鋼管約束型鋼混凝土柱的基礎(chǔ)上，提出一種高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土柱，即在高強(qiáng)型鋼混凝土外側(cè)包裹不連續(xù)的高強(qiáng)薄壁鋼管。該組合柱有如下優(yōu)勢(shì)：①高強(qiáng)鋼管不直接承受縱向荷載，主要承受環(huán)向拉應(yīng)力，延緩甚至避免薄壁鋼管局部屈曲，最大程度地發(fā)揮高強(qiáng)鋼管對(duì)混凝土的約束作用；②內(nèi)置高強(qiáng)型鋼在核心混凝土的包裹下，避免了受壓時(shí)局部屈曲的過早出現(xiàn)，最大限度地利用了高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度；③火災(zāi)下，高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土柱中承受縱向荷載的高強(qiáng)型鋼置于核心混凝土內(nèi)，避免了與火直接接觸，構(gòu)件的耐火極限得到提升。

本研究首先開展了11根組合短柱的軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)，分析關(guān)鍵參數(shù)變化對(duì)試件的破壞形態(tài)、承載力等的影響規(guī)律，并利用ABAQUS有限元軟件建立有限元模型，進(jìn)一步開展參數(shù)分析，最終為實(shí)際工程應(yīng)用提出了實(shí)用設(shè)計(jì)公式和設(shè)計(jì)建議。

1　試驗(yàn)概況

1.1　試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了11個(gè)軸壓短柱試件，其中包括：9根圓鋼管約束型鋼混凝土短柱、1根圓鋼管約束混凝土短柱、1根圓鋼管型鋼混凝土短柱。所有圓鋼管的外徑為300 mm，凈高為900 mm，即試件高徑比為3.0，滿足《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）［10］對(duì)短柱的要求。對(duì)鋼管約束型鋼混凝土短柱試件距兩端板50 mm處，切割剝離寬度為15 mm的圓環(huán)，保證鋼管主要起到約束作用。

試驗(yàn)條件如下：鋼管屈服強(qiáng)度為345、690 MPa；型鋼屈服強(qiáng)度為345、690 MPa；鋼管徑厚比為50、75；型鋼厚度為4、6 mm；混凝土強(qiáng)度為C50、C80；是否內(nèi)置型鋼；約束模式分別為鋼管約束混凝土、鋼管混凝土；高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁處理方式為涂抹潤滑油、布置塑料薄膜，即在一個(gè)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁涂抹潤滑油，在另一個(gè)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁布置塑料薄膜，研究減小高強(qiáng)鋼管和混凝土之間的粘結(jié)摩擦力（即改變高強(qiáng)鋼管橫向、縱向應(yīng)力比值）對(duì)其軸壓力學(xué)性能的影響。

試件編號(hào)說明如下。以試件YS-T4Y690-C50-W4A690為例，YS代表約束模式為鋼管約束混凝土（GG代表約束模式為鋼管混凝土），T4代表鋼管設(shè)計(jì)壁厚為4 mm，Y690代表鋼管采用Q690高強(qiáng)鋼，C50代表混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為50 MPa，W4代表型鋼腹板和翼緣設(shè)計(jì)厚度為4 mm，A690代表型鋼采用Q690高強(qiáng)鋼；不含W、A的表示試件無內(nèi)置型鋼；另外，含有后綴-R的表示在鋼管內(nèi)壁涂抹潤滑油，含有后綴-M的表示在鋼管內(nèi)壁布置塑料薄膜。各試件的主要實(shí)測參數(shù)見表1。

表1　試件的具體參數(shù)1）

1）、、分別表示鋼管的外徑、壁厚與高度，a、a、w、f分別表示內(nèi)置型鋼截面的整體高度、整體寬度、腹板厚度與翼緣厚度，cu表示試驗(yàn)前一天混凝土150 mm立方體實(shí)測抗壓強(qiáng)度，yt和ya分別表示圓形鋼管和內(nèi)置型鋼的實(shí)測屈服強(qiáng)度。

1.2　試件制作

將型鋼與底板焊接，再將鋼管套在型鋼之外并與底板焊接，焊接過程保證底板、型鋼、鋼管三者嚴(yán)格幾何對(duì)中；需對(duì)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行處理的試件，先涂抹潤滑油或布置塑料薄膜，再將混凝土從鋼管未焊端板的一端灌入并進(jìn)行分層振搗；自然養(yǎng)護(hù)28天后，用高強(qiáng)石膏找平試件上表面，焊接上端板，保證與下端板幾何對(duì)中；最后在鋼管表面刷漆，繪制50 mm × 50 mm網(wǎng)格線，完成試件制作。

1.3　材料特性

試驗(yàn)采用C50、C80兩種商品混凝土，在試驗(yàn)進(jìn)行的前一天，根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2002）［11］測試5組150 mm混凝土立方體試塊并取平均值，C50和C80混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度分別為48.9 MPa和94.9 MPa。根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)》（GB/T 228.1—2010）［12］，在本研究中使用鋼板制作3組共9個(gè)鋼板拉伸試件進(jìn)行材性試驗(yàn)，測得的鋼板力學(xué)性能指標(biāo)見表2。

表2　鋼材的實(shí)測力學(xué)性能

1.4　加載方式和測點(diǎn)布置

本試驗(yàn)在華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用1 500 t壓力機(jī)對(duì)試件進(jìn)行加載。加載前用高強(qiáng)石膏將試件上下兩端找平，對(duì)試件和試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行幾何對(duì)中，加載裝置如圖1所示。試件上端板對(duì)角處分別布置兩個(gè)位移傳感器，在圓鋼管中部等間距布置4對(duì)橫向-縱向應(yīng)變片，上部與下部等間距布置4個(gè)橫向應(yīng)變片。在型鋼上、下翼緣外側(cè)的上、中、下部分別布置1對(duì)縱向應(yīng)變片，腹板一側(cè)的上、中、下部分別布置1個(gè)縱向應(yīng)變片。

加載全程采用位移控制方式［13］；在荷載達(dá)到峰值之前，加載速率為0.003 mm/s；荷載超過峰值后，加載速率逐步增大至0.010 mm/s；當(dāng)割縫兩邊接觸閉合或荷載下降到極限承載力的85%時(shí)，停止加載。

圖1　加載裝置

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1　破壞模式

所有試件總共有3種破壞模式，描述如下。

2.1.1混凝土剪切破壞

以典型試件YS-T4Y690-C50-W4A690來說明高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的混凝土剪切破壞模式。如圖2（a）所示，在加載初期，試件外觀沒有明顯變化；當(dāng)荷載上升到峰值75%左右時(shí)，高強(qiáng)鋼管割縫處混凝土開始出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土開始剝落。峰值荷載過后，隨著縱向位移的增加，荷載緩慢下降，可以觀察到高強(qiáng)鋼管中部偏上位置逐漸膨脹，但是沒有發(fā)生明顯的局部屈曲。剝開鋼管，可看到混凝土為剪切破壞，剪切破壞角在70°左右；因?yàn)楦邚?qiáng)型鋼的存在，有效地抑制了混凝土斜裂縫的發(fā)展，使裂縫沒有貫穿整個(gè)截面。剝開混凝土看到高強(qiáng)型鋼發(fā)生了剪切變形和局部屈曲；剪切方向均沿弱軸方向，防止了混凝土剪切面的擴(kuò)展。局部鼓曲位置發(fā)生在高強(qiáng)型鋼中部或者中部偏上位置，是混凝土受壓過程中發(fā)生膨脹所致。

2.1.2高強(qiáng)鋼管局部鼓曲伴隨混凝土剪切破壞

對(duì)于高強(qiáng)圓鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱試件GG-T4Y690-C50-W4A690，如圖2（b）所示，加載前中期和高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的現(xiàn)象類似。當(dāng)荷載下降至峰值90%時(shí)，在高強(qiáng)鋼管上端部位置開始發(fā)生局部鼓曲；當(dāng)荷載下降至峰值85%時(shí)，高強(qiáng)鋼管中部也開始發(fā)生局部鼓曲。隨著縱向位移的增加，鼓曲逐漸發(fā)展。剝開鋼管，可以看到混凝土中部出現(xiàn)一條非常明顯的剪切斜裂縫，即發(fā)生明顯的整體剪切變形。剝開混凝土，可以發(fā)現(xiàn)高強(qiáng)型鋼發(fā)生明顯的剪切變形和局部鼓曲。

圖2　試件破壞模式

2.1.3高強(qiáng)鋼管焊縫破壞伴隨混凝土壓碎

對(duì)于采用C80混凝土的試件YS-T4Y690-C80-W4A690，如圖2（c）所示，在荷載下降到峰值荷載92%時(shí)，高強(qiáng)鋼管焊縫發(fā)生斷裂，導(dǎo)致試件破壞。

對(duì)于鋼管內(nèi)壁涂抹潤滑油的試件YS-T4Y690-C50-W4A690-R，如圖2（d）所示，荷載剛過峰值，高強(qiáng)鋼管焊縫發(fā)生斷裂。對(duì)于在鋼管內(nèi)壁布置塑料薄膜的試件YS-T4Y690-C50-W4A690-M，如圖2（e）所示，荷載還未達(dá)到峰值時(shí)，高強(qiáng)鋼管焊縫已經(jīng)開裂，可見對(duì)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行處理，能讓外鋼管環(huán)向應(yīng)力大大增加，鋼管約束效果明顯增強(qiáng)；但是與此同時(shí)，外鋼管焊縫有可能成為薄弱環(huán)節(jié)發(fā)生斷裂破壞。隨著鋼材強(qiáng)度的提高，焊縫破壞程度逐漸加大且呈現(xiàn)出脆斷傾向［14］；可通過對(duì)鋼管進(jìn)行預(yù)熱處理和采用80%Ar+20%CO2的保護(hù)氣體保證焊縫質(zhì)量。

2.2　荷載-位移曲線及受力性能分析

不同參數(shù)下所有試件的荷載（）和縱向位移（）的關(guān)系曲線，如圖3所示。各個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果詳見表3。本研究采用文獻(xiàn)［15］公式確定試件的初始剛度；采用文獻(xiàn)［16-17］的公式確定試件的延性指標(biāo)=95%/Δ，Δ=1.3375%，95%是荷載下降到峰值荷載的95%時(shí)試件的縱向位移，75%是荷載上升到峰值荷載的75%時(shí)試件的縱向位移。

表3　試件軸壓承載力分析1）

1）u為試件的軸壓承載力，m為鋼管、混凝土、型鋼簡單疊加后的疊加承載力，u為試件在峰值荷載下的位移，0為初始剛度，為延性指標(biāo)，對(duì)于試件YS-T4Y690-C50-W4A690-M，u為試件鋼管焊縫斷裂破壞時(shí)的承載力。

各個(gè)試件的荷載-位移曲線表現(xiàn)出來的規(guī)律較為相似：加載前期，試件處于彈性階段，縱向位移隨著荷載的增大呈線性增長；隨著荷載的繼續(xù)增大，試件的剛度開始逐漸下降，縱向位移開始加速發(fā)展，試件進(jìn)入彈塑性階段；峰值荷載后，荷載隨著縱向變形的增大而減小，即曲線進(jìn)入下降段；大部分試件都有較平緩的下降段。

2.2.1圓鋼管屈服強(qiáng)度的影響

鋼管屈服強(qiáng)度等級(jí)分別為Q345和Q690，荷載-位移曲線詳見圖3（a）。對(duì)比表3中1-4號(hào)試件，在鋼材用量基本不變的情況下，鋼管屈服強(qiáng)度等級(jí)從Q345提升到Q690，極限承載力平均提升了32.4%，延性指標(biāo)平均提升了45.7%，強(qiáng)度和延性均顯著提高，說明高強(qiáng)鋼管對(duì)混凝土的約束作用更強(qiáng)；此外，試件峰值位移平均提升了83.6%，初始剛度基本不變。對(duì)于鋼管約束型鋼混凝土短柱，采用高強(qiáng)鋼管相比普強(qiáng)鋼管，極限承載力與簡單疊加承載力的比值從1.36提升到1.47，高強(qiáng)鋼管強(qiáng)度利用更充分，對(duì)核心混凝土的約束作用更強(qiáng)。

2.2.2型鋼屈服強(qiáng)度的影響

型鋼的屈服強(qiáng)度等級(jí)分別為Q345和Q690，荷載-位移曲線詳見圖3（a）。對(duì)比表3中1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)、4號(hào)試件，在用鋼量基本不變的情況下，型鋼屈服強(qiáng)度從Q345增加到Q690，極限承載力平均提升了11.3%，初始剛度平均提升了9.9%，峰值位移和延性指標(biāo)基本不變。

2.2.3高強(qiáng)鋼管徑厚比的影響

高強(qiáng)鋼管的徑厚比參數(shù)分別為75和50，荷載-位移曲線詳見圖3（b）。對(duì)比表3中4號(hào)、5號(hào)試件，徑厚比從75減小到50，極限承載力提升了11.7%；而試件的初始剛度基本不變，說明在加載前期，由于混凝土的橫向膨脹較小，高強(qiáng)鋼管并未產(chǎn)生很大的約束作用；此外，延性指標(biāo)提升了8.9%，峰值位移提升了21.0%。

2.2.4高強(qiáng)型鋼厚度的影響

試件中高強(qiáng)型鋼的腹板和翼緣的厚度有4 mm和6 mm，荷載-位移曲線詳見圖3（c）。對(duì)比表3中4號(hào)、6號(hào)試件，高強(qiáng)型鋼厚度從4 mm增加到6 mm，極限承載力提升了5.2%，延性指標(biāo)降低了11.7%，初始剛度和峰值位移基本不變。

2.2.5混凝土強(qiáng)度的影響

混凝土的強(qiáng)度等級(jí)分別為C50和C80時(shí)，荷載-位移曲線詳見圖3（d）。對(duì)比表3中4號(hào)、7號(hào)試件，混凝土強(qiáng)度從C50提升到C80，試件的極限承載力提高了22.4%，初始剛度提高了11.0%，使試件的延性指標(biāo)降低了48.3%。即使高強(qiáng)鋼管可以約束核心混凝土，改善混凝土脆性的問題，但是普通混凝土試件的延性仍比高強(qiáng)混凝土試件好；此外，試件的峰值位移降低了33.9%。

2.2.6高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁處理方式的影響

對(duì)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行處理的試件的荷載-位移曲線詳見圖3（e）、圖3（f）。對(duì)于鋼管內(nèi)壁涂抹潤滑油的試件，峰值荷載剛過，高強(qiáng)鋼管焊縫發(fā)生斷裂，試件破壞；對(duì)比表3中4號(hào)、8號(hào)試件，內(nèi)壁涂抹潤滑油的試件相比內(nèi)壁未進(jìn)行處理的試件，承載力提升了4.1%，初始剛度基本沒有變化，這是因?yàn)榧虞d初期，混凝土的橫向變形較小，高強(qiáng)鋼管并未產(chǎn)生很大的約束作用；此外，峰值位移提升了22.3%。

對(duì)于內(nèi)壁布置塑料薄膜的試件，荷載還未上升到峰值時(shí)，高強(qiáng)鋼管焊縫就發(fā)生斷裂，試件發(fā)生破壞。對(duì)比表3中4號(hào)、9號(hào)試件，內(nèi)壁布置塑料薄膜的試件在鋼管焊縫破壞時(shí)的承載力比內(nèi)壁未進(jìn)行處理的試件的極限承載力提高了2.8%，但此時(shí)鋼管仍未屈服，承載力還有提升空間。

因此，對(duì)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行處理，可以減小高強(qiáng)鋼管和混凝土之間的摩擦，增強(qiáng)高強(qiáng)鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用，使試件的軸壓承載力提高。

2.2.7內(nèi)置高強(qiáng)型鋼的影響

試件內(nèi)置和不內(nèi)置高強(qiáng)型鋼時(shí)的荷載-位移曲線詳見圖3（g）。對(duì)比表3中4號(hào)、10號(hào)試件，內(nèi)置高強(qiáng)型鋼的試件相比未內(nèi)置高強(qiáng)型鋼的試件，極限承載力提升了24.7%，這是因?yàn)閮?nèi)置高強(qiáng)型鋼提高了試件的配鋼率且混凝土處于高強(qiáng)鋼管和高強(qiáng)型鋼的雙重約束，約束效果增強(qiáng)；延性指標(biāo)提升26.0%，因?yàn)閮?nèi)置高強(qiáng)型鋼能夠有效地阻止混凝土剪切斜裂縫的開展；此外，初始剛度提升了17.2%，峰值位移提升了30.8%。

2.2.8約束模式的影響

試驗(yàn)中高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的鋼管上下端部被斷開，而高強(qiáng)圓鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱則沒有；荷載-位移曲線詳見圖3（h）。對(duì)比表3中4號(hào)、11號(hào)試件，高強(qiáng)鋼管兩端斷開的試件相比于沒有斷開的試件，極限承載力提升了3.6%，延性指標(biāo)提升了39.5%，峰值位移提升了64.1%，而初始剛度下降了12.3%，因?yàn)閺椥约虞d階段，高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的高強(qiáng)鋼管對(duì)于剛度幾乎沒有貢獻(xiàn)，但高強(qiáng)鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的高強(qiáng)鋼管貢獻(xiàn)了部分剛度以及承載力。

比值u/m的大小能反映鋼管對(duì)核心混凝土約束作用的強(qiáng)弱。由表3可知，試驗(yàn)得到的試件的軸壓承載力u與疊加承載力m相比，最低提高27%，最高提高55%。對(duì)比1號(hào)、2號(hào)試件可知，當(dāng)采用普強(qiáng)鋼管時(shí)，隨著型鋼強(qiáng)度的增加，u/m值減小，這是由于普強(qiáng)鋼管對(duì)核心混凝土的約束力不足造成的。對(duì)比3號(hào)、4號(hào)試件可知，當(dāng)采用高強(qiáng)鋼管時(shí)，隨著型鋼強(qiáng)度的增加，u/m值增大，這是因?yàn)楦邚?qiáng)鋼管能為核心混凝土提供更強(qiáng)約束力。由上述分析可知，隨著型鋼強(qiáng)度的增大，鋼管強(qiáng)度也需要增大，才能充分發(fā)揮試件的綜合優(yōu)勢(shì)。在用鋼量基本不變的情況下，采用高強(qiáng)鋼管、高強(qiáng)型鋼的試件相比采用普強(qiáng)鋼管、普強(qiáng)型鋼的試件，u/m的比值從1.37提升到1.49，延性系數(shù)從2.22提升到3.25?？梢?，對(duì)于鋼管約束型鋼混凝土柱，外鋼管強(qiáng)度和內(nèi)部型鋼以及核心混凝土強(qiáng)度必須相互匹配。對(duì)比4號(hào)、11號(hào)試件，u/m比值從1.43提升到1.49，說明高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱相較于高強(qiáng)鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱對(duì)核心混凝土的約束作用更強(qiáng)。

2.3　荷載-鋼管應(yīng)力

圖4　荷載-鋼管應(yīng)力曲線

2.4　荷載-型鋼應(yīng)變曲線

在高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱試件達(dá)到軸壓承載力前，高強(qiáng)鋼管與高強(qiáng)型鋼已經(jīng)屈服，高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度得到了充分的利用。

圖5　荷載-型鋼應(yīng)變曲線

2.5　理論分析

對(duì)于高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱，荷載-位移曲線（）如圖6所示。為彈性階段，當(dāng)荷載達(dá)到點(diǎn)時(shí)，混凝土進(jìn)入塑性，此時(shí)尚未進(jìn)入屈服的高強(qiáng)鋼管可對(duì)混凝土繼續(xù)提供環(huán)向約束；為強(qiáng)化階段，荷載達(dá)到點(diǎn)時(shí)，試件達(dá)到極限承載力，高強(qiáng)鋼管進(jìn)入塑性，高強(qiáng)鋼管無法進(jìn)一步為混凝土提供環(huán)向約束，之后試件進(jìn)入下降階段直至破壞。對(duì)于普強(qiáng)鋼管約束型鋼混凝土短柱（′′′），由于普強(qiáng)鋼管屈服強(qiáng)度較低，當(dāng)混凝土進(jìn)入塑性后，普強(qiáng)鋼管也很快進(jìn)入塑性，因此強(qiáng)化階段不明顯，即′′段較短。高強(qiáng)鋼管由于屈服強(qiáng)度高，可在混凝土進(jìn)入塑性膨脹以后，為核心混凝土提供持續(xù)的環(huán)向約束，形成明顯強(qiáng)化階段，從而大大提高了構(gòu)件的延性和承載能力。

圖6　荷載-位移曲線

3　有限元參數(shù)分析

3.1　模型建立

采用通用有限元軟件Abaqus對(duì)本研究的組合短柱的軸壓承載力開展參數(shù)分析。核心混凝土和上下端板均采用C3D8R實(shí)體單元，外包圓鋼管和型鋼均采用S4R殼單元；取構(gòu)件截面直徑的1/10作為網(wǎng)格尺寸大小。鋼管與核心混凝土的界面采用面面接觸，法線方向采用硬接觸，切線方向選取罰函數(shù)，摩擦系數(shù)取0.6。柱一端采用固接，另一端除軸向位移外，其余自由度均被限制。鋼材選用理想彈塑性本構(gòu)模型，混凝土采用劉威［19］提出的本構(gòu)模型。

3.2　模型驗(yàn)證

部分試件的有限元模擬與試驗(yàn)的荷載（）-縱向位移（）曲線的對(duì)比詳見圖7。由圖可知，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；有限元峰值荷載與試驗(yàn)峰值荷載比值的平均值為1.042，標(biāo)準(zhǔn)差為0.034，故本研究采用的有限元模型具有較好的準(zhǔn)確度和可靠性，可用來開展參數(shù)分析。

3.3　參數(shù)分析

為進(jìn)一步考察高強(qiáng)鋼管屈服強(qiáng)度（490、590、690、790、890 MPa）、混凝土屈服強(qiáng)度（40、50、60、70、80 MPa）、高強(qiáng)鋼管徑厚比（50、60、75、100、150）、高強(qiáng)型鋼屈服強(qiáng)度（490、590、690、790、890 MPa）對(duì)于高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能的影響，建立了17個(gè)算例進(jìn)行參數(shù)分析；有限元計(jì)算結(jié)果詳見圖8。

3.3.1高強(qiáng)鋼管屈服強(qiáng)度的影響

如圖8（a）所示，當(dāng)徑厚比為75時(shí)，隨著鋼管屈服強(qiáng)度的增加，試件的軸壓承載力得到提升，延性也略有提升，但對(duì)初始剛度基本沒有影響，說明加載前期鋼管對(duì)混凝土的約束作用較弱。

圖8　有限元模擬的荷載-軸向位移曲線

3.3.2混凝土強(qiáng)度的影響

如圖8（b）所示，當(dāng)徑厚比為75時(shí)，隨著混凝土強(qiáng)度的增加，試件的彈性剛度和承載力都得到增加。然而混凝土強(qiáng)度更高的試件，曲線下降段越陡，說明延性越差。

3.3.3徑厚比的影響

如圖8（c）所示，隨著徑厚比的減小，試件軸壓承載力增大，增幅明顯，延性也略有提高。而徑厚比的減小并不會(huì)影響試件的彈性剛度，這是因?yàn)樵诩虞d前期，由于混凝土的橫向膨脹較小，高強(qiáng)鋼管并未產(chǎn)生很大的約束作用。

3.3.4高強(qiáng)型鋼屈服強(qiáng)度的影響

如圖8（d）所示，當(dāng)徑厚比為75時(shí)，隨著高強(qiáng)型鋼屈服強(qiáng)度的增加，試件的軸壓承載力提升，但增幅不大。而高強(qiáng)型鋼屈服強(qiáng)度的增加對(duì)于試件的初始剛度和延性基本沒有影響。

由上述分析可知，提升高強(qiáng)鋼管屈服強(qiáng)度和減小徑厚比是改善高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱軸壓力學(xué)性能的有效途徑。

4　承載力設(shè)計(jì)公式

對(duì)于高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱軸壓承載力的計(jì)算方法，參照《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）［20］中所給的鋼管約束型鋼混凝土短柱軸壓承載力的計(jì)算公式，如式（1）至式（4）所示：

表4示出了試驗(yàn)軸壓承載力u和有限元軸壓承載力uF、根據(jù)《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）［20］計(jì)算的軸壓承載力g；比值g/u的平均值為0.593，標(biāo)準(zhǔn)差為0.111；比值g/uF的平均值為0.571，標(biāo)準(zhǔn)差為0.111。說明根據(jù)《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）［20］計(jì)算的軸壓承載力g遠(yuǎn)低于試驗(yàn)軸壓承載力u和有限元軸壓承載力uF。

表4　承載力公式對(duì)比分析1）

1）x表示修正《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）計(jì)算的軸壓承載力。

表4示出了按照改進(jìn)的方法計(jì)算的試件軸壓承載力x。由表4可知，比值x/u的平均值為1.017，標(biāo)準(zhǔn)差為0.034；比值x/uF的平均值為0.977，標(biāo)準(zhǔn)差為0.026；說明按該修正公式計(jì)算的軸壓承載力與試驗(yàn)軸壓承載力、有限元軸壓承載力吻合良好。

按上述計(jì)算方法計(jì)算第3.3節(jié)17個(gè)算例的軸壓承載力。圖9將按修正公式計(jì)算的軸壓承載力與試驗(yàn)軸壓承載力、有限元軸壓承載力進(jìn)行對(duì)比；由圖9可知，修正公式計(jì)算的軸壓承載力與試驗(yàn)軸壓承載力、有限元軸壓承載力吻合良好。本研究推薦的設(shè)計(jì)承載公式僅在規(guī)范原有公式的基礎(chǔ)上考慮了高強(qiáng)鋼管對(duì)核心混凝土約束效應(yīng)的進(jìn)一步提高，雖然和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，但是需要通過更多的試驗(yàn)樣本結(jié)果加以驗(yàn)證。另外，如果考慮到預(yù)測結(jié)果的可靠度和安全裕度，可再進(jìn)行進(jìn)一步的改進(jìn)。

圖9　本文預(yù)測的承載力與試驗(yàn)軸壓承載力、有限元軸壓承載力的對(duì)比

5　結(jié)論

本文重點(diǎn)研究了高強(qiáng)鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能，通過軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果和有限元參數(shù)分析得到如下結(jié)論：

（1）高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱在軸壓荷載作用下的破壞模式為整體剪切破壞，高強(qiáng)鋼管沒有發(fā)生明顯的鼓曲現(xiàn)象；混凝土發(fā)生剪切破壞，剪切破壞角在70°左右；內(nèi)置高強(qiáng)型鋼發(fā)生了沿弱軸方向的剪切變形和局部鼓曲，有效限制了混凝土裂縫的發(fā)展。當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，高強(qiáng)鋼管與高強(qiáng)型鋼都已屈服，高強(qiáng)鋼強(qiáng)度得到充分發(fā)揮。

（2）對(duì)于圓鋼管約束型鋼混凝土短柱，采用高強(qiáng)鋼管的構(gòu)件相比采用普強(qiáng)鋼管的構(gòu)件，軸壓承載力及延性指標(biāo)均顯著提升；采用高強(qiáng)型鋼的構(gòu)件相比采用普強(qiáng)型鋼的構(gòu)件，軸壓承載力顯著提升，延性指標(biāo)基本不變。此外，高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱相比高強(qiáng)圓鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱，軸壓承載力略有提升，延性指標(biāo)顯著提升。

（3）對(duì)于圓鋼管約束型鋼混凝土短柱，采用高強(qiáng)鋼管、高強(qiáng)型鋼的構(gòu)件相比采用普強(qiáng)鋼管、普強(qiáng)型鋼的構(gòu)件，u與m的比值從1.37提升到1.49，延性系數(shù)從2.22提升到3.25，材料利用更充分，延性更優(yōu)異，對(duì)核心混凝土的約束作用更強(qiáng)。此外，高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱u與m的比值為1.49，高于高強(qiáng)圓鋼管高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的1.43，對(duì)核心混凝土的約束作用更加優(yōu)異。

（4）由于高強(qiáng)鋼焊縫問題，對(duì)高強(qiáng)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行處理試件的力學(xué)性能改善不大；同時(shí)考慮工程實(shí)際施工與長期性能，不建議對(duì)鋼管內(nèi)壁進(jìn)行特殊處理。

（5）在《鋼管約束混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T471—2019）的基礎(chǔ)上，不考慮最大值的限制，采用文獻(xiàn)［21］的約束混凝土本構(gòu)模型，提出了高強(qiáng)圓鋼管約束高強(qiáng)型鋼混凝土短柱的軸壓承載力修正公式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果、有限元結(jié)果吻合良好。

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Axial Compression Behavior of High-Strength Circular Steel Tube Confined High-Strength Steel Reinforced Concrete Short Columns

KANG Lan1，2CHEN Zonglin1LIN Yiwei1

（1. School of Civil Engineering and Transportation，South China University of Technology，Guangzhou 510640，Guangdong，China；2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science，South China University of Technology，Guangzhou 510640，Guangdong，China）

This paper carried out axial compression tests on nine circular steel tube confined steel reinforced (CSTCSR) concrete short columns, one circular steel tube confined (CSTC) concrete short column and one circular steel tube column filled with steel-reinforced concrete. The main purpose of this research is to study the influences of yield strength of steel tube and shape steel, diameter-thickness ratio of steel tube, concrete strength, inner surface treatment method of high-strength steel tube and restraint mode on the failure mode, strain response, axial compression bearing capacity and ductility of CSTCSR concrete short column. The results show that the failure mode of high-strength circular steel tube confined high-strength steel reinforced (HCSTCHSR) concrete short column is overall shear failure, and there is no obvious local buckling on the surface of high-strength steel tube, and the development of oblique cracks of concrete is effectively restricted by the embedded high-strength shape steel. For CSTCSR concrete short column, the axial compression bearing capacity ratio and ductility coefficient of this column with high-strength steel tube and high-strength shape steel are increased from 1.37 to 1.49 and from 2.22 to 3.25, respectively, compared with those of CSTCSR concrete short column using ordinary-strength steel tube and ordinary-strength shape steel. It is concluded that the HCSTCHSR concrete short column has more excellent axial bearing capacity and ductility, and high-strength steel using in such column can be fully utilized. On the basis of “technical standard for steel tube confined concrete structures” (JGJ/T471—2019) and the results of parametric analysis in this study, a modified formula for axial bearing capacity of HCSTCHSR concrete short column was proposed by using the existing confined concrete’s constitutive model to provide scientific basis and data support for practical engineering application.

high-strength steel tube；high-strength shape steel；axial compressive performance；axial bearing capacity

Supported by National Natural Science Foundation of China （52178286） and the Guangdong Provincial Key Laboratory of Modern Civil Engineering Technology （2021B1212040003）

TU375

1000-565X（2022）07-0001-12

10.12141/j.issn.1000-565X.210463

2021-07-21

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（52178286）；廣東省現(xiàn)代土木工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室資助項(xiàng)目（2021B1212040003）

康瀾（1980-），女，博士，副教授，主要從事鋼結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)研究。E-mail： ctlkang@scut.edu.cn