矩形不锈钢管混凝土短柱轴压性能试验研究

唐红元 ，李政周 ，范璐瑶 ，杨 虹

（西华大学结构工程研究所，四川 成都 610039）

钢管混凝土柱是一种高强度、高刚度的组合构件.当构件受压时，外部钢管对内部混凝土起到约束其变形的作用，延缓混凝土在受压下的开裂，而外部钢管也因为内部混凝土的填充，使其截面刚度提高[1].钢管混凝土按截面形式不同，可分为圆钢管混凝土、方钢管混凝土和矩形钢管混凝土.矩形钢管因节点构造较为简单，能提高施工速度，所以在施工方面得到更广泛的应用[1].

目前，国内外对矩形普通碳钢钢管混凝土结构的相关理论和试验研究已经相对成熟：韩林海等[2]对不同约束效应系数和长宽比的矩形截面钢管混凝土短柱进行了轴压试验研究，分析了两参数对其力学性能和强度承载力的影响，比较几种设计规程在进行矩形钢管混凝土强度承载力计算时的差异；郭红香等[3]提出一种将方钢管混凝土转化为圆钢管混凝土的极限承载力的简化计算方法；龙跃凌等[4]针对矩形钢管混凝土钢管长边、短边对核心混凝土约束作用大小不同和竖向强度不同的特点，提出了一种基于混凝土三轴受力试验的破坏准则的承载力计算新方法；Luo等[5]提出了一种基于三剪统一屈服准则的方钢管混凝土受压柱极限强度简化分析方法；刘洁等[6]基于极限平衡理论推导了方钢管混凝土柱轴压承载力计算公式；胡红松等[7]提出了一种在方钢管混凝土柱试件上部设置轴力测量段的试验方法，用于直接测量轴压下方钢管混凝土柱中钢管和混凝土所承担的轴压力，在此基础上，提出了方钢管混凝土柱的轴压承载力计算式；王庆利等[8]研究钢管混凝土轴压短柱中钢管和混凝土的应力、应变等的分布规律.得出了圆钢管对混凝土的约束作用好于方钢管，方试件在截面弯角处的约束力最大；史庆轩等[9]对钢管混凝土柱和钢管柱试件进行轴向往复加载试验，研究了加载路径及长径比等参数对其抗震性能的影响，并讨论了钢管与混凝土间的相互作用；Jung等[10]对HSB800方形钢管混凝土柱进行轴压试验，研究了高强度方钢管混凝土柱承载力的影响因素；Ibañez等[11]对钢管混凝土柱进行轴压试验，讨论了影响钢管混凝土柱承载能力的因素；Abhilash等[12]利用轴压试验研究了各参数对半轻集料混凝土填充钢管混凝土柱轴心受压承载力的影响；余敏等[13]利用一次二阶矩法对钢管混凝土构件轴压承载力设计公式进行可靠度分析.

由于不锈钢的力学性能异于普通碳钢，前述对矩形普通碳钢钢管混凝土的研究成果是否适用于非矩形不锈钢钢管混凝土还需进一步探讨.当前，对于圆不锈钢管混凝土，文献[14-15]研究了影响轴压短柱的承载力、延性、刚度等因素.同时，文献[15-22]验证了普通碳素钢管混凝土的设计规范对不锈钢钢管混凝土的极限承载力计算的适用性.Patel等[15]提出了一个考虑不锈钢全范围三阶段应力-应变关系的纤维单元模型.唐红元等[15]提出了圆不锈钢管混凝土短柱承载力简化计算公式；廖飞宇[23]利用ABAQUS有限元软件比较了不锈钢钢管混凝土短柱和普通钢管混凝土短柱的性能差异.

在矩形不锈钢钢管混凝土方面，Brian等[19]对不锈钢钢管混凝土短柱进行了一系列测试，以探讨其在轴向压缩或轴向力与弯矩的共同作用下的性能，将试验结果与几种常用碳钢管混凝土柱设计方法进行了比较，得到了这些规范在一定程度上比较保守.Lam[18]研究了混凝土强度对不锈钢管混凝土短柱承载力的影响，将试验结果与欧洲和美国规程进行对比，进而提出了一种连续强度法.Young等[24]对冷弯薄壁高强度不锈钢管柱进行了试验，研究了不同混凝土柱强度等参数对柱性能的影响，提出了使用有效宽度概念，考虑了局部屈曲影响的高强不锈钢钢管混凝土柱的设计建议.Dabaon等[25]对不锈钢管混凝土加劲短柱进行了试验研究，将试验结果与欧洲规范和ASCE计算值进行对比，两种公式对矩形不锈钢管混凝土加劲短柱是非常保守的.

本文以不同截面尺寸的矩形不锈钢管混凝土短柱为研究对象进行轴压试验，在矩形普通碳素钢管混凝土轴压短柱现有研究基础上，通过改变不锈钢管的壁厚、长宽比等参数研究矩形不锈钢管混凝土短柱在轴压作用下的力学性能和破坏机制；随后，再利用本文和其他学者的试验数据，与其他规范得出的计算值进行对比，研究普通钢管混凝土短柱轴压承载力计算方法是否适用于不锈钢管混凝土短柱；最后通过数值拟合的方法提出了矩形不锈钢管混凝土短柱轴压承载力计算方法.

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试件采用矩形奥氏体304无缝不锈钢管，共7组，壁厚分别为4、5、6 mm，各试件的主要实测尺寸见表1.其中：a为矩形钢管长边；b为矩形钢管短边；t为不锈钢管的壁厚；L为试件的高度；fcu为混凝土立方体抗压强度实测值；fck为混凝土轴心抗压强度标准值；σ0.2为不锈钢名义屈服强度.试件编号根据相应的参数命名.

采用矩形奥氏体304无缝不锈钢，按照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》[26]的标准进行检测，测得σ0.2，见表1.本文设计混凝土强度等级为C40，浇筑核心混凝土之前，先打磨并清洗矩管，然后浇筑核心混凝土，同时浇筑3个立方体试块，在同条件下自然养护28 d，养护完成的试件顶底面打磨平整光滑，防止加载时出现偏压.混凝土力学性能试验依据国家标准GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[27]，测得混凝土立方体抗压强度平均值为43.96 MPa.

表1 试件参数Tab.1 Parameters of specimens

1.2 试验加载方案及测点布置

试验在3 000 kN电液伺服万能试验机上进行，试验荷载和应变等数据信息通过计算机数据采集系统自动采集.利用叠加法Pu=fcAc+fyAs对试件的承载力进行预估，其中：fc为混凝土轴心抗压强度设计值；Ac为核心混凝土的面积；fy取不锈钢屈服强度σ0.2；As为不锈钢管横截面面积.试验采用全程位移控制加载，速率为 0.6 mm/min，试件加载至发生明显破坏时停止.试验加载装置如图1（a）所示.应变片布置如图1（b），共12个应变片分别布置在钢管上中下部表面（H1-a、S1-a和 H1-b、S1-ab），其中，6个应变片检测不锈钢管外壁在加载过程中的横向应变，另外6个则检测纵向应变.同时，在试件两相邻两面布置 2个位移计（（LVDT1、LVDT2）），以校核加载系统的竖向位移.

图1 加载系统和测点布置Fig.1 Test setup and arrangement of strain gauges

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

在试验的全过程中，矩形钢管混凝土短柱的损伤发展过程大体类似.在受荷初期，外观上无明显变化；当上升至试件峰值承载力的95%左右时，试件120 × 60 × 4 和试件 120 × 80 × 4 在距长边上端表面 10 cm 左右（试件高度的 28%）.试件 120 × 60 × 5和试件120 × 80 × 5在距长边上端表面4 cm左右（试件高度的11%）处开始出现轻微鼓曲；随着位移的持续增大，试件 120 × 60 × 4 和试件 120 × 60 ×5短边上端表面在相应处也出现轻微鼓曲，试件120 ×80 × 4 和试件 120 × 80 × 5 分别在距短边上端和下端表面15 cm左右处出现轻微鼓曲，长边上端表面鼓曲继续加大，试件 120 × 60 × 4 和试件 120 × 80 ×5在距下端表面4 cm左右（试件高度的11%）处开始出现轻微鼓曲；加载后期，由于端部效应，壁厚为5 mm的试件上、下端出现扁平式褶皱，试件120 × 60 ×5出现“大象足”环形褶皱比较明显，最后由于试件变形过大而终止试验，所有试件均呈现局部向外屈曲破坏.图2（a）、（b）、（c）为试件的最终破坏形态.

在加载初期，方形钢管在试验的全过程中无明显变化.对于试件 120 × 120 × 4 和 120 × 120 × 6，当承载力分别下降到1 786 kN（峰值承载力的98.5%）和2 910 kN（接近峰值承载力）时，在距试件底部13～15 cm和顶部10 cm处出现轻微鼓曲，随着位移的增加，鼓曲变形明显增大.对于试件120 × 120 ×5，当承载力下降到2 201 kN（峰值承载力的99%）时，不锈钢管中部开始出现鼓曲，随后，同一表面距上、下两端5 cm及相邻一面顶端7 cm处开始出现鼓曲，随着荷载的增加，所有鼓曲变形加大，钢管表面呈现连续的波状屈曲，两个波峰之间的间距与边宽大致相等，且在同一截面外相邻面均为外凸的扁椭球面屈曲，最后所有试件向外局部屈曲发生破坏，终止试验.图2（e）、（f）、（g）为试件的最终破坏形态.

图2 试件破坏模式Fig.2 Failure modes of the specimens

2.2 荷载-变形曲线

图3为试件的荷载-位移曲线，其中，曲线中的位移为加载系统的竖向位移.由图3所示：曲线一般可分为弹性阶段、弹塑性阶段、下降段及平稳段.1） 在弹性阶段，由于混凝土的泊松比小于不锈钢管，不锈钢管和核心混凝土一般各自单独受力，曲线在此阶段呈线性快速增长；2） 进入弹塑性阶段后，核心混凝土在轴向压力作用下，微裂缝将不断开展，当其泊松比超过不锈钢的泊松比时，其横向变形将受到不锈钢管的约束，曲线呈非线性缓慢增长；3） 荷载-位移曲线达到最高点（短柱的极限承载力）之后开始下降，说明极限荷载之后，核心混凝土由于约束作用提高的承载力不能弥补不锈钢管减小的纵向内力；由于约束作用的减小，不能有效的减缓承载力变化速率，下降阶段的下降幅度随着长宽比的增加逐渐增大；4） 平滑阶段荷载的变化幅度则趋于平缓，部分试件出现小幅上升，这是由于有的短柱经过迅速调整之后，不锈钢管对混凝土的约束作用加强，形成了平缓段之后开始出现上升段；5） 随着钢管壁厚的增加，由于不锈钢管面积的增大导致不锈钢管对核心混凝土的约束增强，极限承载力逐渐提高，但是达到极限荷载时的位移变小.

图3 荷载-变形曲线Fig.3 Load-displacement curves

2.3 荷载-应变曲线

图4、5分别对相同名义壁厚、相同名义长宽比（η）的矩形不锈钢管混凝土短柱横向（负数部分）和纵向（正数部分）应变进行比较，应变由钢管表面上的应变片所测得.可以看出，不同试件的横向和纵向应变变化规律基本一致.

由图4可知： 1） 荷载-横向应变曲线的斜率绝对值大于荷载-纵向曲线的斜率绝对值.2） 弹性阶段，由于混凝土的泊松比小于不锈钢管的泊松比，截面长宽比对曲线的弹性段没有明显影响；3） 弹塑性阶段，随着长宽比的增加，相同壁厚的试件所对应的荷载-应变曲线的斜率绝对值随之减小，这是由于外钢管对核心混凝土的横向变形产生约束限制了混凝土的横向变形，长宽比越大，横向变形约束越小；4） 截面长宽比越大，其下降段越长，达到平滑段的时间就越晚，本文中，长宽比为1的试件其曲线趋势最为平稳，试件延性最好.

图4 不同长宽比荷载-应变曲线Fig.4 Load-strain curves with different aspect ratios

由图5可知：同长宽比的试件，达到极限承载力时的位移大致相同，且达到平滑阶段时，他们的变化趋势都基本一致；随着壁厚的增大，相同长宽比的试件所对应的荷载-横向应变曲线的斜率绝对值和荷载-纵向曲线的斜率绝对值也随之增大.

图5 不同壁厚荷载-应变曲线Fig.5 Load-strain curves for different wall thicknesses

2.4 长宽比对承载力的影响

定义试件的η和试验得到每个试件的极限承载力与相同壁厚的方形截面试件极限承载力的比值ζ分别为

式中：Ni为每个试件的极限承载力；Nsqu为相同壁厚的方形截面试件极限承载力.

η与ζ两者之间的关系如图6所示，相同参数试件的承载力取平均值.由图6可知：矩形不锈钢管混凝土短柱的轴压承载力比值随长宽比的增加呈下降趋势，这是由于不锈钢管和混凝土截面面积减少造成的；随着长宽比由1.00增大到1.50，再由1.50增大到2.00，壁厚为5 mm的试件的承载力与相同壁厚的方形截面试件承载力的比值由1.00下降到0.78，再由0.78下降到0.73，壁厚为4 mm的试件的ζ由1.00下降到 0.75，再由0.75下降到0.70，不锈钢管和混凝土截面面积减少幅度降低，因此，ζ的下降幅度逐渐降低.

图6 长宽比对承载力比值的关系Fig.6 Ralation of cross-sectional aspect ratio on bearing capacity

3 矩形不锈钢管混凝土短柱承载力

3.1 国内外规范和标准计算值对比

基于本文与其他研究者的试验数据，利用欧洲规范[28]、日本规范(AIJ-CFT)[29]、中国部分规范和标准 DL/T 5085—2021[30]、DBJ 13-51—2010[31]、CECS 159—2004[32]计算的承载力与试验值进行对比.各个文献中试件的基本参数如表2所示.

表2 各试件的基本参数Tab.2 Basic parameters of all specimens

不同规范基于各文献试验数据的承载力计算值(N)与试验值(Ntest)见表3所示，其中：CECS采用叠加法计算；Nexp为预测值.

表3 承载力计算与试验值Tab.3 Calculated and tested values of bearing capacity

由表3可以看出：5种规范或标准在计算不锈钢矩管混凝土短柱承载力计算结果较为离散，尤其是N大于2 000 kN之后最为明显；标准DBJ 13-51—2003[31]的计算结果与试验值最为接近，其比值的平均值为1.14，标准差为0.18；规范CECS159—2004[32]的计算值偏差最大，其比值的平均值为1.27，标准差为0.32；其余3种规范介于两者之间，其平均值分别为 1.18、1.23、1.25，标准差分别为 0.24、0.18、0.20；普通碳钢钢管混凝土承载力计算公式低估了不锈钢矩管混凝土短柱的承载力.

3.2 不锈钢管混凝土短柱轴压承载力计算方法

钢管混凝土短柱的极限抗压承载力可由核心混凝土与钢管两部分抗压能力组成，由于钢管和混凝土的相互作用，其承载力得到了提高.韩林海[1]采用系数（ξss）表示不锈钢管对核心混凝土的约束效应，即

文献[1]在参数分析结果的基础上采用了计算效率相对较高的纤维模型法得出了普通碳钢钢管混凝土短柱承载力计算式（用于标准DBJ 13-51—2003中）：

式中：fscy为钢管混凝土组合轴压强度指标，对于方、矩形钢管混凝土，fscy=(1.18 + 0.85ξss)fck；Asc为钢管混凝土的截面面积.

通过前文计算可知承载力试验值与计算值之比的平均值为1.14，标准差为0.18.由于普通碳钢钢管混凝土短柱承载力计算公式并不适用于不锈钢管混凝土短柱，现结合本文及相关文献试验数据，通过数值拟合（如图7），得到矩形不锈钢管混凝土短柱轴压承载力的推荐式为

图7 基于本文和文献数据的线性拟合分析Fig.7 Linear regression analysis of data obtained in this study and those from literature

利用式（4）和拟合式（5）计算上述各文献的承载力，得到试验值与不同计算值比值对比图，见图8.通过分析图8（a）可知：不锈钢管混凝土短柱轴压承载力较相同型号的普通碳钢钢管混凝土短柱承载力有所提高，平均高出14%；拟合式（5）的计算值比式（4）的计算结果更加接近试验值，且集中（见图8（b）），说明通过回归分析得到的式（5）可以较好地用于矩形不锈钢管混凝土短柱的承载力计算.

图8 试验值与计算值的关系Fig.8 Relationship between experimental value and calculated value

4 结 论

1） 本次试验的矩形不锈钢管混凝土短柱，在应变为7 %时停止加载，对应的压缩变形为25 mm左右，其破坏形式都为局部向外屈曲破坏.

2） 矩形不锈钢管混凝土轴心受压时的力学性能与截面长宽比和钢管壁厚等有关，在具有相同壁厚的钢管构件中，随着钢管长宽比的增加，极限承载力逐渐减小.又因为外钢管对核心混凝土的横向变形产生约束作用，限制了混凝土的横向变形，长宽比越大，横向变形约束越小.同时，截面长宽比越大，荷载-纵向应变曲线下降段越长，达到平滑段的时间就越晚，试件稳定性越差.在稳定性方面，方钢管优于矩形钢管.随着钢管壁厚的增加，极限承载力逐渐提高，但是极限荷载对应的轴向位移越小.

3） 欧洲规范、日本规范（AIJ 2008）、中国部分规范和标准（DBJ 13-51—2003、DL/T 5085—1999、CECS 159—2004）应用于计算不锈钢矩管混凝土短柱承载力的计算结果偏于保守，其中标准DBJ 13-51—2003的计算结果与试验值吻合良好.

4） 本文通过对已有文献中矩形钢管混凝土短柱试验数据的回归分析，得到了矩形不锈钢管混凝土短柱承载力的建议公式，通过对比分析，表明采用该公式计算矩形不锈钢管混凝土短柱轴压承载力更接近试验结果.