韋建剛，羅 霞，陳寶春，呂健源

(1. 福州大學土木工程多災害防治重點實驗室，福州 350116；2. 福建工程學院土木工程學院，福州 350118)

通過鋼管和混凝土間的相互約束作用，鋼管混凝土構件具有承載力高和延性好等特點，被廣泛應用于墩、柱和拱等受壓結構[1]。同時，與相同截面尺寸的鋼筋混凝土構件相比，在較輕的自重條件下，鋼管混凝土構件可承擔更大的彎矩荷載，因此許多大跨度的桁式組合梁橋中也采用了鋼管混凝土構件[2?3]。

開展構件的受壓和抗彎性能研究，有利于更深入地了解構件的壓彎性能[4?5]。在圓形截面鋼管混凝土構件的受力性能研究中，學者們主要對鋼管混凝土柱開展了受壓性能的研究，對鋼管混凝土梁的抗彎性能研究工作則偏少，且主要針對的是組成材料強度較低的鋼管混凝土梁[6?8]，其鋼管屈服強度均小于420 MPa，混凝土的抗壓強度則小于60 MPa。但近年來，隨著材料制備技術的發(fā)展，為進一步提高構件承載力，并減小構件截面尺寸和結構自重，高強鋼管和超高性能混凝土(UHPC)被越來越多地應用到鋼管混凝土構件中[9?10]。

按照材料強度的組合，搜集到目前已開展抗彎性能研究的圓高強材料鋼管混凝土梁，可分為兩種：一種是普通鋼管(超)高強混凝土梁[11?13]，其(超)高強混凝土強度范圍為60 MPa～177 MPa；另一種是高強鋼管普通混凝土梁[14?16]，其高強鋼管屈服強度范圍為421 MPa～472 MPa。有研究表明，與上述兩種情況相比，新型高強鋼管UHPC材料能更好地發(fā)揮二者材料的受力性能[17?18]，然而目前未有高強鋼管UHPC 梁抗彎性能研究的報道。

高強材料鋼管混凝土構件受力性能的研究表明，采用高強或超高強材料以替換普通材料后，原鋼管混凝土構件的研究成果不一定適用[17,19]。為此，本文將以含鋼率為參數，開展圓高強鋼管UHPC 梁的抗彎性能試驗研究。同時，保持近似套箍系數或含鋼率，將其與普通鋼管UHPC 梁的抗彎性能進行對比分析。而后，基于試驗結果，借助已驗證的有限元模型，對影響鋼管混凝土梁抗彎性能的套箍系數進行分析。同時，對高強鋼管UHPC 梁的承載力計算方法開展探討，以期為該結構的實際工程應用提供理論建議。

1 試驗概況

1.1 試件設計

研究表明，含鋼率對鋼管混凝土梁的抗彎性能影響顯著[20]。變化含鋼率范圍0.14～0.38，本文共設計5 根圓高強鋼管UHPC 梁；同時，以套箍系數2.00 或含鋼率0.20 為基準，分別制作1 根圓普通鋼管UHPC 對比試件。各試件外徑均為140 mm，長度為1400 mm，詳細參數見表1。表中，按照試件類型-加載方式-含鋼率-套箍系數-相同參數試件數量序號，對試件進行編號。其中，UFHST 表示高強鋼管UHPC 梁；UFST 表示普通鋼管UHPC 梁；B 表示純彎加載。例如：UFHST-B-0.14-1.00-1 表示含鋼率為0.14、套箍系數為1.00 的第1 根圓高強鋼管UHPC 梁。

表 1 試件參數及主要試驗結果Table 1 Specimen parameters and main test results

1.2 試件制作

管內填入未摻鋼纖維的UHPC 材料，外包鋼管均為熱軋無縫管。按照《活性粉末混凝土》(GB/T 31387?2015 )[21]和《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1?2010)[22]，分別對UHPC和鋼管進行材性測試。測得的材性結果，分別見表2和表3。試件養(yǎng)護包括3 d 自然養(yǎng)護、3 d 恒溫(95±5 ℃)養(yǎng)護、28 d 自然養(yǎng)護以及自然養(yǎng)護至試件加載。

表 2 內填 UHPC 的材性Table 2 Material properties of the UHPC infill

表 3 鋼管材性值Table 3 Material properties of steel tube

1.3 測點布置及加載制度

試驗采用三等分兩點加載，荷載通過千斤頂施加，見圖1。變形的測點布置，如圖2 所示，在試件跨中截面沿周長方向均勻布設8 組縱、橫向應變片，以測量鋼管的應變。同時，在試件的加載點、兩端支座以及跨中位置各設置一個位移計，以測量試件的撓度。

圖 1 試驗加載Fig. 1 Test setup

圖 2 變形的測點布置Fig. 2 Layout of measuring deformation

彈性范圍內，采用荷載分級的加載制度，每級荷載為預估抗彎承載力(考慮0.9 安全系數，通過普通鋼管混凝土梁的抗彎承載力計算方法確定[23])的1/15。當曲線斜率減小，試件進入彈塑性階段后，切換為位移加載。加載速率根據撓度增長速率從0.5 mm/min 緩慢地增加至2 mm/min。當試件彎曲變形至加載裝置的轉動極限(撓曲變形接近60 mm～80 mm)，則停止加載。

2 試驗結果與分析

2.1 破壞模式

加載初期，各試件的撓度并不明顯。隨著荷載的增加，UHPC 發(fā)出清脆的擠壓聲后，荷載不再明顯增大。與普通鋼管UHPC 梁相比，高強鋼管UHPC 梁的UHPC 擠壓聲較小。各試件破壞后，整體均呈現弓形。

純彎區(qū)鋼管表面和核心混凝土的典型破壞模式，見圖3。僅試件UFHST-B-0.14-0.98-1 受壓區(qū)鋼管由于受拉區(qū)鋼管斷裂而出現擠壓鼓曲外，其余各試件的鋼管表面連續(xù)順滑，均未出現明顯外鼓，見圖3(a)。從圖3(b)可以看出，試件受拉區(qū)UHPC的裂縫分布均勻，基本延伸到受壓區(qū)。受壓區(qū)UHPC不斷擠壓，最終發(fā)生壓潰破壞。

圖 3 鋼管和核心UHPC 的典型破壞模式Fig. 3 Typical failure modes of steel tube and UHPC infill

由此可知，隨著含鋼率和鋼管屈服強度的增加，高強鋼管UHPC 梁的破壞模式并未發(fā)生明顯變化，均因跨中截面塑性不斷發(fā)展，彎曲變形過大而延性破壞。

2.2 荷載-撓度曲線

以試件UFHST-B-0.21-1.00-1 為例，各級荷載作用下豎向撓度f 沿試件長度L 的典型變化，見圖4。由圖可知，隨著荷載的增加，試件的撓度逐漸增大，其曲線形狀與半波正弦曲線基本吻合。

圖 4 撓度沿試件長度的典型變化Fig. 4 Typical deflection variation along specimen length

圖 5 高強鋼管UHPC 梁的典型彎矩-跨中撓度曲線Fig. 5 Typical curve of moment-midspan deflection for UHPC filled high strength steel tube (UFHST) beam

由于試件設計的含鋼率高，（高強）鋼管的抗彎作用顯著，各試件的彎矩-跨中撓度曲線均未出現下降段。與普通鋼管混凝土梁類似[7?8]，以試件UFHST-B-0.14-0.98-1 為例，如圖5 所示，高強鋼管UHPC 梁的典型彎矩-跨中撓度曲線大致可分為3 個階段：1)彈性階段，彎矩的增長速率大于撓度的增長速率。盡管受拉區(qū)UHPC 已開裂，但由于受壓UHPC 和高強鋼管的顯著彈性行為，彎矩與跨中撓度呈現良好的線性關系；2)彈塑性階段，受壓區(qū)UHPC 和受拉、壓區(qū)高強鋼管進入塑性，撓度的增長速率逐漸增加，彎矩增長速率逐漸減小，彎矩隨著撓度增加呈現非線性增長；3)塑性階段，跨中截面塑性不斷發(fā)展，高強鋼管的套箍作用和UHPC 的密貼支撐得到發(fā)揮，撓度增長速率雖明顯增加，但彎矩呈現一定斜率的線性強化。

不同含鋼率下試件的彎矩-跨中撓度曲線如圖6 所示。從圖中可以看出，隨著含鋼率的增加，試件曲線的彈性上升斜率和承載力增大。對比分析高強鋼管UHPC 梁0.2 倍最大彎矩對應的初始割線斜率K0.2和0.6 倍最大彎矩對應的使用階段割線斜率K0.6，以試件UFHST-B-0.14-0.98-1 為基準，增加含鋼率至0.21、0.29 和0.38 時，試件的K0.2分別提高了28.11%、43.96%和126.43%，K0.6則分別增大了3.69%、34.3%和81.73%。當含鋼率從0.14 增加至0.38 時，最大彎矩從106.1 kN·m增加至204.1 kN·m。由此可知，含鋼率增加，高強鋼管UHPC 梁的抗彎性能得到提升。

圖 6 各含鋼率下高強鋼管UHPC 梁的彎矩-跨中撓度曲線Fig. 6 Effect of steel ratio on curves of moment-midspan deflection for UHPC filled high strength steel tube beam

圖 7 高強鋼管UHPC 梁和普通鋼管UHPC 梁的彎矩-跨中撓度曲線對比Fig. 7 Comparison in curve of moment-midspan deflection between UHPC filled high strength steel tube (UFHST) beams and UHPC filled normal strength steel tube (UFST) beams

圖7(a)和圖7(b)分別為相近含鋼率(或套箍系數)下高強鋼管UHPC 梁和普通鋼管UHPC 梁的彎矩-跨中撓度曲線對比。由圖可知，當保持近似含鋼率或套箍系數時，采用高強鋼管外包的試件，其荷載-跨中撓度曲線呈現更明顯的彈塑性比例，且由于屈強比高，塑性階段的曲線強化斜率較小，但抗彎承載力增大，分別提高了86.07%和42.37%。上述現象表明，鋼管屈服強度變化，高強鋼管UHPC 梁呈現的抗彎性能發(fā)生改變。

2.3 鋼管應變

以試件UFHST-B-0.14-0.98-1 為例，各級荷載作用下跨中截面鋼管應變沿截面高度H 的典型變化，見圖8 所示。從圖中可以看出，加載初期，試件截面尚處于彈性階段，受壓、拉區(qū)的應變相當，中性軸和截面幾何中心基本重合。而后，隨著荷載的增加，受拉區(qū)UHPC 開裂，使得截面受拉區(qū)應變的增長速率大于受壓區(qū)，受拉區(qū)高強鋼管先于受壓區(qū)高強鋼管進入塑性階段。繼續(xù)加載，受拉區(qū)域不斷擴大，中性軸不斷偏離試件幾何中心，向受壓區(qū)偏移。高強鋼管UHPC 梁的中性軸隨著荷載增加而變化的趨勢，與普通鋼管UHPC 梁相比，并無差異，二者的組合截面均符合平截面假定。

圖 8 應變沿截面高度的典型變化Fig. 8 Typical strain variation along cross-section height

以試件UFHST-B-0.29-1.62-1 為例，受拉、壓區(qū)外緣處，鋼管的環(huán)/縱向應變比值εh/εv隨彎矩增加的典型變化如圖9 所示。由圖可知，受荷初期，高強鋼管處于彈性階段，受拉、壓區(qū)鋼管的環(huán)/縱向應變比值基本保持在0.28 附近。隨著荷載的增加，受拉區(qū)鋼管的環(huán)/縱向應變比值未有明顯變化，受壓區(qū)鋼管的環(huán)/縱向應變比值由于UHPC不斷擠壓則逐漸增大，且大于高強鋼管的屈服橫向變形系數0.50。該現象表明，受壓區(qū)高強鋼管對核心UHPC 的套箍作用是應被考慮。

圖 9 彎矩-環(huán)/縱向應變比值的典型曲線Fig. 9 Typical curve of moment-ratio of circumferential strain to longitudinal strain

3 有限元分析

3.1 模型建立

采用ABAQUS 軟件，建立鋼管混凝土純彎梁的有限元模型，見圖10。模型中，混凝土采用C3D8R的實體單元，鋼管采用S4R 殼單元。鋼管與內填混凝土采用面面接觸，法向接觸為硬接觸，切向接觸采用庫倫摩檫，摩檫系數為0.55。邊界和位移荷載通過參考點施加，上、下參考點則分別與試件加載區(qū)域和支座單元區(qū)域采用剛體綁定。試驗結果表明，鋼管和混凝土的滑移現象并不顯著，為此邊界點RP1 和RP4，與鋼管和混凝土采用剛體綁定。對于材料本構模型的選取，混凝土采用塑性損傷模型，受壓的應力-應變曲線采用Tao 等[24]的模型，見式(1)；混凝土的受拉軟化性能，采用破壞能量準則，對應的GF[24]如式 (11)所示。以460 MPa 的鋼管屈服強度為界，該界限上(≥460 MPa)、下(<460 MPa)的鋼材本構模型，則分別采用三段線[25?26]和五段線[27]模型，分別見式(12)和式(13)。

圖 10 有限元模型Fig. 10 Finite element model

式中：σ 為應力變量；ε 為應變變量；fy鋼管屈服強度；fu鋼管極限強度；εy為鋼管屈服應變；εsh為鋼管強化應變；εu為鋼管極限應變；Es為鋼管彈性模量；Esh為鋼管強化模量。

3.2 模型驗證

基于搜集的21 根高強材料鋼管混凝土純彎梁以及本文(高強)鋼管UHPC 純彎梁的試驗數據樣本，對上述方法建立的有限元模型開展驗證工作。

從圖11 抗彎承載力[23]計算值MFEM和試驗結果MTest的對比可以看出，二者基本相等，整體計算誤差控制在±10%內。對比有限元曲線和試驗曲線也發(fā)現，如圖12 所示，二者曲線基本吻合。由此可見，上述方法建立的有限元模型能較準確地描述高強材料鋼管混凝土純彎梁的承載力和彎矩-跨中撓度曲線，用于后續(xù)的抗彎性能分析是可靠的。

圖 11 有限元與試驗的承載力對比Fig. 11 Comparison in bearing capacity between finite element results and test results

3.3 受力過程分析

圖13(a)和圖13(b)分別為普通鋼管UHPC 梁和高強鋼管UHPC 的典型受力過程分析曲線。隨著彎矩荷載的不斷增加，由圖13(a)可知，普通鋼管UHPC 梁依次發(fā)生受拉區(qū)UHPC 開裂、受拉區(qū)普通鋼管屈服、受壓區(qū)普通鋼管屈服和受壓區(qū)UHPC塑性膨脹(抗壓強度達單軸極限強度)。而如圖13(b)所示，高強鋼管UHPC 梁則依次發(fā)生受拉區(qū)UHPC開裂、受壓區(qū)UHPC 塑性膨脹、受拉區(qū)高強鋼管屈服和受壓區(qū)高強鋼管屈服。對比二者的全過程受力可知，隨著屈服強度的增加，高強鋼管UHPC梁進入彈塑性和塑性階段的原因發(fā)生變化。與普通鋼管UHPC 梁不同，高強鋼管UHPC 梁的UHPC先于高強鋼管進入塑性階段，為此近似含鋼率或套箍系數下高強鋼管UHPC 的彈塑性比例顯著。進一步分析該結果還發(fā)現，鋼管屈服后橫向變形系數(0.50)增大，而UHPC 臨近極限強度的橫向變形系數(0.30)較小，若套箍作用在鋼管屈服前得到建立，UHPC 的膨脹變形可被更及時地限制，為此高強鋼管與UHPC 的協(xié)同作用有望得到更有效的保證。該分析進一步解釋了試驗現象：在高強鋼管套箍作用下，UHPC 擠壓聲較小的原因。

圖 12 有限元與試驗的曲線對比Fig. 12 Comparison in curve between finite element results and test results

圖 13 受力過程分析曲線Fig. 13 The curve of analyzing mechanical process

3.4 套箍系數分析

根據試驗結果可知，隨著含鋼率和鋼管屈服強度的增加，鋼管混凝土梁的抗彎性能發(fā)生變化。借助套箍系數，不僅可統(tǒng)一表征含鋼率和鋼管屈服強度參數，而且還可對混凝土強度參數進行分析。由于有限元采用的混凝土強度為圓柱體抗壓強度，為此下述討論的套箍系數ξ′=(Asfy)/()。

3.4.1 中性軸

鋼管混凝土梁達抗彎承載力[23]時，不同套箍系數下，核心混凝土的截面應變分布圖，見圖14。其中，圖14(a)的套箍系數，在保持材料強度不變時，通過變化含鋼率而實現；圖14(b)和圖14(c)的套箍系數ξ'，則分別在保持含鋼率不變時，通過變化鋼管屈服強度和混凝土強度而實現。

從圖14 可以看出，由于外包鋼管的增設，核心混凝土的彎曲變形得到較好地發(fā)展，中性軸距截面受壓邊緣的距離明顯增加。但無論采用何種方式變化套箍系數，隨著套箍系數的增加，鋼管混凝土梁達抗彎承載力時，中性軸趨近截面中線，截面應變分布趨向與同截面的鋼梁接近，表明鋼管混凝土梁的抗彎性能趨向鋼梁。

3.4.2 截面應力

鋼管混凝土梁達抗彎承載力[23]時，以變化混凝土強度為例，不同套箍系數下，鋼管混凝土梁中鋼管和混凝土的截面應力分布，見圖15。

從圖15 可以看出，受壓區(qū)鋼管由于為核心混凝土提供環(huán)向應力，進入塑性后，其截面應力小于單軸的屈服強度。而由于混凝土的密貼支撐，受拉區(qū)鋼管處于雙向受拉的應力狀態(tài)，為此進入塑性后的截面應力大于單軸的屈服強度?；炷量估瓘姸鹊?，受拉區(qū)的應力較小。由于鋼管的套箍作用，受壓區(qū)混凝土進入塑性后，其截面應力則大于單軸的抗壓強度。此外，隨著套箍系數的增加，截面進入塑性后，受壓區(qū)混凝土和鋼管的應力增大，而受拉區(qū)鋼管的應力則減小。與混凝土的應力提高幅度相比，鋼管應力受套箍系數的影響較小。

圖 14 截面應變分布Fig. 14 The strain distribution of cross-section

3.4.3 承載力比值

不考慮局部屈曲，鋼管全截面進入塑性時的應力分布簡化示意，見圖16。

式中：Ms為鋼管的抗彎承載力計算值；fy為鋼管屈服強度；D 為鋼管外徑；t 為鋼管厚度。

通過簡單積分，鋼管的抗彎承載力Ms計算式，見式(19)。以Ms作為基準，分析鋼管混凝土梁與鋼管梁的承載力比值 ?=Mu/Ms隨套箍系數倒數1/ξ'的變化，見圖17。從圖中可以看出，隨著1/ξ'的增加， ?比值明顯增大，二者呈現非線性關系。當1/ξ'→0，套箍系數趨于無限大， ?→1，鋼管混凝土梁在抗彎承載力上與鋼梁等同。由該現象可知，與3.4.1 節(jié)中性軸的分析結果一致，隨著套箍系數的增加，鋼管混凝土梁在抗彎性能上趨向鋼梁連續(xù)過渡。

圖 15 截面應力分布Fig. 15 The stress distribution of cross-section

圖 17 承載力比值隨套箍系數的變化Fig. 17 The variation of bearing capacity ratio with the hoop coefficient

4 承載力計算

4.1 現有計算方法及評估

基于統(tǒng)一理論，中國規(guī)范《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》(GB50936?2014)[28]第5.1.6 節(jié)，定義受拉區(qū)鋼管最大纖維應變?yōu)?.01 時的彎矩為抗彎承載力，該定義與本文一致。鋼管混凝土梁的承載力實用計算方法，如式(20)所示，截面考慮了一定的塑性發(fā)展。

式中：Mc為鋼管混凝土梁的抗彎承載力計算值；rm為塑性變形發(fā)展系數；fsc為鋼管混凝土的抗壓強度；Wsc截面抗彎系數。

將上述計算方法用于預測本文試驗結果，得到計算值Mc與試驗結果Mu之比Mc/Mu隨套箍系數的變化，見圖18。從圖中可以看出，雖然本文設計的套箍系數均落于計算方法的適用范圍內，但該計算得到的Mc/Mu值并非在Mc/Mu=1 的直線附近，而是離散地分布在各個區(qū)域。具體預測結果，如表4 所示，平均Mc/Mu值為1.103，標準差達0.373。由此可知，隨著組成材料強度的提高，式(20)已不能較好地延用于高強鋼管UHPC 梁的承載力計算。

式(20)涉及的fsc和rm均是基于試驗結果擬合的經驗值，鑒于多參數擬合，會明顯削減公式超出適用范圍的預測精度。為此，本文將對鋼管混凝土梁的抗彎承載力計算方法開展研究，以期得到材料強度適用范圍更廣的實用計算模型，繼而建立高強鋼管UHPC 梁的承載力計算方法。

圖 18 式(20)的預測精度隨套箍系數的變化Fig. 18 The variation of the prediction accuracy of Eq. (20)with the hoop coefficient

表 4 預測結果的評估Table 4 Evaluation of prediction results

4.2 建議計算方法的提出及驗證

由試驗結果可知，(高強)鋼管UHPC 梁在受力過程中，組合截面基本滿足平截面假定。為此，在計算抗彎承載力時，根據3.4.2 節(jié)的截面應力分析，鋼管混凝土梁達抗彎承載力時，截面應力分布的簡化示意如圖19(a)所示。圖中，無鋼纖維摻入的素UHPC，抗拉強度低，為此計算分析時，與普通混凝土一致，忽略抗拉作用。

由于圖19(a)的截面應力分布過于復雜，并不適合直接開展積分計算。為此，在保持鋼管的受壓軸向合力Fsc、受拉軸向合力Fst以及混凝土的受壓軸向合力Fcc不變的情況下，對鋼管和混凝土的應力沿截面高度進行等應力處理，即將鋼管的受壓應力、受拉應力以及混凝土的受壓應力分別等效為fsc、fst和fcc。簡化后的應力分布示意，見圖19(b)。

圖 19 鋼管混凝土梁的抗彎承載力計算示意Fig. 19 Calculation diagram of the bending bearing capacity of concrete filled steel tube beam

鋼管混凝土梁的抗彎承載力，如式(24)所示，由鋼管和混凝土共同承擔。

式中，Msc和Mcc為外包鋼管和內填混凝土的抗彎承載力計算值。

鋼管和混凝土的抗彎承載力，根據圖19(b)的截面應力分布，通過簡單積分，如式(25)和式(26)所示。

引入未知的截面應力等效系數η1、η2和η3，鋼管的等效受拉、壓應力分別見式(27)和式(28)；混凝土的等效受壓應力，如式(29)所示。

將式 (25)～式 (29)代入式 (24)中，得式 (30)后，將式(19)代入式(30)得式(31)。

將上述計算值與本文試驗結果進行對比，見圖20(a)。從圖中可以看出，預測誤差整體控制在±10%。具體預測結果，如表4 所示，平均Mc/Mu值為1.050，標準差為0.078。與式(20)相比，離散度降低了79.08%。由此可知，本文提出的實用計算方法可更可靠地預測高強鋼管UHPC 梁的抗彎承載力。

圖 20 式(31)的預測精度隨套箍系數的變化Fig. 20 The variation of the prediction precision of Eq. (31)with the hoop coefficient

進一步地，將上述計算方法的計算值與搜集的試驗結果[11?16,29](包括13 根鋼管屈服強度小于420 MPa 且混凝土抗壓強度為60 MPa～120 MPa 的普通鋼管高強混凝土(NS-HC)梁、17 根鋼管屈服強度小于420 MPa 且混凝土抗壓強度小于60 MPa的普通鋼管混凝土(NS-NC)梁、12 根鋼管屈服強度大于420 MPa 且混凝土抗壓強度小于60 MPa 的高強鋼管混凝土(HS-NC)梁和1 根鋼管屈服強度小于420 MPa 且混凝土抗壓強度大于120 MPa 的普通鋼管超高強混凝土(NS-UC)梁進行對比，見圖20(b)。從圖中可以看出，盡管材料強度變化，上述實用計算方法得到的Mc/Mu值，并未明顯偏離Mc/Mu=1 的直線。該現象表明，其他類型鋼管混凝土梁采用本文實用計算模型時，承載力的預測精度也有望得到保證。產生略微預測偏差的主要因為是：材料強度超過一定范圍，鋼管和混凝土的套箍效應發(fā)生改變。式(34)中的計算系數a和b，與鋼管混凝土對比梁的真實a 和b 存在差異。

5 結論

開展高強鋼管UHPC 梁的抗彎力學性能試驗研究，并借助有限元分析不同套箍系數下鋼管混凝土梁達抗彎承載力時的力學特征，以探討高強鋼管UHPC 梁的抗彎承載力計算方法，得到結論如下：

(1)高強鋼管UHPC 梁的受力機理與普通鋼管UHPC 梁類似，各含鋼率下高強鋼管UHPC 梁發(fā)生延性破壞，截面滿足平截面假定，受壓區(qū)高強鋼管對核心UHPC 的套箍作用應被考慮。

(2)與普通鋼管UHPC 梁不同，高強鋼管UHPC梁的UHPC 先于高強鋼管進入塑性階段，近似含鋼率或套箍系數下高強鋼管UHPC 梁的彈塑性比例顯著。當高強鋼管UHPC 梁的套箍作用在鋼管屈服前建立時，UHPC 的橫向膨脹較早受到高強鋼管的限制，高強鋼管和UHPC 的協(xié)同作用得到更有效的保證。

(3)隨著套箍系數的增加，鋼管混凝土梁在抗彎性能上趨向鋼梁連續(xù)過渡，鋼管混凝土梁達抗彎承載力時，受壓區(qū)混凝土的應力明顯增大，而鋼管應力則變化較小。計算鋼管混凝土梁的抗彎承載力時，其應力取值系數和中性軸需考慮套箍系數的影響。

(4)現有中國規(guī)范GB50936?2014 的實用計算方法在預測高強鋼管UHPC 梁的抗彎承載力時，存在不準確且離散性較大的問題。采用本文提出的應力取值模式，其所形成的承載力計算方法，在提高精確度的基礎上，離散度也顯著降低。