內(nèi)置非貫通型鋼的鋼管約束RC柱抗震性能研究

趙 航，王秋維，史慶軒，王 璐

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2.陜西工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 土木工程學(xué)院，陜西 咸陽(yáng) 712000；3.西安建筑科技大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055)

鋼管約束鋼筋混凝土(steel tubed reinforced concrete，STRC)柱由Tomii等[1-2]于1985年提出，主要特點(diǎn)為鋼管于柱端斷開(kāi)不直接承擔(dān)豎向荷載，僅對(duì)核心混凝土提供約束作用，改善了鋼筋混凝土短柱的剪切破壞。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)STRC柱受力性能進(jìn)行了較多研究。Aboutaha等[3]采用6個(gè)足尺試件，對(duì)比分析了普通高強(qiáng)RC試件與STRC試件的抗震性能，發(fā)現(xiàn)鋼管約束可顯著提高試件延性，在較大位移時(shí)試件仍具有穩(wěn)定承載力。Sun等[4-6]通過(guò)39個(gè)方鋼管約束RC柱的擬靜力試驗(yàn)，分析了主要因素對(duì)抗震性能的影響，結(jié)果表明試件在高軸壓比下仍具有較好的延性，低剪跨比下可發(fā)生彎曲破壞，并且鋼管壁厚的影響在高軸壓比時(shí)較大。周緒紅等[7]對(duì)不同截面形式鋼管約束RC柱進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)同等軸壓比下，圓鋼管約束性能明顯優(yōu)于方鋼管。Zhou等[8-9]研究了鋼管約束型鋼混凝土柱抗震性能，在同等用鋼量時(shí)，其性能明顯優(yōu)于SRC柱，軸壓比對(duì)層間變形能力無(wú)明顯影響，建議工程實(shí)踐中可不限制軸壓比，型鋼設(shè)栓釘可改善黏結(jié)滑移破壞，但對(duì)抗震性能影響較小。為提高塑性鉸區(qū)方鋼管約束效果，Gan等[10]在STRC柱塑性鉸區(qū)方鋼管上設(shè)置斜向肋板，同等加載條件下，該形式表現(xiàn)出比圓鋼管約束RC柱更為優(yōu)越的性能?；谝延醒芯縖11]，STRC組合柱已在我國(guó)高層及大跨度結(jié)構(gòu)中得到應(yīng)用，典型建筑包括大連市體育館、大連市中國(guó)石油大廈等。

盡管STRC柱具有優(yōu)越的力學(xué)性能，但在實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)，STRC柱框架節(jié)點(diǎn)區(qū)域仍采用普通RC柱梁節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式。在STRC柱框架結(jié)構(gòu)中，由于柱的外包鋼管在節(jié)點(diǎn)處斷開(kāi)，沒(méi)有鋼管的有效約束，節(jié)點(diǎn)則會(huì)成為相對(duì)薄弱的部位。劉界鵬等[12]通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，采用普通構(gòu)造措施的STRC柱框架節(jié)點(diǎn)試件發(fā)生了節(jié)點(diǎn)區(qū)域混凝土壓潰破壞，其承載力比相同截面參數(shù)的短柱試件明顯偏低，可見(jiàn)在地震作用下，STRC柱框架結(jié)構(gòu)會(huì)有節(jié)點(diǎn)先于構(gòu)件破壞的安全隱患。山東青島海天中心項(xiàng)目[13]在應(yīng)用STRC柱時(shí)，通過(guò)設(shè)置型鋼短柱來(lái)改善節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度，使其達(dá)到“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)要求，受力形式簡(jiǎn)明清晰，施工方便，是一種較為合理的增強(qiáng)方案，其構(gòu)造如圖1所示。

當(dāng)型鋼短柱增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)性能時(shí)，部分伸入STRC柱中，改變了STRC柱塑性鉸區(qū)性能。文獻(xiàn)[14]表明，在RC柱塑性鉸區(qū)合理設(shè)置非貫通增強(qiáng)鋼管，可以有效提高塑性鉸區(qū)抗彎及塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力，與其構(gòu)造相似，利用伸入STRC柱內(nèi)型鋼提高柱塑性鉸區(qū)性能，更利于滿(mǎn)足“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)需求，提高結(jié)構(gòu)抗震性能，做到對(duì)型鋼短柱的充分利用。在此背景下，本文通過(guò)6個(gè)內(nèi)置非貫通型鋼STRC柱及2個(gè)無(wú)內(nèi)置型鋼試件的對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)合有限元分析，以型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度和軸壓比作為主要影響因素，探討內(nèi)置非貫通型鋼的STRC柱抗震性能，分析鋼管約束及型鋼增強(qiáng)機(jī)理，并提出合理的型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度，為型鋼增強(qiáng)STRC柱及節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)提供理論參考。

圖1 內(nèi)置型鋼增強(qiáng)STRC柱節(jié)點(diǎn)Fig.1 STRC column joint reinforced with built-in section steel

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

共設(shè)計(jì)6個(gè)內(nèi)置非貫通型鋼STRC柱，為便于對(duì)比，還設(shè)計(jì)了2個(gè)無(wú)型鋼的普通STRC柱。根據(jù)軸壓比的不同，試件可分為A、B兩組，對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)軸壓比nt分別為0.3和0.5，每組4個(gè)試件，根據(jù)柱預(yù)估塑性鉸長(zhǎng)度設(shè)計(jì)內(nèi)置型鋼，伸入長(zhǎng)度分別為100 mm，250 mm和450 mm。鋼管均采用Q235級(jí)鋼材，直徑D為273 mm，壁厚t為3 mm，縱筋均采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑14 mm，箍筋采用HPB300級(jí)鋼筋，直徑8 mm，型鋼采用Q235級(jí)鋼材，尺寸為148 mm×100 mm×6 mm×9 mm，栓釘直徑為10 mm，間距為150 mm，構(gòu)造形式及截面尺寸如圖2所示，試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)信息Tab.1 Design parameters of specimens

當(dāng)試件制作時(shí)，首先綁扎柱和底梁鋼筋骨架，支底梁模板，然后按要求尺寸切割鋼管和型鋼，并進(jìn)行組裝及定位，支腳手架進(jìn)行固定，最后進(jìn)行混凝土澆筑及養(yǎng)護(hù)，如圖3所示。為避免直接承擔(dān)縱向荷載，鋼管在柱根及加載端處斷開(kāi)15 mm，具體做法為：當(dāng)組裝鋼管時(shí)，定位鋼管底部距底梁頂面15 mm，先澆筑底梁混凝土，待其流動(dòng)性降低時(shí)澆筑柱體混凝土，最后在終凝前對(duì)斷開(kāi)處進(jìn)行修整，以確保鋼管壁下部無(wú)混凝土；在試件達(dá)到強(qiáng)度后，距頂部250 mm處采用角磨機(jī)環(huán)切鋼管15 mm，以避免鋼管承受縱向荷載。

圖3 試件制作Fig.3 Production of specimens

1.2 加載裝置及測(cè)量方案

試驗(yàn)加載裝置如圖4所示，試驗(yàn)采用荷載-位移混合控制加載方式。加載制度為：首先，采用200 t油壓千斤頂施加軸向荷載250 kN后卸載，消除試驗(yàn)設(shè)備的影響；然后，重新施加試驗(yàn)設(shè)計(jì)荷載保持恒定。豎向加載完成后，采用量程50 t液壓伺服作動(dòng)器在柱頂施加往復(fù)荷載，由MTS電液伺服加載系統(tǒng)控制。屈服之前采用荷載控制，荷載增量為10 kN，每級(jí)循環(huán)一次，屈服后改為位移控制，按屈服時(shí)柱頂側(cè)移的倍數(shù)加載，加載依次為Δy，1.5Δy，2.0Δy，…并在每級(jí)循環(huán)3次，加載至試件嚴(yán)重破壞或不能繼續(xù)承擔(dān)預(yù)設(shè)軸壓力時(shí)，停止加載。

1.反力架；2.反力墻；3.MTS作動(dòng)器；4.千斤頂；5.加載頭；6.試件；7.壓梁；8.基礎(chǔ)底梁。圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test setup

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)量測(cè)的主要內(nèi)容包括柱頂水平荷載和水平位移、鋼管縱、橫向應(yīng)變和型鋼翼緣縱向應(yīng)變。水平荷載和位移通過(guò)MTS作動(dòng)器荷載傳感器及柱頂位移計(jì)測(cè)量，底梁設(shè)置位移計(jì)用來(lái)消除試件整體滑移影響。鋼管和型鋼應(yīng)變則通過(guò)預(yù)先布置的應(yīng)變片及應(yīng)變花來(lái)測(cè)量，應(yīng)變數(shù)據(jù)通過(guò)TDS-630靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行采集，主要應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

1.4 材料力學(xué)性能

采用C40商品混凝土，同批澆筑，自然養(yǎng)護(hù)。并預(yù)留9個(gè)150 mm×150 mm×150 mm標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊同條件養(yǎng)護(hù)，測(cè)得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m為39.03 N/mm2，由此換算得到立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fcu,k為37.8 N/mm2，可見(jiàn)混凝土強(qiáng)度基本滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。鋼材按GBT 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[16]進(jìn)行試件取樣、制作及測(cè)試，結(jié)果如表2所示。

圖5 測(cè)點(diǎn)布置 (mm)Fig.5 Layout of measuring points (mm)

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel

2 破壞過(guò)程與形態(tài)

由于鋼管包裹鋼筋混凝土，加載過(guò)程中無(wú)法直接觀測(cè)到內(nèi)部混凝土的裂縫發(fā)展，肉眼可觀察到的破壞主要集中于柱根鋼管斷開(kāi)區(qū)域，各試件破壞現(xiàn)象相似，如圖6所示。以典型試件STRC-B-2為例描述破壞過(guò)程：加載初期，試件處于彈性階段，無(wú)明顯變化；隨水平荷載增加，柱根鋼管斷開(kāi)處出現(xiàn)細(xì)微水平裂縫；當(dāng)達(dá)屈服荷載時(shí)，形成明顯主裂縫，保護(hù)層有少量掉落；當(dāng)達(dá)峰值荷載時(shí)，低周反復(fù)過(guò)程中主裂縫貫通，鋼管與混凝土之間有顯著錯(cuò)動(dòng)；當(dāng)達(dá)極限荷載時(shí)，主拉裂縫寬度最大可達(dá)3 mm以上，受拉側(cè)鋼管底部與混凝土之間沿柱徑向脫開(kāi)。由于混凝土受壓膨脹，試件鋼管根部均產(chǎn)生了輕微鼓曲，高軸壓比下裂縫寬度普遍較小，受壓側(cè)混凝土壓酥剝落區(qū)域范圍較大。

圖6 試件STRC-B-2破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of the STRC-B-2

加載結(jié)束后，剝開(kāi)外包鋼管，加載方向核心混凝土破壞情況如圖7所示。由圖7可知，型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度不同，裂縫分布范圍及混凝土破壞程度不同。l=0與l=450 mm試件混凝土裂縫分布相近，主要集中在柱根100 mm范圍內(nèi)，但后者混凝土壓潰更為嚴(yán)重；l=100 mm與l=250 mm試件裂縫分布基本在型鋼內(nèi)置范圍內(nèi)。分析原因在于型鋼與混凝土之間存在滑移，l=100 mm與l=250 mm試件根部向上各截面抗彎承載力存在差異，裂縫分布范圍較廣，而l=450 mm試件型鋼與混凝土協(xié)同相對(duì)較好，各截面承載力差異小，破壞則主要集中受彎最大處。

圖7 核心混凝土破壞形態(tài)Fig.7 Failure mode of the core concrete

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線(xiàn)

圖8為各試件滯回曲線(xiàn)，其中P和Δ分別為柱端水平荷載和水平位移。由圖8可知：

(1) 加載初期，試件滯回曲線(xiàn)基本為直線(xiàn)，幾乎沒(méi)有殘余變形；達(dá)到屈服時(shí)曲線(xiàn)斜率逐漸減?。环逯岛奢d后，承載力緩慢下降，殘余變形顯著，同一級(jí)位移下，滯回環(huán)基本重合，鋼管的約束作用延緩了混凝土損傷發(fā)展。

(2) 軸壓比越低，試件的滯回曲線(xiàn)捏縮現(xiàn)象越顯著，這種現(xiàn)象只要由受拉裂縫的張開(kāi)閉合所導(dǎo)致，試件從卸載到反向加載過(guò)程中，裂縫逐漸閉合，受拉側(cè)轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌海芽p閉合前僅縱筋受壓，剛度顯著下降，裂縫閉合后，縱筋與混凝土共同承荷，剛度則轉(zhuǎn)而增大，由此滯回曲線(xiàn)產(chǎn)生捏縮；當(dāng)軸壓比較高時(shí)，裂縫的張開(kāi)幅度較小，閉合較快，捏縮現(xiàn)象則較輕。

(3) 內(nèi)置型鋼可顯著改善滯回曲線(xiàn)的捏縮現(xiàn)象，主要在于內(nèi)置型鋼可提高試件的受壓剛度，內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度越大，型鋼與混凝土協(xié)同變形越好，抗彎性能則發(fā)揮越充分，相應(yīng)滯回曲線(xiàn)則越飽滿(mǎn)。

圖8 試件滯回曲線(xiàn)Fig.8 Hysteresis curves of specimens

3.2 骨架曲線(xiàn)及變形能力分析

取各試件滯回曲線(xiàn)中每級(jí)第一次循環(huán)正負(fù)向荷載峰值點(diǎn)連線(xiàn)為骨架曲線(xiàn)，圖9反映了內(nèi)置型鋼對(duì)骨架曲線(xiàn)的影響。通過(guò)對(duì)比可知：

(1) 各試件初始剛度相近，高軸壓比試件略高一些，骨架曲線(xiàn)軟化段較為平緩，柱變形較大時(shí)依然具有較好的承載能力。

(2) 內(nèi)置型鋼采用不同長(zhǎng)度l時(shí)，柱承載力提高程度不同，當(dāng)l=100 mm時(shí)，承載力提高較小，兩種軸壓比下(軸壓比為0.3、0.5)提高幅度僅為7.9%，4.4%；l=250 mm時(shí)，承載力提高幅度明顯增大，可達(dá) 40.2%，23.3%；當(dāng)l=450 mm時(shí)，承載力提高幅度又有所減小，降至0.9%，6.9%?？梢?jiàn)內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度在一定范圍內(nèi)影響較為顯著，過(guò)長(zhǎng)時(shí)承載力進(jìn)一步提高有限。

圖9 內(nèi)置型鋼對(duì)骨架曲線(xiàn)的影響Fig.9 Effect of the length of built-in section steel on skeleton curve

通過(guò)位移延性系數(shù)μ和位移轉(zhuǎn)角θ分析各試件變形能力。屈服位移Δy采用能量法確定，極限位移Δu取荷載下降至85%峰值荷載時(shí)的位移，對(duì)應(yīng)的位移轉(zhuǎn)角θ為柱端位移與柱高的比值，具體數(shù)值如表3所示。由表3可知：

(1) 與無(wú)型鋼試件相比，內(nèi)置型鋼試件延性系數(shù)μ并沒(méi)有明顯提升，原因在于內(nèi)置型鋼試件中，屈服位移角θy和極限位移角θu均有明顯提升，而僅對(duì)比極限位移角θu可知，內(nèi)置型鋼有效的提高了試件的塑性變形能力。

(2) 內(nèi)置型鋼試件中，隨l增大，θy和θu雖均有提升，但θu提升更快，延性系數(shù)μ也隨之增長(zhǎng)，試件變形能力隨之增強(qiáng)。

(3) 相同內(nèi)置長(zhǎng)度時(shí)，高軸壓比試件μ值和θ值小于低軸壓比試件，但兩者之比均在80%以上，且所有試件中延性系數(shù)最小值為3.97，表明內(nèi)置非貫通型鋼的STRC柱在高軸壓下依然具有較好的變形能力。

表3 試件變形能力Tab.3 Deformation capacity of specimens

3.3 耗能能力

試件耗能能力通常采用等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq和累積耗能E來(lái)評(píng)價(jià)，其值越大代表耗能能力越高，由圖10可知：

(1) 試件從進(jìn)入屈服到最終破壞，ζeq隨位移接近線(xiàn)性增長(zhǎng)，耗能隨位移增大而增大。相同位移時(shí)，內(nèi)置型鋼試件ζeq值均大于無(wú)型鋼試件；加載結(jié)束時(shí)，無(wú)內(nèi)置型鋼試件中ζeq最大值為0.28，內(nèi)置型鋼試件中ζeq最小值為0.34，最大值為0.43，表明內(nèi)置型鋼可顯著提高STRC柱耗能能力。

(2) 型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度越長(zhǎng)，試件E值越高，耗能能力越強(qiáng)；軸壓比越高，混凝土受壓面積越大，裂縫閉合較早，試件前期E值略高一些。后期由于混凝土壓潰嚴(yán)重，延性下降，E值則小于低軸壓比試件。

圖10 試件耗能Fig.10 Energy dissipation of specimens

4 有限元分析

4.1 模型建立

為進(jìn)一步明確組合柱的抗震機(jī)理，采用通用有限元軟件ABAQUS建立模型，典型模型如圖11所示。其中混凝土和型鋼采用C3D8R減縮積分單元，鋼筋采用T3D2桁架單元，鋼管采用S4R殼單元。采用“嵌入”(embed)方式將鋼筋籠內(nèi)置混凝土柱及底梁中。鋼管與混凝土界面間、型鋼與混凝土界面間法向均采用“硬接觸”(hard contact)來(lái)考慮界面之間擠壓與張開(kāi)，切向采用罰函數(shù)來(lái)考慮滑動(dòng)和摩擦，摩擦因數(shù)μ均取用0.6，鋼管與混凝土平均黏結(jié)應(yīng)力取為0.6 MPa[17]，型鋼與混凝土之間的平均黏結(jié)應(yīng)力則按文獻(xiàn)[18]公式取值。試驗(yàn)結(jié)果顯示柱根鋼管斷開(kāi)截面會(huì)產(chǎn)生一條顯著的水平主裂縫在加載過(guò)程中張開(kāi)與閉合，通過(guò)在柱根與底梁界面之間設(shè)置“黏結(jié)行為”(cohesive behavior)來(lái)考慮此特征，其中界面法向極限應(yīng)力取為混凝土拉應(yīng)力。

圖11 有限元模型Fig.11 The finite element model

模型邊界條件為：限制底梁下部轉(zhuǎn)動(dòng)和平動(dòng)全部6個(gè)自由度；限制柱頂繞X，Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)和Y方向平動(dòng)。鋼材采用雙折線(xiàn)隨動(dòng)強(qiáng)化模型，混凝土采用塑性損傷模型(concrete damaged plasticity)，損傷因子則采用文獻(xiàn)[19]計(jì)算方式，并經(jīng)過(guò)大量試算確定相關(guān)系數(shù)nc=2.3，nt=1.1。

4.2 模型驗(yàn)證

各試件滯回曲線(xiàn)模擬與試驗(yàn)對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖8，兩者曲線(xiàn)吻合較好，水平荷載峰值的誤差為2.4%，比值的方差為0.07。破壞形態(tài)以典型試件STRC-B-2為例說(shuō)明，如圖12所示，損傷主要集中在內(nèi)置型鋼高度范圍，柱根兩側(cè)損傷最嚴(yán)重，中部次之，模擬與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。為進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模擬的有效性，對(duì)比試件型鋼應(yīng)變分布，如圖13所示，模擬與試驗(yàn)數(shù)值相近，發(fā)展規(guī)律相同。綜上可見(jiàn)，有限元模型具有較好的適用性。

圖12 試件STRC-B-2破壞形態(tài)對(duì)比Fig.12 Failure modes of the STRC-B-2

圖13 型鋼荷載-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.13 Load-strain curves of the section steel

4.3 受力機(jī)理分析

4.3.1 鋼管約束作用

以典型試件STRC-B-2為例，取鋼管不同測(cè)點(diǎn)處的應(yīng)變探討其約束作用機(jī)理，荷載與應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)如圖14所示，其中h為鋼管不同測(cè)點(diǎn)高度。由圖14可知：

(1) 當(dāng)h=30 mm時(shí)，正向加載時(shí)橫向應(yīng)變?chǔ)舎隨位移增大而增大，卸載時(shí)應(yīng)變減小，負(fù)向加載時(shí)基本保持不變，峰值荷載前εh達(dá)到屈服應(yīng)變?chǔ)舮(值為0.001 658)，加載過(guò)程中εh始終大于縱向應(yīng)變?chǔ)舦，表明根部鋼管主要發(fā)揮橫向約束作用。

(2) 當(dāng)h=250 mm和h=450 mm時(shí)，加載過(guò)程中εv顯著大于εh，縱向應(yīng)變?chǔ)舦在反復(fù)加載中拉壓應(yīng)變數(shù)值相近，最大值接近εy，表明鋼管發(fā)生了明顯的彎曲變形，其截面抗彎作用大于橫向約束作用。

從有限元模擬結(jié)果中提取峰值荷載對(duì)應(yīng)的鋼管應(yīng)力分布，如圖15所示。鋼管的縱向應(yīng)力呈中部大，向兩端遞減的特征，應(yīng)力最大值可達(dá)270 MPa以上，經(jīng)計(jì)算，STRC-B-1～STRC-B-3試件中鋼管彎矩占型鋼-混凝土過(guò)渡截面總彎矩的16.3%，36.8%，40.2%?？梢?jiàn)，鋼管抗彎作用在過(guò)渡截面的貢獻(xiàn)不宜忽視。

圖14 鋼管荷載-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.14 Load-strain curves of the steel tube

圖15 鋼管縱向應(yīng)力分布Fig.15 Stress distribution of the steel tube

4.3.2 型鋼抗彎性能

型鋼抗彎性能的發(fā)揮程度可通過(guò)其根部翼緣縱向應(yīng)變?chǔ)舦來(lái)反映，以STRC-B系列為例，取h=30 mm高度處的應(yīng)變進(jìn)行分析(見(jiàn)圖13)。由圖13可知：

(1) 型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度l=100 mm試件中，測(cè)點(diǎn)縱向受壓應(yīng)變大于受拉應(yīng)變，但兩者均遠(yuǎn)小于εy，表明型鋼抗彎作用發(fā)揮不足，縱向壓應(yīng)變主要由軸向壓力產(chǎn)生。

(2)l=250 mm與l=450 mm試件中，型鋼應(yīng)變迅速增長(zhǎng)，峰值位移時(shí)拉壓應(yīng)變均已超過(guò)εy，其中l(wèi)=250 mm 試件受壓應(yīng)變大于受拉應(yīng)變，l=450 mm試件中受拉應(yīng)變大于受壓應(yīng)變，表明型鋼隨l增大受彎更加充分。

為進(jìn)一步研究型鋼抗彎作用，從模擬結(jié)果中提取柱底型鋼彎矩和加載位移關(guān)系曲線(xiàn)，如圖16所示，曲線(xiàn)包圍面積為型鋼受彎時(shí)的耗能E。對(duì)E進(jìn)行求解可得，l=100 mm試件耗能僅為11.9 kN·m2，而l=250 mm 和l=450 mm試件耗能增大到126.4 kN·m2和199.7 kN·m2，進(jìn)一步驗(yàn)證了型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度越長(zhǎng)，受彎越充分。

圖16 型鋼彎矩-位移關(guān)系曲線(xiàn)Fig.16 Bending moment-displacement relation curve of section steel

內(nèi)置型鋼主要受力來(lái)自與混凝土的接觸作用，由于非貫通，作用力可分解為：水平向正應(yīng)力σh、豎向正應(yīng)力σv、水平向切應(yīng)力τh和豎向切應(yīng)力τv(含栓釘作用力)，如圖17所示。各應(yīng)力相應(yīng)引起型鋼根部彎矩為Mσh，Mσv，Mτh，Mτv，在此忽略弱軸方向作用影響。

圖17 型鋼與混凝土界面應(yīng)力Fig.17 Interface stress between section steel and concrete

在不同參數(shù)下，各界面應(yīng)力大小不同，對(duì)型鋼根部產(chǎn)生彎矩不同，以試件STRC-B-2參數(shù)為基礎(chǔ)進(jìn)行擴(kuò)展分析，變化參數(shù)為：內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度100～600 mm，長(zhǎng)度間隔為50 mm，試驗(yàn)軸壓比取0.1～0.7，鋼管厚度1.5～3.5，剪跨比取2～5，配筋率取1.1%～4.4%。結(jié)果表明，各應(yīng)力主要受軸壓比和型鋼長(zhǎng)度影響，提取各應(yīng)力在型鋼根部產(chǎn)生彎矩如圖18所示。由圖18可知：

(1) 軸壓比越大，Mσv越大，當(dāng)l較小時(shí)，σv為產(chǎn)生彎矩的主要作用力。

(2)l越長(zhǎng)，Mσh越大，且隨軸壓比的減小而增大；各試件中Mτh和Mτv相對(duì)較小，原因在于混凝土與型鋼之間發(fā)生了滑移，τh和τv數(shù)值相對(duì)較小。

(3) 對(duì)比l=400～600 mm各試件，各應(yīng)力產(chǎn)生彎矩大小及占比分布基本相同，主要由σh產(chǎn)生。

圖18 型鋼彎矩各分量占比Fig.18 Proportion of the bending moment of section steels

可見(jiàn)，σh和σv是產(chǎn)生型鋼根部彎矩的最主要因素，當(dāng)l過(guò)短，σh作用力臂較短，抗彎作用不易發(fā)揮；增大l，力臂增大，型鋼受彎增大;當(dāng)l超過(guò)一定值時(shí)，型鋼根部彎曲充分，增大l彎矩不再明顯提高，反而增大了用鋼量。

4.4 內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度取值

合理的內(nèi)置長(zhǎng)度應(yīng)當(dāng)便于型鋼抗彎性能的發(fā)揮，同時(shí)節(jié)省材料。為了確定合理的內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度，以水平承載力P和型鋼彎曲耗能E作為主要指標(biāo)，分析在各參數(shù)下受l變化的影響，結(jié)果如圖19所示，其中最大值Pmax和Emax取型鋼貫通時(shí)的數(shù)值。由圖19可知，P和E隨l增大過(guò)程中存在明顯轉(zhuǎn)折，轉(zhuǎn)折點(diǎn)前P和E隨l增大而增大，轉(zhuǎn)折點(diǎn)后P和E增幅顯著降低，趨于常值，容易判斷，轉(zhuǎn)折點(diǎn)前型鋼受彎未充分，性能發(fā)揮不足，轉(zhuǎn)折點(diǎn)后受彎較為充分，承載力及耗能不再明顯提升，轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)l即為合理內(nèi)置長(zhǎng)度。

由于型鋼受彎由不足到充分的轉(zhuǎn)變發(fā)生在一個(gè)范圍，當(dāng)轉(zhuǎn)折點(diǎn)橫坐標(biāo)取l=2.2D時(shí)，相應(yīng)P和E可達(dá)最大值的99%和99%以上；取l=1.5D時(shí)，則P和E可達(dá)最大值的98%和96%以上；取l=1.3D時(shí)，則P和E可達(dá)最大值的90%和82%以上。綜合考慮型鋼用鋼量以和性能的發(fā)揮程度，以及工程實(shí)踐過(guò)程中的不確定因素，建議在常用含鋼率條件下，設(shè)計(jì)中l(wèi)取值在1.5D～1.7D。

圖19 承載力及彎曲耗能歸一化處理Fig.19 Normalization of the bearing capacity and bending energy dissipation

5 結(jié) 論

(1) 各試件破壞模式均為壓彎破壞，柱根兩側(cè)混凝土壓酥剝落嚴(yán)重，裂縫分布范圍隨內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度增大而增大，內(nèi)置長(zhǎng)度超過(guò)某一定值后混凝土損傷則縮小至柱根區(qū)域，根部鋼管有輕微鼓屈。每級(jí)位移循環(huán)中，承載力及剛度退化不明顯，加載后期仍具有較好的受荷能力。

(2) 試件軸壓比越高，水平承載力越大，延性則越低；鋼管根部主要提供橫向約束，中部則彎曲變形明顯，向兩端遞減，型鋼-混凝土過(guò)渡截面中鋼管抗彎占比最大可超40%，可顯著提高過(guò)渡截面抗彎承載力。

(3) 內(nèi)置型鋼可明顯增強(qiáng)STRC柱承載力、變形能力及耗能能力等，增強(qiáng)程度主要取決于型鋼受彎程度，當(dāng)內(nèi)置型鋼長(zhǎng)度l較短時(shí)，受彎程度小，抗彎性能不易發(fā)揮；增大l后，型鋼受彎程度增大，STRC柱抗震性能隨之增強(qiáng)；當(dāng)型鋼受彎較充分后，增大l則不再明顯提升試件性能。

(4) 有限元擴(kuò)參分析表明，不同參數(shù)下型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度l變化對(duì)水平承載力P及型鋼受彎耗能E的影響規(guī)律相近，為充分發(fā)揮鋼材抗彎性能，滿(mǎn)足承載力及變形的同時(shí)節(jié)省材料，在STRC柱及節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中，建議非貫通型鋼內(nèi)置長(zhǎng)度取1.5D～1.7D。