开槽方钢管混凝土轴压短柱力学性能研究

李彪，张经科,3，丁发兴,2

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.湖南省装配式建筑工程技术研究中心，湖南 长沙 410075；3.湖南省机场管理集团有限公司，湖南 长沙 410137)

钢管混凝土柱以其优异的静力力学性能和抗震性能，目前正越来越多地用于现代结构中[1−2]，也受到许多学者的关注[3−6]。与其他金属结构部件一样，钢管混凝土构件的外部钢管也存在可能会损害其结构完整性并影响其使用寿命的缺陷。为研究钢管局部几何缺陷对钢管混凝土柱力学性能的影响，朱筱俊等[7]开展了12组环向、纵向开槽方式下开槽圆钢管混凝土短柱轴压试验研究，分析了不同开槽方式对钢管混凝土约束作用的影响，YU等[8−9]开展了开槽圆钢管混凝土短柱轴压性能试验研究，探讨了开槽后试件的刚度、承载力、延性等力学性能的变化。CHANG等[10]进行了15个开槽圆钢管混凝土短柱轴压试验研究，分析了槽长度与方向、混凝土强度和含钢率的影响，提出开槽圆钢管混凝土轴压承载力计算公式。目前对有缺陷方钢管混凝土构件的研究较少，陈宗平等[11]开展了9组开孔损伤方钢管混凝土短柱轴压性能试验研究，分析了开孔损伤率、混凝土强度、长细比对方钢管混凝土短柱轴压承载力的影响，提出了开槽钢管混凝土轴压承载力计算公式，GUO等[12]开展了15组中部横向、纵向、斜向以及角部横向、纵向开槽方钢管混凝土短柱轴压试验研究，探讨了开槽长度、宽度、厚度以及方向对钢管混凝土轴压承载力的影响，通过有限元分析提出考虑核心混凝土和开槽钢管的方钢管混凝土轴压承载力计算公式。上述分析表明钢管开槽对方钢管混凝土短柱轴压性能的影响规律仍缺乏深入的研究，开槽钢管对核心混凝土约束作用影响的规律缺乏分析，对此本文开展工作如下：1)进行开槽钢管混凝土短柱轴压性能试验研究，探讨钢管开槽方式对力学性能的影响规律；2)采用ABAQUS有限元软件建立三维实体有限元模型，在试验验证的基础上分析不同参数对承载力和钢管形状约束系数的变化规律；3)基于参数分析结果，建立开槽方钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式，并与已有计算公式进行对比。

1 试验方案

1.1 试验概况

试验以开槽方向、开槽长度和开槽位置3个变化参数共设计11组试件。钢管段端部采用机械切割加工至所需长度，浇铸混凝土之前，用干布擦拭钢管内壁上的灰尘和油污。对于每个试样，两端用环氧树脂密封，以防止固化过程中水分流失。为了更好地观察试件的变形，在钢管的外表面喷涂红色涂料，并在涂料表面绘制了50 mm×50 mm的网格。为保证钢管自密实混凝土短柱在受荷初期即共同受力，柱端焊上5 mm厚的钢板。钢管自密实混凝土轴压短柱试件的详细情况见表2。

表2 试件参数及计算结果比较Table 2 Parameters of specimens and the comparison between test and FEresults

1.2 试验方法

试验前，参考标准试验方法，分别测试混凝土立方体试块和钢材拉伸试件的力学性能。混凝土立方体试块强度fcu由相同条件养护的边长为150 mm立方体试块参考GB/T50081—2019[13]进行测试，钢板做成3个标准试件并参考GB/T 228.1—2010[14]进行拉伸。混凝土配合比总结于表1，混凝土和钢材材性结果见表2。

表1 混凝土配合比Table 1 Proportions of concrete mix kg/m3

开槽钢管混凝土短柱轴压试件试验在5 000 kN和2 000 kN液压试验机上进行，荷载由压力传感器测量，短柱试件加载、应变和位移布置示意图和典型的实物照片如图1和图2所示，短柱试件荷载−变形曲线和荷载−应变曲线由DH3818静态应变测量系统采集。试验加载制度为：在试件达到承载力前分级加载，在弹性阶段每级荷载相当于极限荷载的1/10左右，在弹塑性阶段每级荷载相当于极限荷载的1/20左右；每级荷载间隔时间3～5 min，近似于慢速连续加载，数据分级采集；试件接近极限荷载时，慢速连续加载直至试件破坏，数据连续采集。每个试件试验时间持续时间约1.5 h。

图1 不同开槽方式试件加载图及截面示意图Fig.1 Loading and section diagram of specimens under different notching modes

图2 不同开槽方式试件典型照片Fig.2 Typical photos of specimens with different notching modes

2 试验结果

2.1 失效模式

试验结果表明，试件因开槽位置不同具有2种典型的失效模式。横向开槽试件槽口闭合，如图3(a)和3(b)所示；纵向开槽试件槽口发生向外屈曲，如图3(c)和3(d)所示。槽口处核心混凝土沿槽口长边方向发生不同程度破坏，其中角部纵向开槽试件槽口处混凝土破坏最严重，而中部纵向开槽试件混凝土破坏最不明显。

图3 不同开槽方式试件失效模式Fig.3 Failure mode of different notched specimens

2.2 荷载−应变曲线

图4表示开槽试件与未开槽试件的典型N-εL曲线。可见：1)60%至70%极限荷载之前，两者都处于弹性阶段，钢管局部屈曲之前试件刚度未明显下降；2)在开槽钢管失效前，两者刚度没有明显差异，当横向槽口开始闭合或纵向槽口开始局部屈曲时即达到曲线上A1点，N-εL曲线出现明显非线性。3)由于槽口导致钢管局部提前失效，开槽试件的弹塑性阶段(从A1点到B1点)比未开槽试件(从A2点到B2点)短，且开槽试件峰值荷载(Nuc)和相应的应变(ε1)比未开槽试件峰值荷载(Nu)和相应的应变(ε2)降低。

图4 未开槽与开槽方钢管混凝土短柱轴压试件典型N-εL曲线对比Fig.4 N-εL curves of intact and notched specimens

图5表示4种开槽方式下不同开槽长度对典型N-εL曲线的影响，可见开槽长度的增长会不同程度地降低试件承载力和相应的应变，其中中部横向开槽方式承载力改变最为明显，试件SCN-1和SCN-2的开槽长度分别为100 mm和200 mm，峰值荷载分别为2 049 kN和1 850 kN，相应的应变从0.006 7降低到0.003 2。表明无论开槽方向和位置如何，随着开槽长度的增加，试件的力学性能均会减弱。

图5 开槽长度对方钢管混凝土短柱轴压N-εL曲线的影响Fig.5 Effects of notch length on N-εL curves

图6表示不同开槽位置的试件对N-εL曲线的影响，可见在开槽长度为100 mm的情况下，钢管中部和角部开槽试件的峰值荷载没有较大差异，由于角部钢管约束较强，角部开槽试件曲线经过峰值后下降较快。

图6 开槽位置对方钢管混凝土短柱轴压N-εL曲 线的影响Fig.6 Effects of notch location on N-εL curves

3 有限元分析

3.1 有限元模型验证

为深入分析开槽钢管对核心混凝土约束作用的影响，本文采用ABAQUS 6.14有限元软件建立三维精细有限元模型，材料本构关系采用丁发兴课题组研究成果[15]。4种开槽钢管及核心混凝土有限元模型如图7所示，钢管、核心混凝土都采用三维实体单元，单元类型为八结点线性六面体单元(C3D8R)。模型采用结构化网格划分技术划分网格。图8所示为开槽试件N-εL曲线有限元计算结果与试验结果的比较，由表2可知，Nuc,t/Nuc,FE均值为1.007，离散系数为0.01，可见两者吻合较好，可用于后续分析。

图7 试件有限元模型Fig.7 FEmodel of specimens

图8 试验曲线与有限元曲线比较Fig.8 Comparison between test curves and finite element curves

3.2 参数分析

为研究不同开槽长度、开槽位置对开槽方钢管混凝土短柱力学性能的影响，建立典型足尺算例模型。几何材料参数为：B=500 mm，L=1 500 mm，t分别为5，10和14 mm(含钢率α分别为0.04，0.078，0.109)，fcu分别为30，60，90和120 MPa，fy分别为235，345和420 MPa。槽的宽度b0=20 mm，定义开槽长径比β=l0/B，槽的长度l0分别为50，100，250，400和500 mm(槽长径比β分别为0.1，0.2，0.5，0.8和1)，其中C30混凝土与Q235钢材匹配，C60和C90混凝土与Q235，Q345及Q420钢材匹配，C120混凝土与Q420钢材匹配，并建立未开槽算例作为对比，共计408组算例。

图9为3组不同钢材强度、混凝土强度、含钢率算例承载力随长径比的变化规律，可见：1)与正常算例相比，随着开槽长径比的增加，横向开槽算例极限承载力明显降低，当开槽长径比β为1时，相比未开槽算例，中部横向开槽算例承载力降低幅度约8%，角部横向开槽算例承载力降低幅度约为5%。2)与正常算例相比，随着开槽长径比的增加，纵向开槽算例承载力无明显降低。表明横向开槽对构件承载力影响较大。

图9 长径比β对开槽算例轴压承载力的影响Fig.9 Influence ofβon the axial bearing capacity of notched examples

4 实用计算公式

4.1 钢管形状约束系数k

根据丁发兴等[16]对钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式研究，方钢管混凝土短柱轴压承载力可表示为：

式中：1.2为方钢管形状约束系数，方钢管开槽意味着钢管对混凝土约束作用减小，钢管形状约束系数减小，假定开槽方钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式为：

式中，k为开槽方钢管的形状约束系数，由承载力参数分析可知，影响k最主要的参数是槽长径比β，图10所示为408组算例的方钢管形状约束系数k与槽长径比β的变化规律，可见纵向开槽对算例承载力影响较小，钢管形状约束系数k取值不变，取为1.2，横向开槽方式下的钢管形状约束系数为：

图10 开槽算例钢管形状约束系数k与槽长径比β的关系Fig.10 Relationships between k andβ

将式(4)代入式(3)中，可得中部横向、角部横向开槽方钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式为：

4.2 结果比较

表3为国内外已有的开槽方钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式(5)。图11为408组参数分析模型的有限元计算值Nuc,FE与式(4)计算值Nuc,Eq比较散点图。表4列出了11组试验结果(Nuc,t)与式(4)～(5)计算结果(Nuc,Eq)，408组算例有限元计算结果与式(4)～(5)计算结果的对比情况。可见：式(4)Nuc,t/Nuc,Eq均值为0.966，离散系数为0.037，Nuc,FE/Nuc,Eq均值为1.020，离散系数为0.036。式(5)Nuc,t/Nuc,Eq均值为1.080，离散系数为0.050，Nuc,FE/Nuc,Eq均值为1.092，离散系数为0.038。由此可知：式(4)计算结果与试验、有限元结果均吻合良好，且离散性较小。

表4 开槽方钢管混凝土短柱算例轴压承载力试验、有限元结果与公式计算结果比较Table 4 Comparison of axial bearing capacity of notched square CFSTobtained by test,finite element and formulas

图11 有限元与公式计算结果的比较Fig.11 Comparison of finite element and formula calculation results

表3 国内外开槽方钢管混凝土短柱轴压承载力计算公式Table 3 Calculation formula of axial bearing capacity of notched square CFST at home and abroad

5 结论

1)开展了不同开槽方式下方钢管混凝土短柱轴压性能试验研究，采用ABAQUS有限元软件建立了4种开槽试件的三维实体有限元模型，计算结果与试验结果吻合较好。

2)试验研究和有限元分析结果表明，开槽钢管混凝土轴压短柱典型的破坏模式为横向开槽试件槽口屈曲和纵向开槽试件槽口闭合，钢管横向开槽降低了方钢管混凝土承载力，而纵向开槽基本不降低承载力。

3)基于参数分析，提出了考虑开槽长径比对钢管形状约束系数影响的方钢管混凝土轴压承载力公式，该公式形式简洁，物理意义明确，计算精度较高且偏于安全。