王振山，馮永建，盧俊龍，李曉蕾，田建勃

(1.西安理工大學西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點實驗室，陜西西安710048；2.西安理工大學土木建筑工程學院，陜西西安710048)

鋼管混凝土構件憑借承載力高、變形能力好、施工方便等優(yōu)點被廣泛應用于超高層和空間大跨等結構。這種結構優(yōu)良的受力性能是建立在鋼管與內部混凝土彼此形成有效約束基礎上的。為了保證這種約束，對于鋼管徑厚比（寬厚比）限值，《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》（GB50936—2014）做出了相關規(guī)定。較大的壁厚，意味著鋼材用量增大，承載力也較高，導致傳統(tǒng)鋼管混凝土在豎向荷載較小的中低層結構中，經(jīng)濟性較差，不利于其在該類建筑中的推廣應用。于是，學者提出了薄壁鋼管混凝土，大幅度減少鋼管壁厚，獲得了較好的經(jīng)濟性能。但薄壁鋼管混凝土易發(fā)生局部屈曲，同時，導致鋼管對核心混凝土的約束作用大幅度降低，進入破壞階段后，構件承載力及剛度退化較快，嚴重的還將發(fā)生脆性破壞，這對于結構安全十分不利。

為提高薄壁鋼管混凝土的局部抗屈曲性能，增強變形能力，調和“薄壁化”與“性能退化”兩者矛盾，國內外眾多學者提出了帶約束的薄壁鋼管混凝土組合構件，并對其受力性能、破壞機理等進行了相關研究。圓鋼管混凝土約束形式主要包括約束套管、角部隅撐、加勁肋等；方鋼管混凝土約束主要為加勁肋、角部隅撐及對穿拉桿等措施[1-2]。Clotilda等[3]針對加勁肋薄壁鋼管混凝土短柱極限承載能力進行試驗研究，結果表明，焊接加勁肋可增強薄壁鋼管混凝土短柱的粘結強度和軸壓承載力。Jones等[4]研究了設置內環(huán)板的鋼管混凝土柱彎曲和剪切性能，發(fā)現(xiàn)設置內環(huán)板使鋼管混凝土的強度有所提高，尤其對抗剪強度作用更加明顯。Hamidian等[5]對螺旋鋼筋鋼管混凝土構件受力性能進行了分析，重點研究了屈曲后性能，表明螺旋鋼筋對構件延性改善明顯。Ding等[6]對鋼筋加勁鋼管混凝土柱軸壓性能進行試驗及有限元模擬，考慮了寬厚比、混凝土強度和加勁肋等參數(shù)的影響。蔡健等[7]對設置拉桿的方形截面混凝土柱進行了研究，結果表明，約束拉桿可有效延遲鋼管的局部屈曲，提高構件的承載力與變形能力，其約束效果受到拉桿強度、間距等影響。劉永健等[8]研究了開孔鋼板加勁型方鋼管混凝土軸壓短柱的承載力及破壞模式，發(fā)現(xiàn)開孔加勁肋可有效提高鋼管壁的穩(wěn)定性。Yang等[9]對設置對拉片及角部隅撐的鋼管混凝土柱進行了試驗研究，結果表明，角部隅撐及對拉片能夠推遲鋼管的局部屈曲，提高構件的延性，其中角部隅撐效果更好。左志亮等[10]進行了帶約束拉桿的T型鋼管混凝土軸壓試驗，研究了不同拉桿間距、直徑、鋼板厚度下對試件破壞形式、承載力等影響規(guī)律。Yoshiaki等[11]對薄壁加筋矩形鋼管混凝土柱滯回性能進行有限元分析，考慮循環(huán)荷載下局部屈曲的影響。查曉雄等[12]提出了屈強系數(shù)的概念，考慮了不同參數(shù)變化對構件局部屈曲性能的影響。朱江等[13]對圓環(huán)箍筋、井字形和米字形3種不同形式拉筋的圓鋼管混凝土短柱軸壓性能進行了試驗研究，結果表明，井字形拉筋約束效果較好，試件承載力與變形能力最為突出。童棟華等[14]對多級加載下圓鋼管混凝土短柱軸壓受力性能變化進行了試驗分析，發(fā)現(xiàn)多級加載下早齡期圓鋼管混凝土柱徐變較為明顯，而對齡期28 d后構件承載力影響較小。Han等[15]對鋼管混凝土疊合柱軸壓力學性能進行研究，利用數(shù)值模型分析了混凝土與鋼管之間的相互作用以及箍筋對整個構件受力性能的影響規(guī)律，并提出了承載力簡化計算公式。陳志華等[16]對內置螺旋箍筋加勁方鋼管混凝土柱的力學性能進行了試驗研究，結果表明螺旋箍筋可有效提高鋼管混凝土的承載力，且箍筋間距越小承載力提高越明顯。

國內外學者提出的多種約束形式對于提升薄壁鋼管混凝土構件軸心受壓性能有較好的作用，但對于水平荷載作用，傳統(tǒng)約束提供的抗剪剛度較小，薄壁鋼管混凝土地震作用下，變形能力差的問題依然突出。因此，作者結合“螺栓箍筋”與“豎向加勁肋”的優(yōu)點，提出了一種“螺旋加勁肋”約束形式。加勁肋沿鋼管螺旋分布，剛度分布均勻，可較好約束薄壁鋼管局部變形；同時，螺旋肋水平方向可提供較大的約束剛度，以提高構件整體的抗剪承載力與變形能力。針對該新型薄壁鋼管混凝土組合柱進行軸心受壓試驗，得到破壞模式、極限承載力、變形能力、應變分布等，并在試驗的基礎上，進行了承載力計算分析。研究結果可為該新型組合構件的工程應用提供技術支持。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計制作6根不同約束形式的薄壁鋼管混凝土柱，試件截面形式如圖1所示，構件設計參數(shù)見表1。試驗鋼管及加勁肋選用Q235級鋼材，螺旋肋成型過程首先在鋼板上進行放樣，按圓弧進行切割后，整體拉伸成型，最后焊接于鋼管上。鋼材材料性能見表2。為保證加載過程中鋼管和混凝土能夠同時受力，根據(jù)截面尺寸在構件的端部加焊端板；為方便澆筑混凝土端板中心開孔D=160 mm，端板下部開引線槽一道，寬10 mm，深8 mm。

圖1 試件截面形式Fig.1 Section forms of the specimens

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parametersof the specimens

表2 鋼材力學性能Tab.2 Mechanical propertiesof steel

鋼管內填C30自密實混凝土，采用32.5級硅酸鹽水泥，粗骨料為連續(xù)級配碎石，粒徑5～10 mm，細骨料為中細砂，拌和用水為自來水，外加劑為聚羧酸高性能減水劑，配合比和材料性能見表3和4。

表3 混凝土配合比Tab.3 Mix proportion of concretekg·m-3

表4 混凝土材料性能Tab.4 Material properties of concrete

1.2 試驗測試及加載方案

試驗采用位移計與應變片測定試件變形與應變情況，試件頂端布置2個位移計測量縱向變形，試件中部布置1個位移計測量水平位移。在距離試件頂部及底部200 cm處各布置縱向應變片2個，試件中部布置縱向及橫向應變片各1個，試件背面對應位置相同布置，具體見圖2、3。

圖2 加載裝置及測點布置Fig.2 Loading device and measuring point arrangement

加載裝置為5 000 kN長柱壓力試驗機。首先將試件放置于壓力機上，采用激光投線儀將試件中點與試驗機上的下壓板中點對中，上下端板鋪有細沙。加載方式為荷載和位移相結合的分級加載，試驗開始前進行預加載20 kN，以檢查測試儀表工作狀態(tài)，消除間隙等缺陷的影響。正式加載方案如下：首先采用荷載控制，加載速率為1 kN/s，當混凝土開裂明顯或鋼管出現(xiàn)屈曲后，改為位移控制，加載速率為0.3 mm/min；當試件的豎向位移達到屈服位移的2～3倍，或荷載下降至0.85倍極限荷載時，停止加載。

圖3 試驗現(xiàn)場情況Fig.3 Test site conditions

2 試驗過程及現(xiàn)象

試件Z0為1.5 mm厚普通薄壁鋼管混凝土柱，如圖4所示。在加載初期，構件未出現(xiàn)明顯變化，當荷載增加至1 200 kN時，距試件頂部80 mm處出現(xiàn)局部微小鼓曲，見圖4（a），同時伴隨有“噼啪”聲，達到極限荷載前，試件未見明顯變化；當荷載增加至1 687.4 kN時，距試件頂端50 mm及300 mm處出現(xiàn)明顯鼓曲，鼓曲波紋長度約1/2試件周長，如圖4（b）所示。為觀察內部混凝土破壞形態(tài)，試驗結束后將鋼管切開，從圖4（c）可看出，在距柱頂300 mm處混凝土已明顯壓碎，整個截面發(fā)生破壞，普通薄壁鋼管混凝土破壞形式為局部鋼管屈曲、外鼓，核心混凝土全截面破碎。

圖4 Z0破壞形態(tài)Fig.4 Failuremodeof Z0

Z1為普通直肋鋼管混凝土柱，如圖5所示。在加載初期未出現(xiàn)顯著變化，當荷載為1 400 kN時，試件端部出現(xiàn)輕微鼓曲；加載至1 700 kN時，距試件頂部250及400 mm處出現(xiàn)輕微鼓曲，如圖5（a）、（b）所示；加載至2 010 kN時，距試件頂端約400 mm處出現(xiàn)明顯鼓曲，并在豎向加勁肋兩側形成波紋，同時伴隨著鋼管外油漆開裂聲，隨荷載繼續(xù)增大，鋼管鼓曲持續(xù)增加，直至破壞。切開鋼管后發(fā)現(xiàn)，鼓曲部位混凝土被壓碎，破壞面大致呈45°，見圖5（c）。但是，由于加勁肋的存在，混凝土未發(fā)生全截面破壞。帶肋與普通薄壁鋼管混凝土柱破壞形式有所不同，鋼管發(fā)生鼓曲，內部混凝土破壞面為斜向45°。由于加勁肋的阻隔作用，未發(fā)生整截面破壞情況。

圖5 Z1破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of Z1

Z2為開孔直肋鋼管混凝土柱，如圖6所示。

圖6 Z2破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode of Z2

加載初期至峰值荷載未見明顯變化；當加載至峰值荷載為1 915 kN時，試件頂部三角形加勁肋部位出現(xiàn)局部鼓曲；承載力開始降低，當達到1 800 kN時，試件中部偏上100 mm處鼓曲并出現(xiàn)波紋，波紋長度約為1/4鋼管周長；當荷載下降至1 700 kN時，距離試件底部150 mm附近鋼管鼓曲，隨著加載繼續(xù)，試件鼓曲更加明顯，如圖6（a）、（b）所示。切開鋼管后發(fā)現(xiàn)，鋼管鼓曲部位混凝土均壓碎外鼓，柱中下部位出現(xiàn)典型的斜裂縫，長度達到一半鋼管長度，如圖6（c）、（d）所示。開孔直肋薄壁鋼管混凝土柱整體性較好，屈曲出現(xiàn)較晚，破壞形式與普通直肋試件相類似，但混凝土破壞截面更長，表明開孔后的加勁肋與混凝土嵌固作用明顯，更有利于應力傳遞。

Z3為內螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖7所示。加載初期無明顯變化；加載至1 600 kN時，距試件頂端60 mm處出現(xiàn)鼓曲并逐漸形成波紋，隨荷載增加鼓曲逐漸增大，此后加載過程中無新的屈曲顯現(xiàn)產生，加載至1 800 kN時，試件中部加勁肋兩側鋼板輕微鼓曲，隨位移增加，鼓曲沿加勁肋向試件兩端發(fā)展并呈螺旋狀分布，同時伴有油漆開裂聲；加載結束后，試件破壞形態(tài)如“麻花狀”，柱身鼓曲輕微且分布均勻，如圖7（a）、（b）所示。切開鋼管發(fā)現(xiàn)，除試件兩端部分混凝土壓碎外，其余混凝土沿螺旋加勁肋均勻鼓曲，柱中上部沿螺旋肋方向混凝土出現(xiàn)多條裂縫，混凝土破壞均分布在相鄰螺旋加勁肋中間，如圖7（c）、（d）所示。內螺旋肋鋼管混凝土較前面試件破壞形式差異較大，鋼管沿加勁肋之間發(fā)生大面積鼓曲，核心混凝土也沿肋之間發(fā)生破壞，螺旋肋的分割、加強作用較為明顯。

圖7 Z3破壞形態(tài)Fig.7 Failuremodeof Z3

Z4為2.0 mm厚普通薄壁鋼管混凝土柱，如圖8所示。加載初期，試件無明顯變化，當荷載增加至1800 kN時，鋼管中上部出現(xiàn)輕微鼓曲（圖8（a））；荷載增加至2 700 k N時，距試件頂部50 mm處出現(xiàn)環(huán)狀鼓曲（圖8（b））；隨著加載繼續(xù)，鼓曲進一步發(fā)展直至試件破壞（圖8（c））；破壞形式如試件Z0，不再贅述。

圖8 Z4破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of Z4

Z5為外螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖9所示。

圖9 Z5破壞形態(tài)Fig.9 Failure mode of Z5

加載初期，試件無明顯變化；加載至839 k N時，距試件頂部300 mm處，外包混凝土出現(xiàn)微小斜裂縫；隨加載繼續(xù)，外包混凝土裂縫沿螺旋肋方向不斷擴展（圖9（a）、（b））；加載至1 270 kN時，試件中部螺旋肋部位出現(xiàn)裂縫并伴隨混凝土的脫落（圖9（c））；當加載至極限荷載的85%左右時，外包混凝土上部相鄰的螺旋裂縫之間出現(xiàn)縱向裂縫，其中柱頂縱向裂縫寬度達3 mm；加載至極限荷載附近時，縱向裂縫由柱上部往中、下部開展，外包混凝土逐漸被壓碎脫落；最終，試件破壞。剝開外包混凝土后發(fā)現(xiàn)，鋼管頂板及中部出現(xiàn)小范圍的局部鼓屈，如圖9（d）所示。外螺旋肋鋼管混凝土柱的破壞形式為外部混凝土沿加勁肋之間開裂，脫落；核心鋼管發(fā)生較小的局部屈曲。試驗表明：單獨的外螺旋肋難于對混凝土形成有效約束，螺旋肋變形反而加速了混凝土開裂與脫落，導致外部混凝土難以與核心構件協(xié)同工作。

Z6為鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱，如圖10所示。試驗初期，無明顯變化；加載至1 500 kN時，試件中部外包混凝土出現(xiàn)一條縱向微裂縫（圖10（a））；加載至2 700 kN時，裂縫進一步發(fā)展，由柱中貫通至柱頂；當加載至極限荷載時，柱中部出現(xiàn)密集的豎向裂縫，其寬度不斷增加；當荷載增加至3 300 kN時，裂縫進一步發(fā)展并加深，出現(xiàn)2條貫通柱身的縱向裂縫，寬度約4 mm，同時伴隨著混凝土外鼓；當試驗結束時，柱中部混凝土脫落，鋼筋鼓曲外露，破壞情況見圖10（b）。剝開外包混凝土發(fā)現(xiàn)，混凝土脫落部位鋼筋破壞嚴重，鋼管發(fā)生輕微變形（圖10（c））。鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱破壞模式與試件Z5差別較大，混凝土發(fā)生外鼓破壞，未出現(xiàn)兩肋之間的連續(xù)開裂，鋼筋發(fā)生彎曲，而核心鋼管未發(fā)生顯著的變形。試驗表明：螺旋肋除了約束內部鋼管，減少局部屈曲，還可與鋼筋聯(lián)合作用，對外部混凝土形成“塊狀”分割約束，延緩了混凝土開裂及裂縫發(fā)展速度?？傮w來看，螺旋肋-鋼筋約束可保證外部混凝土與核心鋼管混凝土較好地協(xié)同工作，內部鋼管受到核心混凝土與螺旋肋的雙重約束作用，抗屈曲性能提升明顯。

圖10 Z6破壞形態(tài)Fig.10 Failure mode of Z6

3 試驗結果分析

3.1 荷載-位移曲線

圖11為Z0～Z3試件荷載-位移曲線對比。由圖11可發(fā)現(xiàn)：直肋與開孔直肋鋼管混凝土剛度比普通鋼管與螺旋肋鋼管混凝土初始剛度大，同時，其承載能力也更高；直肋與開孔直肋試件比普通鋼管混凝土極限承載力分別提高19%和14%。螺旋肋對于豎向承載力貢獻不大，僅比普通鋼管混凝土提高7%左右。從變形能力上看，直肋、開孔直肋以及螺旋加勁肋均可改善薄壁鋼管混凝土的變形能力；其中開孔直肋以及螺旋加勁肋效果最為顯著。加勁肋開孔后，與混凝土貫通粘結；豎向荷載作用下，鋼管外鼓，內部混凝土對鋼管形成一定的拉結作用，延緩其橫向變形，進而提高其變形能力。螺旋加勁肋利用其剛度，對鋼管橫向形成一定的約束作用，也達到減小橫向變形，提高構件整體變形能力的目的?？偟膩砜?，螺旋加勁肋對于豎向荷載作用下構件整體強度與剛度直接貢獻不大，主要是對鋼管的橫向變形產生約束作用，進而提高構件整體的受力性能。

圖11 Z0～Z3試件荷載-位移曲線對比Fig.11 Comparison of load-displacement curves of Z0 to Z3

圖12為Z4～Z6試件荷載-位移曲線對比。

圖12 Z4～Z6試件荷載-位移曲線對比Fig.12 Comparison of load-displacement curves of Z4 to Z6

從圖12可見：普通鋼管混凝土初始剛度較大，而外螺旋鋼管混凝土柱剛度相應較小。從承載力角度分析，外螺旋鋼管混凝土柱的承載力最低，僅為普通鋼管混凝土柱的75%左右；峰值荷載過后，基本呈兩階段破壞。外部混凝土破壞階段，僅依靠螺旋肋難以對外部混凝土形成有效約束；同時，螺旋肋的擠壓作用導致裂縫沿螺旋肋快速發(fā)展，并與核心鋼管混凝土脫離，構件剛度與強度快速損失。核心鋼管混凝土工作階段，外部混凝土退出工作后，荷載由核心鋼管混凝土承擔，由于螺旋肋與鋼管的約束作用，構件變形能力得以恢復?？傮w來看，外螺旋鋼管混凝土柱，由于外部混凝土裂縫發(fā)展較快，難以與核心構件協(xié)同工作，受力性能相對較差。

針對上述情況，試驗在螺旋肋外部增設了4根縱向鋼筋，以達到對外部混凝土形成有效約束的目的。從試驗結果來看，鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱承載力大幅度提升，變形能力顯著改善，比普通構件承載能力提高了22.5%，變形能力提高20%左右。螺旋肋與鋼筋聯(lián)合作用，對外部混凝土形成“塊狀”分割，延緩了混凝土開裂；受螺旋肋擠壓形成的裂縫，由于鋼筋的阻隔作用，僅能局部發(fā)展。外部混凝土與核心鋼管混凝土較好的協(xié)同工作能力，保證了構件整體的剛度與強度。螺旋加勁肋對核心鋼管與外部混凝土均起到較強的約束作用，通過螺旋肋，兩者變形也保持了協(xié)調；組合柱各部分互相約束、協(xié)同工作，構件受力性能得到明顯改善。

表5為各試件的荷載與位移特征值。設置直肋后，與普通薄壁鋼管混凝土相比，構件屈服荷載提升27%，屈服位移大致相同，極限承載力提升19%，破壞位移提升13%。直肋開孔后，構件屈服荷載提升31%，屈服位移提高19%，極限承載力提升14%，極限荷載位移大致相當。內螺旋肋試件，屈服荷載提高14%，極限荷載提升7%，屈服位移提高25%，破壞位移提升90%。

表5 荷載與位移特征值Tab.5 Load and displacement eigenvalues

圖13為各試件關鍵性能參數(shù)變化對比。由圖13可見，試件2（開孔直肋）的變形能力、安全儲備較好；試件3（內螺旋肋）在變形能力、承載力裕度方面相對較好；試件6（螺旋肋-鋼筋）在承載力裕度、變形能力和安全儲備方面均較好，綜合性能最為突出。

圖13 試件性能參數(shù)對比Fig.13 Comparison of specimen performance parameters

總體來看，豎向加勁肋剛度較大，對構件承載力提高效果明顯，變形能力一般；加勁肋開孔后，雖承載力產生一定損失，但可對鋼管橫向變形產生較大的拉結作用，進而提高構件的變形能力。螺旋加勁肋對豎向強度直接作用不顯著，主要通過約束鋼管橫向變形而發(fā)揮作用，對構件變形能力有明顯提升，可預期對組合柱抗水平荷載作用效果較好。對于外包混凝土形式，單一螺旋肋難以形成有效約束，導致外部混凝土嚴重破壞，過早退出工作。螺旋肋-鋼筋約束效果較好，可保證外部混凝土與核心構件變形協(xié)調，組合柱各部分互為支撐，協(xié)同工作，構件整體受力性能較好；與此同時，由于外部混凝土的防護作用，內部鋼管抗火與耐久性也得到明顯改善，大大降低了后期維護成本

3.2 荷載-應變曲線

圖14為各試件鋼管橫向與縱向荷載-應變曲線。由圖14（a）、（b）、（c）、（d）可見：加載初期基本呈線性變化，隨荷載繼續(xù)增加，Z0、Z1、Z2試件鋼管縱向與橫向應變的差距逐漸增大；與其他試件鋼管相比，Z3試件鋼管在達到極限承載力之前，縱向和橫向應變差距相對較?。籞0、Z1和Z2試件鋼管的荷載-應變曲線變化規(guī)律較為接近，試件屈服后，有明顯的下降區(qū)間；Z3試件鋼管應變值相對較小，且變化較為平緩；螺旋加勁肋可有效限制鋼管橫向變形，試件變形更加協(xié)調。由圖14（e）、（f）、（g）可見：彈性階段呈線性變化，進入彈塑性階段后，Z5試件鋼管豎向應變變化較小，承載力發(fā)生突降，內部鋼管在此階段，難以參與受力，隨著外部混凝土退出工作，核心鋼管開始承擔荷載，應變持續(xù)增大；相比Z4和Z5，Z6試件鋼管的橫、縱向應變相對較小，且變化較為平緩，鋼筋與外螺旋肋聯(lián)合約束下，核心鋼管的受力性能得到提升，這與宏觀試驗情況基本一致。

圖14 試件鋼管橫、縱荷載-應變曲線Fig.14 Transverse and longitudinal load-strain curves of steel tubes

圖15為鋼管與加勁肋荷載-應變對比曲線。由圖15可見：彈性階段，Z1鋼管和加勁肋應變趨勢基本一致，加勁肋與鋼管共同受力，隨著荷載增加，鋼管與加勁肋的變形不再協(xié)調，發(fā)生“開叉”情況；試件Z2的直肋開孔后，鋼管與加勁肋的荷載-應變曲線“開叉”較晚，加勁肋開孔后與混凝土結合更強，對鋼管橫向變形，有一定拉結作用，二者變形協(xié)調階段更長；與Z1、Z2相比，Z3的試件應變更加協(xié)調，各階段的應變規(guī)律十分接近，表明在整個受力過程中，螺旋肋可與鋼管較好地協(xié)同工作。總體來看，從構件各部分協(xié)同工作角度出發(fā)，直肋效果最差，開孔直肋在構件屈服前，共同工作較好。螺旋加勁肋在受力全過程，均可與鋼管協(xié)同工作。

圖15 試件鋼管與加勁肋荷載-應變曲線Fig.15 load-strain curves of steel tubes and stiffeners

3.3 橫向變形系數(shù)

通過荷載與橫向變形系數(shù)U（U=|εh/εv|，其中，εh和 εv分別為鋼管中部橫向應變和縱向應變）分析試件在軸向荷載作用下的受力狀態(tài)。圖16（a）為直徑260 mm的試件橫向變形系數(shù)曲線。由圖16（a）可看出，試件Z3、Z2、Z1、Z0的總體橫向變形系數(shù)逐漸增大，螺旋肋試件橫向變形系數(shù)最小，能夠有效限制試件的橫向變形，約束效果最好。圖16（b）為直徑360 mm的試件橫向變形系數(shù)曲線。由圖16（b）可見，試件Z6、Z5、Z4的橫向變形系數(shù)逐漸增大，螺旋肋可較好限制鋼管橫向變形，當鋼筋與螺旋肋聯(lián)合作用后，約束效果得到進一步加強。

圖16 橫向變形系數(shù)Fig.16 Lateral deformation coefficients

4 破壞模式與承載力分析

4.1 破壞模式

對內螺旋肋及鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土柱工作機制及破壞模式進行分析。加勁肋沿鋼管內壁螺旋分布，內部混凝土受到螺旋肋的阻隔作用，“滑移問題”得到克服，加勁肋呈一定角度，對鋼管橫、縱向起到一定的約束作用；豎向荷載作用下，螺旋肋受壓變形，兩個加勁肋之間的混凝土受壓發(fā)生破壞。當混凝土發(fā)生破壞，相應位置鋼管失去混凝土的支撐作用，進而發(fā)生屈曲。因此，內螺旋肋鋼管混凝土破壞位置發(fā)生在加勁肋之間，由于螺旋肋為連續(xù)約束，屈曲也呈連續(xù)發(fā)展，如圖17（a）所示。

鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土各部分協(xié)同工作機制如下：鋼筋-螺旋肋對外部混凝土形成塊狀分割，豎向荷載作用下，混凝土發(fā)生環(huán)向變形；由于鋼筋的阻擋作用，兩者發(fā)生擠壓，最終鋼筋發(fā)生彎曲破壞；混凝土受到螺旋肋與鋼筋的“塊狀”約束，裂縫發(fā)展得到限制，不再發(fā)生螺旋開裂，如圖17（b）所示。一方面，螺旋加勁肋與鋼筋聯(lián)合作用約束外部混凝土；另一方面，其限制內部鋼管變形，起到了傳遞荷載與變形的作用?？傮w來看，鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土受力較為合理，外部混凝土可與核心構件協(xié)同工作，鋼管同時受到螺旋肋與內部混凝土的雙重約束，抗屈曲性能得到較大提升，受力性能得到明顯改善。

圖17 破壞模式Fig.17 Failure modes

4.2 承載力計算

通過研究發(fā)現(xiàn)鋼筋-外螺旋肋鋼管混凝土柱受力性能較好，針對其承載力進行計算。在鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土協(xié)同工作機理的基礎上，根據(jù)疊加理論，對其承載力進行分析。該構件承載力主要由4部分構成：外部混凝土承載力N1、豎向鋼筋承載力N2、螺旋肋鋼管承載力N3及核心混凝土承載力N4。外部混凝土承載力主要由該部分截面面積和抗壓強度決定，由于外部混凝土未受到鋼管的約束作用，強度沒有增大，且在受力過程中，受到一定的螺旋肋擠壓作用，需引入折減系數(shù)，根據(jù)試驗情況得到，具體計算公式如下：

按上述公式和材性試驗結果，對-鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱極限受壓承載力進行計算，得到承載力為3 511 kN，試驗結果為3 551 kN，兩者較為接近，誤差大約為1.1%。在此基礎上，對該組合柱的承載力設計值進行計算，根據(jù)工程經(jīng)驗，引入安全系數(shù)0.7，計算公式如下：

根據(jù)材性實驗測得混凝土和鋼材強度：混凝土強度fc=17.29 MPa，鋼管鋼材強度f=233 MPa，鋼筋強度f=415.78 MPa，代入式（6）中，計算得到該組合柱承載力設計值為1885 kN；根據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》和《鋼結構設計規(guī)范》中C30混凝土強度fc=14.3 MPa，Q235鋼材強度f=215 MPa，HRB335鋼材強度f=300 MPa，代入式（7），得到統(tǒng)一的承載力設計值為1482 kN。試驗測得該組合柱的屈服荷載為2 070 kN，實測承載力較計算值高28.4%左右，安全裕度較高。

5 結 論

通過對不同約束形式的薄壁鋼管混凝土組合柱軸壓試驗研究，主要得到以下結論：

1）普通、直肋和開孔直肋薄壁鋼管混凝土柱破壞模式大致一致，鋼管發(fā)生局部鼓曲，內部混凝土壓潰，破壞較為集中。內螺旋肋鋼管混凝土柱破壞模式為鋼管沿兩加勁肋之間螺旋屈曲，混凝土也呈螺旋壓潰形式，屈曲沿試件高度均勻發(fā)生，變形更加協(xié)調。

2）直肋、開孔直肋與螺旋肋均能在一定程度上改善薄壁鋼管混凝土柱的軸壓受力性能，但其作用機理差異較大。直肋與開孔直肋可提供較大的豎向剛度，極限承載力比普通構件提高15%以上；而螺旋肋對于豎向剛度貢獻不大，承載力僅提高7%，主要依靠限制鋼管環(huán)向變形提供約束，對構件變形能力提升較明顯。

3）外螺旋鋼管混凝土柱破壞模式為外部混凝土沿螺旋肋開裂，并脫落，外部混凝土難以與核心構件協(xié)同工作，力學性能較低。當增設鋼筋后，外部混凝土受到螺旋肋與鋼筋聯(lián)合約束，抗裂性能大幅度提升，與核心構件協(xié)同工作良好；鋼管受到混凝土與螺旋肋雙重約束，屈曲較為輕微，破壞模式較為合理。

4）鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土疊合柱受力性能較好，與普通鋼管混凝土相比，承載力提高22.5%，變形能力提高20%；內部鋼管受到外部混凝土保護，可大大降低防火及耐腐蝕等后期維護費用。

5）在鋼筋-螺旋肋鋼管混凝土柱協(xié)同工作機制的基礎上，提出了該新型組合構件軸心受壓極限承載力計算方法，計算結果與試驗值吻合較好，設計承載力安全裕度較高。