李 偉，李博凡，李毅平，王曉棟，劉 釗，王先鐵

(1.國網甘肅省電力公司 建設分公司，甘肅 蘭州，730050；2.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安，710055)

鋼管混凝土構件充分利用了混凝土對鋼管的支撐作用以及鋼管對混凝土的約束作用，從而具有優(yōu)良的受壓性能，被廣泛應用于工程實踐[1-6].而鋼管混凝土用作輸電桿塔、鋼管混凝土桁架橋的下弦桿時，拉力會對鋼管混凝土構件的破壞起控制作用.因此，對鋼管混凝土構件受拉性能開展研究具有重要意義.

以往主要針對普通鋼管混凝土構件的受拉性能開展研究.潘友光等[7]對普通圓鋼管混凝土構件進行了軸拉試驗，結果表明：內部混凝土的存在可使鋼管的受拉縱向屈服應力提高約10%.張素梅等[8]通過有限元分析，得出鋼管混凝土構件受拉承載能力較空鋼管最大提高15%.蔡文哲等[9]對10個鋼管混凝土柱在軸向拉力作用下的受力行為進行了數值模擬.結果表明：鋼管混凝土軸向受拉時，拉力主要由鋼管承擔，混凝土的主要作用是對鋼管的徑向收縮起支撐作用.Han等[10]對18個鋼管混凝土試件進行了軸拉試驗，研究了含鋼率、混凝土強度、鋼管與混凝土粘結力等因素對構件軸拉性能的影響，提出了軸拉承載力計算公式.Li等[11]對鋼管混凝土構件的拉彎性能展開了試驗研究和有限元分析，結果表明：鋼管與混凝土能很好地協同工作，提高構件的承載能力，極限荷載時，構件表現出良好的塑性.Zhou等[12]對不同尺寸的圓鋼管混凝土構件和空鋼管進行了軸拉試驗，研究其承載力和剛度差異，結果表明：與空鋼管相比，鋼管混凝土構件的承載力提高10.2%，剛度提高28.7%.

鋼管混凝土構件受拉時，外荷載主要由鋼管承擔.當外荷載較大時，增大鋼管壁厚可能會造成鋼管難以加工、強度降低、層狀撕裂等問題，因此，在鋼管混凝土內配置加勁件成為提高鋼管混凝土構件受拉承載能力的重要途徑.陳駒[13]、王軍等[14]對內配鋼筋的鋼管混凝土構件和內配角鋼的鋼管混凝土構件開展了軸拉試驗研究，提出了相應的承載力和剛度計算公式.Xu等[15]采用試驗和有限元分析相結合的方法，研究了內配角鋼鋼管混凝土構件的傳力機理.結果表明：內配角鋼與外鋼管在無任何連接情況下仍能達到受拉屈服.

綜上所述，國內外學者對鋼管混凝土受拉性能的研究主要集中于未加勁的普通鋼管混凝土構件，對內配加勁件的鋼管混凝土構件受拉性能研究較少.本文針對內配鋼骨和加勁肋的圓鋼管混凝土構件進行軸拉試驗和有限元模擬分析，研究其受力過程、破壞機理、承載力及剛度.將按照國內外規(guī)范計算的試驗試件受拉承載力和剛度計算結果與試驗結果進行對比，探究現有規(guī)范對內配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構件受拉承載力和剛度的適用性.

1 試驗研究

1.1 試件設計

為研究內配鋼骨和加勁肋圓鋼管混凝土構件的軸拉力學性能，設計了7個軸拉試件，試件設計參數和試件圖分別如表1、圖1所示.鋼管由兩塊鋼板卷制焊接而成，外徑均為400 mm，長度為3 000 mm，壁厚為6 mm.內配縱肋焊接在鋼管內壁，其截面尺寸為4-4 mm×24 mm.由于鋼管內部無法施焊，故內配鋼骨僅一端與端板焊接，鋼骨截面尺寸為4-L40 mm×4 mm.環(huán)肋焊接在鋼管內壁，與縱肋相交處斷開縱肋，其截面尺寸為5 mm×24 mm.為固定鋼骨位置，在角鋼上下端100 mm處設置長度為50 mm的拉結筋，分別與角鋼及鋼管點焊.為了保證受拉過程中試件端板與鋼管之間可靠傳力，在試件兩端焊接16塊加勁板.試件兩端端板采用高強螺栓與加載裝置連接.

表1 試件主要參數Tab. 1 Main parameters of specimens

圖1 鋼管混凝土試件Fig.1 CFST specimens

1.2 材料力學性能

試件除角鋼采用Q235B鋼材外，其余鋼材均采用Q345B；混凝土強度等級為C50.鋼材的材性試驗結果見表2.混凝土28 d實測立方體抗壓強度標準值為52.07 MPa，彈性模量為34 250 MPa.

表2 鋼材材性試驗結果Tab.2 Material properties of steel

1.3 加載裝置

采用8 000 kN電液伺服實驗機對試件進行加載，試件下端與底座固接，上端通過剛性法蘭與作動器連接.試驗裝置如圖2所示.試驗采用分級加載.先預加載至承載力設計值的10%，再卸載到0%，檢查試驗裝置、測試儀器是否正常工作.正式加載時，在承載力設計值的60%之前，每一級荷載增量取設計值的10%；當荷載達到設計值的60%后，荷載增量取設計值的5%；當荷載接近設計值時，緩慢持續(xù)加載.軸拉試件以跨中應變達到5 000×10-6時對應的荷載作為試件的極限荷載[10].為避免試件斷裂對試驗系統的不利影響，當試件跨中應變超過5 000×10-6后停止加載.

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

1.4 測點布置

試件位移計與應變片布置如圖3所示.在試件下端板布置4個位移計以測量試件的縱向位移，編號分別為W1～W4.在試件中部前后對稱布置2個位移計以測量試件的頸縮變形，編號分別為W5、W6.在距試件兩端500 mm處均勻布置8個縱向應變片，試件跨中均勻布置8個縱向應變片和4個環(huán)向應變片，以監(jiān)測試件的縱向和環(huán)向應變，用“L”和“H”分別表示縱向和環(huán)向，應變以拉為正、壓為負.

圖3 測點布置Fig.3 Arrangement of measurement points

2 試驗結果及分析

2.1 試件變形

各試件試驗現象基本一致.加載過程中，試件的軸向和頸縮變形不明顯.各試件的變形形態(tài)如圖4所示.通過測量加載前后試件的長度和截面周長變化，可得到試件的軸向和環(huán)向變形，測量結果如表3所示.由表3可知，各試件近加載端的頸縮變形最大.

圖4 試件變形Fig.4 Deformation of specimens

表3 試件伸長量與頸縮量(單位：mm)Tab.3 Elongation and necking shrinkage of specimens/mm

2.2 裂縫分布

為觀察試件內部混凝土的開裂情況，試驗后將試件外鋼管割開，得到各試件內部混凝土的裂縫分布情況，如圖5所示.ZL-1試件內部混凝土開裂，表明外荷載能通過鋼管與混凝土之間的相互作用傳遞至內部混凝土.與ZL-1試件相比，ZL-2試件由于環(huán)肋的存在，環(huán)肋兩側的混凝土裂縫更密集，最大裂縫寬度出現在相鄰環(huán)肋之間，表明環(huán)肋能更均勻地將外荷載傳遞至內部混凝土，使混凝土均勻受力.ZL-3試件的混凝土裂縫寬度和間距均小于ZL-2試件，表明內配鋼骨有效參與了試件的受拉作用并抑制了混凝土裂縫的發(fā)展.與ZL-2試件相比，ZL-4和ZL-5試件的混凝土裂縫密而窄，表明內配件參與了試件的受拉作用并抑制了混凝土的開裂.ZL-6和ZL-7試件由于環(huán)肋間距較大，內部混凝土裂縫的發(fā)展與普通鋼管混凝土試件ZL-1相似.

圖5 試件內部混凝土裂縫形態(tài)Fig.5 Crack patterns of concrete in specimens

2.3 荷載-位移曲線及承載力

各試件的荷載-位移曲線如圖6所示.由圖可知，各試件的荷載-位移曲線都包括明顯的彈性階段、彈塑性階段及塑性階段.加載初期，試件整體處于彈性狀態(tài)，荷載與位移呈線性關系；隨著荷載增加，試件進入彈塑性階段，試件受拉剛度明顯降低；塑性發(fā)展階段，荷載仍保持緩慢增加.

各試件的受拉承載力如表4所示.由表4可知，環(huán)肋對試件的受拉承載力影響較小，因此，可取ZL-1、ZL-2、ZL-6及ZL-7試件的受拉承載力平均值3 446 kN作為該含鋼率普通鋼管混凝土構件的受拉承載力.由ZL-3、ZL-4及ZL-5試件受拉承載力與該值對比可知，內配鋼骨使試件受拉承載力提高471.3 kN，提高幅度為13.60%.試件內配4-L40×4的鋼骨屈服荷載367.9 kN<471.3 kN，表明內配鋼骨能很好地參與試件的受拉作用并達到受拉屈服.加勁縱肋使試件受拉承載力提高269.47 kN，提高幅度為7.82%；同時內配鋼骨和加勁縱肋使試件受拉承載力提高790.56 kN，提高幅度為22.94%.

圖6 各試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimens

表4 試件受拉承載力試驗值Tab.4 Test values of ultimate tensile bearing capacity of specimens

2.4 荷載-應變曲線

各試件中部荷載-平均縱向應變曲線如圖7所示.由圖可知，各試件應變發(fā)展趨勢基本一致.加載初期，應變呈線性增長，試件處于彈性狀態(tài)；隨著荷載增加，縱向變形速率加快，呈現出非線性特征，試件開始屈服，應變快速增大.與普通鋼管混凝土試件相比，內配縱向加勁肋和鋼骨小幅提高了試件的剛度.

圖7 試件中部荷載-平均縱向應變曲線Fig.7 Load-average longitudinal strain curves in the middle of each specimen

圖8為各試件中部荷載-平均環(huán)向應變曲線.由圖可知，加載過程中，鋼管環(huán)向應變較小.當試件達到受拉極限荷載時，各試件鋼管橫向應變均未達到屈服應變，其原因為核心混凝土抑制了鋼管的頸縮變形.

圖8 試件中部荷載-平均環(huán)向應變曲線Fig.8 Load-average hoop strain curves in the middle of each specimen

3 非線性有限元分析

3.1 材料本構關系

(1)

圖9 鋼材損傷下降路徑Fig.9 Steel damage descent path

混凝土采用韓林海等[16]提出的塑性損傷模型，該模型可有效模擬多軸應力狀態(tài)下混凝土的塑性性能.混凝彈性模量取試驗值，泊松比取0.2[16].塑性模型中的膨脹角ψ取30°，雙軸受壓強度與單軸受壓強度之比fb0/fc0取1.16，拉、壓子午線偏量第二應力不變量的比值Kc取0.666 7，黏性系數μ取0.000 25[22].對于混凝土的受拉本構關系，采用能量破壞準則考慮混凝土受拉軟化性能更具有收斂性[23]，其主要參數包括混凝土的斷裂能和開裂應力.對于斷裂能的計算采用CEB-FIP MC90[24]中提供的計算公式，對于開裂應力參考沈聚敏[23]給出的混凝土抗拉強度計算公式.

3.2 有限元模型

各部件均選用8節(jié)點減縮積分實體單元(C3D8R).鋼管、加勁肋及加載板之間采用綁定連接；鋼管和混凝土之間的相互作用采用接觸模擬，法向為硬接觸，切向為法摩擦，摩擦系數取0.60[25].模型一端固定，另一端約束除軸向位移外的所有自由度并施加位移荷載.試件有限元模型如圖10所示.

圖10 有限元模型Fig.10 Finite element model

3.3 破壞形態(tài)

各試件的破壞形態(tài)如圖11所示，由圖11可知，各試件受拉破壞發(fā)生在試件中部或試件中部靠近加載端區(qū)域.其中，配有加勁環(huán)肋試件的破壞位置均在試件中部至加載端區(qū)域之間環(huán)肋的邊緣.

3.4 有限元模擬結果與試驗結果對比

有限元分析的荷載-位移曲線與試驗結果對比如圖12所示.由圖可知，有限元與試驗荷載-位移曲線吻合較好，表明有限元模型能較為準確地模擬內配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構件的軸拉承載性能.

圖11 試件有限元分析破壞形態(tài)Fig.11 Failure patterns of finite element analysis of specimens

圖12 有限元與試驗荷載-位移曲線對比Fig.12 Comparison of load-displacement curves between FEM and test

試件的有限元模擬承載力與試驗結果對比如表5所示.由表可知，NF/Nu平均值為1.016 2，最大偏差為2.78%，二者吻合較好.

表5 有限元模擬結果與試驗結果對比Tab.5 Comparison of bearing capacity between finite element analysis and test results

3.5 損傷演化過程

圖13給出了內配鋼骨及加勁肋圓鋼管混凝土構件各部件有限元模擬的應力發(fā)展過程.構件應力發(fā)展過程為：混凝土開裂→鋼骨屈服→鋼管屈服→構件破壞.構件達到極限受拉荷載時，內配鋼骨受拉屈服，表明內配鋼骨能有效地參與受拉作用.內配鋼骨是提高構件受拉承載力的有效方式.

圖13 試件應力發(fā)展過程Fig.13 Stress development process of specimen

圖14給出了內配鋼骨圓鋼管混凝土構件及各部件的荷載-應變曲線.由圖可知，試件的荷載-應變曲線包括以下四個階段：

圖14 ZL-3試件及其組成部件的荷載-應變曲線Fig.14 Load-strain curves of ZL-3 specimen and its components

(1) OA段：試件整體和各組件均保持彈性狀態(tài)，直到A點，核心混凝土出現裂縫，內力發(fā)生重分布.在此之前，混凝土與鋼骨變形一致.由于內配角鋼的軸向剛度小于混凝土的軸向剛度，因此，此時內配鋼骨承擔外荷載的比例小于混凝土承擔的比例.A點時，鋼管、混凝土和鋼骨承擔外荷載比例分別為54.14%、38.58%和7.28%.

(2) AB段：外荷載保持線性增加.由于混凝土開裂導致構件的組合剛度下降，同時內力發(fā)生重分布，混凝土承擔的外荷載比例明顯下降，內配角鋼承擔的外荷載比例有所增加.由于內配角鋼強度低于鋼管強度，內配鋼骨比外鋼管先達到受拉屈服.B點時，外鋼管屈服，此時，鋼管、混凝土和鋼骨承擔外荷載比例分別為87.25%、2.07%和10.68%.

(3) BC段：鋼材屈服后進入強化階段，荷載呈非線性增長.以跨中應變達到5 000×10-6(C點)所對應的荷載作為試件的極限荷載，此時試件已完全屈服，鋼管、混凝土和鋼骨承擔外荷載比例分別為89.09%、0.39%和10.52%.混凝土承擔的外荷載很小，可認為混凝土對構件極限受拉承載力無影響.

(4) CD段：此階段外荷載幾乎保持不變，曲線未出現下降段，D點的應變大于10 000×10-6，構件表現出良好的塑性.

4 承載力與剛度計算

4.1 承載力計算

4.1.1 中國規(guī)范

《特殊鋼管混凝土構件設計規(guī)程》(CECS 408: 2015)[26]給出了內配非約束型加勁件的鋼管混凝土構件受拉承載力計算公式，該公式不僅考慮了內部混凝土對鋼管的支撐作用，同時也考慮了加勁件對鋼管混凝土構件承載力的提高.具體公式如下：

(2)

對于外鋼管設置縱向加勁肋的構造形式，可將鋼管與縱肋視為整體，內部混凝土主要約束鋼管的頸縮變形從而提高構件受拉承載力.故將鋼管承載力乘增大系數1.1，對應的軸心受拉承載力計算公式為

Nut=1.1Asfy+Asrfyr+φ1Asbfyb

(3)

式中：Asr、Asb分別為內配縱肋和鋼骨面積；fyr、fyb分別為內配縱肋和鋼骨的屈服強度；φ1為內配加勁件承載力修正系數，為內配加勁件應力與外鋼管應力之比，該值由試驗確定.

4.1.2 美國規(guī)范與歐洲規(guī)范

美國規(guī)范AISC360-16[27]和歐洲規(guī)范Eurocode4[28]對鋼管混凝土受拉構件的承載力計算公式一致.不考慮內部混凝土對構件受拉承載力的提高，構件受拉極限承載力為加勁件和鋼管的受拉承載力之和，相應計算公式為

(4)

4.1.3 韓林海建議公式

Han等[10]不僅考慮內部混凝土對構件受拉承載力的提高，同時也考慮含鋼率對鋼管混凝土受拉構件承載力的影響，提出了普通鋼管混凝土軸拉構件的承載力計算公式為

Nut=(1.0-0.4α)Asfy

(5)

式中：α為構件的截面含鋼率.

參考式(4)，同時考慮內配鋼骨和加勁肋對構件承載力的提高，同時內配鋼骨和加勁肋的圓鋼管混凝土構件軸心受拉承載力計算公式為

(6)

式中：Asi為加勁件面積；fyi為加勁件屈服強度.

4.1.4 承載力計算結果對比

研究表明，當試件跨中縱向應變達到5 000×10-6時，鋼管已經處于屈服狀態(tài)，且荷載-應變曲線的彈塑性階段已基本結束，此后，隨著縱向應變增長，荷載增長非常緩慢.因此，取跨中應變超過5 000×10-6[10]時對應的承載力作為試件的極限承載力并與上述各公式計算結果對比，如表6所示.由表可知，各公式得到的軸拉承載力計算值均小于試驗值，結果偏于安全.對于普通圓鋼管混凝土軸拉構件，《特殊鋼管混凝土構件設計規(guī)程》(CECS 408：2015)、美國規(guī)范AISC360-16和歐洲規(guī)范Eurocode4、韓林海建議公式計算結果最大偏差分別為7.78%、16.05%、9.76%；對于內配鋼骨和縱肋的圓鋼管混凝土軸拉構件，最大偏差分別為14.10%、18.89%、13.73%.

表6 構件軸拉承載力計算結果與試驗結果對比Tab.6 Comparisons of calculation results of bearing capacity and test results of axially tensioned members

4.2 剛度計算

4.2.1 理論公式

《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》(GB50936-2014)[29]、《特殊鋼管混凝土構件設計規(guī)程》(CECS 408：2015)[26]、AISC360-16[27]和Eurocode4-2004[28]規(guī)范均未給出鋼管混凝土構件的軸拉剛度計算公式.Han等[10]基于試驗和有限元分析結果，提出的圓鋼管混凝土構件軸拉剛度計算公式為

(EA)t=EsAs+0.1EcAc

(7)

式中：(EA)t為試件的整體剛度；Es、Ec分別為鋼管和混凝土的彈性模量；As、Ac分別為鋼管和內部混凝土的橫截面面積.

對于內配縱肋構件，由于縱肋與外鋼管焊接，可將縱肋與外鋼管視為一體，計算構件整體受拉剛度時直接疊加縱肋的受拉剛度；對于內配鋼骨，在彈性階段，內配鋼骨與混凝土之間幾乎未發(fā)生滑移，內配鋼骨對構件的軸拉剛度貢獻發(fā)生在混凝土開裂后.因此，參考式(7)，提出內配加勁肋和鋼骨的圓鋼管混凝土構件軸拉剛度計算公式為

(EA)t=EsAs+EsrAsr+0.1(EcAc+EsbAsb)

(8)

式中：Esr、Esb分別為內配縱肋和內配鋼骨的彈性模量；Asr、Asb分別為內配縱肋和內配鋼骨的橫截面面積，其余變量物理意義與式(7)相同.

4.2.2 軸拉剛度計算公式驗證

根據式(8)計算的試件軸拉剛度如表7所示.其中，(EA)tc為計算結果，(EA)t為試驗結果，其值為試件荷載-應變曲線原點與鋼材屈服點之間的斜率[10].(EA)tc/(EA)t的平均值為1.02，最大偏差為4%，計算結果與試驗結果吻合較好.

表7 軸拉剛度計算值與試驗值比較Tab.7 Comparison of the calculated values of the axial tension stiffness with the experimental values

5 結論

對7個不同內部構造的圓鋼管混凝土試件進行了軸拉試驗，結合有限元數值模擬和理論分析，得出以下結論：

(1)內配鋼骨、縱向加勁肋試件的軸拉承載力較普通鋼管混凝土試件分別提高13.60%和7.82%；同時內配鋼骨和縱向加勁肋試件的軸拉承載力較普通鋼管混凝土試件提高22.94%.內配環(huán)肋對試件的軸拉承載力影響很小，但環(huán)肋能更有效地將外荷載傳遞給內部混凝土，使混凝土均勻受力；

(2)軸拉荷載下，混凝土率先開裂且?guī)缀醪怀袚夂奢d，主要起支撐鋼管、抑制鋼管頸縮變形的作用；

(3)現有規(guī)范對于圓鋼管混凝土構件軸拉承載力的計算偏于安全；采用韓林海的建議公式所得的構件剛度與試驗結果吻合較好.