钢管混凝土柱轴压力弯矩扭矩空间复合受力拟静力试验研究.docx

第 33 卷 第 9 期 2012 年 9 月001建筑结构学报journal of building structuresvol. 33 no. 9sep 2012文章编号: 1000-6869( 2012) 09-0001-11钢管混凝土柱轴压力-弯矩-扭矩空间复合受力拟静力试验研究聂建国，王宇航，樊健生( 清华大学 土木工程系，北京 100084)摘要: 采用自行设计的压力-弯矩-扭矩复合受力加载装置，基于力-位移混合控制加载方法，完成了 8 个钢管混凝土柱试件在压-弯-扭等复合荷载作用下的拟静力试验，变化了截面形式、加载方式和弯扭比等参数。试验结果表明: 圆钢管混凝土柱 和矩形钢管混凝土柱在压-弯-扭等复合受力往复荷载作用下的滞回曲线较为饱满，没有“捏拢”现象产生，具有较好的耗能 能力; 弯扭比较大的矩形钢管混凝土试件在扭转角较大时由于钢管底部局部屈曲较为明显，存在承载力退化现象; 钢管混 凝土截面轴向应变基本满足平截面假定; 弯矩的存在将削弱钢管混凝土柱的受扭能力; 在压-弯-扭等复合受力往复荷载作 用下，钢管剪应变与扭转角之间存在较好的线性关系。对试验实测结果和已有文献分析表明: 在弯扭比较大时由主压应力 导致钢管表面发生局部鼓曲而破坏，弯扭比较小时，主拉应变将导致钢管混凝土柱表面在低周往复荷载作用下开裂。研究 成果可为进一步开发考虑扭转作用的钢管混凝土纤维梁单元提供基础性依据。关键词: 钢管混凝土柱; 压力-弯矩-扭矩; 复合作用; 力和位移混合控制; 拟静力试验; 力学性能中图分类号: tu398. 9 tu317. 1文献标志码: aexperimental study on concrete filled steel tubular columns undercombined compression，flexure and torsionnie jianguo，wang yuhang，fan jiansheng( department of civil engineering，tsinghua university，beijing 100084，china)abstract: based on the mixed control quasi-static test on eight cfst columns subjected to combined compression，flexure and torsion，the mechanical behavior of cfst columns with various section types，bending moment-torsional moment ratios and axial load was studied the test results show that the hysteretic curves of cfst columns under combined compression，flexure and torsion are plump due to the good seismic behavior and the ductility is also good but for rectangular cfst columns with high bending moment-torsional moment ratios，the strength degradation can be observed due to the local buckling of the steel plate at the bottom the torsion capacity of cfst columns can be reduced by the bending moment the plane section assumption of axial strain of cfst columns can be satisfied the shear strain has good linear relationship with the rotation angle of the section when cfst columns are subjected to combined compression，flexure and torsion based on the test results and literatures available，the mechanism of cfst columns is analyzed in details the research foundation is established for the development of beam-column element of cfst columns considering torsional effectskeywords: concrete filled steel tubular column; compression-flexure-torsion; combined action; force-displacement mixed control; quasi-static test; mechanical behavior基金项目: 国家自然科学基金项目( 51078206) ，清华大学自主科研计划项目( 20101081766) 。 作者简介: 聂建国( 1958 ) ，男，湖南衡阳人，工学博士，教授。e-mail: niejg mail. tsinghua. edu. cn 通信作者: 樊健生( 1975 ) ，男，山东东营人，工学博士，教授。e-mail: fanjsh mail. tsinghua. edu. cn 收稿日期: 2012 年 1 月10引言钢管混凝土在我国的高层建筑、工业厂房以及大跨桥梁等领域得到了广泛应用。目前关于钢管混 凝土构件的压弯性能已有大量研究成果1，但大量 地震震害调查表明，实际结构构件在承受地震作用 时往往处于轴力-弯矩-扭矩复合受力状态，随着现代 建筑结构的跨度不断增大，平面布置不规则的工程 实例越来越多，抗震要求越来越高，使得构件极易在 复合受力状态下发生破坏，并且带有较为明显的扭 转特征。因此需要对钢管混凝土在压-弯-扭复合受 力状态下的抗震性能进行研究，以适应现代建筑结 构的不断发展。我国学者韩林海、钟善桐等通过一批钢管混凝 土柱在复合受力状态下的单调加载试验并根据理论 分析提出了钢管混凝土柱在压-弯-扭复合荷载作用 下的承载力和刚度计算式2-5，同时建立了钢管混凝 土柱在 压-弯-扭 复 合 受 力 下 的 三 维 精 细 有 限 元 模 型6，分析了钢管混凝土在单调荷载作用下的受扭 行为。随后，金伟良7，lee8等学者在试验研究的基 础上，进行了钢管混凝土在单调扭矩荷载作用下的 全过程分析，从一定程度上揭示了钢管混凝土的受 扭机理。而钢管混凝土的三维精细有限元模型虽然 能够较为准确地模拟钢管混凝土的受扭行为，但建 模工作量较大，不便应用于整体结构体系的动力弹 塑性时程分析。杆系模型虽然计算效率较高，但目 前只能模拟结构构件的压弯行为，无法考虑构件的 扭转行为，因此需要开发一种可考虑扭转作用的钢 管混凝土纤维梁模型，进而对整体结构体系的抗震 性能进行更为精确的分析和评价。本文在已有文献研究成果的基础上，完成了钢 管混凝土柱的压-弯-扭等复合受力拟静力试验，得到 了钢管混凝土在压-弯-扭等往复荷载作用下的扭矩- 扭转角滞回关系和钢管应变变化规律，弥补了现有 文献关于钢管混凝土受扭滞回行为研究的不足。图1 为钢管混凝土柱的压-弯-扭等复合受力加载路径示 意图( 其中，n 为轴力; t 为扭矩; m 为弯矩) ，包括轴 压、纯弯、纯扭、压弯、压-扭、弯-扭、压-弯-扭等。本文 采用了压-扭、弯-扭和压-弯-扭 3 种典型的包含扭矩 加载路径对钢管混凝土柱进行拟静力往复加载。在 试验研究的基础上，分析了钢管混凝土柱在压-弯-扭 等复合受力状态下的应变规律，为进一步开发考虑 扭转作用的钢管混凝土纤维梁模型提供依据。图 1 钢管混凝土压-弯-扭等复合受力典型加载路径fig 1 typical loading paths of cfst columns subjected to combined compression，flexure and torsion试验概况11. 1试件设计本文共设计了 8 个钢管混凝土柱试件，截面形式分为圆形和矩形两种，钢管厚度均为 6 mm，圆形截面 直 径 为 220 mm，矩 形 截 面 尺 寸 为 200mm 150 mm，试件高度为 1 100 mm，变化了轴压比和弯扭比等加载参数。混凝土强度等级为 c50，试验中浇筑 钢管内 混 凝 土 时，同 时 制 作 150 mm 150 mm 150 mm混凝土立方体试块，并与试件在相同的室内 环境下进行养护。在试件加载结束后按照标准试验 程序测试混凝土试块的抗压强度，混凝土试块立方 体抗压强度 fcu 列于表 1 中。钢管实测屈服强度为336 mpa，抗拉强度为 465 mpa。表 1 混凝土强度试验结果 table 1 concrete material properties 试件圆形截面矩形截面编号 c-ct1 c-bt1 c-bt2 c-cbt r-ct1 r-bt1 r-bt2 r-cbt f / mpa 49. 4 55. 8 52. 4 54. 3 53. 9 57. 9 53. 5 55. 1 cu加载方式为了实现钢管混凝土柱的压-弯-扭等复合受力 拟静力往复加载，自行设计了一套空间加载装置，如 图 2 所示。钢管混凝土柱试件两端的端板通过高强 螺栓连接到顶梁和底座上。采用 2 个 1 500 kn 的 mts 液压伺服作动器对顶梁施加水平集中力，从而实现 扭矩和弯矩的施加，位于顶梁上方的 5 000 kn 液压千 斤顶可对钢管混凝土柱施加轴力。在千斤顶底部的 半球形支座处设置聚四氟乙烯减摩垫层，保证在轴力、 弯矩和扭矩荷载的共同作用下顶梁能够自由转动。已有文献研究结果表明6，钢管混凝土柱在扭 矩荷载作用下的极限扭转角较大，远远超过弯矩作用1. 22( a) 俯视( a)示意图( b) 侧视图 3 加载过程大变形几何关系fig 3 large deformation of torsional loading下: 如图 4 所示，在整个加载过程中，将其中一个 mts作动器作为主控作动器，而另一个 mts 作动器作为 从动作动器。主控作动器按照位移控制进行加载，( b) 现场照片图 2 钢管混凝土柱压-弯-扭复合受力加载装置fig 2 test set-up for cfst columns under compression，bending and torsion moment combined action从动作动器的力 f 始终与主控作动器的力 f 保持21为恒定比例 。将主控作动器和从动作动器的 2 个集中力所组成的力系对柱底截面进行简化，可以得到 柱底截面的弯矩和扭矩:下柱顶的转角，如图 3 所示( 其中，f1 、f2 为加载点处的集中力; 为扭转角) 。因此 mts 作动器两端的单 向铰支座的转轴均沿竖向放置，保证作动器的加载端和固定端在水平面内能够自由转动。另外，由于钢管混凝土柱的扭转角较大，在加载过程中水平力 加载点处的位移和顶梁的扭转角间存在几何非线性 关系。变化作动器加载端转动轴中心到加载顶梁轴 线的距离，根据几何关系推导可以得到水平力对柱 顶截面中心的力臂长度随作动器加载端转动轴中心 到加载顶梁轴线距离的变化规律，进而可以发现若 将 2 个 mts 作动器的加载端转动轴的中心与钢管混 凝土柱截面的中心在水平面上的投影始终保持为三 点一线，可使在加载过程中水平力对柱截面中心的力 臂变化最小，从而保证往复扭矩加载的稳定性。试验中变化了试件的轴压比 n 和弯扭比 ，从而 实现了钢管混凝土柱在不同轴压比和不同弯扭比作用下的压-弯-扭复杂受力加载。其中试件的轴压承 载力根据文献6的方法计算，材料强度取实测值。 弯矩和扭矩按照比例加载，通过变化 2 个 mts 作动 器出力的相对大小，采用文献9中的基于力和位移 的混合控制方法，可实现任意弯扭比的加载，原理如m = ( f1 + f2 ) h= ( 1 + ) f1 h( 1a)( 1b)t = ( f1 f2 ) l = ( 1 ) f1 l式中: h 为柱高; l 为加载点距离。因此柱底截面的弯扭比 可表示为:( 1 + ) h( 2)= m / t =( 1 ) l从式( 2 ) 中可以看出，通过变化力比系数 的值，可以实现对钢管混凝土柱的任意弯扭比加载。 的取值范围为 1 到 + 1， 值越大，则弯扭比越大， 若 = 1，为纯扭加载，若 = 1，为纯弯加载。图 4 加载模式fig 4 loading mode3改变不同的 n 值和 值，可实现钢管混凝土柱的压-弯-扭等复合受力的多种加载方式，本次试验中所 有 8 个试件的加载方式及加载参数如表 2 所示。表 2 试件加载方式table 2 loading modes of specimens( a) 圆形截面试验采用荷载-变形双控制加载制度，具体加载程序如下: 对于有轴力的工况，首先在柱端施加竖向 荷载至预定值，然后在加载梁两端同时施加反复荷 载直至试件破坏。首先采用荷载控制加载，每级荷 载反复 1 次，荷载增量为弹性极限荷载的 1 /4，直至 扭矩-扭转角曲线上出现拐点定义为试件的屈服点。 此后以屈服点扭矩 ty 对应的扭转角 y 为加载转折 点，开始扭转角控制加载阶段，扭转角增量取为屈服 点的扭转角 y 的一半，在每级控制转角下反复循环 2 次，荷载降低至峰值荷载的 85% 时认为试件破坏，停 止加载。1. 3 量测方案试验中量测了试件关键截面钢管表面的应变。 为了避免钢管端部由于焊接引起的残余应力的影 响，关键截面取为距柱底 200 mm 的截面。根据对称 性，对于圆形截面钢管混凝土柱，在半周均匀布置了5 个应变花进行钢管应变的量测，如图 5a 所示; 对于 矩形截面钢管混凝土柱，由于截面应变分布较为复 杂，因此在截面对称轴一侧布置了 7 个应变花，如图5b 所示。( b) 矩形截面图 5 应变测点布置fig 5 strain measurement points arrangement试件加载至扭转角为 4. 2，达到极限扭转角，柱底钢管表面由于局部鼓曲导致的褶皱方向与水平面夹角 约为 25。试件 c-cbt 的扭转角达到 15. 7时，钢管表面距 底部 40 cm 范围和距顶部 25 cm 范围内的油漆开始剥落，随着扭转角的不断增大，油漆剥落范围逐渐增 大，当试件扭转角为 22. 6 时，达到极限扭转角，钢管顶部靠近底板的区域出现较小的面外鼓曲变形。试件 r-ct1 的扭转角达到 11. 7 时，钢管表面靠 近底板的油漆开始起皮。扭转角达到 14. 5 时，钢管 北侧( 长边) 底部发生面外局部鼓曲，随着往复扭矩 的不断增大，褶皱方向不断发生改变。扭转角达到17. 1时，钢管南侧( 长边) 底部也发生面外局部鼓 曲，但面外变形较北侧 小。 继续加载至扭转角为 19. 9，钢管中部距顶板约 45cm 处出现竖向裂缝，随 后沿竖向向两端发展，再沿斜向发展，裂缝与水平线试验现象及破坏模式2试件 c-ct1 的扭转角达到 19. 2 时，钢管中部距柱底约 55 cm 处出现一道竖向裂缝，随着扭转角的不 断增大，裂缝沿竖向向两端发展，然后沿斜向发展， 裂缝与水平线的夹角约 38，试件达到极限扭转角 u = 19. 9。试件 c-bt1 的扭转角达到 2. 2 时，钢管底部与弯矩加载受压方向相同的一侧出现面外局部鼓曲变 形，随着扭转角的不断增大，面外变形继续增加，当 试件加载至扭转角为 3. 3，达到极限扭转角，柱底钢 管由于局部鼓曲导致的褶皱方向与水平面夹角约 为 13。试件 c-bt2 的扭转角达到 3. 1 时，钢管底部与 弯矩加载受压方向相同的一侧出现面外局部鼓曲变 形，随着扭转角的不断增大，面外变形继续增加，当4的角度约 32，试件达到极限扭转角 u= 19. 9。试件 r-bt1 的扭转角达到 2. 4 时，钢管底部区域一侧长边( 弯矩加载受压侧) 出现面外局部鼓曲变 形，扭转角加载至 4. 4时，底部区域另一侧长边的钢 管表面也出现斜向面外鼓曲，当试件加载至扭转角 为 6. 8，达到极限扭转角，柱底钢管由于局部鼓曲导 致的褶皱方向与水平面夹角约为 25。试件 r-bt2 的扭转角达到 12. 3 时，钢管顶部区 域的长边出现面外局部鼓曲变形，由于局部鼓曲导致的褶皱方向与水平面夹角约 41，随着扭转角的不断增大，面外变形持续增加，并出现交叉鼓曲褶皱。当试件加载至扭转角为 17. 7时，达到极限扭转角。试件编号 加载方式 n 试件编号 加载方式 n c-ct1压-扭 0. 2 0. 0c-bt1 弯-扭 0. 0 3. 0c-bt2 弯-扭 0. 0 1. 5c-cbt压-弯-扭 0. 2 0. 7r-ct1 压-扭 0. 2 0. 00r-bt1 弯-扭 0. 0 1. 40r-bt2 弯-扭 0. 0 0. 45r-cbt 压-弯-扭 0. 2 0. 70试件 r-cbt 的扭转角达到 11. 4时，钢管底部区域一侧长边( 弯矩加载受压侧) 出现面外局部鼓曲变 形，扭转角加载至 13. 2，底部区域另一侧长边的钢 管表面也出现斜向面外鼓曲。随着扭转角的继续增 加，柱底区域两侧长边表面开始出现交叉鼓曲褶皱。 当试件加载至扭转角为 23. 5，达到极限扭转角，钢 管底部由于局部鼓曲导致的褶皱方向与水平面夹角 约为 42。所有 8 个试件的破坏模式如图 6 所示。钢管混 凝土柱在弯扭荷载作用下的破坏模式一致，均为由 于弯矩产生的正应力和扭矩产生的主压应力叠加， 使钢管出现局部鼓曲。但在压-扭荷载和压-弯-扭荷 载作用下的破坏模式存在较大的差别: 在压-扭荷载 作用下，圆钢管混凝土柱和矩形钢管混凝土柱均为 钢管表面出现竖向裂缝并在两端沿斜向发展; 在压- 弯-扭荷载作用下，两种截面形式的钢管混凝土柱底 部均出现了局部鼓曲，但矩形截面钢管混凝土柱由 于约束效应较弱，局部鼓曲的面外变形较大。另外， 从所有试件的破坏模式可以看出，弯扭比较大时，破 坏模式接近“弯曲破坏”，弯扭比较小时，破坏模式接 近于“扭转破坏”。试验结果及分析33. 1 扭矩-扭转角和弯矩-柱顶位移滞回曲线钢管混凝土柱在弯矩-扭矩或轴力-弯矩-扭矩或 轴力-扭矩往复荷载作用下的扭矩-扭转角滞回曲线 如图 7 所示。从图中可以看出，圆钢管混凝土柱和矩 形钢管混凝土柱的扭矩-扭转角滞回曲线均较为饱 满，没有“捏拢”现象产生，具有较好的耗能能力。卸 载刚度和再加载刚度与初始弹性刚度相当。但弯扭 比较大的矩形钢管混凝土试件 r-bt1 在扭转角较大 时由于钢管底部局部屈曲较为明显，存在比较明显 的强度退化现象。图 8 所示为试件弯矩-柱顶位移( 取两个加载点处位移的平均值 = 0. 51 + 0. 52 ) 滞回曲线也有类似的现象。 另外，对于弯-扭和压- 弯-扭荷载工况，由于试件在往复荷载作用下钢管屈 服后两侧局部鼓曲程度不同，而试验加载过程只能按 照主控作动器的位移来控制加载，因此扭矩-扭转角滞 回曲线和弯矩-柱顶位移滞回曲线存在不对称现象。图 6 试件破坏形态fig 6 failure modes of specimens限位移10，转角延性系数定义为极限转角和屈服转 角的比值。从图 9、10 和表 3、4 中可以看出，对于圆 钢管混凝土柱和矩形钢管混凝土柱存在相似的规 律: 所有试件的扭矩-扭转角和弯矩-柱顶位移骨架 曲线均呈 s 形，说明试件在低周反复扭矩和弯矩作 用下都经历了弹性、塑性、和极限 3 个受力阶段; 弯 扭比对试件的屈服状态影响较大，弯扭比越大，试件 越早进入屈服，屈服转角和屈服荷载越低; 在轴压 比相同的情况下，弯扭比越大，试件的受扭承载力越 低，受弯承载力越高，但极限扭转角越小，延性越低， 说明弯矩对于钢管混凝土柱的受扭能力有削弱作 用，而扭矩对钢管混凝土柱的受弯能力也有削弱作 用; 弯矩对钢管混凝土柱的抗扭弹性刚度影响不 大，但扭矩对试件的抗弯刚度影响较大。扭矩-扭转角和弯矩-柱顶位移骨架曲线试件的扭矩-扭转角和弯矩-柱顶位移骨架曲线 如图 9 和图 10 所示。在骨架线上根据文献10中 的作图法可以确定试件的屈服点，进而可以得到屈 服点和极限点等关键受力特征点数据，如表 3 和表 4 所示，其中极限扭转角和柱顶极限位移定义为荷载 降为 85% 极限荷载或试验结束时的扭转角和柱顶极3. 23. 3钢管应变分布规律图 11 为所有试件的钢管表面环向正应变与扭矩5图 7 扭矩-扭转角滞回关系torsional moment-rotation angle hysteretic loopsfig 7图 8 弯矩-柱顶位移滞回关系bending moment-displacement hysteretic loopsfig 8图 9 扭矩-扭转角骨架线torsional moment-rotation angle skeleton curvesfig 96表 3 扭矩-扭转角骨架曲线的受力特征值table 3 mechanical characteristics of torsional moment-rotation angle skeleton curves屈服扭矩 ty / ( knm)屈服转角 y / ( )受扭承载力 tu / ( knm)极限转角 u / ( )转角延性系数 试件编号正向反向正向反向正向反向正向反向正向反向c-ct1c-bt1c-bt2c-cbt r-ct1r-bt1r-bt2r-cbt113. 839. 267. 5105. 379. 556. 075. 778. 2 114. 8 42. 1 64. 2 107. 2 85. 1 56. 8 74. 4 79. 42. 10. 92. 54. 92. 52. 02. 52. 9 1. 9 0. 9 2. 2 4. 5 2. 2 2. 0 2. 4 2. 7145. 550. 573. 9133. 294. 861. 586. 889. 6 144. 1 55. 4 73. 2 133. 2 98. 5 60. 3 87. 2 91. 119. 93. 34. 222. 619. 96. 817. 723. 5 19. 9 2. 4 4. 2 18. 7 19. 9 5. 6 11. 0 21. 29. 53. 71. 74. 68. 03. 47. 18. 110. 52. 71. 94. 29. 02. 84. 67. 9表 4弯矩-柱顶位移骨架曲线的受力特征值table 4mechanical characteristics of bending moment-displacement skeleton curves屈服弯矩 my / ( knm)屈服位移 y / mm受弯承载力 mu / ( knm)极限位移 u / mm位移延性系数 试件编号正向反向正向反向正向反向正向反向正向反向c-bt1c-bt2c-cbt r-bt1r-bt2r-cbt117. 598. 169. 537. 331. 650. 8 113. 9 87. 0 73. 1 35. 8 34. 4 52. 935. 637. 80. 978. 77. 81. 3 23. 9 24. 9 0. 8 78. 3 9. 1 1. 2159. 2117. 189. 490. 537. 864. 7 151. 4 108. 6 97. 9 86. 9 38. 9 64. 3105. 082. 96. 7161. 152. 213. 7 92. 4 71. 9 5. 8 152. 9 23. 1 11. 22. 92. 27. 42. 06. 710. 53. 92. 97. 32. 02. 59. 3据，按式( 3) 可得:( 3) = a + b c式中: a 为测点的竖向正应变; b 为测点的水平环向正应变; c 为测点的斜向 45正应变。从图 12 可以看出，钢管混凝土柱在弯矩-扭矩或 轴力-弯矩-扭矩往复荷载作用下，在弹性阶段和弹塑性阶段钢管表面的剪应变与钢管混凝土柱的扭转角 间存在较好的线性关系，因此截面剪应变可由截面 扭转角通过空间几何关系计算得到，这一结论可作 为考虑扭转作用的钢管混凝土纤维梁单元的截面剪应变场的形函数假定。图 13 为所有钢管混凝土柱试件在加载过程中量 测截面各测点的轴向应变分布规律。从图中可以看 出: 钢管混凝土柱在弯-扭和压-弯-扭复合受力状 态下，截面的轴向应变基本满足“平截面假定”; 弯 扭比越大，各测点轴向应变连线的斜率越大，而各测 点轴向应变连线的斜率可以表征截面曲率的大小， 因此图中所示的规律充分说明弯扭比越大，试件所 承受的弯曲作用越大; 对于承受压-扭荷载的试件c-ct1 和 r-ct1，所有测点的轴向应变均为拉应变， 表明在轴力较小时，由于扭矩作用使得钢管表面产 生了拉应变，并且随扭矩的增大而增大。图 14 为所有钢管混凝土柱试件在加载过程中量 测截面各测点剪应变的分布规律。 从图中可以看 出: 对于承受压-弯-扭往复荷载作用的圆钢管混凝 土柱，在同一扭矩荷载等级下，剪应变分布较为均 匀，而对于矩形钢管混凝土柱，剪应变分布并不一7( a)圆形截面( b) 矩形截面图 10 弯矩-柱顶位移骨架线bending moment-displacement skeleton curvesfig 10的关系，图中所示规律表明: 各试件的钢管表面环向正应变随扭矩的增大而增大，说明钢管混凝土柱在 弯矩-扭矩或轴力-弯矩-扭矩往复荷载作用下钢管对 混凝土存在一定的约束效应，扭矩越大，约束效应 越强。图 12 给出了各试件钢管表面剪应变随扭转角的 变化规律。钢管表面的剪应变根据应变花量测的数图 11 扭矩-环向应变关系torsional moment-transverse strain relationshipsfig 11图 12 扭转角-剪应变关系fig 12 rotation angle-shear strain relationships致，长边中点的剪应变大于靠近角部的测点和短边中点的剪应变，这与材料力学中的结论一致11，从承 受压-扭荷载的矩形钢管混凝土柱试件的破坏模式也 可以看出矩形截面长边中点的剪应变最大，导致钢 材在往复受力作用下产生了低周疲劳开裂; 对于 承受相同轴力的试件，弯扭比越大，试件的剪应变越 小，表明试件所受的扭转作用越小，这也与试件的破 坏模式相对应。3. 4 承载力相关关系图 15 为试验所测得的钢管混凝土柱弯矩和受扭 承载力的相关关系，其中受弯承载力采用文献12 中的模型，按照材料实测强度进行计算。从图中可 以看出，对于圆钢管混凝土柱和矩形钢管混凝土柱8存在相似的规律: 弯扭比越大，受扭承载力越低，受弯承载力越高，充分说明钢管混凝土截面弯矩的存 在对于其受扭性能有不利影响，文献4中也得出了 类似的结论。受力机理分析4文献3中指出: 钢管混凝土柱在纯扭作用下，混凝土将沿柱轴 45方向产生斜向螺旋裂缝，混凝土 开裂所释放的主拉应力由钢管承担，由于钢管与混 凝土间存在界面黏结力，使得混凝土螺旋裂缝间的 斜向压应力传递至钢管，使钢管产生轴向拉应力，从 而保证钢管混凝土截面的轴力始终为零，钢管拉应图 13 钢管轴向应变分布规律distribution of axial strain of steel tubesfig 13图 14 钢管剪应变分布规律distribution of shear strain of steel tubesfig 14一现象被称之为“螺旋效应”。对于本次试验中承受压-扭荷载作用的试件，也 可以用“螺旋效应”来分析其受扭机理。如图 16a 所 示，首先对钢管混凝土柱施加轴压力 n，混凝土和钢 管根据各自的抗压刚度分配轴力 nc，0 和 ns，0 ，由于轴 力较小，此时混凝土和钢管基本处于单向受压状态。 施加扭矩后，截面将沿环向产生剪应力，混凝土在扭 矩作用下产生的剪应力和轴力作用下产生的压应力 共同作用，沿垂直于主拉应力的方向开裂，裂缝角度 与柱轴线的夹角小于 45，由于对称性，裂缝将螺旋 开展，而裂缝间的混凝土则形成螺旋斜压杆，其沿环 向的分量用于抵抗扭矩，轴向分量抵抗轴压力。如 图 16b 所示，随着扭矩进一步增大，混凝土螺旋斜压9图 15 钢管混凝土柱弯矩-受扭承载力相关关系fig 15 interaction relations between bending moment and torsional capacity of cfst columns力和钢与混凝土间界面的黏结力随扭转角的增大而增大，使得钢管内混凝土的受扭承载力显著提高，这杆的压力增大，可能超过外加轴力，为了保持截面轴力和外加轴力平衡，钢管截面将产生轴拉力，钢管轴 力大小 ns = nc n。由于钢管参与受扭作用以及钢 管对混凝土存在约束效应，钢管表面将处于双向受 拉和受剪状态，这与试验中所得的应变规律一致。主应变状态，主压应变大于主拉应变，因此在本次试验中弯扭比较大的试件均发生了柱底局部面外鼓曲 的破坏模式，且由于局部鼓曲导致的褶皱方向垂直 于主压应力的方向，充分说明钢管混凝土柱在弯扭 比较大时是由主压应力导致钢管发生局部鼓曲而破 坏，与钢管混凝土柱的“弯曲破坏”模式一致，面外沿 斜向鼓曲，且弯扭比越大，由于局部鼓曲导致的褶皱 方向与水平面的夹角将越小。若弯扭比较小，主拉 应变将大于主压应变，钢管混凝土柱将发生“扭转破 坏”，这在本次试验中也得到了体现。由此可以看 出，承受弯-扭荷载作用的钢管混凝土柱的破坏模式 与弯扭比的大小密切相关。( a)仅施加轴力( a) 压-扭作用( b) 施加扭矩后图 16 钢管和混凝土的内力分配fig 16 internal force resisted by concrete and steel of cfst columns图 17a 为钢管混凝土柱在压-扭荷载作用下的柱底截面应变分析，在承载力极限状态，由于对称性， 钢管表面所有点的应力状态均相同。本次试验中施 加轴力较小，钢管截面存在轴向拉应变，另外还存在 环向拉应变和剪应变，因此可根据一点的一般应变 状态通过莫尔圆得到该点的主应变状态，根据图 17a 所示的钢管截面主应变方向和大小可以得知，钢管 的主拉应变大于主压应变，因此试验中承受压-扭荷 载的试件破坏模式为钢管开裂，并且斜向开裂面的 角度与水平面夹角小于 45，开裂方向垂直于主拉应 变方向。若钢管混凝土承受压-弯-扭荷载作用，由于弯矩 的作用，截面正应力将分布不均匀，受力状态较承受 压-扭作用更为复杂，如图 17b 所示。由于弯矩沿柱 轴线方向从上到下线性增长，而扭矩沿柱轴线方向 均匀分布，因此柱底区域为薄弱区域。若弯扭比较 大，由弯矩在截面边缘产生的压应变将超过由扭矩 引起的钢管拉应变，叠加后钢管截面边缘轴向处于 受压状态，而环向由于钢管的约束效应而存在拉应 变，结合由扭矩引起的剪应变，可以得到该点的一般 应变状态，通过莫尔圆计算得到如图 17b 中所示的10( b)压-弯-扭作用图 17 钢管混凝土柱底截面应变分析fig 17 strain state of sections at bottom of cfst columns结论5( 1) 圆钢管混凝土柱和矩形钢管混凝土柱在压-弯-扭等复合受力往复荷载作用下具有较好的耗能能 力。弯扭比较大时，由于钢管底部存在较为明显的局 部屈曲现象，在扭转角较大时存在一定的强度退化。 ( 2) 在轴力相同的情况下，弯扭比越大，试件的 受扭承载力和延性越低。钢管混凝土柱的受弯和受扭存在相互削弱的作用。( 3) 钢管混凝土柱在压-弯-扭等复合受力状态 下，截面轴向应变基本满足平截面假定，截面剪应变 与扭转角存在较好的线性关系。( 4) 钢管混凝土柱在压-扭荷载作用下，混凝土所承担的轴力将随扭矩的增加而增大，而钢管所承 担的轴力将减小，若外加轴力较小时，还可能出现拉 力。钢管混凝土柱在荷载作用下的破坏模式由弯扭 比决定，弯扭比较大时将发生“弯曲破坏”，弯扭比较 小时将发生“扭转破坏”。参 考 文 献compression-bending-torsion ( shearing) and assumptionof cfst united design theory j industrial construction，1995，25( 1) : 14-21 ( in chinese) ) 韩林海 钢管混凝土结构: 理论与实践m 2 版 北京: 科 学 出 版 社，2007: 124-142 ( han linhai concrete filled steel tube structures:theory and applicationm 2nd ed beijing: science press，2007: 124-142 ( in chinese) ) 金伟良，曲晨，傅军，张立 薄壁离心钢管混凝土扭 转全过程简化计算研究j 浙江大学学报: 工学版，2003，37 ( 1 ) : 5-9 ( jin weiliang，qu chen，fu jun， zhang li experimental study on centrifuge concrete filled thin-walled steel tubular components under the action of torsionj journal of zhejiang university: engineering science， 2003， 37 ( 1 ) : 5-9 ( in chinese) )lee eun-taik，yun b h ，shim h j，chang k h，leegeorge c torsional behavior of concrete-filled circular61蔡绍怀 我国钢管混凝土结构技术的最新进展j土木工程学报，1999，32 ( 4 ) : 16-26 ( cai shaohuai recent development of steel tube-confined concrete structures in china j china civil engineering journal，1999，32( 4) : 16-26 ( in chinese) ) 徐积善，lee george，chang k c，kunitomo 钢管混 凝土短柱在压扭共同作用下的试验研究j 北京 建筑工程学院学报，1991，7 ( 2 ) : 1-10 ( xu jishan， lee george， chang k c， kunitomo experimental studies on steel tube，cored concrete and concrete filledsteel tube short column under compression and torsionj journal of beijing institute of civil engineering and architecture，1991，7 ( 2) : 1-10 ( in chinese) ) 徐积善，宫安 钢管混凝土短柱在压扭复合受力下 的试验研究c/ / 中国钢协钢-混凝土组合结构协 会第三次年会 北京: 中国钢协钢-混凝土组合结构 协 会， 1991: 34-42 ( xu jishan， gong an experimental study on short concrete filled stee