帶 T 形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱 軸壓力學(xué)性能研究

　　摘 要：為研究帶 T 形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱的軸壓性能，對 11 根組合柱進(jìn)行軸壓試驗，試驗參數(shù)為型鋼翼緣寬度、型鋼翼緣厚度、型鋼腹板高度、體積配箍率、截面形式。研究組合柱的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線、應(yīng)變發(fā)展規(guī)律，分析組合柱的受力機理和各參數(shù)對其軸壓性能的影響;采用 ABAQUS 軟件建立模型，在驗證模型正確的基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究更多參數(shù)包括組合柱的材料屬性(混凝土強度、鋼材強度)和幾何參數(shù)(型鋼翼緣(腹板)尺寸、鋼管徑厚比)對組合柱軸壓性能的影響。研究表明，峰值荷載過后，在箍筋和型鋼的共同約束作用下，鋼管外圍混凝土性能得到改善，組合柱延性較好;鋼管外圍混凝土強度對組合柱的峰值荷載、強度系數(shù)和延性系數(shù)影響較大，增大鋼管徑厚比可顯著改善組合柱的延性。

　　王朋; 李龍?zhí)? 史慶軒; 王斌， 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報 發(fā)表時間：2021-11-10

　　關(guān)鍵詞：組合柱;軸壓性能;試驗研究;數(shù)值模擬;延性性能

　　0 引言

　　組合柱作為組合結(jié)構(gòu)的重要組成部分，一直受到研究領(lǐng)域和工程領(lǐng)域的廣泛關(guān)注。鋼管混凝土疊合柱是現(xiàn)代工程應(yīng)用較多的組合柱形式之一，其由核心鋼管混凝土和鋼管外的鋼筋混凝土疊合而成，截面形式如圖1所示。近年來，專家學(xué)者對鋼管混凝土疊合柱進(jìn)行軸壓性能[1-3]和抗震性能[4-6]的試驗研究與理論分析，結(jié)果表明，鋼管混凝土疊合柱具有較高的承載力和較好的延性;同時也發(fā)現(xiàn)一些問題[7-11]，鋼管混凝土疊合柱的外圍鋼筋混凝土與內(nèi)置鋼管混凝土力學(xué)性能差異較大，協(xié)同變形能力差，其承載力和延性主要是由鋼管外圍混凝土力學(xué)性能所控制，不能發(fā)揮核心鋼管混凝土強度高、延性好的特點，限制了鋼管混凝土疊合柱的應(yīng)用。

　　為優(yōu)化鋼管混凝土疊合柱鋼管外圍混凝土的力學(xué)性能，學(xué)者們提出了一些解決方案。徐亞豐等[12]提出采用外包角鋼對鋼管混凝土疊合柱進(jìn)行加固;代巖等[13] 在此基礎(chǔ)上提出采用CFRP(碳纖維)和角鋼復(fù)合加固的形式;楊勇等[14]提出采用預(yù)應(yīng)力鋼帶加強外圍混凝土約束作用;蔡景明等[10]提出采用ECC(Engineered cementatious composites，簡稱ECC，是一種具有假應(yīng)變硬化特性和優(yōu)越裂縫控制能力的高性能纖維增強水泥基復(fù)合材料)取代鋼管混凝土疊合柱的外層混凝土。上述方案均能在一定程度上改善鋼管混凝土疊合柱的受力性能，但也存在施工較復(fù)雜、造價高等問題，且部分方案對施工工藝、設(shè)備要求較高，不利于廣泛用于實際工程之中。

　　本文提出一種帶T形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱截面形式，如圖2(b)和(c)所示，鋼管外布置的型鋼翼緣可以改善鋼管外混凝土的約束性能，減小鋼管內(nèi)外混凝土的力學(xué)性能差異，同時翼緣型鋼兼具縱筋的作用，減少柱中縱筋數(shù)量，便于施工。通過軸壓試驗，研究帶T形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱的破壞特征和軸壓特性;并采用ABAQUS有限元軟件分析不同參數(shù)對該類組合柱軸壓性能的影響，為其后續(xù)研究和工程應(yīng)用提供參考。

　　1 試驗概況

　　1.1 試件設(shè)計與制作

　　試驗共設(shè)計11根型鋼混凝土組合柱試件，包括：9 個帶T形鋼翼緣的內(nèi)置圓鋼管組合柱、1個帶T形鋼翼緣的內(nèi)置方鋼管組合柱和1個“十”字形型鋼混凝土組合柱，其截面形式如圖2所示。設(shè)計參數(shù)包括內(nèi)置型鋼翼緣寬度、型鋼翼緣厚度、型鋼腹板高度、截面形式和體積配箍率，詳細(xì)參數(shù)見表1。試件截面尺寸均為 250mm×250mm，柱高為750mm，保護(hù)層厚度為15mm，箍筋和縱筋的直徑分別為8mm、16mm，采用C40混凝土。方鋼管邊長為80mm，圓鋼管外直徑為90mm，二者的厚度均為5mm。型鋼和鋼板均采用Q235級，箍筋和縱筋分別采用HPB300級和HRB400級。組合柱的設(shè)計滿足規(guī)范[15]中的相關(guān)規(guī)定。腹板的主要作用是提供豎向承載力和為型鋼翼緣提供拉力，當(dāng)腹板厚度較大時，超出厚度需要部分的腹板則僅僅發(fā)揮承擔(dān)豎向承載能力作用，而對改善混凝土橫向約束貢獻(xiàn)較小[16]，因此，通過調(diào)節(jié)腹板厚度來保證各試件的含鋼率相同。

　　1.2 材料力學(xué)性能

　　試件中的混凝土和鋼材按照《混凝土物理力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081-2019)[17]和《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010) [18]的有關(guān)規(guī)定測定其力學(xué)性能。實測結(jié)果見表2和表3。1.3 加載裝置與加載制度

　　采用YAJ-20000kN微機控制電液伺服壓剪試驗機進(jìn)行加載，試件底部和頂部設(shè)有鋼墊板，加載裝置如圖3所示。依 據(jù) 《 混 凝 土 結(jié) 構(gòu) 試 驗 方 法 標(biāo) 準(zhǔn) 》( GB/T 50152-2012)[19]進(jìn)行加載;對試件物理對中后;首先， 對試件施加0.1Pmax(Pmax為試件預(yù)估極限荷載)，保證試件處于軸心受壓狀態(tài);其次，采用荷載-位移混合加載方式對試件進(jìn)行正式加載，0.7Pmax前采用荷載控制， 0.7Pmax后轉(zhuǎn)為位移控制，如圖4所示。

　　1.4 測點布置與測量內(nèi)容

　　試件中應(yīng)變片的布置如圖5所示，以測量試件在軸壓過程中混凝土、鋼筋、型鋼和鋼管的應(yīng)變發(fā)展情況，鋼筋應(yīng)變采用應(yīng)變片量測，鋼板應(yīng)變采用應(yīng)變花量測;位移計的布置如圖3所示。

　　2 試驗結(jié)果與分析

　　2.1 試驗過程與破壞形態(tài)

　　在軸壓過程中，三種截面組合柱破壞過程及特征類似，以試件SRC2-2為例描述其破壞過程及特征如下。

　　加載初期，組合柱表面無變化;當(dāng)加載至2000kN (約0.4倍峰值荷載)左右時，組合柱上下兩端角部開始出現(xiàn)多條長約50mm的豎向裂縫;當(dāng)加載至3500kN (約0.65倍峰值荷載)左右時，柱中間位置處出現(xiàn)長約 100mm的豎向裂縫，柱端角部處的豎向裂縫開始向柱中部延伸，柱兩端處的豎向裂縫寬度有所增加。當(dāng)加載至4000kN(約0.8倍峰值荷載)左右時，組合柱兩端柱角處混凝土的豎向裂縫長度和寬度繼續(xù)增加，并有少許混凝土剝落;當(dāng)加載至5000kN(峰值荷載)左右時，組合柱兩端柱角的豎向裂縫向柱中部延伸并與柱中部豎向裂縫相交;峰值荷載之后隨著豎向位移增加，柱端角部豎向裂縫寬度約從0.1mm增長到0.5mm且豎向裂縫逐漸貫通整個柱身，柱端角部混凝土逐步壓潰脫落，組合柱的承載力逐漸降低;當(dāng)荷載下降到峰值荷載的80%左右時，保護(hù)層混凝土完全剝落，箍筋外露并向外鼓曲，縱筋出現(xiàn)明顯屈曲，型鋼翼緣部分露出，型鋼翼緣和箍筋內(nèi)側(cè)混凝土并沒有出現(xiàn)大量剝落，此時組合柱的承載力幾乎不變，試驗加載結(jié)束。試件 SRC2-2試件的破壞過程如圖6所示。

　　2.2 荷載-位移曲線

　　通過試件SRC2-2試驗現(xiàn)象和破壞過程分析，組合柱具體的破壞過程可分為彈性階段、裂縫發(fā)展階段、承載力下降階段、承載力穩(wěn)定階段四部分。組合柱的典型荷載-位移曲線如圖7所示。

　?、購椥噪A段(o-a)：即從組合柱初始加載到剛度發(fā)生變化階段。在此階段中，組合柱外表面沒有明顯的裂縫，只在柱端角部出現(xiàn)少許豎向裂縫，原因是在柱端角部存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，此處的混凝土更早的達(dá)到極限強度，混凝土出現(xiàn)豎向裂縫。

　　②裂縫發(fā)展階段(a-b)：從剛度開始變化到峰值荷載階段。在此階段中，組合柱腹部開始出現(xiàn)豎向裂縫，在柱端角部處混凝土出現(xiàn)多條豎向裂縫;當(dāng)達(dá)到峰值荷載b點時，箍筋保護(hù)層混凝土開始分離，同時柱端角部混凝土破壞程度加劇。

　?、鄢休d力下降階段(b-c)：從峰值荷載到承載力下降階段。峰值荷載之后，保護(hù)層混凝土開始大面積剝落，箍筋向外鼓曲，縱筋屈曲，組合柱兩端混凝土開始壓碎并逐漸剝落。

　?、艹休d力穩(wěn)定階段(c-d)：組合柱的保護(hù)層混凝土逐步剝落，箍筋出現(xiàn)明顯外凸，縱筋屈曲更加明顯，型鋼翼緣外露;型鋼翼緣內(nèi)側(cè)混凝土未明顯壓碎，僅出現(xiàn)微小豎向裂縫。

　　試驗結(jié)果表明，SRC1、SRC2-2和SRC3三種截面形式組合柱的最終破壞形態(tài)類似，型鋼翼緣外側(cè)混凝土及保護(hù)層處的混凝土脫落、箍筋外露、縱筋屈曲，核心區(qū)混凝土在箍筋和型鋼翼緣的約束作用下未被明顯壓碎，表明鋼管外混凝土的約束性能得到顯著改善。隨體積配箍率的增加(試件SRC2-9、SRC2-5、SRC2-8 的體積配箍率依次為1.04%、1.31%和1.74%)和翼緣寬度增加(試件SRC2-1、SRC2-2、SRC2-3的翼緣寬度依次為80mm、90mm和100mm)，試件保護(hù)層混凝土在加載后期剝落越嚴(yán)重。

　　2.3 應(yīng)變分析

　　2.3.1 混凝土應(yīng)變

　　圖8為試件SRC1和SRC2-2中混凝土應(yīng)變的發(fā)展情況。由圖可知，組合柱表面中部處的混凝土橫(豎)向應(yīng)變發(fā)展趨勢分為兩個階段：彈性階段和塑性發(fā)展階段。彈性階段，混凝土的橫(豎)向應(yīng)變基本呈線性增長，彈性階段基本符合胡克定律;塑性階段，混凝土的橫向應(yīng)變增長加快，豎向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律不明顯。

　　當(dāng)混凝土的橫向應(yīng)變增長速率發(fā)生較大變化時認(rèn)為混凝土已經(jīng)開裂，大部分組合柱的開裂荷載為 5000kN左右。達(dá)到峰值荷載時，組合柱的混凝土豎向應(yīng)變普遍高于0.002，表明保護(hù)層處的混凝土達(dá)到極限抗壓強度。因此，計算組合柱峰值荷載時可以考慮保護(hù)層混凝土對承載力的貢獻(xiàn)。

　　2.3.2 縱筋和型鋼腹板應(yīng)變

　　圖9(a)、(b)分別為試件SRC1和SRC2-2中縱筋的應(yīng)變發(fā)展情況，峰值荷載之前，縱筋應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯拐點且應(yīng)變值在0.002附近，說明此時縱筋開始屈服;在峰值荷載時，縱筋應(yīng)變增長速率變大且應(yīng)變值均大于0.002。圖9(c)、(d)分別為試件SRC1和SRC2-2 中型鋼腹板應(yīng)變發(fā)展情況，型鋼腹板豎向應(yīng)變發(fā)展和縱筋相似;峰值荷載時，型鋼腹板的豎向應(yīng)變都大于 0.002，此時型鋼腹板屈服;峰值荷載后，型鋼腹板橫向應(yīng)變急劇增加，型鋼翼緣外側(cè)中部測點處應(yīng)變數(shù)值向反方向發(fā)展(圖10)，腹板對翼緣有牽制作用。

　　2.3.3 型鋼翼緣應(yīng)變

　　圖10為試件SRC1和SRC2-2中型鋼翼緣中部的應(yīng)變發(fā)展情況，是指型鋼翼緣和腹板相交翼緣外部位置處的應(yīng)變(位置詳見圖5)。翼緣中部橫向(豎向)應(yīng)變發(fā)展表現(xiàn)先增長后下降趨勢;在某一時刻(大部分位于峰值荷載附近)型鋼翼緣中部應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生改變。在此之前，箍筋和型鋼翼緣共同限制混凝土的橫向變形，且主要以箍筋約束為主;之后，箍筋對內(nèi)部混凝土的約束能力達(dá)到極限，在核心區(qū)混凝土的橫向膨脹下，型鋼翼緣開始向平面外彎曲，型鋼翼緣中部橫向應(yīng)變開始減小，后期主要以型鋼翼緣約束核心混凝土限制其橫向變形，并提高核心混凝土的承載力。因此，在峰值后，型鋼翼緣能對混凝土產(chǎn)生約束作用，從而改善外圍混凝土力學(xué)性能，減小與管內(nèi)混凝土的差異。

　　2.3.4 箍筋和鋼管應(yīng)變

　　圖11(a)、(b)分別為試件SRC1和SRC2-2中箍筋的應(yīng)變發(fā)展情況。在混凝土開裂之前箍筋應(yīng)變增長緩慢，對核心混凝土約束不明顯;當(dāng)保護(hù)層混凝土開裂后，核心混凝土受壓橫向膨脹，箍筋應(yīng)變急劇增長;達(dá)到峰值荷載時，組合柱的箍筋應(yīng)變都在0.002左右，此時箍筋屈服;峰值過后，箍筋外圍混凝土開始剝落，混凝土橫向變形繼續(xù)增大，箍筋應(yīng)變繼續(xù)急劇增長，箍筋對核心混凝土的約束作用更加顯著。此外，峰值荷載時，箍筋應(yīng)變增長速率為內(nèi)置十字型>內(nèi)置圓鋼管，表明內(nèi)置圓鋼管組合柱更好的限制核心區(qū)混凝土的橫向變形。

　　圖11(c)、(d)分別為試件SRC2-2和SRC2-3中鋼管的應(yīng)變發(fā)展情況。峰值荷載之前，鋼管橫向(豎向)應(yīng)變增長速率較為緩慢，幾乎呈線性增長;峰值荷載之后，鋼管的豎向應(yīng)變迅速增加，表明此時鋼管對混凝土產(chǎn)生明顯約束作用。此外，試件SRC2-2和SRC2-3 的型鋼翼緣寬度分別為90mm和100mm，隨著翼緣寬度增加，鋼管環(huán)向應(yīng)變增長速率突變位置提前(峰值荷載時、峰值荷載后)，表明通過增加翼緣寬度能有效限制核心混凝土橫向膨脹變形，進(jìn)而抑制鋼管環(huán)向變形。

　　2.4 參數(shù)分析

　　本文采用強度系數(shù)(SI)、延性系數(shù)(μ)、韌性系數(shù)TI[20]和延展性系數(shù)Du [21]來評估組合柱軸壓性能。

　　式中：Np為峰值荷載;Ncom為各材料強度與相應(yīng)面積乘積的線性組合值;E為組合柱消耗的能量;Δy、Δp、Δu 依次為屈服位移、峰值位移和荷載下降到0.85Np對應(yīng)的位移，?y為屈服荷載對應(yīng)的位移，按文獻(xiàn)[22]取值;Kd 為組合柱承載力下降段速率，計算見表4。圖12為各設(shè)計參數(shù)下組合柱的荷載-位移曲線。

　　2.4.1 型鋼翼緣寬度(bf)

　　試件SRC2-1、SRC2-2和SRC2-3的型鋼翼緣寬度依次為80mm、90mm、100mm，含鋼率相近依次為11.42%、 11.74%、11.61%。由表4和圖12(a)可知，隨著翼緣寬度增加，荷載-位移曲線ab段的剛度增加，其他階段變化不明顯，峰值荷載和強度系數(shù)與含鋼率成正相關(guān)，翼緣寬度對峰值荷載和強度系數(shù)幾乎無影響;此外，延性系數(shù)從5.21增加到7.65。因此，在相同含鋼率條件下，增加型鋼翼緣寬度對組合柱的峰值荷載、強度系數(shù)和韌性系數(shù)無顯著影響，但會提高組合柱的延性。

　　2.4.2 型鋼翼緣厚度(tf)

　　試件SRC2-6、SRC2-5和SRC2-7的型鋼翼緣厚度分別為10mm、12mm、14mm，含鋼率分別為11.48%、 11.61%、11.74%。由表4和圖12(b)可知，隨著翼緣厚度增加，荷載-位移曲線bc段的承載力下降較快，組合柱的峰值荷載和強度系數(shù)先增后減，延性系數(shù)增加，韌性系數(shù)降低。

　　2.4.3 型鋼腹板高度(hw)

　　試件SRC2-4、SRC2-2和SRC2-5的腹板高度依次為 30mm、35mm、40mm，含鋼率依次為11.74%、11.74%、 11.61%。由表4和圖12(c)可知，隨腹板高度增加，荷載-位移曲線oa段的剛度有所下降，bc段承載力下降緩慢，峰值荷載和強度系數(shù)在5%范圍內(nèi)波動，延性系數(shù)呈先增后減趨勢，韌性系數(shù)變化幅度較小。

　　2.4.4 體積配箍率(ρv)

　　試件SRC2-8、SRC2-5和SRC2-9的體積配箍率依次為1.74%、1.31%、1.04%，含鋼率均為11.61%。由表4 和圖12(d)可知，隨著體積配箍率的增加，荷載-位移 bc段承載力下降緩慢，峰值荷載和強度系數(shù)呈先增后減趨勢，延性系數(shù)從3.62增長到7.02，下降段速率(Kd)減小，即增加體積配箍率可提高組合柱的延性。

　　2.4.5 截面形式

　　試件SRC1、SRC2-2、SRC3的核心區(qū)配鋼截面形式依次為十字形、圓形、方形。由表4和圖12(e)可知，內(nèi)置圓鋼管的荷載-位移曲線bc段承載力下降緩慢，下降速率(Kd)小于內(nèi)置十字型和內(nèi)置方鋼管，內(nèi)置圓鋼管組合柱的延性系數(shù)和韌性系數(shù)多數(shù)高于內(nèi)置十字型組合柱，表明組合柱在峰值荷載后期，內(nèi)置圓鋼管組合柱的優(yōu)越性充分發(fā)揮，改善了組合柱的延性性能。此外，內(nèi)置圓鋼管組合柱的強度系數(shù)SI與延展性系數(shù)D 成正相關(guān)，表明隨著型鋼約束混凝土面積的增加，核心混凝土強度提高越顯著。內(nèi)置方鋼管新型組合柱承載力下降快、延性差，原因是在承載力后期內(nèi)置方鋼管發(fā)生向外鼓曲，且與方鋼管連接的型鋼屈曲變形較大，導(dǎo)致組合柱承載力下降快、延性差。

　　3 有限元分析

　　3.1 有限元模型的建立

　　3.1.1 材料本構(gòu)

　　混凝土采用塑性損傷模型模擬，選用三種混凝土受壓本構(gòu)，其中，鋼管內(nèi)混凝土選用韓林海[23]所建立的鋼管約束混凝土本構(gòu)模型，鋼管外型鋼翼緣和箍筋約束的混凝土采用趙憲忠提出的基于Mander模型修正的鋼骨約束混凝土本構(gòu)模型，保護(hù)層混凝土采用混凝土規(guī)范[24]中單軸受壓本構(gòu)模型，如圖13所示?；炷恋氖芾緲?gòu)亦采用混凝土規(guī)范中單軸受拉本構(gòu)模型，混凝土的泊松比取0.2，混凝土彈性模量按規(guī)范取值。

　　鋼材本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型，鋼材的泊松比取0.3，彈性模量取206000MPa，鋼筋、鋼板和鋼管的屈服強度按材性試驗測定取值。

　　3.1.2 模型建立

　　型鋼、鋼管和混凝土均采用C3D8R單元，縱筋和箍筋采用 T3D2 單 元 。 縱 筋 和 箍 筋 采 用 將 其 內(nèi) 置(embedded)到整個模型中;鋼管、型鋼與混凝土之間采用綁定(tie)連接;柱頂設(shè)置參考點RP-1并與柱頂面耦合約束，將荷載作用在參考點上控制加載，柱底面采用完全固定。三種截面形式的型鋼-混凝土組合柱的裝配圖和各部件的網(wǎng)格劃分情況如圖14所示。

　　3.2 有限元模型的驗證

　　圖15為組合柱峰值荷載時的混凝土損傷分布情況，結(jié)果顯示在組合柱兩端和四個角部混凝土損傷較為嚴(yán)重，能較好的反映試驗中混凝土損傷情況，與試驗結(jié)果一致。SRC2-2組合柱的破壞模式如圖16所示，模型中的縱筋和內(nèi)部型鋼-鋼管骨架的破壞形態(tài)與試驗類似。表5中給出模擬與試驗峰值荷載比值的平均值為 0.991，標(biāo)準(zhǔn)差為0.034。圖17為數(shù)值模擬和試驗所得荷載-位移曲線對比情況，可知，模擬曲線的上升段和下降段均與試驗曲線吻合較好，試件SRC1、SRC2-1、 SRC2-2、SRC2-3、SRC2-4、SRC2-5、SRC2-6、SRC2-7、 SRC2-8、SRC2-9和SRC3的模擬極限承載力與試驗極限承載力的比值依次為0.96、1.01、1.02、0.99、0.99、0.97、 0.98、1.06、1.01、0.98和0.93，誤差較小，故本次建立的有限元模型是有效的，可用于后續(xù)參數(shù)分析。

　　3.3 參數(shù)分析

　　以試件 SRC2-2 為基本試件，首先，分析鋼管內(nèi)外混凝土強度等級(C40、C60、C80)及型鋼翼緣、腹板和鋼管強度等級(Q235、Q345、Q420)對帶 T 形鋼翼緣的內(nèi)置圓鋼管組合柱軸壓性能的影響。其次，分析型鋼翼緣(腹板)尺寸、鋼管徑厚比對組合柱軸壓性能的影響，各試件詳細(xì)參數(shù)見表 6。

　　3.3.1 混凝土強度

　　圖18(a)為鋼管內(nèi)外混凝土為不同強度等級條件下組合柱的峰值荷載、強度系數(shù)和延性系數(shù)。由圖可知，鋼管內(nèi)(外)混凝土強度的提高，組合柱的峰值荷載提高，而強度系數(shù)和延性系數(shù)減少。鋼管外混凝土強度較鋼管內(nèi)混凝土強度對組合柱強度系數(shù)、延性系數(shù)和峰值荷載的影響大，反映出組合柱的延性隨鋼管外層混凝土強度的提高而變差;鋼管外混凝土強度等級為C40時組合柱的強度系數(shù)在1.2左右，而為C80時組合柱的強度系數(shù)在1.13左右，表明型鋼翼緣和箍筋對低強度混凝土經(jīng)約束后的強度提升效果更為顯著。

　　3.3.2 型鋼腹板、型鋼翼緣、鋼管強度

　　圖18(b)為不同鋼材強度條件下組合柱的提升荷載、強度系數(shù)和延性系數(shù)。由圖可知，組合柱的強度系數(shù)隨著型鋼腹板和型鋼翼緣的強度提高而減少，隨著鋼管強度增加略有增加;延性系數(shù)隨著型鋼腹板、型鋼翼緣和鋼管的強度增加而減少。為進(jìn)一步分析型鋼腹板、型鋼翼緣和鋼管強度對組合柱承載力的影響，將各組合柱的峰值荷載減去對照組的峰值荷載得到荷載增值?Np，然后將?Np除以型鋼腹板、翼緣與鋼管面積之比(g:f:y=1:1.26:3.24)，得到組合柱提升的荷載，結(jié)果表明，對組合柱承載力影響由大到小依次為鋼管強度、型鋼腹板強度、型鋼翼緣強度。

　　增加鋼管強度提高了管內(nèi)混凝土側(cè)向約束力，而型鋼翼緣和腹板對混凝土的約束力不是連續(xù)的，因此，提高鋼管強度比提高腹板、翼緣強度更能顯著改善混凝土的約束性能，對組合柱承載力的提升效果更好。型鋼腹板和型鋼翼緣對外圍混凝土作用效果不同，型鋼腹板改善混凝土約束性能主要通過牽引翼緣實現(xiàn)，而翼緣相當(dāng)于懸臂構(gòu)件靠抵抗彎矩約束混凝土。當(dāng)型鋼翼緣和腹板強度、厚度相近時，翼緣先于腹板屈服。因此，在此條件下，提高型鋼腹板強度能更好的提高鋼管外混凝土力學(xué)性能，進(jìn)而提高組合柱的承載力。

　　3.3.3 型鋼翼緣、腹板尺寸

　　圖18(c)為不同型鋼翼緣寬度、翼緣厚度、腹板高度和腹板厚度時組合柱的峰值荷載、強度系數(shù)和延性系數(shù)。由圖可知，組合柱的峰值荷載和延性系數(shù)都隨型鋼翼緣寬度、翼緣厚度、腹板高度和腹板厚度的增加而提高;強度系數(shù)隨著腹板厚度、翼緣寬度和翼緣厚度的增加而降低。表明型鋼翼緣(腹板)尺寸增加能提高組合柱的承載力和延性。

　　增加腹板高度對強度系數(shù)SI變化規(guī)律與其他不同。原因是，增加型鋼腹板高度使得型鋼翼緣內(nèi)側(cè)包裹的混凝土面積增大，型鋼翼緣外側(cè)的混凝土面積減少;開始型鋼翼緣內(nèi)混凝土強度提升低于外圍混凝土承載力損耗，隨著包裹混凝土面積增大，混凝土強度提升效果遠(yuǎn)大于型鋼外圍混凝土強度損耗。因此，腹板高度的增加強度系數(shù)SI表現(xiàn)為先降后升。提高組合柱峰值荷載的因素主要有：型鋼翼緣(腹板)的尺寸增加使截面含鋼率提高進(jìn)而提升組合柱承載力;增大型鋼翼緣寬度(腹板高度)增加受約束混凝土的面積，進(jìn)而提高組合柱的峰值承載力。

　　3.3.4 鋼管徑厚比

　　組合柱中鋼管有兩個作用：①承擔(dān)豎向荷載;② 為鋼管內(nèi)混凝土提供橫向約束。不同鋼管徑厚比下組合柱的峰值荷載、強度系數(shù)及延性系數(shù)變化如圖18(d)所示。由圖可知，鋼管的徑厚比為10、14、18、20、 22和24，隨鋼管徑厚比增加組合柱的峰值荷載呈現(xiàn)先增后減的趨勢，而組合柱的強度系數(shù)逐漸減小，基本在1.2左右;延性系數(shù)從2.1增長到2.4，表明增加鋼管徑厚比能提高組合柱的延性。

　　4 結(jié)論

　　通過對帶T形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱試驗研究和數(shù)值模擬，可得以下主要結(jié)論：

　　(1)帶T形鋼翼緣的核心鋼管混凝土組合柱的破壞過程可分為四個階段：彈性階段、裂縫發(fā)展階段、承載力下降階段、承載力穩(wěn)定階段;峰值荷載過后，在箍筋和型鋼的共同約束作用下，鋼管外(型鋼翼緣內(nèi)部)混凝土無明顯壓碎，鋼管外混凝土性能得到顯著改善，提高了組合柱的延性性能。

　　(2)提高鋼管內(nèi)(外)混凝土強度，組合柱的峰值荷載增加，強度系數(shù)和延性系數(shù)減少。型鋼翼緣和箍筋對低強度混凝土經(jīng)約束后的強度提升效果更為顯著。隨型鋼腹板、翼緣和鋼管強度的增加，組合柱的峰值荷載提高，對組合柱承載力影響由大到小依次為鋼管強度、型鋼腹板強度、型鋼翼緣強度。

　　(3)隨型鋼翼緣寬度、翼緣厚度、腹板高度、腹板厚度的增加，組合柱的峰值荷載、殘余承載力、彈性段剛度和延性系數(shù)均提高;體積配箍率增加，組合柱延性和峰值荷載提高不顯著;增大鋼管徑厚比可顯著改善組合柱的延性。