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六边形孔蜂窝型钢是指在工字型钢或H型钢的腹板按设定的折线进行切割，或把钢板按截面尺寸切割、焊接并将腹板按设定的折线进行切割，再根据孔型错位焊接在一起形成的构件. 该构件具有刚度高、自重轻、承载力好、经济效益大等优点，已在工程中得到广泛应用[1-4]. 但由于腹板六边形孔洞的存在，孔洞周边易成为薄弱区，在荷载作用下会出现孔洞变形，屈曲失稳等问题，为此工程中常需对该类构件进行结构加固.
外包混凝土加固作为钢结构加固的一种常用技术形式，目前已在工程中得到广泛使用. 参照型钢部分包裹混凝土结构(partially encased concrete，PEC)的组合形式，本文对六边形孔蜂窝钢柱采用部分外包混凝土进行结构加固，加固后的柱子称为六边形孔蜂窝钢PEC柱. 目前国内外关于实腹PEC柱的研究已有不少，但对于六边形孔蜂窝型钢PEC柱的研究还较为少见. Hunaiti等[5]首次通过偏压试验发现设置抗剪措施对钢骨翼缘屈曲的影响不大，但在实际工程中应设置机械抗剪键. Tremblay等[6-7]通过轴压试验发现，在破坏阶段，横向系杆间距较大的试件强度下降速度更快，且延性更差，提出了预测极限承载力的模型. Begum等[8]通过试验和数值模拟研究得出，高强度混凝土能明显提高PEC组合柱的承载能力. 赵根田等[9-13]通过一系列试验研究了PEC柱的力学性能，提出了该类柱体的极限承载力计算公式. 方有珍等[14-17]通过水平低周反复荷载试验研究了薄壁钢板和新型卷边钢板PEC组合柱弱轴和PEC组合柱强轴的力学性能和破坏形式. 林德慧等[18]和陈以一等[19]对具有不同截面形式的PEC柱进行了试验研究和数值模拟，提出了PEC柱在轴压和压弯状态下的整体稳定设计公式，并根据混凝土单侧约束能大幅提高钢板的局部稳定临界应力，推导出PEC构件中主钢件翼缘板的宽厚比限值.
基于上述背景，本文对部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝钢柱的轴压性能[20]进行了试验研究，观察其破坏过程及形态，并对其承载能力、延性系数、耗能性能等指标进行分析，旨在为六边形孔蜂窝钢柱的结构加固提供参考.
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本试验根据《钢结构设计标准》(GB50017-2017)[21]、《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)[22]等规范，设计制作了1根六边形孔蜂窝钢短柱和5根六边形孔蜂窝型钢PEC短柱试件. 六边形孔蜂窝型钢PEC短柱试件以混凝土强度等级和系杆间距为变化参数，并与六边形孔蜂窝钢短柱试件进行对比，进一步研究探讨混凝土强度等级和系杆间距对部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝型钢轴压受力性能的影响. 试件的具体设计参数如表 1所示，六边形孔蜂窝钢短柱和六边形孔蜂窝型钢PEC短柱的截面形式如图 1所示.
试验蜂窝型钢采用Q235级钢板加工制作，腹板由4.5 mm厚钢板切割而成，翼缘由7.5 mm厚钢板切割而成. 本试验蜂窝型钢扩张比取1.4，即扩张后的蜂窝型钢截面高度为168 mm，翼缘截面尺寸为80 mm×7.5 mm，腹板高厚比hw/tw为37.33，翼缘宽厚比bf/tf为10.67，均符合《组合结构设计规范》(JGJ 138-2016)[23]的规定. 系杆由2.5 mm厚扁钢切割而成，截面尺寸为25 mm×2.5 mm.
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蜂窝钢构件是将腹板按一定曲线切割后错位焊接而成的，试验中将Q235级钢板加工成6根蜂窝型钢，根据文献[4]提出的蜂窝钢构件相关制作参数a进行设计，六边形孔蜂窝钢梁桥高度a的合理取值为0.3 h(h为原H型钢截面高度)，考虑实验室的加工条件，取a=30 mm，并由此确定腹板切割轨迹的其他尺寸. H型钢腹板经切割后将分成两部分，把这两部分的突出边对齐后焊接，并将端头空腹部分补焊平齐，即可形成空腹的钢腹板. 开六边形孔蜂窝钢柱的腹板切割示意图如图 2所示.
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本试验采用Q235级钢板，钢板和扁钢试样材料试验按照《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》(GB/T2975-2018)[24]的规定取样. 根据《金属材料拉伸试验第1部分室温试验方法》(GB/T228.1-2010)[25]的规定分别制作7.5 mm厚钢板、4.5 mm厚钢板及2.5 mm厚扁钢各3个标准试件，每个试件在中部纵横两个方向布置应变片测点，并进行单向拉伸试验，获取试验用钢材的相关力学性能指标. 材性试验得到的钢材各力学性能指标，结果见表 2.
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试验采用的加载装置为2 000 kN的电液伺服液压万能试验机，具体加载装置如图 3所示. 本试验采用荷载控制的加载方式，以0.5 kN/s的加载速度增加，加载至极限荷载后，再下降至极限荷载的85%时，认为试件已破坏，终止试验.
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为研究加载过程中峰窝型钢PEC短柱及蜂窝孔周的应力应变分布及发展规律，在加载端孔洞周边粘贴应变花(如图 4所示)，六边形孔周边粘贴6个应变花，在翼缘中部粘贴“T”字形应变片，中间系杆中部粘贴单向应变片，应变数据由CM-2B-64静态应变测量仪及其分析系统测量获得. 测点的布设形式如图 4所示.
1.1. 试件设计
1.2. 试件加工制作
1.3. 材料的力学性能试验
1.4. 试验加载方案
1.5. 试验测量方案
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六边形孔蜂窝钢短柱试件ZL0加载初期没有明显变形，试件处于弹性阶段，当荷载达到450 kN时，蜂窝型钢上部孔洞附近翼缘发生向外屈曲变形，试件承载力开始下降，加载结束.
部分外包混凝土加固的六边形孔蜂窝钢短柱试件的破坏形态大致相同. 当荷载较小时，蜂窝型钢和混凝土都处于弹性阶段，随位移的增加，荷载呈线性增长，当荷载达到0.04~0.16 Pm时，Pm为极限荷载，柱端部或系杆附近出现细小的裂缝，随着荷载的增大，原有裂缝不断延伸、扩展，并不断有新的裂缝出现；在荷载达到0.75~0.88 Pm前，蜂窝型钢与混凝土(再生混凝土)共同工作. 此时试件所承受的荷载称为屈服荷载Py，相对应的位移称为屈服位移Δy. 当荷载达到试件屈服点后，由于蜂窝型钢的存在，随位移的增加，荷载缓慢增长，趋于平缓，此时混凝土表面裂缝继续发展，并出现小面积脱落；蜂窝型钢端部及孔洞附近翼缘发生屈曲变形；孔洞上方系杆(横向扁钢)受拉，系杆(横向扁钢)上方混凝土表面出现横向裂缝；同时混凝土与蜂窝型钢翼缘交界处附近裂缝继续发展，出现脱落趋势. 直至荷载达到试件的极值点，此时试件所承受的荷载称为极限荷载Pm，相对应的位移称为极限位移Δm. 荷载达到试件极值点后，随位移的增加，荷载缓慢下降，混凝土表面裂缝迅速发展，被逐渐压碎并出现大面积脱落；蜂窝型钢翼缘完全屈曲，上部系杆(横向扁钢)受拉达到极限，与蜂窝型钢翼缘焊接处发生断裂；混凝土与蜂窝型钢翼缘交界处完全脱开，此时荷载主要由蜂窝型钢承受，导致焊缝撕裂. 待荷载下降到0.85 Pm时，停止加载，此时试件所承受的荷载称为破坏荷载Pu，相对应的位移称为破坏位移Δu. 图 5为六边形孔蜂窝钢短柱及六边形孔蜂窝型钢PEC短柱的典型破坏形态.
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图 6为6个试件的荷载-位移曲线. 六边形孔蜂窝钢短柱的荷载-位移曲线形态分为3个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段. 弹性阶段曲线呈线性增长，且随着位移增大荷载迅速增长，待荷载达到屈服荷载附近，进入弹塑性阶段，此阶段荷载仍随着位移的增大而增长，但增速趋于平缓，达到峰值荷载后进入破坏阶段，荷载呈下降趋势，最后在达到破坏荷载前下降趋势变缓.
六边形孔蜂窝型钢PEC短柱则出现了一些与前者不同的特点：弹性阶段都会有一段较短的平台段，当荷载上升到平台段时，加固的部分外包混凝土表面多出现较大裂缝，随后荷载继续上升至屈服荷载附近；进入弹塑性阶段后，由于部分外包混凝土的加固，试件荷载先保持基本不变，然后开始屈服，发生变形，混凝土大面积脱落，荷载继续缓慢上升至峰值；进入破坏阶段后，部分外包混凝土基本失效，系杆断裂，翼缘屈曲，荷载缓慢下降至破坏荷载，试验结束.
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表 3为各试件的特征点参数，六边形孔蜂窝钢短柱试件的屈服荷载Py是其极限荷载Pm的0.92倍，而六边形孔蜂窝型钢PEC短柱试件的屈服荷载Py在试件极限荷载Pm的0.75~0.88倍之间，说明部分外包混凝土的加固大大提高了六边形孔蜂窝钢柱在屈服后的安全储备. 相对于六边形孔蜂窝钢短柱试件，由于外包部分混凝土的加固，六边形孔蜂窝型钢PEC短柱试件的极限荷载上升了20.61%~40.96%，除试件ZL3外，其他试件的延性系数下降了10.23%~42.40%，试件ZL3的延性系数上升了9.86%.
2.1. 破坏过程及形态
2.2. 荷载位移曲线
2.3. 特征点参数
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图 7为不同试件的承载能力变化. 由图 7a及表 3可知，相比于试件ZL0，试件ZL1的屈服荷载提升了13.7%，极限荷载提升了21.0%；试件ZL2的屈服荷载提升了14.9%，极限荷载提升了27.5%；试件ZL3的屈服荷载提升了10.5%，极限荷载提升了34.1%. 而相比于试件ZL1，ZL2的屈服荷载提升了1.1%，极限荷载提升了5.4%；与试件ZL2相比，试件ZL3的屈服荷载下降了3.8%，极限荷载提升了5.3%. 由此可知，相对于六边形孔蜂窝短钢柱，六边形孔蜂窝钢PEC柱的屈服承载力有所提升，极限承载力大大提升. 每提高一个等级的混凝土强度，极限承载力提升超过5%，但是混凝土强度等级对屈服荷载的影响不大. 这组试件的翼缘屈曲变形均在固定端至上部孔洞附近处较为明显，所以该组试件的系杆断裂都发生在固定端，这也说明了混凝土强度等级对蜂窝型钢翼缘屈曲变形和系杆断裂位置没有较大影响. 同时，试件ZL1有明显的焊缝撕裂及孔洞变形，而试件ZL2，ZL3不能观察到明显的焊缝撕裂及孔洞变形，这说明混凝土强度等级可以有效改善焊缝撕裂及孔洞变形，这是因为随着混凝土强度等级的提高，粗骨料的表面积增大，砂浆用量减少，有效约束了孔洞的变形.
由图 7b和表 3可知，相比于试件ZL0，试件ZL4的屈服荷载提升了36.3%，极限荷载提升了42.0%；试件ZL5的屈服荷载提升了7.6%，极限荷载提升了20.6%；与试件ZL4相比，试件ZL1的屈服荷载下降了19.9%，极限荷载下降了17.4%；与试件ZL1相比，试件ZL5的屈服荷载下降了5.37%，极限荷载下降了0.29%. 由此可知，系杆间距超过100 mm对六边形孔蜂窝钢PEC柱的影响不大，但是系杆间距小于100 mm可明显提高短柱的承载力. 试件ZL1翼缘屈曲变形在固定端到上部孔洞附近较为明显，试件ZL4翼缘屈曲变形在系杆间隔处及上部孔洞附近较为明显，试件ZL5翼缘屈曲变形在孔洞附近更为明显，这是因为试件受压时，混凝土向外膨胀，约束混凝土的系杆因此向外拉伸弯曲，同时使得混凝土在受力过程中纷纷剥落. 在达到极限荷载时，轴向荷载主要由蜂窝型钢承担，系杆尚未屈服，但其对混凝土的约束和翼缘的拉结作用不断减弱，导致翼缘的变形不断增大. 当系杆间距较小时，系杆数量增加，系杆对型钢翼缘的拉结作用增大，减缓了翼缘局部屈曲变形，随着系杆间距增大，系杆位置发生变化，同时由于孔洞存在，不能很好约束翼缘发生屈曲变形.
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延性是指构件从屈服开始到最大承载能力或到达以后而承载能力还没有明显下降期间的变形能力. 材料在受力而产生破坏之前的塑性变形能力，与材料的延展性有关. 本文采用能量等值法对各试件的屈服荷载、屈服位移进行计算，其延性系数如表 3所示.
图 8反应了6根短柱的延性系数差异，与试件ZL0相比，试件ZL3的延性系数提升了9.9%，试件ZL1，ZL2，ZL4和ZL5的延性系数分别降低了41.05%，36.8%，42.5%和10.3%. 且随着混凝土强度和系杆间距的增大，试件延性增大. 由图 6可知，由于混凝土和系杆的加固，部分外包混凝土加固试件的弹性阶段和弹塑性阶段间出现明显的平台段，导致屈服位移增大，且破坏阶段达到破坏荷载前没有变缓趋势，破坏位移减小. 因此试件延性随部分外包混凝土的加固而减小.
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耗能能力反映了轴压构件本身吸收能量与耗能之间的内在联系，试件轴压耗能因子η[26]可以定义为：
式中，SOPBQ为荷载-位移曲线与x轴及过终止点平行于y轴所包围的面积，如图 9所示阴影部分面积；Pm为极限荷载；Δu为破坏位移.
试件ZL1的耗能因子为0.82，与试件ZL0的耗能因子0.72相比，提高了13.9%. 试件ZL2，ZL3的耗能因子分别为0.79，0.85，相对于试件ZL0，分别提高了9.7%，18.1%，相对于试件ZL1，前者降低了3.7%，后者提高了3.7%. 试件ZL4，ZL5的耗能因子分别为0.78，0.84，相对于试件ZL0，分别提高了8.3%，16.7%，相对于试件ZL1，前者降低了4.9%，后者提高了2.4%. 由此可见，经部分外包混凝土加固的六边形孔蜂窝钢短柱能有效提高试件的耗能性能，但系杆间距的减小会降低耗能性能.
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本试验选择靠近试验加载端的孔洞(扩张比为1.3)为应力测量对象，六边形孔洞在每个角贴一个应变花，每个试件共贴6个，再按公式计算每个角的应力值和应力角度，并用CAD绘制孔洞应力分布图，本试验取试件达到95%Pm时的孔洞主应力来计算，其中正值为拉应力，负值为压应力(单位：MPa)，图 10为各试件孔洞应力分布图. 分析各试件孔洞的应力分布情况，得到以下结论：
(1) 对比各试件孔洞应力分布图可以发现，孔周应力分布基本符合对称性.
(2) 大部分试件的孔洞应力存在最大拉应力或压应力，且最大应力多分布在六边形的棱角处.
(3) 孔洞应力分布大致相似，且大部分孔洞受到的拉应力压多于压应力，说明试件孔洞多为受拉破坏.
3.1. 承载能力
3.2. 延性系数
3.3. 耗能性能
3.4. 孔洞应力
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(1) 部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝钢短柱试件的加载过程与六边形孔蜂窝钢短柱试件相似，分为弹性、弹塑性和破坏3个阶段，表现为混凝土表面先出现最大裂缝，然后翼缘发生屈曲变形，混凝土大面积脱落，最后混凝土被压碎，系杆断裂，翼缘完全屈曲.
(2) 与六边形孔蜂窝钢短柱试件相比，部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝钢短柱试件承载力大大提高，耗能也有所提高，但延性变差.
(3) 对于部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝钢短柱试件，当混凝土强度提高时，承载力和延性都有所提高，可以较好的约束孔洞变形和焊缝撕裂，翼缘屈曲变形都发生在固定端到上部孔洞附近；当系杆间距在一定范围内缩小时，承载力大大提高，但延性和耗能都略有下降，对翼缘屈曲变形、孔洞变形和焊缝撕裂约束作用显著.
(4) 轴压状态下，部分外包混凝土加固六边形孔蜂窝钢短柱试件的孔周应力呈对称分布，最大应力多分布在六边形棱角处，且孔周受拉多于受压.