八角形中空钢管混凝土组合柱轴压力学性能*

张 颖 王 蕊 赵 晖 安国青

(太原理工大学土木工程学院, 太原 030024)

中空高强钢筋混凝土(RC)柱，具有自重轻、抗弯刚度大和抗冲击能好等优点[1]，逐渐应用于高架桥桥墩、海洋平台结构支架柱以及大尺寸灌注桩中[2-4]。考虑到八边形钢板运输与现场焊接方便，同时内钢板在浇筑过程中可作为内模板简化施工且为混凝土提供支撑[5-6]，本文提出在中空方形高强混凝土柱内壁处增设内八边形钢板形成一种新型组合构件，并对其轴压力学性能进行研究。

关于内钢管中空普通钢筋混凝土(RC)柱轴压力学性能已有学者展开相关研究。2010—2014年，Han等[7-8]与Won等[9]对内钢管RC试件进行了轴压试验与有限元分析，发现内钢管可有效防止混凝土内表面剥落，且相比于无内钢管RC柱，有内钢管RC柱的承载力提高不明显；任庆新等[10]对12根内钢管-中空圆锥形RC柱进行了轴压试验研究，结果表明，相比于无内置钢管圆锥形RC柱，内置钢管RC柱的承载力提高了约40%；2019年，李明闯[11]对6根塑钢纤维轻骨料素混凝土空心柱与14根塑钢纤维轻骨料RC空心柱进行了轴压试验与有限元分析，研究发现，内PVC管对不含外包塑钢纤维空心柱承载力与延性影响较小。但目前尚未发现关于内钢板-中空方形高强RC短柱轴压性能的研究报道。

基于此，本文对8根八角形中空钢管混凝土(CFST)组合柱与2根八角形中空RC柱对比试件进行轴压试验和有限元分析，并基于修正的《混凝土结构设计规范》对比分析该类构件的极限承载力与轴压刚度计算公式。

1 试验研究

1.1 试验设计

本文共进行了8根八角形中空CFST组合柱与2根八角形中空RC柱对比试件的轴压力学性能试验。根据截面尺寸将短柱分为L系列中空高强RC柱和S系列中空普通RC柱，截面形式与详细尺寸如图1所示。试件设计柱高与截面边长比值为3，箍筋保护层厚度为20 mm，并分别设计了两种不同厚度的内钢板。表1给出了钢材力学性能，表2 给出了试件编号以及具体参数。

表1 钢材力学性能Table 1 Mechanical properties of steel

表2 试件参数Table 2 Parameters of specimens

a—S-系列柱；b—L-系列柱；c—L0系列柱。图1 试件尺寸详图 mmFig.1 Dimensions of specimens

钢板1～4括号中数字为钢板厚度；纵筋括号中数字为纵筋直径。

1.2 试验装置和加载过程

试验采用太原理工大学10 000 kN电液伺服压力试验机进行分级加载。试件中部贴有纵横向应变片用于测量试件中部纵横向变形，分别在试件顶部和底部对角布置2个位移计测量试件的整体轴向变形，如图2所示为加载装置及位移计和应变片布置示意。由于混凝土强度较高，在试件外侧加罩铁丝网，防止试验过程中外围混凝土压溃崩出。正式加载前，先进行预加载，预加载范围为试件预估极限承载力的30%，以观测加载系统和观测点是否工作正试件编号中，首字母代表短柱试件截面边长(其中，边长为400 mm用L表示，边长为300 mm用S表示)，第一个数字代表内钢板设计厚度，第二个数字代表相同参数的两个试件;八角形中空RC柱总含钢率指纵筋截面面积与总截面面积的比值；八角形中空CFST组合柱总含钢率指纵筋与内钢板截面面积之和与总截面面积的比值;空心率为空心部分面积与方形总截面面积的比值。

图2 加载与测量装置示意Fig.2 The schematic diagram of loading and measure devices

常，同时保证试件处于轴心受力状态。正式加载前期采用力控制模式，加载速率约为200 kN/min，当荷载达到预估极限荷载的75%左右时转为位移控制模式，加载速率约为0.05 mm/min，直至峰值荷载后，试件承载力出现明显下降达到破坏状态，结束加载。

1.3 试验现象

图3b～3g分别给出了L系列各八角形中空方形高强RC短柱试件的最终破坏形态，各试件在加载过程中的试验现象基本相同，最终破坏模式表现为中部混凝土外鼓，并伴有混凝土脱落。

a—加载照片；b—L2-1;c—L2-2;d—L4-1；e—L4-2；f—L0-1;g—L0-2。图3 试验照片及最终破坏形态Fig.3 Test photos and final failure modes

以八角形中空CFST组合短柱L2-1为例介绍破坏过程，如图4所示。试件在加载初期处于线弹性阶段，表面无裂缝产生；当荷载达到极限荷载的80%左右时，如图4(0.8Nu)所示，首先在柱头与靠近柱头四角位置处出现纵向裂缝；随着荷载继续增加，裂缝逐渐明显，并向柱中部发展，柱脚四角处也相应产生纵向裂缝；荷载持续增加，裂缝更加明显，并逐渐向中部发展贯通，混凝土在达到最大荷载前开裂；当荷载接近最大值时，混凝土表面出现明显的纵向裂缝；当荷载很快达到最大值时，伴随着突然的巨大声响，混凝土被压碎，纵向钢筋局部屈曲，此时内钢板-中空钢筋混凝土短柱试件发生了破坏。

a—试验照片；b—示意。图4 L2-1 试件破坏全过程Fig.4 Whole failure process of specimen L2-1

1.4 试验曲线研究

图5a为试验实测大截面L系列八角形中空CFST组合短柱试件应力-应变曲线，横轴正负方向分别表示中部混凝土横向与纵向应变。试验开始时，荷载-应变曲线呈线性增长，斜率相差不大；之后，随着荷载增加，应变增长趋势表现出一定的差异；根据曲线趋势，无内钢板中空高强RC柱L0变形较大，承载力较小。短柱在轴压荷载作用下纵向受压应变为负、横向受拉应变为正，与试验荷载-应变曲线一致。

a—L系列柱实测荷载-应变曲线；b—L系列柱荷载-位移全曲线；c—S系列柱荷载-位移全曲线。图5 试验实测曲线Fig.5 Test curves of each specimen

图5b与图5c分别为L系列和S系列各试件试验实测荷载-位移全曲线。可以看出，L系列中空高强RC柱极限承载力和刚度均大于S系列中空普通RC柱，极限承载力之后荷载-位移曲线的下降段比较陡峭；对于S系列柱，S2-2柱承载力和刚度明显高于其他柱，但峰值荷载之后，荷载-位移曲线下降段更为陡峭，表明混凝土强度提高引起柱延性降低。

2 有限元分析

2.1 模型建立与验证分析

本文采用ABAQUS有限元软件建立了中空方形RC短柱轴压模型。混凝土采用塑性损伤模型，钢筋与混凝土应力-应变关系均根据《混凝土结构设计规范》[12]建议的公式进行计算，内钢板采用韩林海建议的应力-应变关系模型[4]；端板和混凝土采用C3D8R单元，钢板采用S4R单元，钢筋采用TRUSS单元；端板弹性模量与泊松比分别设置为1×1012MPa和0.000 1[13]；内钢板-混凝土以及混凝土-端板的界面接触关系包括法向“硬”接触和切向库仑摩擦，摩擦系数取为0.6[14-15]；采用“Embedded region”方式将钢筋骨架嵌入到混凝土中；钢板与端板之间设置为“shell-to-solid coupling”接触；经过网格敏感性分析确定端板网格尺寸为截面边长的1/80，其余部件网格尺寸为截面边长的1/20。

有限元计算得到的八角形中空高强CFST组合短柱L2各部件破坏形态如图6所示。试件中部外围混凝土外鼓与试验现象一致(图2)；纵筋中部屈曲；内钢板中部屈曲外鼓，但外鼓程度小于外围钢筋混凝土。

a—混凝土;b—内钢板;c—钢筋骨架。图6 L2-1 有限元模型各部件破坏形态Fig.6 Failure modes of each part in FE model L2-1

图7与表3分别给出了轴压荷载-位移曲线与力学指标(承载力、刚度与延性)的有限元计算结果和试验结果对比。对于S2-1试件，由于混凝土开裂严重导致应变片失效，无法获得峰值荷载后完整曲线。总体来看，有限元模拟可较好预测中空RC短柱轴压荷载-位移发展趋势。

选用双轴回转式减速器，有刷直流行星减速电机，回转式减速器精度≤0.08°，减速比580∶1，额定电压DC 24V，额定输出转速为0.048 rpm，1秒约转动0.228°，将其转动周期设为100 ms时，转动角度约0.02°，其最小调整分辨率约为0.02°，保证了伺服调整精度[1]。太阳每秒转过角度(360°+360°/365)/(24*60*60)=0.00418°。如要满足精度为0.1°时，在跟踪上的情况下约22 s必须调整姿态。

a—L2； b—L4; c—L0; d—S2-1； e—S2-2； f—S4。图7 荷载-位移关系曲线Fig.7 Load-displacement curves

由表3可以看出，对于试件S2-1与S2-2，含钢率相同时，混凝土强度由40 MPa 增加到53.5 MPa时，构件承载力提高了38%，延性降低了13%，轴压刚度变化不大，表明混凝土强度对构件承载力和延性影响显著。此外，内钢板厚度对中空高强RC短柱与普通RC短柱的承载力、轴压刚度和延性影响均不明显。

表3 有限元与试验结果对比Table 3 Comparisons of FEA results with experimental results

为研究内钢板-中空方形高强RC短柱的轴压性能，2.2节与2.3节基于有限元结果分别对典型试件L2的受力全过程和部件之间接触作用进行了分析。

2.2 全过程分析

图8为八角形中空高强CFST组合短柱模型L2整体与各部件轴力(N)-轴向应变(ε)关系曲线。根据曲线发展趋势可定义3个特征点，分别为：A点，试件开始由弹性阶段进入弹塑性阶段；B点，试件全截面达到极限承载力Nu；C点，荷载下降至85%Nu，一般认为此时构件到达破坏荷载。

图8 各部件内力分配Fig.8 Force distribution between each component

图9为试件L2中截面处各特征点混凝土纵向应力(S33)以及内钢管与钢筋的Mises应力分布情况，其中压应力为负，拉应力为正。

μδ为位移延性系数，采用Lu等[16]建议的位移延性系数计算公式：μδ=δ0.85/δy，其中，δ0.85为荷载-位移曲线下降至85%峰值荷载时对应的位移；δy为荷载-位移曲线上升至屈服点(过原点与上升段75%峰值荷载的直线和过峰值点的水平直线的交点)时对应的位移;轴压刚度EA=Fl/Δl=F/ε，为荷载-位移曲线弹性段斜率乘以柱高，l为柱高；Δ为峰值荷载对应的位移。

图9a中，A点时，混凝土应力分布均匀，约为39 MPa；B点时，试件达到极限承载力，混凝土应力最大，截面四角处混凝土由于边角效应且处于无约束状态，较早退出工作；C点时，混凝土应力由内向外减小，最大应力出现在内钢板附近，约为47 MPa。图9b与9c中，A点时，内钢板和钢筋应力沿纵向分布均匀，钢材处于弹性变形阶段；B点时，内钢板与钢筋的Mises应力最大值均位于柱中间高度处，应力沿柱中向两端逐渐减小，内钢板在中截面处屈服；C点时，中截面附近纵筋屈服。

a—混凝土纵向应力分布;b—内钢板;c—钢筋骨架。图9 各部件应力分布 PaFig.9 Stress distribution between each component

2.3 接触分析

a—L2；b—L4。图10 内钢板与混凝土接触应力-纵向应变曲线Fig.10 Relations between Contact stress and longitudinal strain curves of inner steel plate and concrete

3 轴压承载力与刚度计算

3.1 承载力计算

本节根据八角形中空高强CFST组合短柱受力特点，当短柱达到极限荷载时，内钢板与混凝土无接触作用，因此在计算极限承载力时可将内钢板承载力进行简单叠加。参照GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[12]中RC轴压构件极限承载力计算公式，将外侧钢筋混凝土与内八边形钢板的承载力之和作为该类构件极限承载力，具体公式如下：

N=0.9(fckAc+fyAs)+fyiAsi

(1)

式中：fck为混凝土轴心抗压强度标准值；Ac为外围混凝土截面面积；fy为纵向钢筋屈服强度；As为全部纵向钢筋截面面积；fyi为内钢板屈服强度；Asi为内钢板横截面面积。

采用式(1)对试件极限承载力进行了计算，并给出了公式计算结果与试验结果的对比(Nue为试验值，Nu为公式计算结果)，如图11所示，其中，μ和σ分别为Nue/Nu的平均值和标准差。由图可知，公式预测结果较为保守。

图11 承载力试验与公式计算结果对比Fig.11 Comparisons of results obtained from tests and predicted equation

3.2 轴压刚度计算

参照GB 50010—2010[12]中RC构件轴压刚度计算公式，将外侧钢筋混凝土与内八边形钢板的轴压刚度之和作为该类构件轴压刚度，具体公式如下：

EA=EcAc+EsAs+EsiAsi

(2)

式中：Ec、Es和Esi分别为混凝土、纵筋和内钢板的弹性模量；Ac、As和Asi分别为混凝土、纵筋和内钢板的面积。

采用式(2)对试件轴压刚度进行了计算。图12给出了公式计算结果与试验值的对比(EAue为试验值，EAu为公式计算结果)，其中，μ和σ分别为EAue/EAu的平均值和标准差。可见，公式可较好预测该类构件的轴压刚度。

图12 轴压刚度试验值与公式计算结果对比Fig.12 Comparisons of stiffness of specimens under axial compression obtained from tests and predicted equation

4 结束语

1)内置钢板中空方形高强RC短柱的轴压破坏模式主要表现为中部外侧混凝土外鼓和压碎。

2)在本文试验研究参数范围内，八角形中空高强CFST组合短柱构件表现出较高的轴压承载力与刚度，延性系数取值在1～2之间。混凝土强度由40 MPa 增加到53.5 MPa时，构件承载力提高了38%，延性降低了13%，轴压刚度变化不大；凝土强

度相同时，钢板厚度对构件的承载力、轴压刚度与延性均无显著影响。

3)轴压过程中试件中截面处内钢板变形均匀。内钢板与混凝土的接触作用峰值随钢板厚度的增加而增加，在构件峰值承载力之前，接触作用就已消失。

4)基于修正的GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》对该类构件承载力预测结果较为保守，轴压刚度预测较好。