内置开孔板连接键的宽肢L形钢管混凝土组合柱抗震性能有限元参数化分析*

熊清清 桂海伟 张 旺 李 格

(1.天津大学建筑工程学院, 天津 300072; 2.石家庄铁道大学土木工程学院, 石家庄 050043; 3.大立建设集团有限公司, 杭州 311215)

0 引 言

随着国家和地方大力推动装配式建筑的发展,基于钢管混凝土柱发展起来的各类竖向承重构件不断应用于钢结构建筑中,例如异形钢管混凝土柱[1-2]、多腔室型钢管混凝土柱[3-4]、钢管混凝土组合异形柱[5-6]等。学者对其抗震性能进行了试验和理论研究,张继承等对L形钢管混凝土柱抗震性能进行了有限元参数化分析[7],结果表明:轴压比对塑性阶段刚度影响明显,截面宽厚比和长宽比对骨架曲线的影响显著;宋华等以对拉钢筋加劲的L形钢管混凝土柱为研究对象,对其进行了抗震性能试验和有限元分析[8],试验结果表明:对拉钢筋可以限制钢板的局部屈曲和阴角处混凝土与钢管的脱离;殷飞等对四种构造的多腔室钢管混凝土柱进行了抗震性能试验[9],试验结果表明:角部采用圆钢管加强的钢管混凝土柱承载力高于采用角钢加强的钢管混凝土柱;熊清清等对双板连接的L形钢管混凝土组合柱进行了低周往复荷载试验,分析了L形钢管混凝土组合柱的失效模式和抗震性能,对比了单肢柱截面尺寸、轴压比、连接板宽度和厚度对L形钢管混凝土组合柱抗震性能的影响规律[10];蔡景明等对钢筋增强 ECC-钢管混凝土组合柱和钢管混凝土叠合柱进行了低周往复荷载试验[11],试验结果表明:钢筋增强 ECC-钢管混凝土组合柱耗能能力更好,并通过参数化分析研究了轴压比、钢管强度和混凝土强度等因素对该类组合柱抗震性能的影响规律。

为了满足高层建筑和复杂结构抗侧刚度和抗震性能的要求,结构设计时异形柱各肢的宽厚比经常大于4,根据规范定义[12],此类异形柱属于宽肢异形柱。但宽厚比增大使得钢板容易屈曲并造成对混凝土约束作用减弱。为了提高钢管对混凝土的约束作用,蔡健等提出通过设置约束拉杆限制钢管壁的局部屈曲,但在钢板上开孔会造成应力集中,形成薄弱区,对结构受力产生不利的影响[13-14]。同时,柱壁外部有突出的拉杆部分,造成了后续施工不便和居住舒适性的降低。为了更好地解决这一问题,刘永健等提出一种设置PBL加劲肋的钢管混凝土结构[15-17],在钢管内部设置的PBL加劲肋可以减小钢管与混凝土界面的脱空和相对滑移,浇筑时在PBL孔中形成混凝土榫,其径向抗拔作用增强了套箍效应,可以提高钢管对混凝土的约束作用,增大结构的抗侧刚度;另外,周政等对设置斜向PBL加劲肋的钢管混凝土柱进行了拟静力试验,分析了钢管宽厚比和轴压比对抗震性能的影响规律[18],结果表明:PBL加劲肋对混凝土的约束均匀,可以提高二者协同工作性能。

为了进一步探究宽肢钢管混凝土组合柱的抗震性能,以内置PBL的L形宽肢钢管混凝土组合柱(W-LCFST柱)低周往复荷载试验为基础,通过建立考虑钢材延性断裂失效的精细化有限元分析模型,并与试验结果进行验证。在此基础上,建立16个有限元模型,通过对比分析,研究PBL隔板数量、PBL孔间距、PBL孔径大小、边柱尺寸、轴压比和钢管厚度对W-LCFST柱抗震性能的影响规律。

1 试验概述

试验选取内置PBL的W-LCFST柱为研究对象,以实际工程中应用的L-CFST柱为基准,进行2∶3的缩尺,设计并制作了3个高1 650 mm的试件。具体试件参数如表1和图1所示。设计轴压比为0.25,试件中钢材均采用Q355B,材料特性如表2所示,混凝土试块的立方体抗压强度(fcu,k)为31.8 MPa。

a—SJ-1、SJ-2和SJ-3立面; b—各部件名称; c—SJ-1平面; d—SJ-2平面; e—SJ-3平面。图1 试件几何尺寸及构造 mmFig.1 Dimension and details of specimens

表1 试件构造参数Table 1 Parameters of test specimens

表2 钢材材料特性Table 2 Material behaviors of the steel

根据文献[19]进行加载:试验时,竖向加载点通过W-LCFST柱截面的形心。柱顶采用荷载-位移混合控制的加载方法。在试件屈服前,采用荷载控制并分级加载,按每级50 kN递加,各级循环1次;屈服后采用位移控制,屈服位移值取试件屈服时正负向位移绝对值的平均值,并以该位移值的倍数为级差进行加载控制,各级循环2次。当试件承载力下降至峰值荷载的85%以下时停止加载。

试验过程中主要测量了柱顶水平位移、柱顶竖向荷载、柱顶水平荷载及关键部位应变等。采用位移计D2和荷载传感器实时记录构件受力过程,分别在柱顶(D1、D2)、1/3柱高处(D4、D7)、2/3柱高处(D3、D6)和底板处(D5)布置位移计,以对比柱身不同高度的水平位移和底板是否发生相对错动。应变片布置在1/2柱高处和柱底加劲肋上方,位移计及应变片布置见图2。

图2 位移计及应变片布置Fig.2 Arrangement of displacement transducers and strain gauges

在柱顶水平荷载较小时,荷载-位移曲线呈线性变化,试件处于弹性工作阶段。随着荷载的施加,试件进入弹塑性阶段。当加载位移达到2倍的屈服位移(22 mm)时,X侧边柱B面及中柱D面加劲肋焊缝上边缘处钢管出现断裂并向两侧扩展,钢管内混凝土拉裂破坏。同时,在负向加载时,上述位置钢管出现压屈,混凝土压碎。最终,中柱D面加劲肋焊缝上边缘处开裂沿水平方向向Y向连接板延伸了20 mm,沿X向中柱C面撕裂的裂口长度达到70 mm,承载力出现急剧下降。试件典型破坏形态如图3所示,SJ-1荷载-位移滞回曲线已剔除扭转变形影响,如图4a所示,其中位移角的计算如式 (1)所示。

图3 试件典型破坏形态Fig.3 Typical failure pattern of the specimen

a—SJ-1; b—SJ-2; c—SJ-3。试验; 有限元。图4 试验与有限元滞回曲线对比Fig.4 Comparisons of test and element hysteresis curves

(1)

式中:Δd为柱顶水平位移;l为W-LCFST柱底至加载点中心的距离,取1 330 mm。

2 有限元模型的建立

本文采用ABAQUS有限元软件进行分析,钢材和混凝土的泊松比分别取0.3和0.2,钢材的弹性模量取206 GPa。

模型中混凝土本构关系采用塑性损伤模型来模拟,混凝土受压的应力-应变关系如式(2)[20]所示,混凝土受拉的应力-应变关系如式(3)[21]所示,混凝土受压和受拉损伤参数如式(3e)、(3f)[22]所示。

(2)

式中:ξ为约束效应系数;Amc、fmcy、Ac和fck分别为钢材横截面面积、钢材屈服强度、混凝土横截面面积和混凝土轴心抗压强度标准值。

(3)

采用钢材的真实应力-应变关系曲线及延性金属损伤准则以实现对启裂点、断裂路径等的精准模拟。根据文献[23]提出的式(4a)～(4d)将钢材的工程应力-应变曲线转换成真实应力-应变曲线,再通过式(4e)～(4f)对真实应力与塑性应变的关系进行拟合,图5反映了拟合后的真实应力-塑性应变曲线。

图5 钢材真实应力-塑性应变关系曲线Fig.5 True stress-plastic strain curve of the steel

(4a)

(4b)

εtrue=ln(1+εeng)

(4c)

σtrue=σeng(1+εeng)

(4d)

(4e)

(4f)

式中:Kn为应变硬化系数,取822.41;n为应变硬化指数,取0.165[23]。

图6 钢材应力三轴度与等效塑性损伤应变路径Fig.6 The path of the equivalent strain to fracture and stress triaxiality for steel

(5)

其中C2=-ln(1-AR)

式中:C1为钢材剪切状态下的等效塑性损伤应变;C2为钢材单轴拉伸时的等效塑性损伤应变;η0取1/3;AR为钢材拉伸试验中断裂后截面面积与原截面面积之比。

ABAQUS中有多种损伤演化形式,采用破坏位移μpl定义损伤单元失效,如式 (6)所示。采用半循环组合硬化模拟钢材的循环硬化特性,相关硬化参数参考文献[25]提出的循环荷载下单轴简化本构模型。

(6)

采用耦合约束将柱底与柱顶平面耦合到截面形心位置,形成刚性平面,限制柱底X、Y、Z三个方向的位移与转角。对柱顶施加竖向轴压力后,对柱顶水平方向进行位移加载。

为保证有限元分析精度,钢材和混凝土均采用实体单元(C3D8R)建模。混凝土网格取25 mm,钢材网格取20 mm。为实现对启裂点和断裂路径的准确模拟,钢材在关键部位网格大小取10 mm,部件网格划分及边界条件如图7。

图7 网格划分及边界条件Fig.7 Typical meshing and boundary conditions

钢材与混凝土法向采用“硬”接触[26],允许接触后分离,钢材为主表面。切向摩擦力学行为采用“罚函数”,摩擦系数取0.6[20]。

3 有限元模型与试验结果对比

有限元计算结果与试验所得滞回曲线对比如图4所示。峰值承载力对比见表3。SJ-1试验时正向和负向峰值荷载分别为430.5 kN和527.1 kN,有限元正、负向峰值荷载分别为437.1 kN和512.4 kN,试验与有限元结果正向和负向承载力平均误差为2.2%,准确性较高。

表3 试件峰值荷载对比Table 3 Comparisons of the peak force between test and FEM

SJ-2试验与有限元正向峰值荷载分别为563.7 kN和461.4 kN,相差18.1%。这是由于试验正向加载至4倍屈服位移值时,X侧边柱附近螺栓松动,使得试件所受最大弯矩截面由柱底延伸至底板,而底板的截面抵抗矩明显比试件柱底截面抵抗矩大,此时测得的正向承载力提升明显。加固螺栓后,测得正向承载力回归正常。

SJ-3试验与有限元结果正、负向承载力平均误差为6.0%,较为准确。

图8为有限元与试验典型破坏形态对比,由图可见,有限元模型破坏典型特征与试验基本一致,均为中柱及X侧边柱加劲肋上方钢管及连接板屈曲,钢管壁在屈服后逐步撕裂并沿水平方向延伸。W-LCFST柱中上部的钢管及连接板始终处于弹性工作状态,下部区域应力较大,有限元模型结果与试验结果吻合较好,说明采用该模型模拟试验具有较高的准确性。

4 有限元参数化分析

为了进一步分析PBL隔板数量、PBL孔间距、PBL孔径大小、边柱尺寸、轴压比和钢管厚度等参数对W-LCFST柱抗震性能的影响规律,根据上述每种影响因素设计了6组共16个有限元模型,具体构造尺寸如表4所示。

表4 有限元模型参数及结果对比Table 4 Comparisons of finite element model parameters and results

4.1 PBL隔板数量的影响

PBL隔板数量分别为2、4和6的W-LCFST柱对应模型编号分别为C-0、C-1和C-PBL-Q6,PBL应力云图和骨架曲线如图9和图10所示,其中位移延性系数计算如式(7)所示。初始刚度取0.6倍屈服强度所对应点的线刚度。相应的峰值荷载、位移延性系数和初始刚度如表4所示。

图9 不同隔板数量的W-CFST柱中PBL应力云图对比Fig.9 Comparisons of PBL stress cloud in W-CFST columns with different numbers of separators

图10 PBL隔板数量对骨架曲线的影响Fig.10 Influences of PBL separator quantities on skeleton curve

(7)

式中:dm为峰值荷载所对应的位移;dy为屈服位移。

由图9可见,PBL隔板数量为6时,PBL隔板底部应力较大,这说明PBL隔板数量增加提高了PBL自身抵抗变形的能力,同时较多的PBL隔板也贡献了更多的承载力。

PBL隔板数量由2个增加至4个时,初始刚度提高了2.8%,正向峰值荷载提高5.7%,负向峰值荷载提高6.9%;PBL隔板数量由4个增加至6个时,初始刚度提高了2.8%,正向和负向峰值荷载分别提高4.8%和2.0%。

在弹性阶段,增加PBL隔板数量,W-LCFST柱的初始刚度提高了2.8%,这是由于连接板内PBL隔板数量增加,提高了W-LCFST柱的截面惯性矩,从而提升了W-LCFST柱的初始刚度。进入塑性阶段后,减小PBL隔板数量,正向和负向承载力分别提高了5.7%和6.9%。这是由于PBL隔板与连接钢板形成的腔室体积减小,对混凝土的约束作用增强,承载力增大。达到峰值点后,PBL隔板数量增加,承载力下降平缓,位移延性系数从3.87增至4.32,主要原因是在达到峰值荷载时,边柱和中柱柱脚鼓曲并出现不同程度的撕裂,随着柱脚开裂并不断向内部发展,截面中性轴向中柱移动,水平荷载主要由连接板内部的PBL隔板、连接钢板和连接板内混凝土承担。同样PBL隔板数量越多,对混凝土约束作用提高也越明显,连接板内混凝土、连接钢板和PBL隔板整体的峰值后工作性能得到提升,最终提高了W-LCFST柱的位移延性系数。

4.2 PBL孔间距的影响

PBL孔间距分别为125 mm、100 mm和75 mm的W-LCFST柱对应的模型编号分别为C-PBL-HD125、C-0和C-PBL-HD75,PBL应力云图和骨架曲线如图11和图12所示。

图11 不同PBL孔间距的W-CFST柱中PBL应力云图对比Fig.11 Comparisons of PBL stress cloud in W-CFST columns with different PBL hole spacings

图12 PBL孔间距对骨架曲线的影响Fig.12 Influences of PBL hole spacings on skeleton curve

PBL孔间距由125 mm减小至100 mm时,正向峰值荷载提高了8.7%,负向峰值荷载提高6.1%;PBL孔间距由100 mm减小至75 mm时,正向和负向峰值荷载分别降低了7.8%和5.6%。由图11可见,PBL孔间距为100 mm的PBL隔板下部应力更大,变形更明显。

由表4可见C-PBL-HD125、C-0和C-PBL-HD75三个模型骨架曲线初始刚度无明显区别,PBL孔间距对弹性阶段影响不明显。进入塑性阶段后,PBL孔间距由75 mm提高至100 mm时,W-LCFST柱承载力有所提高,这是因为孔洞会引起应力集中,提高孔间距会减少孔洞数量,提升PBL隔板的承载力,从而提升W-LCFST柱的承载力。而孔间距由100 mm提高至125 mm时,承载力降低,这是由于孔间距增大会减少PBL隔板两侧混凝土榫的截面面积,并且随着水平位移的增加,水平荷载主要由连接钢板及内部混凝土承受,使得孔洞内部混凝土榫更容易受到剪切破坏,从而降低PBL隔板两侧混凝土的整体性,导致W-LCFST柱整体承载力降低。

4.3 PBL孔径大小的影响

图13所示为不同PBL孔径的W-LCFST柱中PBL应力云图。图14所示为PBL隔板数量为2个时,PBL孔径为17 mm、34 mm和51 mm的W-LCFST柱的骨架曲线,对应模型编号为C-PBL-Q2-HC17、C-0和C-PBL-Q2-HC51。PBL孔径由17 mm增加至34 mm时,正向和负向峰值荷载分别提高1.1%和1.4%,PBL孔径由34 mm增加至51 mm时,正向和负向峰值荷载分别降低3.8%和1.7%。

图13 不同PBL孔径的W-CFST柱中PBL应力云图对比Fig.13 Comparisons of PBL stress cloud in W-CFST columns with different PBL pore sizes

图14 PBL隔板数量为2时孔径对骨架曲线的影响Fig.14 Influences of pore sizes on skeleton curve with 2 PBL separators

由图13可见,C-PBL-Q2这组中孔径17 mm和34 mm的PBL隔板底部局部区域应力更大,孔径51 mm的PBL隔板整体应力较小。C-PBL-Q4这组中孔径34 mm的PBL隔板整体应力分布更均匀。这是由于大孔径对PBL隔板截面的削弱影响较大,PBL隔板性能没有得到充分发挥,导致PBL隔板对W-LCFST柱性能贡献降低,所以反馈到应力云图上的应力较小。

当PBL隔板数量为4个时,孔径17 mm、34 mm和51 mm对应的模型编号分别为C-PBL-Q4-HC17、C-1和C-PBL-Q4-HC51,骨架曲线如图15所示。PBL孔径由17 mm增加至34 mm,初始刚度降低了0.4%,正向和负向峰值荷载分别提高4.6%和7.7%,PBL孔径由34 mm增加至51 mm时,初始刚度降低了0.5%,正向和负向峰值荷载分别降低8.5%和9.4%。

图15 PBL隔板数量为4时孔径对骨架曲线的影响Fig.15 Influences of pore sizes on skeleton curve with 4 PBL separators

对比不同孔径的W-LCFST柱发现:孔径大小对弹性阶段刚度和承载力无明显影响。达到峰值荷载时,孔径17 mm的W-LCFST柱中混凝土榫抵抗剪切变形的能力较弱,容易受剪破坏从而削弱混凝土的连接和传力效果,而PBL隔板与两侧连接板协同变形能力较强,承担了较多的水平荷载,使得其峰值荷载大于PBL孔径51 mm的W-LCFST柱。达到峰值荷载后,水平荷载从主要由边柱及连接钢板和PBL隔板承受过渡到主要由连接钢板、PBL隔板及内部混凝土承受。PBL孔径51 mm的W-LCFST柱中混凝土榫的横截面面积较大,抗剪能力和传力效果更好,而PBL隔板净截面面积较小,在水平荷载的作用下更容易在不利位置发生破坏,使得W-LCFST柱承载力下降。

对比两组不同PBL隔板数量的W-LCFST柱骨架曲线得出:PBL孔径大小对W-LCFST柱延性和承载力的影响在PBL隔板数量多时更明显,W-LCFST柱的位移延性系数随PBL孔径增加而提高。

4.4 边柱尺寸的影响

边柱尺寸分别为100 mm×100 mm、120 mm×100 mm和140 mm×100 mm的W-LCFST柱,模型编号分别为C-0、SC120×100和SC140×100,骨架曲线如图16所示。边柱尺寸由100 mm×100 mm增大至120 mm×100 mm时,初始刚度提高了5.8%,正向和负向峰值荷载分别提高了1.0%和0.9%,位移延性系数降低了9.3%;边柱尺寸由120 mm×100 mm增大至140 mm×100 mm时,初始刚度提高了7.4%,正向和负向峰值荷载分别提高了6.5%和5.5%,位移延性系数降低了12.0%。

可以发现,增大边柱尺寸可以明显提升W-LCFST柱弹性阶段的刚度和承载力,这是由于增大边柱尺寸可以提高钢管和混凝土的受力面积,同时由于边柱首先承受水平荷载,增加边柱尺寸有效提高了侧向刚度和承载力。在达到峰值点后,边柱尺寸越大承载力下降越快,位移延性系数从3.87降至3.09。这是由于负向加载时,中柱和Y侧边柱同时受拉,而正向加载时仅有X侧边柱受拉,矩形钢管的长肢在柱底撕裂后破坏更严重,导致W-LCFST柱正向承载力下降段更陡,延性更差。

4.5 轴压比的影响

根据CECS 159∶2004《矩形钢管混凝土结构技术规程》中的叠加原理,轴心受压构件的设计轴压比n计算公式如式(8)所示。轴压比分别为0.25、0.35、0.45和0.55的W-LCFST柱的模型编号分别为C-0、C-N0.35、C-N0.45和C-N0.55,骨架曲线如图17所示。

图17 轴压比对骨架曲线的影响Fig.17 Influences of axial compression ratios on skeleton curve

(8)

轴压比由0.25提高至0.35时,初始刚度提高了14.2%,正向和负向峰值荷载分别提高6.7%和6.8%,位移延性系数提高了4.1%;轴压比由0.35提高至0.45时,初始刚度提高了11.2%,正向和负向峰值荷载分别提高7.4%和4.9%,位移延性系数提高了2.8%;轴压比由0.45提高至0.55时,初始刚度降低了10.3%,正向和负向峰值荷载分别降低10.1%和8.8%,位移延性系数降低了12.6%。

可以看出:当轴压比不大于0.45时,提高轴压比可以提升W-LCFST柱的初始刚度和峰值承载力,延性也略有提升。这是由于提高轴压比增加了混凝土受压面积,提高了钢板对混凝土的约束作用,从而提升了钢与混凝土的协同工作性能。同时,由于构件的不对称性,导致骨架曲线负向更为平缓。

轴压比大于0.45后,弹性阶段的刚度和承载力均略有下降,这是由于较大的轴压比使得W-LCFST柱的柱底过早出现开裂与屈曲,同时钢管内的混凝土也更早出现裂缝,导致承载力过早出现下降。在达到峰值点后,由于X侧边柱比中柱和Y侧边柱破坏更严重,引起正向承载力迅速下降,骨架曲线正向下降段更陡,导致位移延性系数从4.14降低至3.62。

4.6 钢管厚度的影响

钢管厚度分别为6 mm、7 mm和8 mm的W-LCFST柱的模型编号分别为C-0、C-ST-T7和C-ST-T8,柱脚的应力云图和骨架曲线如图18和图19所示。

图18 不同钢管厚度的W-LCFST柱脚应力云图对比Fig.18 Comparisons of stress cloud of W-LCFST column footings with different steel tube thicknesses

由图18可见,钢管厚度为8 mm的W-LCFST柱其加劲肋上方局部屈曲更明显,钢管厚度为6 mm的W-CFST柱底加劲肋上方钢管撕裂。钢管厚度从6 mm提高至7 mm时,初始刚度提高了6.3%,正向和负向峰值荷载分别提高7.9%和6.1%,位移延性系数提高了9.3%;由7 mm提高至8 mm时,初始刚度提高了13.8%,正向和负向峰值荷载分别提高12.8%和10.1%,位移延性系数提高了10.6%。可以看出,提高钢管厚度可以明显提升W-LCFST柱的初始刚度,提升峰值承载力。这是由于提高钢管厚度不仅提高了W-LCFST柱的含钢率,增强了对核心混凝土的约束作用,推迟柱底的局部屈曲,充分发挥了钢材强度,使得骨架曲线下降段更平缓。

5 结 论

采用ABAQUS软件建立了内置PBL的L形钢管混凝土组合柱精细化数值分析模型并考虑了钢材延性断裂失效和混凝土塑性损伤的影响,并对其抗震性能进行了有限元参数化分析,可以得到以下结论:

1)有限元模型结果可以很好地预测启裂点位置、开裂路径及荷载-位移曲线等,说明采用金属延性损伤准则来模拟抗震试验中的断裂破坏具有较好的效果,建立的数值分析模型具有较高的精度。

2)PBL隔板数量对W-LCFST柱承载力影响明显。PBL隔板数量由2个增加至6个时,正向、负向峰值荷载分别提高了10.8%和9.0%。PBL隔板与连接钢板形成的腔室面积减小,增强了对核心混凝土的约束作用,并且加载后期PBL隔板数量多的W-CFST柱骨架曲线下降段更平缓;PBL孔径大小和孔间距仅对塑性阶段有影响。达到峰值荷载前,荷载主要由边柱及连接钢板和PBL隔板承受,而PBL隔板净截面面积越小,在水平荷载作用下越容易在不利位置发生破坏,所以孔径较大、孔间距较小的W-LCFST柱承载力更低。到达峰值荷载后,水平荷载主要由连接钢板及内部混凝土承受,PBL隔板与混凝土榫间剪切力增大,PBL孔内的混凝土榫截面面积越小,孔内的混凝土榫越容易受剪破坏,导致混凝土之间不能直接传力,削弱了连接板的传力效果,所以PBL孔径小、孔间距大的W-LCFST柱承载力下降更快。

3)轴压比不大于0.45时,提高轴压比可以提升W-LCFST柱的初始刚度和承载力,而当轴压比为0.55时,承载力和初始刚度均有所下降。这是由于适当提高轴压比可以提升钢与混凝土的协同工作性能,提高构件整体性,但较大的轴压力会使W-LCFST柱过早出现局部屈曲,钢管和混凝土过早开裂,引起承载力降低。

4)边柱尺寸和钢管厚度增加对W-LCFST柱初始刚度和承载力提高影响明显。边柱尺寸由100 mm×100 mm增大至140 mm×100 mm时,初始刚度提高了13.7%,正向和负向峰值荷载分别提高了7.6%和6.4%。增大边柱尺寸可以提高钢管和混凝土的受力面积,提高W-LCFST柱的峰值承载力。但边柱较大的W-LCFST柱由钢管撕裂引起的承载力下降也更明显,位移延性系数更低。钢管厚度由6 mm增至8 mm时,初始刚度提高了20.9%,正向和负向峰值承载力提升了21.8%和16.7%,位移延性系数提高了20.9%。钢管厚度的增加直接提升了钢管的水平承载力,增强了对核心混凝土的约束作用,从而提升W-LCFST柱整体的承载力和位移延性系数。