锥形高强中空夹层薄壁钢管混凝土构件力学行为及规范适用性研究

王先铁、彭星、张家平、

严陈壮、李新庚、严凤杰

摘要：考虑内层钢管径厚比（35~100）、外层钢管径厚比（50~120）、空心率（0.72~0.85）等因素，对钢管的截面进行有限元分析，得出钢管截面为矩形截面时，截面为矩形的截面为矩形。 、是否设置纵向加劲肋等因素，对Q690D钢、C120混凝土制成的5组10个锥形高强空心夹层薄壁钢管混凝土试件进行了纯弯曲试验，分析了试件的破坏模式、弯矩-挠度关系曲线、对构件的承载力、刚度及应变发展进行了分析，研究了现有规范对锥形高强空心夹层薄壁钢管混凝土构件弯曲承载力及弯曲刚度计算的适用性。结果表明：当受拉区外钢管屈服后，试件进入弹塑性阶段，随着荷载的增加，中和轴位置逐渐上移，各试件的变形发展均符合平截面假定。随着空心率、内外钢管直径与壁厚比的增加，试件的极限弯曲承载力和刚度降低；设置纵向全长加劲肋可有效提高试件的极限弯曲承载力。试件。与无肋试件相比，加肋试件极限弯曲承载力提高了7.29%~20.18%。当试件的空心率和内(外)钢管直径与厚度的比值在极限范围内时， T/CEC 185-2018 承载力计算结果偏保守;对于超限试件,T/CEC 185-2018 和 EC 4 承载力计算结果不安全。对于空心率小于 0.82 的试件,计算结果T/CEC 185-2018和EC 4的弯曲刚度值接近实验值。

关键词：高强材料；空心夹层薄壁钢管混凝土构件；大空心率；弯曲性能；试验研究

摘要：对采用 Q690D 钢材和 C120 混凝土的锥形高强度薄壁双壁钢管混凝土构件进行了抗弯试验，考虑了内层钢管径厚比 (35 ~100)、外钢管径厚比(50~120)、空心率(0.72~0.85)以及使用纵向加强筋等因素，对构件的破坏模式、弯矩-挠度曲线、分别分析了构件的承载力、刚度和应变发展。

此外，对楔形高强CFDST构件抗弯承载力及刚度计算规范的适用性进行了分析。研究结果表明：试件在外层钢管屈服后进入非弹性阶段，当试件达到极限承载力时，进入塑性阶段，随着荷载的增加中性轴逐渐上移，各试件的变形发展均遵循平截面假设，试件的极限抗弯承载力和刚度随空心率的增加而减小，内外钢管的径厚比。

纵向加劲肋可有效提高试件的极限抗弯承载力，与无筋试件相比，加劲肋加固试件的极限抗弯承载力提高了7.29%~20.18%。T/CEC 185—2018对空心试件的抗弯承载力要求较为保守计算承载力时，内（外）钢管的直径与厚度之比不得超过限值，超过限值则不安全。另外，对于空心率小于0.82的试件，计算值T/CEC 185—2018和EC 4的弯曲刚度与试验值接近。

关键词：高强材料；双壁钢管混凝土构件；大空心率；柔性行为；试验研究

近年来,研究人员根据输电塔、高架桥墩、风电塔架、海洋平台柱等建筑物的受力特点,结合空心夹层钢管混凝土构件的特点,提出了锥形空心夹层钢管混凝土构件,以更好地适应上述结构（构件）弯矩自下而上逐渐减小的受力特点，已逐渐在工程中得到应用[1-2]。与钢管混凝土构件相比，锥形空心夹层钢管混凝土构件具有截面更宽，具有抗弯刚度大、延性好、自重轻等优点，提出了由高强钢管和高强混凝土组成的大空心率、大径厚比锥形空心夹层钢管混凝土构件本文可提高构件的承载能力，减轻构件重量，实现预制、装配化。

国内外学者对空心夹层钢管混凝土构件的力学性能进行了一系列研究，其中KOJIRO等[3]对12根圆形空心夹层钢管混凝土深梁进行了弯曲试验，分析了直径对构件力学性能的影响内外钢管厚度比对构件破坏模式的影响。HASSANEIN 等 [4] 研究了圆形空心夹层钢管混凝土短柱轴压性能，确定了钢管与混凝土的本构模型组合陈等[5]对9根空心夹层钢管混凝土短柱进行了轴压试验，修订了空心夹层钢管混凝土构件承载力计算公式。陶钟等[6-7]对空心夹层钢管混凝土构件进行了纯弯曲试验，结果表明，空心夹层钢管混凝土构件的承载力计算公式准确可靠。对圆形空心夹层钢管混凝土构件进行了承载力和偏心受压试验研究，提出了构件弯曲承载力和压弯承载力的计算方法。黄宏等[8-9]对圆形和方形空心夹层钢管混凝土构件进行了单调荷载和往复荷载作用下的试验研究，并分析了构件的破坏模式。韩等[10]对锥度对构件抗拉强度影响进行了试验研究。空心夹层钢管混凝土构件轴压承载力研究。李等[11]对空心夹层钢管混凝土锥形短柱与直柱的破坏模式进行了试验对比分析，提出了空心夹层钢管混凝土构件轴压承载力的计算公式圆锥形构件抗压承载力研究。赵琳等[12]利用有限元软件对超高强圆锥形空心夹层钢管混凝土构件的弯曲性能进行了数值模拟，分析了混凝土与构件间相互作用力的变化规律。内、外钢管。刘涵，石艳丽等。 [13-15] 完成了大空心率锥形空心夹层钢管混凝土构件偏心受压、纯弯曲及压弯滞回性能试验研究，并对其基本力学性能和抗震性能进行了较为系统的研究王等[16]对12个不同空心率、不同剪跨比的锥形空心夹层钢管混凝土构件进行了纯弯曲试验研究，分析了试件的弯曲性能和受力机理，提出采用等效截面计算构件弯曲承载力。综上所述，现有研究多集中于由普通强度钢管和普通强度混凝土组成的空心夹层钢管混凝土构件，且大部分研究参数在规范范围内对于采用空心率及径厚比过大的高强度材料制成的锥形空心夹层钢管混凝土构件的弯曲性能，目前尚未见相关研究。

本文对Q690D型钢与C120混凝土锥形空心夹层薄壁钢管混凝土构件的抗弯性能进行了试验研究，分析了该类构件的抗弯承载力、破坏模式、受力机理，并分析比较了其适用性。对相关规范中锥形高强空心夹层薄壁钢管混凝土构件抗弯承载力及刚度计算公式的探讨。

1 实验概述

1.1 试样设计

设计5组10个试件，试件长度均为1 500 mm，内、外钢管直径由下至上呈直线减小，锥度θ为0.02（θ=（Do-do）/（2l）试件示意图及截面形式如图1所示，主要研究参数包括内层钢管径厚比Di/ti、外层钢管径厚比Do/ to、空心率χ（χ=Di/(Do-2to)）、是否设置纵向加强筋。其中，内层钢管径厚比为35~100；外层钢管径厚比为40~60。厚度比为50~120；中空率为0.72~0.85（参照规范，Q690钢管内、外层钢管径厚比限值分别为34、51，中空率限值0.75[17]）其中：Do、Di分别为大头截面外、内钢管直径；do、di分别为小头截面外、内钢管直径；to、ti分别为壁厚分别为外、内钢管的厚度；内、外钢管的径厚比和空心率按试件大头截面计算；l为试件总长度。为了减少径厚比、空心率超过极限带来的不利影响，在内外钢管上设置了4条纵向加强筋。制作试件时，内、外侧加劲肋与钢管错开45°，试件规格见表1，试件编号中A代表无肋试件，B代表有肋试件，内、外侧加劲肋与钢管错开45°，试件规格见表1，试件编号中A代表无肋试件，B代表有肋试件。试件外层钢管及加劲肋采用Q690D型钢，端板采用Q345B型钢，夹层混凝土强度等级为C120。钢管加劲肋沿试件长度方向布置。为保证为保证夹层混凝土的完整性，加劲肋宽度为夹层混凝土厚度的2/3，内、外层钢管加劲肋厚度分别与内、外层钢管厚度相同。

图1 试件示意图及截面形式

图1 试件示意图及截面形状

1.2 材料的力学性能

材料性能试样的制备按照《钢铁及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975-2018）[18]的要求进行，试样分别从内圈相应位置切取。及外层钢管和加强筋，共3组9个试件，拉伸试验按《金属材料拉伸试验第1部分室温试验方法》（GB/T 228.1 -2010)[19]。材料性能试验结果如表2所示。

混凝土强度等级为C120。试件制备和养护按照《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T 50081-2019）[20]的相关要求进行。养护28天后，测得混凝土立方体抗压强度fcu为132.33 MPa，轴心抗压强度fc为117.38 MPa，弹性模量Ec为4.49×104 MPa。

1.3 加载装置及测量方案

试验在5000kN电液伺服压剪试验机上进行，试验装置如图2所示。试验采用三点加载，为保证试件在弯曲过程中的自由变形，在试验台上设置支撑处采用弧板。

图 2 测试设置

图2测试设置

在荷载达到估算极限承载力的80%之前，每次荷载增量为试件估算极限承载力的1/10；在荷载达到估算值的80%之后，每次荷载增量为试件估算极限承载力的1/20预估值。当荷载接近预估极限承载力时，进行缓慢连续加载。当跨中最大挠度δm超过试件长度的1/30时，采用位移控制加载。试验当满足下列三个条件之一时终止: (1) 荷载降至试件极限荷载的 85%; (2) 试件出现钢管撕裂、焊缝开裂等损伤; (3) 荷载达到最大加载缸的范围。

试件测点布置如图3a所示，在试件跨中、三点及距试件底部支座280mm处共布置5个位移计，测量试件的挠度变化。在试件跨中处及距试件跨中150mm处外侧钢管上从压缩区到拉伸区等间距布置8个纵向应变计和8个环向应变计，测量试件的应变標本。其中小截面侧应变计编号为T1-1~T1-8和L2-1~L2-8，跨中截面应变计编号为T3-1~T3-8和L4-1~L4-8，大截面侧面的应变计编号为T5-1~T5-8和L6-1~L6-8，其中“T”和“L”代表周向和纵向，且T1-1~T1-8从受压区开始按逆时针方向编号。

图3 测量点布置

图3 测点布置

2 试验结果与分析

2.1 试验现象及失效模式

各试件破坏形貌如图4所示。加载初期，试件变形缓慢，跨中无明显变形；随着荷载的增加，试件发出连续的巨响，弯曲变形越来越明显，两端向上倾斜，中间挠度不断增大。试件达到极限承载力后，荷载开始缓慢减小，此时挠度明显增大。最后，外层试件SW-2、SW-3、SW-4B、SW-5B跨中小头附近拉伸侧外钢管被撕裂，大头附近拉伸侧外钢管被撕裂。试件SW-4A跨中发生撕裂，其余试件外侧钢管均未发生断裂，各试件试验现象基本相同。

图4 试件破坏形貌

图4 试件的失效模式

图5为SW-1A试件挠度沿试件长度方向的变化情况，各试件挠度发展情况基本一致，图5中横轴为底部两支座间距离，原点为试件直径较大的截面位置，纵轴为试件在加载过程中的挠度。当荷载达到极限承载力1,722kN时，试件的挠度没有明显增加，最大挠度位于跨中，两侧变形对称。随着加载的继续，试件的挠度明显增大。由于试件的横截面尺寸沿长度方向呈线性变化，其弯曲刚度也逐渐变化，试件小头部由于刚度较小，弯曲变形较大；加载过程中挠度曲线与半正弦波曲线基本重合，试件均表现出良好的延性。

图5 试件SW-1A挠度曲线

图5试件SW-1A的挠度曲线

试验结束后将所有试件外钢管剖开，观察试件内部拉区、压区夹层混凝土破坏情况，如图6所示。拉区混凝土裂缝均为垂直于试件内表面的横向裂缝试件长度方向受力较大，由于小头加载点处截面尺寸较小，导致横向裂缝进一步扩展，在已有裂缝两侧不断产生新的裂缝，裂缝宽度较大且分布较为均匀（图6a）。其中，试件SW-4A由于试验过程中加载平台倾斜，在大头加载点处与分布梁接触，最终破坏发生在靠近受拉面的一侧跨中大头（图6b）。加载点受压区混凝土因应力集中而被压溃，加载点之间的混凝土沿试件长度方向出现纵向裂缝，裂缝宽度较小（图6c）。

图6 混凝土开裂

图6混凝土裂缝

带肋试件受拉区层间混凝土裂缝开展情况如图6d所示，而无肋试件受拉区混凝土裂缝间距较小，且分布较为密集，其原因是带肋试件设有纵向全长加劲肋，提高了试件的整体性，为受拉区混凝土分担了更多的拉力，从而减缓了受拉区混凝土的开裂。

2.2 弯矩-跨中挠度曲线

各组试件弯矩-跨中挠度曲线如图7所示，试件SW-1~SW-5弯矩-跨中挠度曲线趋势基本一致，试件SW-1为空心率最大、内外钢管径厚比最大的试件，荷载达到峰值点后，曲线出现明显的下降段，弯矩-跨中挠度曲线包括弹性阶段、弹塑性阶段和塑性阶段。加载初期，试件处于弹性阶段，弯矩和挠度呈线性增加，曲线基本为平直，斜率较大；当外层最大纵向应变钢管达到0.01时，外层钢管开始屈服，试件进入弹塑性阶段，试件变形增长率快于外加荷载增长率，曲线斜率继续减小；当达到最大荷载时，试件进入塑性阶段，跨中挠度发展较快，弯矩达到峰值点后缓慢减小，曲线基本趋于平缓。

图7 弯矩-跨中挠度曲线

图7 弯矩跨中挠度曲线

2.3 承载力与刚度

各试件弯曲承载力见表3，与SW-5组试件相比，空心率、内层钢管径厚比一定，当外层钢管径厚比增大（厚度减小)，试件弯曲刚度与承载力均有所降低；与SW-2组试件和SW-3组试件相比，空心率、外层钢管径厚比均相同。当内层钢管径厚比增大（壁厚减小），试件弯曲刚度及承载力均有所降低，与同组带肋试件和无肋试件相比，弯曲承载力有所提高分别增长14.16%、8.67%、15.90%、20.18%和7.29%。结合图7可知，纵向全长加劲肋的设置对试件的延性影响不大，但增强了试件的整体性，可显著提高其弯曲承载能力。

取试件0.2倍极限弯曲承载力试验值对应的割线刚度为初始弯曲刚度K0，取0.6倍极限弯曲承载力试验值对应的割线刚度为弯曲服役阶段试件的抗弯刚度Ku[21]。各组试件的抗弯刚度见表4。与SW-5组试件相比，SW-4组试件具有一定的空心率，且内衬钢管径厚比。当外层钢管径厚比增大(壁厚减小)时,带肋试件的初始弯曲刚度减小23.51%,服役阶段弯曲刚度减小降低了28.42%；带肋试件初始弯曲刚度降低了16.90%，使用阶段弯曲刚度降低了13.34%。与SW-3组试件相比，SW-2组试件的空心率和外层钢管径厚比不变，当内层钢管径厚比增大（厚度降低），带肋试件初始弯曲刚度降低了10.08%，服役阶段弯曲刚度降低了9.95%；带肋试件初始弯曲刚度降低了13.58%，服役阶段弯曲刚度降低了服役阶段初始抗弯刚度降低了20.94%。纵向加劲肋的设置提高了试件的整体工作性能。与带肋试件相比，带肋试件SW-1B~SW-5B的初始抗弯刚度提高了14.03分别为%、9.54%、13.98%、22.36%和12.62%。

2.4 应变分析

2.4.1 适应性发展

不同荷载作用下，各试件跨中截面应变沿截面高度的变化情况基本相同。以空心率过大、内外钢管径厚比较大的SW-3组试件为例，跨中截面纵向应变如图8所示，在外层钢管最大纵向应变达到0.01之前，跨中纵向应变沿截面高度基本呈线性变化。随着弯矩的增加，跨中纵向应变沿截面高度基本呈线性变化。中性轴逐渐向压缩区移动，说明各试件在弯曲过程中的变形发展符合平截面假设。带肋试件的压缩区高度大于无肋试件，这是因为肋的设置加劲肋降低了钢管壁的纵向应力，从而增加了受压区高度，提高了钢管的弯曲承载能力和延展性。

图8 SW-3组试件外层钢管跨中截面纵向应变

图8SW-3组试件外层钢管跨中截面纵向应变

2.4.2 弯矩-应变曲线

5组弯曲试件的应变发展基本一致，以SW-3组空心率过大、内外钢管径厚比较大的试件为例，其荷载-应变曲线如图9和10。

图9 试件SW-3A弯矩-应变曲线

图9 试件SW-3A弯矩-应变曲线

图10 试件SW-3B弯矩-应变曲线

图10 试件SW-3B弯矩-应变曲线

加载初期，试件处于弹性阶段，应变呈线性增长，拉伸区应变发展快于压缩区应变发展快，纵向应变发展快于环向应变发展快。随着荷载的增加，底部拉伸区外层钢管屈服，压缩区仍处于弹性阶段，试件进入弹塑性阶段。随着荷载的继续增加，顶部压缩区外层钢管屈服，试件进入塑性阶段，应变增长速度加快。达到极限承载力后荷载开始缓慢减小，加载点附近顶部压缩区应变发展较快。加载结束时，拉伸区和压缩区外层钢管均达到屈服状态。设置纵向加劲肋可以增大试件外层钢管的屈服弯矩，锥度对弯矩-应变曲线影响不大。这是由于试件本身锥度较小，纯弯曲段长度较短，3个截面布置的应变计间距较小所致。

3 承载力及刚度计算

3.1承载力计算方法

3.1.1T/CEC 185—2018

《输电线路用空心夹层钢管混凝土塔技术规范》（T/CEC 185-2018）[17]（以下简称T/CEC 185）规定了空心夹层钢管混凝土构件抗弯承载力计算公式电力塔的抗弯承载力计算公式由外层钢管与混凝土的抗弯承载力和内层钢管的抗弯承载力两部分组成。第一部分将外层钢管和夹层混凝土视为同一种材料并考虑外层钢管对夹层混凝土的约束作用，得到外层钢管和夹层混凝土的组合抗弯承载力；第二部分为支撑夹层混凝土的内层钢管的抗弯承载力，两部分叠加即为计算空心夹层钢管混凝土构件抗弯承载力计算公式：

3.1.2 AISC 360-16

美国标准AISC 360-16[22](以下简称AISC)仅给出了钢管混凝土组合构件的弯曲承载力，同时根据钢管径厚比，当直径钢管混凝土组合构件的径厚比小于λp=0.09E/fy时,为紧凑截面,不需考虑局部稳定;当径厚比在λp=0.09E /fy及λr=0.31E/fy时,为非致密截面;其余径厚比范围内的截面均为细长截面。

陈炬等 [23] 参照美国规范计算了空心夹层钢管混凝土构件的抗弯承载力，其中外层钢管与夹层混凝土的联合抗弯承载力 M0 和内层钢管的抗弯承载力将Mi叠加起来，计算公式如式（5）所示：

3.1.3EC 4

欧洲规范 EC4[24]给出了钢管混凝土组合构件的抗弯承载力，并假设全截面进入塑性阶段对应的承载力为极限抗弯承载力。当空心夹层钢管混凝土构件的抗弯承载力为采用欧洲规范计算，外层钢管及夹层混凝土的塑性弯曲能力Mpl、Rd与内层钢管的弯曲能力Mi叠加，具体计算公式为：

3.1.4 承载力计算结果对比

试验结果表明:锥形高强空心夹层薄壁钢管混凝土试件均在中部纯弯截面破坏,因此计算其弯曲承载力的截面为纯弯小头部截面。计算带肋试件截面面积时，将焊接在内外钢管上的加劲肋的截面面积叠加在内外钢管上，计算加劲肋的截面面积计算混凝土截面面积时应减去相应加劲肋的面积。按上述公式计算的抗弯承载力值与试验值对比见表5。

如表5所示，虽然AISC在计算抗弯承载力时考虑了径厚比的影响，但并未充分考虑钢管与夹层混凝土之间的相互作用，计算得到的径厚比平均值为对测试值的值为0.904，表明AISC公式计算的弯曲能力是对具有较小的空心比率和内部（外部）钢管直径比的保守的仅在计算弯曲能力时考虑中性轴位置对轴承能力的影响，并且不考虑钢管的约束效应。比率，标准计算值是保守的。 21.60％。与AISC和EC 4相比，T/CEC考虑了内部和外部钢管与夹心混凝土之间的相互作用，以提高弯曲强度。内部和外部钢管不超过规范限制，规范计算值是保守的； ，与普通强度钢管相比，测试值和计算值之间的误差达到19.10％。 ，规格计算值是安全的，但是对于超过极限的样品，空心比和直径比较高，并且标称约束效应系数系数很小。虽然钢管对混凝土的限制效果减少了，但也降低了钢管的局部稳定性，因此规格计算值不再适用。

3.2刚度计算

因为在弯矩的作用下，空心的三明治钢管混凝土构件在压缩区中承担了一部分，而张力区的混凝土在破裂后不再参与工作，并且仅支持钢管在各个国家的标准中降低了三明治混凝土的弯曲刚度，计算公式在公式中显示（7）。 ）;欧洲标准EC 4中的还原因子为0.6。

表6显示了由上述公式计算出的弯曲刚度与实验弯曲刚度之间的比较。从表6可以看出，T/CEC和EC 4计算结果KCEC和KEC之间的平均误差以及实验结果K0为4.1％，而内部（外部）钢管道厚度比的增加，标准计算值逐渐不安全17.8％的误差很大，标准计算值在摘要中趋于不安实验值和最大误差为9.9％。对于空心比大于0.82的SW-1样品，三明治混凝土变薄，钢管直径厚度比更大，从而导致钢管对三明治混凝土的约束效应弱，并且夹心混凝土无法提供。钢管的良好支持。 ，可以使用T/CEC和EC 4的弯曲刚度计算公式。

4 结论

进行了弯曲性能测试和对10个圆锥高强度空心夹心薄壁薄壁混凝土钢管试样的5组的理论分析，可以得出以下主要结论：

（1）随着空心比和内部（外）钢管直径比的增加，与未填充的样品相比，样品的弯曲能力和刚度降低了。组分别增加了14.16％，8.67％，15.90％，20.18％和7.29％。

（2）圆锥空心夹层钢管混凝土纯弯曲成员的失败位置是纯弯曲截面的最小横截面。正弦曲线曲线。

（3）中跨度的纵向应变沿截面高度线性变化，这与扁平截面的假设一致。将在压缩区稍微增加混凝土的纵向压力；標本。

（4）美国标准AISC 360-16对这种类型的组件的弯曲轴承能力是保守的，并且弯曲刚度的计算偏差很大。 ）钢管直径与厚度比，当空心比小于0.82时，T/CEC的弯曲轴承容量是保守的。 185-2018和EC 4接近实验值。

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Han Linhai.Concrete填充的钢管结构 - 理论和实践[M] .3rd Ed.Beijing：科学出版社，2018：219-223。（中文）

[22]美国钢结构研究所。结构性钢结构的规定：ANSI/AISC 360-16 [S] .Chicago：美国钢制建筑研究所，2016年。

[23]陈J，王10.1016/j.tws.2015.10.002。

[24]英国标准机构。EUROCODE4：复合钢和混凝土结构的设计 - 第1-1部分：建筑物的一般规则和规则：BS EN 1994-1-1 [S] .Brussels：英国标准机构，2004年。

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