钢管混凝土(Concrete-FiliedSteelTube,CFST)具有承载力高､韧性和塑性好､制作方便､施工简单､抗震性良好､有利于降低施工造价和加快施工进度等优点,日益受到国内外工程界的重视,被广泛应用到工程实践中[1-2]｡

针对圆形､矩形或方形等截面形式的钢管混凝土单肢柱和格构柱的轴心受压承载力,已有多种计算方法｡文献[3]计算了广义圆端形钢管混凝土短柱轴压承载力公式;文献[4]采用基于“统一理论”的配筋钢管混凝土柱承载力研究;文献[5]采用纤维增强复合材料(FiberReinforcedPolymer/Plastic,FRP)､钢管､混凝土的组合柱轴压承载力统一计算公式;文献[6]给出了基于Revit的缀板式钢管混凝土组合柱承载力计算;文献[7]给出了关于现行规范单肢圆形实心钢管混凝土柱轴压承载力计算的比较;文献[8]给出了钢管混凝土节点承载力计算方法;文献[9]给出了圆端形钢管混凝土短柱极限承载力计算方法研究｡

本文提出的内套管钢管混凝土柱连接节点,通过内置套筒与环肋的协同作用形成复合锚固体系,有效增强钢管与核心混凝土的套箍效应,优化了节点区应力传递路径｡针对该新型装配式节点的极限承载力计算,现有研究尚未建立完善的力学模型,为研究此类构造钢管混凝土柱的极限承载力计算方法,通过比较现行规范,在试验数据的基础上,基于“统一强度理论”经线性回归拟合出套箍系数的取值范围,为内套管钢管混凝土柱拼接的工程应用提供试验依据和理论参考｡

1、试验概况

1.1试件设计与制作

本文对于内套管连接钢管混凝土柱进行试验研究,圆柱截面直径为140mm,柱高700mm｡采用Q235B级钢,钢管壁厚2.5mm,内套管壁厚2.75mm,其中内套管长度分别为60､80､100､120mm｡柱两端分别螺栓连接边长为150mm､厚度为10mm的正方形钢板,以保证整个内套管连接圆形钢管混凝土柱受力均匀｡钢管内部浇筑混凝土,混凝土强度等级为C30,立方体抗压强度为34.67N/mm2,试验主要研究参数如表1所示,试验构件如图1所示｡

表1主要试验研究参数

图1试验设计构件

1.2试验装置及加载制度

试验在500t自平衡反力架上进行｡采用液压竖向加载系统,试件的顶部为球形铰,力传感器置于底部｡

试验开始时,先取100kN加卸载三次,以消除装置初始缺陷的影响,最后释放荷载归零,使装置与构件良好接触｡弹性阶段每级施加荷载200kN,弹塑性阶段每级施加荷载100kN,塑性阶段每级施加荷载50kN,每级荷载持续约5~10min,接近破坏时缓慢连续加载,当轴向荷载出现下降时试验终止｡

1.3数据采集及测试内容

本试验采用DH3821静态应变测试系统,此系统无需公共补偿,位移计､压力传感器及应变片通过数据线与其相连,设置每隔3s读数一次,实现对应力应变､力､压力､位移等物理量的多点巡回实时测量｡在试验开始加载前,将应变采集箱预热30min,以消除仪器内部温度的影响,避免测试结果漂移过大｡

本文以内套管连接钢管混凝土柱为研究对象,通过介绍荷载-位移曲线特征､承载力破坏机理及套箍系数参数化分析,开展了轴压性能试验测试与统一理论推导,最终提出内套管长度与套箍系数的线性回归关系式,建立轴心受压承载力计算公式,为钢管混凝土柱理论发展提供依据｡

2、试验结果及数据分析

2.1试验结果及分析

2.1.1试验现象

本研究对内置套管长度分别为(120､100､80､60mm)的钢管混凝土轴心受压短柱开展系统试验,揭示了不同构造参数下构件的破坏形态及其演化机理｡试验观测表明:在轴向荷载递增过程中,核心混凝土在三向应力状态下形成放射状微裂缝网络,并通过套箍效应诱发钢管壁产生显著环向拉应力｡当核心混凝土横向应变增量达到钢管泊松效应阈值时,钢管壁进入弹塑性失稳阶段,典型表现为L/3高度处出现鼓曲变形,伴随表面防护涂层发生剥离现象｡该阶段构件承载力达到峰值点后呈现软化特性｡LZ-A:当荷载增加至872kN时,由于加载端应力集中,上节段钢管接近盖板处首先出现纹路;当荷载增加至930kN时,上节段钢管发生鼓曲现象;加至963kN时,柱中内套管上部外鼓并逐渐增大,直到加载至983kN时,构件破坏｡

LZ-B:当荷载增加至858kN时,上节段钢管接近盖板处出现鼓起,随着荷载的不断增大,漆皮开始崩裂;加载至925kN时,上节段钢管靠近内套管部位也开始出现鼓曲,且有漆皮剥落,偏心较为严重,直到加载至966kN时,构件破坏｡

LZ-C:当荷载增加至823kN时,上节段钢管出现鼓曲,加载至864kN时,鼓曲逐渐增大并且沿横向方向鼓曲较为均匀,直到加载至941kN时,荷载不再上升,构件破坏｡

LZ-D:当荷载增加至782kN时,在靠近上部盖板处出现鼓起,加载至840kN时,鼓曲继续发展但并不严重,整个构件没有向一侧倾斜;加载至889kN时,构件破坏｡

以上试件试验中呈现的差异化破坏形态主要源于以下两方面因素:首先,实际工程用钢管材料存在非均质性和各向异性特性,导致应力分布呈现区域性集中,从而引发局部屈曲破坏;其次,随着内套钢管长度的增加,混凝土浇筑过程中的振捣密实度难以实现理想均匀状态,致使核心区材料形成非对称应力梯度｡值得注意的是,所有试件的套筒连接区域均未发生失效,表明该新型组合构件的连接构造设计合理,整体结构体系具备可靠的工作性能｡

2.1.2承载力分析

从LZ-D到LZ-A随着内套钢管长度的增加,对应的极限承载力分别为Nu=889､941､966､983kN｡钢管混凝土柱整体的极限承载力有一定的提高,延性及耗散性能也有明显的增加,有良好的抗震性能｡钢管混凝土柱的破坏形式符合钢管混凝土柱的特性,内套管连接部位由于钢管壁厚的增加,增强了钢管对核心混凝土的套箍作用,其鼓曲未发生在套筒连接部位｡

2.2套箍系数与内套管长度的函数关系

由试验结果得出内套管连接钢管混凝土柱对应于L内=60､80､100､120mm的极限承载力分别为Nu=889､941､966､983kN｡根据文献[10]提出的A圆形钢管混凝土柱计算方法如下所述:

式中:fscy=(1.14+1.02ξ0)fck;λ=4L/D;saAAα=;ξ0为圆形钢管混凝土套箍系数;φ为稳定系数,可查表所得此构件取值0.975;fck为混凝土轴心受压强度标准值;λ为构件长细比;α为含钢率｡

将试验得出的极限承载力代入上述公式,由此得出不同长度的内套钢管混凝土的套箍系数分别为ξa=1.77､ξb=1.94､ξc=2.023､ξd=2.08,如表2所示｡

表2套箍系数

套箍系数与内套管长度函数关系式为:y=0.00507x+1.4974,拟合度R2因子达0.90734｡因此可以得此模型构件不同内套箍长度的套箍系数,代入上述公式可得不同内套管长度的内套管连接圆形钢管混凝土的极限承载力Nu｡并且由于长度的取值范围在L=[0~700mm]之间,故套箍系数的范围在ξ=[1.4974~5.0464mm]之间取值｡

3、轴压承载力计算

3.1理论分析

在结构力学模型中,上下钢管与内套钢管通过全熔透焊接工艺形成刚性连接体系,其构造特征允许采用图2所示的整体受力简化模型进行数值模拟｡由于统一理论是把钢管混凝土视为统一体｡它的工作性能随着材料的物理参数,统一体的几何参数和截面形式,以及应力状态的改变而改变,变化是连续的､相关的､计算是统一的｡

综上所述,内套管连接钢管混凝土柱组合结构属于薄壁类型,因此可在文献[10]提出的圆形钢管混凝土组合承载力公式的基础上,经内套管壁厚折算并由线性回归拟合出套箍系数的取值范围,得出适合此类模型构件的承载力计算方法｡

图2计算模型简化过程

3.2含钢率及套箍系数的确定

基于复合材料统一化理论,将钢管-混凝土组合构件视为连续介质体,建立等效截面转换模型:以外部钢管内径D为基准截面,通过体积守恒实现内套钢管几何参数(ΔL)向外部钢管等效壁厚增量ΔT的转化｡即图3所示｡

图3内套管折算示意图

内套管长度变化范围ΔL=[0~700mm],对应于折算后外钢管壁厚增量变化范围ΔT=[0~3]｡

式中:ξ0为未加内套管的钢管混凝土套箍系数,ξ1为内套管折算后的钢管混凝土套箍系数｡

3.3理论计算与试验对比分析

从表3可以看出理论计算结果与试验结果误差度在5%左右,证明公式(2)的合理性｡

表3理论与试验数据对比

3.4理论计算与有限元对比分析

设计内套管连接钢管混凝土构件,采用上述理论所确定的套箍系数,并由试验所得出的套箍系数与内套管长度的函数关系及四个不同内套管长度的套箍系数｡

本文对上述Q-E､Q-F､Q-G､Q-H四组构件,采用ABAQUS建立有限元模型,采用位移协调分离式[11],即钢管与混凝土之间按照不同的单元进行分别建模,虽然钢管与混凝土接触面之间包含了相对滑动和可能存在摩擦剪切应力,但是建模方法不考虑钢管与混凝土之间的粘结和滑移,因此钢管与混凝土之间采用绑定进行约束,能更好地体现钢管与混凝土之间的共同作用｡整个关系曲线大致可以分为三个阶段:

1)线弹性阶段(0<ε<εscp)｡σ-ε曲线成正比,此阶段混凝土的横向变形系数小于钢管的泊松系数,此时钢管与混凝土之间不会发生挤压,钢管与混凝土共同承受纵向压力｡

其中,Esc为钢管混凝土组合轴压弹性模量｡

2)弹塑性阶段(εscp<ε<εscy)｡此阶段中钢管混凝土的σ-ε曲线变成了非线性,随着纵向应变的不断增加,混凝土内部的裂缝不断发展,当混凝土的侧向膨胀大于钢管的侧向膨胀时,钢管在此时处于纵向压力和环向拉力的双向应力状态,混凝土在此时处于三向受力状态,随后钢管达到屈服而发生塑流,钢管混凝土的应变加剧,体积因裂缝的急剧增长而变化迅速,此时钢管主要有承受纵向压力而转变为承受环向拉力｡

3)强化阶段(ε>εscy)｡此阶段,钢材进入强化状态,应力､应变状态将变得十分复杂｡此种钢管混凝土柱承载力的增益效果发生在钢管达到屈服而发生塑流后,因钢管对混凝土的套箍作用而获得｡数值模拟和理论分析相关数据见表4所示｡

表4数值模拟与理论计算结果

有限元数值解与理论解对比分析表明,整体上比较吻合,但是模拟计算的结果要高于数值分析,主要原因在于数值模拟计算分析是绝对理想的状态,并没有考虑太多实验过程中所遇到的现实因素,比如:数值分析采用弹性-理想塑性材料模型,未考虑试件预压阶段(3次循环加载)导致的混凝土微裂缝扩展及钢管局部屈曲累积损伤;其次,界面接触模型采用理想粘结滑移准则,忽略了实际工况下钢-混交界面在临界剪应力下产生的滑移量;再者,荷载施加方式采用准静态多分析步算法,与试验连续加载过程相比,未能充分模拟应变速率效应｡特别是当套筒连接区达到极限应变时,数值模型中钢管各向同性强化系数的设定,与试验观测到的材料各向异性演化规律存在本质差异｡

4、结论

1)试验研究表明,随着内套钢管长度的增加(即含钢率提高),钢管混凝土柱的极限承载力有所提升,同时延性性能和耗能能力也显著增强,表现出优异的抗震性能｡

2)通过线性回归分析确定了内套管连接钢管混凝土柱的套箍系数合理取值区间,为该类构件极限承载力的理论计算模型建立提供了试验依据｡

3)基于ABAQUS有限元建立Q-E~Q-F系列内套管连接钢管混凝土柱的数值模型,通过参数化分析揭示了套管长度变化对结构性能的影响规律｡有限元模拟结果与理论计算值的对比验证表明:数值模型误差控制在2%以内,证明了轴压承载力公式的可行性｡

4)基于模型简化方法,通过对既有轴压承载力理论公式进行改进分析,可以更简洁快速地推出内套管连接钢管混凝土轴心受压承载力计算公式,为今后钢管混凝土柱结构理论的发展提供依据｡

参考文献:

[1]陈维谋.装配式建筑下的预制混凝土外墙防水施工技术[J].中国建筑金属结构,2025,24(08):49-51.

[2]范晨旭,王峰.工业厂房建筑钢筋混凝土梁柱节点施工技术研究[J].中国建筑金属结构,2025,24(08):70-72.

[3]任志刚,何慧峰,李旗.广义圆端形钢管混凝土短柱轴压承载力公式[J].建筑科学与工程学报,2024,41(01):115-127.

[4]阿里甫江·夏木西,史露江,伊尔潘江·艾力.基于统一理论的配筋钢管混凝土柱承载力研究[J].建筑结构,2023,53(21):44-50.

[5]高新禹,古金本,袁顺利,等.采用FRP､钢管､混凝土的组合柱轴压承载力统一计算公式[J].建筑结构,2024,54(18):152-158+135.

[6]李雨璇,马培建,周东明.基于Revit的缀板式钢管混凝土组合柱承载力计算[J].土木建筑工程信息技术,2025,17(02):27-32.

[7]黄定卓.关于现行规范单肢圆形实心钢管混凝土柱轴压承载力计算的比较[J].价值工程,2020,39(18):186-188.

[8]姜磊,刘永健,周绪红,等.钢管混凝土节点承载力计算方法[J].中国公路学报,2022,35(06):86-100.

[9]任志刚,刘闯,王丹丹,等.圆端形钢管混凝土短柱极限承载力计算方法研究[J].建筑结构,2021,51(07):38-45+37.

[10]韩林海.钢管混凝土结构-理论与实践(第四版)[M].科学出版社出版,2022.

[11]唐从荣,张明权.套箍系数对圆台形钢管混凝土柱轴压性能影响的有限元分析[J].新型建筑材料,2022,49(08):138-141+154.

文章来源:李飞,翟帅帅.钢管混凝土柱内套管连接方式下的轴压特性试验研究[J].中国建筑金属结构,2025,24(14):40-42.