任曼妮，范定坚

（1.哈尔滨工业大学 建筑设计研究院，黑龙江 哈尔滨 150090；2.陕西省现代建筑设计研究院 第一设计所，陕西 西安 710021）

0 引言

钢管混凝土柱是由钢管中填充混凝土而形成，在受压过程中，钢管对内部混凝土有约束作用.混凝土可以有效改善钢管管壁的稳定性，2 种不同性质材料的组合能够取长补短，弥补各自的材料缺点，有效提高截面刚度，减少屈曲的发生.但异形钢管混凝土中约束效应主要集中在角部，钢管管壁对混凝土约束较弱，局部屈曲问题比较突出，使得组合效应降低.为加强异形钢管与核心混凝土的共同作用，最有效的方法之一是在管内部增设加劲肋，可以提高钢管局部屈曲强度、钢管管壁与混凝土之间的黏结性能以及防止界面的脱空.

国内外学者对钢管混凝土柱进行相关研究[1-7]，刘洁[8]等以加劲肋刚度为参数，对加肋方钢管高强混凝土组合柱进行试验研究，得出设置加劲肋改变了管壁屈曲模态、应力路径并延缓管壁屈曲等结论.黄宏[9]等研究有无加肋的T 形钢管混凝土轴压短柱力学性能，结果表明：加劲肋有效提高T 形钢管混凝土轴压刚度和承载力；全贯通加肋方式对T 形钢管混凝土截面约束效应较明显.

上述文献已证实加劲肋对钢管混凝土柱受力性能影响较大，但研究主要集中在圆形和方形截面，“十”字形截面的研究相对欠缺.“十”字形钢管混凝土柱截面形状不仅具有较大的抗侧刚度和强度，还可以与建筑墙体布置配合，增加房间使用面积.因此，为研究加肋方式对钢管混凝土柱的轴压力学性能的影响情况，本文设计5 种不同加肋方式的“十”字形钢管混凝土柱和1 根无肋对比试件，通过有限元软件ABAQUS 对其力学性能展开分析.

1 试验设计

试验共设计6 个试件，其中1 个无加肋与5 个不同加肋形式“十”字形钢管混凝土构件，钢板及加肋厚度相同，均用t表示，mm；L为试件总长度，mm；a，b为各边长尺寸，c为试件Z-5 上加肋钢板长度，mm.截面尺寸见图1，模型柱参数见表1.

表1 模型柱参数Tab.1 model column parameters

图1 所有试件截面示意Fig.1 schematic diagram of all specimen sections

2 有限元模型建立

2.1 材料本构模型

钢材为Q345，屈服极限fy为310 MPa，泊松比Vs为0.3，弹性模量Es为2.06×105MPa，本构模型见图 2.混凝土等级为 C40，混凝土本构采用ABAQUS 中的混凝土塑性损伤模型，其本构关系参考文献[10]中提出的钢管混凝土本构关系，混凝土本构关系见图3.

图2 钢材本构关系Fig.2 steel stress-strain

图3 混凝土本构关系Fig.3 stress-strain for concrete

2.2 模型建立

“十”字形方钢管混凝土柱中，钢管和内部混凝土均采用C3D8R 实体单元，加劲肋通过S4R 壳单元模拟.钢管与混凝土之间的接触关系是建模的重点，两者相互作用中切向力采用库伦摩擦力，摩擦系数取0.25，法向接触通过“硬接触”来实现.加劲肋采用“拟钢筋”方法通过嵌入完成.将试件柱顶释放Y向位移，底端设置成完全固定，加载采用位移控制加载，有限元模型及边界条件见图4.

图4 各部件网格及模型边界条件Fig.4 mesh and the boundary conditions

2.3 有限元模型验证

为验证模型的合理性，选取文献[11]中无肋“L”形钢管混凝土短柱试件L-NR-2 和加肋“L”形钢管混凝土短柱试件L-WR-4 建立有限元模型.试件L-NR-2 和试件L-WR-4 的载荷-位移曲线计算值与试验值对比见图5，可以看出，两条曲线的极限承载力数值相近，整体趋势基本一致，说明建立的有限元模型的可靠性和合理性.

图5 试验与有限元载荷-位移对比Fig.5 test and finite element load-displacement

图6 为试件L-NR-2 和试件L-WR-4 的试件破坏结果对比.从图6 中可以看出，试件L-NR-2 试验与有限元模型破坏形态均在阳角面处出现较大鼓曲，试验破坏位置在柱中及柱中附近处，而有限元模型在柱端附近处；试件L-WR-4 有限元模拟和试验破坏形态中，鼓曲均集中在沿试件长度中部及中部附近，因此，有限元建模方法可以更好地模拟试件的实际应力情况.

图6 试件破坏结果对比Fig.6 comparison of test results

3 试验结果分析

3.1 承载力分析

表2 为各试件特征值，承载力提高程度为（某加肋试件承载力—无肋试件承载力）/无肋试件承载力取值.由表2 可知，加肋试件比无肋试件极限承载力提高幅度在21.4%～28.4%之间，“十”字形钢管混凝土柱承载力安全储备在1.087～1.206 内，表明加肋对“十”字形钢管混凝土柱承载力影响较大，试件Z-4 的安全储备值最大，加肋效果最佳.

表2 试验模拟结果Tab.2 experimental simulation results

3.2 轴压全过程的载荷分配

图7 为各试件各部分轴力分配全过程，由图7可知，钢材变化趋势与试件整体基本一致，屈服略早于试件整体的屈服；混凝土部分和试件整体几乎同时达到各自峰值点；在试件达到极限承载力时，试件Z-1～试件Z-6 中混凝土部分承担的载荷分别占总载荷61.7%、64.3%、63.6%、61.3%、62.1%、67.1%，说明试件Z-6 加肋方式对混凝土承载力提高效果最佳；试件Z-1～试件Z-6 试件中钢管部分承担的载荷分别占总载荷38.2%、29.9%、32.4%、31.3%、29.2%、27.9%，由于无肋试件钢管对混凝土约束较小，钢管分担较大承载力，钢管与混凝土协调受力较加肋试件弱，而试件Z-2～试件Z-6 钢管部分承担的载荷占比较为接近，可以看出加肋方式的不同对钢管分担承载力影响较小；试件Z-2～试件Z-6 中钢板肋部分承担的载荷分别占总载荷5.7%、3.9%、7.2%、8.6%、4.9%，在轴压全过程中加劲肋有效承担部分载荷，试件Z-5 加肋方式中加劲肋分担承载力占比最大，主要由于加劲肋设置在钢管壁上，能够有效延缓钢管壁向外的局部鼓曲，从而加强试件中钢管与核心混凝土协同工作性能.

图7 试件各部分轴力分配过程Fig.7 schematic of the axial force distribution curve of each specimen

3.3 钢管应力分析

图8 为各试件达到极限承载力时钢管管壁应力.由图8 可知，试件Z-1 钢管管壁中间出现应力不均匀现象，说明钢管管壁产生了局部鼓曲；钢管与加劲肋均端头应力较大，发生明显屈曲现象；所有试件靠近角部处的应力均较大；相比试件Z-1、试件Z-5，试件Z-2、试件Z-3、试件Z-4 和试件Z-6 加肋方式将试件分隔成若干腔室，使钢管壁对混凝土约束增大，钢管纵向应力提高；由于试件Z-5、试件Z-6 在钢管壁上加肋，钢管壁上应力较为均匀，能够效延缓钢管壁向外的局部鼓曲，改善钢管壁的稳定性.与试件Z-1 相比，加肋试件应力分布更加均匀，说明加劲肋可以使构件整体受力更加合理.

图8 钢管纵向应力分布（单位：MPa）Fig.8 stress map of concrete filled tube wall（unit：MPa）

3.4 混凝土应力分析

图9 为各试件在达到极限承载力时柱中部截面处纵向应力分布.从图9 可以看出：由于“十”字形截面中钢管对混凝土的约束效应主要集中在角部，因此试件Z-1 角部处混凝土的纵向应力要大于其他部位；与无肋试件相比，加肋试件的混凝土整体纵向应力得到显著提高；由于纵向加劲肋将试件Z-2分隔成5 个腔室，试件Z-3、试件Z-4 分隔成4 个腔室，加肋筋位置均位于阴角处并相连，改善了钢管对混凝土的约束；与无肋试件Z-1 相比，试件Z-5的纵向加劲肋位于钢管壁处，明显改善了阴角面钢管对混凝土约束作用；试件Z-6 加肋方式不仅将“十”字形钢管混凝土分隔成4 个腔面，而且加肋位于钢管壁上，有效提高钢管管壁和阴角处混凝土纵向应力；在5 种加肋方式中，试件Z-5 和试件Z-6纵向应力分布较为均匀.

图9 混凝土柱中截面的纵向应力分布（单位：MPa）Fig.9 longitudinal stress distribution in cross section of concrete column（unit：MPa）

4 结论

（1）相比无肋试件，加肋试件的轴压极限承载力明显提高，加劲肋使整个构件的受力更加合理；试件Z-4 加肋方式对“十”字形钢管混凝土柱轴压承载力提高效果最佳；

（2）试件Z-6 加肋方式对混凝土部分承载力提高效果最佳；由于无肋试件钢管对混凝土约束较小，钢管分担较大承载力，钢管与混凝土协调受力较加肋试件弱；加肋方式的不同对钢管分担承载力的影响较小；

（3）通过加肋方式将试件分隔成若干腔室，可以提高钢管壁对混凝土约束效应；将加肋钢板设置在钢管壁上，能够效延缓钢管壁向外的局部鼓曲，加强钢管与核心混凝土的共同作用，确保“十”字形钢管混凝土柱充分发挥力学性能优势.