内斜外正双重方钢管复合约束混凝土柱轴压性能试验研究*

陈宗平 宁 璠

(1.广西大学土木建筑工程学院， 南宁 530004； 2.广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室， 南宁 530004)

0 引 言

钢管混凝土作为一种高效的组合结构形式，能很好地利用钢管对混凝土的约束以及混凝土对钢管的支撑作用，避免了两种不同材料的缺点，充分发挥了各自优势，表现出良好的承载能力和抗震性能，并且施工方便、社会经济综合效益好，在现代超高建筑、大跨桥梁及重载结构中得到了较为广泛的应用。

目前工程中常见的钢管混凝土形式主要有圆形和方形两种，就受力而言，圆钢管混凝土的性能优于方钢管混凝土，是因为方钢管的有效约束区主要存在于对角线的压力带上，截面中形成了“拱效应”[1]，但方钢管制作方便，外边线清晰分明，管壁有较平坦的区域方便梁柱节点连接，节点美观、构造简单，施工快捷方便等优点，在实际工程中更受业主青睐。

国内外学者对如何改善方钢管混凝土的约束性能，进行了大量探索并且取得了许多重要研究成果。李斌[2]、郭兰慧等[3]研究了薄壁方钢管中设置加劲件后构件受力性能，结果表明：加劲件能够有效延缓钢管壁局部屈曲的现象，构件承载力得到提高。梁江浩[4]、任庆英[5]等研究了在钢管内壁上焊接栓钉，这既保证了钢管壁与混凝土能够有效协同工作，又能有效缓解钢管壁向外变形，提高钢管抗屈曲能力。龙跃凌等[6]研究了带约束拉杆方形钢管混凝土轴压性能，结果表明拉杆能够对钢管提供有效的横向约束支撑，提高了试件的承载力和延性。夏松[7]、屠永清[8]等在钢管中内设钢板部件，结果表明，多腔方钢管混凝土柱具有更好的承载能力、延性及变形性能。Ding[9]、郑亮[10]、陈宗平[11-13]等研究了内置螺旋筋方钢管混凝土柱的力学性能，钱稼如[14]、王志滨[15]、Hassanein等[16]研究了内圆外方钢管混凝土柱的力学性能，研究结果均表明，内置钢筋笼或钢管能够有效增强方钢管混凝土构件力学性能。

课题组在已有研究的基础上，提出一种截面组合形式为钢管复合约束混凝土的柱试件。内方钢管与外方钢管同心且对角线呈45°放置，并用混凝土填充内部空间形成内斜外正双重方钢管复合约束混凝土柱。一方面利用内方钢管角部约束较强的效果弥补外方钢管由于“拱效应”产生的约束被削弱的区域，另一方面利用外方钢管有效的约束区域增强内部方钢管的套箍作用，实现双钢管的复合约束效果，改善方钢管约束不均匀的特点，优化其力学性能。在施工工艺上，此新型截面柱选用方钢管作为构件骨架，原料加工简单，管材运输要求较低，构件成型方便快捷，满足实际工程施工可行性的要求。由此，课题组对该新型双钢管柱的轴心受压性能进行试验研究，获取其破坏形态和各项力学性能指标，得到试件承载力、延性、耗能及各变化参数对其性能的影响规律，以期为新型方钢管混凝土柱进一步研究及工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试件外钢管边长统一为300 mm。试件的变化参数有：内方钢管边长b(160,180,200 mm)、内方钢管壁厚t(4,6 mm)、外方钢管壁厚T(6,8 mm)、试件高宽比H/B(4，5，6)。共设计8个试件，试件具体设计参数见表1。混凝土采用商品混凝土，与试件同一批次的立方体混凝土(边长为150 mm)实测强度[17]为24.2 MPa。内外方钢管选用Q235直焊缝钢管，实测材料性能指标[18]见表2。试件制作过程中必须保证内、外双钢管同心，具体成型过程如图1所示。

a—内钢管斜放位； b—外钢管正放定位； c—试件截面； d—浇筑过程； e—试件成型。

表1 试验设计参数

表2 钢材的力学性能

截面内钢管含钢率为内方钢管体积与试件体积之比，即ρsi=4bt/B2；截面外钢管含钢率为外方钢管体积与试件体积之比，即ρso=4BT/B2；总含钢率为钢管总体积与试件体积之比，即ρs=(4bt+4BT)/B2；芯柱面积占比为内钢管包围面积与外钢管包围面积之比，RA=Ai/A，Ai、A分别表示试件内钢管包围面积(Ai=b2)和试件外钢管包围面积(Ai=B2)。

1.2 加载装置及量测方案

试验加载装置为10 000 kN电液伺服控制压力机，采用位移控制加载制度，加载速率为2 mm/min。试验机自带的采集系统可获取试件加载全过程荷载-位移曲线，当荷载下降到峰值荷载的75%或试件轴向位移为试件高度的1/20时，认为试件已经破坏，结束加载，加载示意见图2，图中左下方箭头表示加载方向。

图2 加载装置

2 试验结果及分析

2.1 试件破坏过程及形态

通过观察8个试件的加载试验，发现试件的破坏过程大体相同，最终表现出两种不同的破坏形态。试件SSC2、SSC7表现为跨中塑性段失稳破坏形态，其余试件表现为局部鼓曲破坏。各试件破坏形态以及表面鼓曲情况如图3a所示，其中照片右侧网格图为试件外钢管展开图，图中每个方格表示50 mm×50 mm相应试件区域，不同颜色等高线代表钢管的不同鼓曲程度，等高线上数值表示钢管的鼓曲高度；图中蓝色方框区域表示加载前采用敲击法[19]检测出的混凝土与钢管脱黏区域。试件SSC5试验前没有检查脱黏区域。

跨中塑性段失稳破坏过程大致为：试件处于弹性变形阶段，试件变形小，表面没有出现明显的变化。继续加载至后期，由于试件SSC2、SSC7混凝土浇筑质量和高宽比不相同，两者的破坏过程有所差异。对于高宽比较小的试件SSC2，由于混凝土浇筑不密实，在试件中部300 mm范围内的3个面上共存在20%左右的脱空区域，详见图3a中试件SSC2鼓曲情况图绿色方框区域。试件在弹塑性工作阶段时，中部的脱空区域首先出现微小的鼓曲变形，进入峰值后的塑性段时，试件端部效应逐渐明显，中部3个面上的脱空区域均出现鼓曲程度相同的较大变形并逐渐相互连接，此时试件出现整体侧弯现象。对于高宽比较大的试件SSC7，由于二阶效应的影响，在塑性阶段，中部鼓曲变形增大并逐渐形成3面连续的变形，试件整体出现平面外的弯曲现象。由上述分析可见，除了试件高宽比参数外，混凝土浇筑是否均匀、密实在一定程度上也影响着试件的最终破坏形态。

局部鼓曲破坏过程大致为：在加载初期，试件没有明显的变化，峰值后，试件端部效应逐渐明显；加载后期，试件上部或下部端部鼓曲区域往试件中部方向产生新的范围较大的鼓曲变形，呈现出中上部或中下部区域逐渐呈现整体鼓出的现象。

试验结束时，观察所有试件表面，没有钢管撕裂的现象，仅有部分角部鼓曲位置漆皮开裂或脱落。试验脱黏区域均产生了不同程度的鼓曲变形，表明混凝土浇筑质量对此类新型截面试件影响较为明显。

为探究试件内部混凝土与钢管的破坏情况，试验结束后，将外钢管剥开。通过观察可以发现：

1)外钢管鼓曲较大(鼓曲高度为3 cm以上)部分的混凝土被压碎，鼓曲较小(鼓曲高度为2 cm以内)的位置仅钢管发生弯曲，混凝土产生受压裂缝但没有压碎，表明试件鼓曲位置变化情况为钢管先屈曲后混凝土被压碎，见图3b。

2)内钢管角部外的夹层混凝土出现竖直方向上的通长裂缝(即夹层混凝土各面竖直方向中线位置)，见图3c，原因可能是该区域的内外钢管距离最小，局部含钢率较大，钢材与混凝土承载性能的差异被放大；浇筑时，混凝土的大粒径骨料难以在此区域填充，仅依靠振捣后混凝土自身的流动将此区域填满，在竖直方向上形成一条较窄的受力薄弱区，加载时，内钢管“由方变圆”，过程中角部向外膨胀，最终该区域夹层混凝土在受力时极易产生通长裂缝。

3)发生鼓曲破坏试件的内钢管在试件整体鼓出部位也出现整体鼓出的现象，并形成连续不断的褶皱，见图3b、3d。表明在加载过程中，内钢管受到了核心混凝土的支承作用向外鼓出，同时也受到了夹层混凝土的挤压和外钢管环向的约束作用。

a—试件最终破坏形态及表面鼓曲情况，cm； b—钢管、混凝土、内钢管破坏； c—夹层混凝土破坏； d—内钢管破坏。

2.2 试件轴向荷载-位移(P-Δ)全过程曲线

实测试件荷载-位移(P-Δ)曲线如图4所示。由于实测曲线出现三种不同走势，此处分别对曲线的试件峰值荷载(Pm)进行定义：对于经历弹性阶段后出现荷载下降或出现第二峰值的曲线，定义试件峰值荷载(Pm)为曲线经历弹性阶段后出现的第一处尖峰处荷载值；对于经历弹性阶段后荷载保持增长的上升型曲线，定义试件峰值荷载(Pm)为弹塑性阶段与强化阶段的交界点(即最接近dP/dΔ=0)处荷载值。

从整体上看，曲线明显划分成两种类型：组合柱试件曲线具有更大的峰值荷载和较长的塑性段。试件SC1曲线峰值和荷载更小，具有明显的下降段。值得注意的是，组合柱试件SSC3与试件SC1的含钢率十分接近，分别为10.84%和10.67%，但两者的峰值荷载相差了35%，由此推断，用钢量相同时，组合柱的轴压力学性能优于普通方钢管混凝土柱，表明内置斜放方钢管的约束作用能有效缓解了外方钢管截面存在的“拱效应”对试件力学性能的削弱效果。

由图4所示的组合柱试件的荷载-位移曲线可见，加载初期，所有试件的P-Δ曲线形状大体相同，呈现出弹性上升、峰值点两个阶段；由于约束效应的差异，在加载后期，曲线呈现三种不同的变化情况：试件SSC2、SSC3呈现缓慢下降的趋势，下降至最小荷载值分别为0.88Pm、0.94Pm；试件SSC1、SSC6、SSC7呈现平缓波动的趋势，波动范围分别为(0.95～1.00)Pm、(0.97～1.02)Pm、(0.92～1.04)Pm；试件SSC4、SSC5分别呈现波动上升、缓慢上升的趋势，试件最大荷载均为1.05Pm。

图4 荷载-位移(P-Δ)曲线

2.3 特征点参数

表3给出了试件在加载过程中各特征点参数，包括受力破坏过程的初始刚度Ke、试件屈服时的荷载Py、位移Δy、耗能Ey；试件荷载达峰值时的荷载Pm、位移Δm；试件纵向位移达3倍峰值位移时的荷载P3Δm、位移3Δm、耗能E3Δm[20]；各试件的延性系数μ及总耗能E等各试件特征点参数。其中Ke取荷载-轴向位移曲线上升段0.6Pm点对应的割线刚度；试件耗能E用试件荷载-位移(P-Δ)曲线与坐标轴围成的面积表示；采用基于耗能的延性系数[21]μ=E3Δm/Ey。

表3 试件各特征点参数

3 影响因素分析

3.1 内钢管边长

图5a给出了改变内方钢管边长试件峰值荷载、应变及耗能的变化情况，由图可见，试件的峰值点随着内钢管边长的增大向左上方移，试件初始刚度、峰值荷载增大，试件屈服点前耗能减小而试件总耗能增加。增大内方钢管边长，截面含钢率增大，试件初始刚度提高；核心混凝土面积增大，抗压承载力提高。在加载初期，刚度较大的试件能够更好地发挥承载优势，能够在较小的轴向变形下达到较高的峰值荷载，在已知的位移增量下，当试件所累积的荷载值减小，表现为屈服点前耗能减小；继续加载至峰值，混凝土裂缝不断开展，内钢管边长较大的试件内钢管角部与外钢管边长的距离越小，夹层混凝土竖向通长裂缝形成越早，裂缝向夹层混凝土发展的进程越快，后期总耗能得到大幅度增加，最终试件总耗能随着内钢管边长的增加而增大。

a—试件峰值荷载、应变及耗能变化情况； b—试件延性、刚度退化情况。

图5b给出了改变内方钢管边长试件延性及刚度退化的变化情况，由图可见，随着内钢管边长的增大，试件整体刚度增大，延性减小；内钢管边长为200 mm的试件刚度退化较为明显，其余两个试件刚度退化程度相差不大。

3.2 内钢管壁厚

图6a给出了改变内钢管壁厚试件峰值荷载、应变及耗能的变化规律，由图可见，随着内钢管壁厚的增大，试件峰值点向右下方移动，试件初始刚度、峰值荷载减小，峰值应变增大，试件屈服点前耗能增大但总耗能相差不大。图6b给出了改变内钢管壁厚试件延性及刚度退化的变化规律，由图可见，试件延性随着内钢管壁厚的增大而提高，刚度退化情况明显缓解。增大内钢管壁厚使得截面含钢率增大，但试件峰值荷载并没有得到提高，可能的原因是，本次试验采用的混凝土浇筑时未能搅拌均匀，部分试件的混凝土强度偏低。值得注意的是，内管壁较厚的试件SSC5的荷载-位移曲线后期呈现出缓慢上升的趋势，且试件刚度退化情况得到了极大的改善，反映出很好的后期承载性能。

a—试件峰值荷载、应变及耗能变化情况； b—试件延性、刚度退化情况。

3.3 外钢管壁厚

图7a给出了改变外钢管壁厚试件峰值荷载、位移及耗能的变化规律，由图可见，增大外钢管壁厚，试件承载力降低，峰值应变略为减小，试件屈服前耗能和总耗能均减小。图7b给出了改变外钢管壁厚试件延性及刚度退化的变化规律，由图可见，试验变化参数范围内，小幅度增大外钢管壁厚，试件延性增大，刚度退化情况有所缓解。与3.2节情况类似，增大外钢管壁厚试件没有提高试件的承载力，但有效地改善了试件后期的承载能力和延性性能。

a—试件峰值荷载、应变及耗能变化情况； b—试件延性、刚度退化情况。

由3.2和3.3节可知，试验变化参数范围内，混凝土强度偏低的条件下，增大含钢率，改变钢管壁厚，无论是外钢管还是内钢管，试件的峰值承载力没有得到提高，但对试件后期的力学性能均产生有利的影响。

3.4 高宽比

图8a给出了改变高宽比试件峰值荷载、位移及耗能的变化规律，由图可见，增大高宽比，试件峰值荷载增大，峰值应变、初始刚度先减小后增大，屈服点前耗能和总耗能均增大。图8b给出了改变高宽比试件延性及刚度退化的变化规律，由图可见，增大高宽比，试件延性减小，刚度退化情况有所改善，其中以高宽比为5的试件改善情况最为明显。综上可知，对于高宽比大的试件，该类型截面的试件受到二阶效应影响较小，试件的峰值荷载仍保持较小增幅，耗能增大；不利的情况是更细长的柱试件在加载过程中更容易产生二阶效应，对试件破坏形态的影响较为显著。综合两方面情况考虑，本次试验高宽比最大(H/B=6)的柱试件产生的二阶效应还是比较显著的，试件的破坏形态由局部鼓曲破坏变为塑性段弯曲失稳破坏，试件的峰值荷载虽有提高，但试件的延性、初始刚度、刚度退化等指标均呈现一定程度的降低。

a—试件峰值荷载、应变及耗能变化情况； b—试件延性、刚度退化情况。

3.5 芯柱面积占比

试件SSC4、SSC5的含钢率相差不大，分别为13.87%和13.33%，图9a给出了改变芯柱面积占比RA试件峰值荷载、位移及耗能的变化规律，由图可见，增大芯柱面积占比RA，试件峰值点向右上方移，峰值荷载、应变增大，初始刚度减小，试件屈服点前耗能和总耗能增大。图9b给出了改变芯柱面积占比RA试件延性及刚度退化的变化规律，由图可见，刚度退化程度有明显的缓解，但试件延性明显减小。综合图9可以发现，该组试件荷载达峰值后均无明显下降，表现出极强的塑性强化特性。增大内外钢管包围面积芯柱面积占比，除试件初始刚度和延性外，其他力学指标均有明显提高，对于含钢率较小的试件(SSC5)而言，在此设计参数下，试件更好地发挥了钢材与混凝土两种材料的性能优势。

a—试件峰值荷载、位移及耗能变化情况； b—试件延性、刚度退化情况。

4 延性和耗能

由表3的数据，试件在加载特征点的耗能及其耗能占比见图10，由图可见：

图10 试件特征值耗能及耗能占比

1)组合柱试件各特征点的耗能均大于对比试件，除试件SSC4屈服点耗能仅增加13%外，其余试件耗能均增加50%以上，最大耗能增加283%。

2)组合柱试件的延性系数均大于试件SC1，数值均大于5。

3)试件屈服点前期耗能仅为总耗能的6%～11%，后期耗能约为前期耗能的8倍以上，表明试件屈服点后，一方面由于混凝土受到钢管的约束作用，处于三轴受压状态，峰值后承载力不会出现陡降；另一方面，混凝土与钢管接触界面存在黏结力与摩阻力，混凝土在钢管产生较大变形时对其起到了支撑作用，有效避免了钢管因变形过大导致承载力下降过快的现象。两者较好的协同作用，使得试件峰值后仍能保持较高的承载能力，具有十分优良的延性与耗能。

4)与试件SC1含钢率相近的试件SSC3，其屈服点耗能、总耗能及延性分别约为试件SC1的1.8倍、1.2倍、2倍，表明在用钢量相同的情况下，内置斜放方钢管能有效提高方钢管混凝土柱的延性及耗能能力。

5 刚度退化

以Ke为基准，对试件全过程刚度进行无量纲处理得到试件刚度退化曲线如图11所示，其中K表示试件的割线刚度。由图可见，相较于对比试件，内斜外正双重方钢管复合约束混凝土柱试件刚度退化趋势均有所缓和，以试件SSC5、SSC6、SSC7最为显著，表明内置斜放方钢管能有效缓解方钢管混凝土刚度退化情况。

图11 刚度退化

6 承载力计算

对于内斜外正复合约束双重方钢管混凝土柱的承载力计算，以下提供三种计算方法。方法1，外钢管对全截面混凝土提供约束，内方钢管对核心混凝土提供约束，式(1a)中表现为内、外钢管混凝土各承载力之和减去已重复计算一次的核心混凝土的承载力；方法2[22]，外方钢管对全截面混凝土提供约束，内方钢管不提供约束，仅提供轴压承载力；方法3[22]，内外钢管对混凝土都不提供约束，仅提供承载力。3种方法的计算公式分别为：

Nu1=φ(N0,o+N0,i-fc,iAc,i)

(1a)

Nu2=φ(N0,o+fs,iAs,i)

(1b)

Nu3=φ(fs,oAs,o+fs,iAs,i+fcAc)

(1c)

式中：Nu为试件的轴压承载力，N0,o为考虑约束的外钢管混凝土柱的轴压承载力，N0,i为考虑约束的内钢管混凝土柱的轴压承载力，N；fs,o、fs,i分别为外钢管、内钢管的钢材屈服强度，fc为混凝土轴心抗压强度，MPa；As,o、As,i分别为外钢管、内钢管面积，Ac、Ac,i分别为混凝土总面积、核心混凝土面积，mm2；φ为考虑长细比影响的承载力折减系数，按GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》取值，当L/B≤4时φ=1，当4

N0,o、N0,i按GB 50936—2014中方钢管混凝土柱承载力计算公式计算：

N0=Ascfsc

(2a)

(2b)

θs=αsfs/fc

(2c)

αs=As/Ac

(2d)

β=0.131fs/213+0.723

(2e)

C=-0.070fc/14.4+0.026

(2f)

式中：N0为钢管混凝土短柱的轴心受压承载力，N；Asc为构件截面总面积，As、Ac分别为截面钢材面积、混凝土面积，mm2；fsc为截面组合强度，fs、fc分别为钢材的屈服强度、混凝土轴心抗压强度，MPa；θs为钢管混凝土构件的套箍系数；β、C为截面形状对套箍效应的影响系数；αs为截面含钢率。

采用上述3种方法计算的计算值列于表4。由表4可见，对比试件SC1承载力的实测值与按GB 50936—2014式(2)计算的计算值相差较大，而与采用式(1c)计算的计算值十分接近，表明由于尺寸效应，大截面(B>200 mm)的方钢管混凝土柱试件实际承载力会与考虑约束效应的计算承载力存在一定差距[23]。而与之含钢率相近的试件SSC3，承载力显著增大，进一步证明了内斜外正双重方钢管截面更能有效地发挥钢管对混凝土的约束作用。

综合分析表4数据表明，对于内斜外正双重方钢管混凝土轴压柱，3种方法计算试件的承载力准确性依次为方法1>方法2>方法3。方法1和方法2两者计算结果的标准差、变异系数及方差均比较接近，方法1计算结果的变异系数为0.089，方差为0.007，计算值与试验实测值吻合最好。

表4 承载力试验值与计算值比较

7 结 论

通过对组合柱试件的轴心受压试验，得出结论如下：

1)组合柱试件的破坏形态分为塑性段弯曲失稳破坏和局部鼓曲破坏。试件发生鼓曲变形的过程为：外钢管先弯曲后混凝土被压碎。内钢管角部外的夹层混凝土出现竖直方向上的通长裂缝，试验前采用敲击法检测出的试件脱黏区域均出现了不同程度的鼓曲，表明该类型试件对混凝土浇筑质量要求较高。发生局部鼓曲破坏的试件，在形成整体鼓出位置的内钢管亦出现整体鼓出的现象。由于核心混凝土和夹层混凝土的共同作用，内钢管形成了连续不断的褶皱。

2)与柱SC1含钢率相近的试件SSC3，承载力、耗能及延性分别提高了0.35倍、0.2倍、1倍，表明内置斜放方钢管的约束作用能有效地缓解方钢管混凝土柱截面存在的“拱效应”，对方钢管混混凝土柱后期力学性能产生十分有利的影响。组合柱试件的荷载-位移曲线均存在较长的塑性段，表现出极好的塑性强化特性，其延性、耗能能力均明显高于普通方钢管混凝土柱。

3)试件内钢管边长增大，可提高试件初始刚度、峰值荷载，但会使得试件峰值应变减小、延性及耗能减弱。在试验参数范围内，受混凝土质量的影响，增大钢管壁厚，无论是内钢管还是外钢管，试件峰值承载力没有提高，但能够有效地改善试件后期的承载能力和延性性能。

4)组合柱试件在一定程度上受到的二阶效应影响较小，耗能得到提高，但二阶效应极易削弱钢管对混凝土的约束作用，当试件高宽比为6时，试件的破坏形态由局部鼓曲破坏变为塑性段弯曲失稳破坏，试件延性、初始刚度、刚度退化等指标均呈现不同程度的退化。

5)在含钢率相近的情况下，试件芯柱面积占比增大，初始刚度、延性减小，但峰值荷载、应变、耗能均增大，刚度退化情况得到明显地改善。

6)基于GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规范》，考虑外钢管对全截面混凝土提供约束，内方钢管对核心混凝土提供约束的计算方法的计算值与实测值吻合较好。