陳宗平 寧 璠

(1.廣西大學土木建筑工程學院， 南寧 530004； 2.廣西大學工程防災與結構安全教育部重點實驗室， 南寧 530004)

0 引 言

鋼管混凝土作為一種高效的組合結構形式，能很好地利用鋼管對混凝土的約束以及混凝土對鋼管的支撐作用，避免了兩種不同材料的缺點，充分發(fā)揮了各自優(yōu)勢，表現(xiàn)出良好的承載能力和抗震性能，并且施工方便、社會經(jīng)濟綜合效益好，在現(xiàn)代超高建筑、大跨橋梁及重載結構中得到了較為廣泛的應用。

目前工程中常見的鋼管混凝土形式主要有圓形和方形兩種，就受力而言，圓鋼管混凝土的性能優(yōu)于方鋼管混凝土，是因為方鋼管的有效約束區(qū)主要存在于對角線的壓力帶上，截面中形成了“拱效應”[1]，但方鋼管制作方便，外邊線清晰分明，管壁有較平坦的區(qū)域方便梁柱節(jié)點連接，節(jié)點美觀、構造簡單，施工快捷方便等優(yōu)點，在實際工程中更受業(yè)主青睞。

國內外學者對如何改善方鋼管混凝土的約束性能，進行了大量探索并且取得了許多重要研究成果。李斌[2]、郭蘭慧等[3]研究了薄壁方鋼管中設置加勁件后構件受力性能，結果表明：加勁件能夠有效延緩鋼管壁局部屈曲的現(xiàn)象，構件承載力得到提高。梁江浩[4]、任慶英[5]等研究了在鋼管內壁上焊接栓釘，這既保證了鋼管壁與混凝土能夠有效協(xié)同工作，又能有效緩解鋼管壁向外變形，提高鋼管抗屈曲能力。龍躍凌等[6]研究了帶約束拉桿方形鋼管混凝土軸壓性能，結果表明拉桿能夠對鋼管提供有效的橫向約束支撐，提高了試件的承載力和延性。夏松[7]、屠永清[8]等在鋼管中內設鋼板部件，結果表明，多腔方鋼管混凝土柱具有更好的承載能力、延性及變形性能。Ding[9]、鄭亮[10]、陳宗平[11-13]等研究了內置螺旋筋方鋼管混凝土柱的力學性能，錢稼如[14]、王志濱[15]、Hassanein等[16]研究了內圓外方鋼管混凝土柱的力學性能，研究結果均表明，內置鋼筋籠或鋼管能夠有效增強方鋼管混凝土構件力學性能。

課題組在已有研究的基礎上，提出一種截面組合形式為鋼管復合約束混凝土的柱試件。內方鋼管與外方鋼管同心且對角線呈45°放置，并用混凝土填充內部空間形成內斜外正雙重方鋼管復合約束混凝土柱。一方面利用內方鋼管角部約束較強的效果彌補外方鋼管由于“拱效應”產(chǎn)生的約束被削弱的區(qū)域，另一方面利用外方鋼管有效的約束區(qū)域增強內部方鋼管的套箍作用，實現(xiàn)雙鋼管的復合約束效果，改善方鋼管約束不均勻的特點，優(yōu)化其力學性能。在施工工藝上，此新型截面柱選用方鋼管作為構件骨架，原料加工簡單，管材運輸要求較低，構件成型方便快捷，滿足實際工程施工可行性的要求。由此，課題組對該新型雙鋼管柱的軸心受壓性能進行試驗研究，獲取其破壞形態(tài)和各項力學性能指標，得到試件承載力、延性、耗能及各變化參數(shù)對其性能的影響規(guī)律，以期為新型方鋼管混凝土柱進一步研究及工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試件外鋼管邊長統(tǒng)一為300 mm。試件的變化參數(shù)有：內方鋼管邊長b(160,180,200 mm)、內方鋼管壁厚t(4,6 mm)、外方鋼管壁厚T(6,8 mm)、試件高寬比H/B(4，5，6)。共設計8個試件，試件具體設計參數(shù)見表1。混凝土采用商品混凝土，與試件同一批次的立方體混凝土(邊長為150 mm)實測強度[17]為24.2 MPa。內外方鋼管選用Q235直焊縫鋼管，實測材料性能指標[18]見表2。試件制作過程中必須保證內、外雙鋼管同心，具體成型過程如圖1所示。

a—內鋼管斜放位； b—外鋼管正放定位； c—試件截面； d—澆筑過程； e—試件成型。

表1 試驗設計參數(shù)

表2 鋼材的力學性能

截面內鋼管含鋼率為內方鋼管體積與試件體積之比，即ρsi=4bt/B2；截面外鋼管含鋼率為外方鋼管體積與試件體積之比，即ρso=4BT/B2；總含鋼率為鋼管總體積與試件體積之比，即ρs=(4bt+4BT)/B2；芯柱面積占比為內鋼管包圍面積與外鋼管包圍面積之比，RA=Ai/A，Ai、A分別表示試件內鋼管包圍面積(Ai=b2)和試件外鋼管包圍面積(Ai=B2)。

1.2 加載裝置及量測方案

試驗加載裝置為10 000 kN電液伺服控制壓力機，采用位移控制加載制度，加載速率為2 mm/min。試驗機自帶的采集系統(tǒng)可獲取試件加載全過程荷載-位移曲線，當荷載下降到峰值荷載的75%或試件軸向位移為試件高度的1/20時，認為試件已經(jīng)破壞，結束加載，加載示意見圖2，圖中左下方箭頭表示加載方向。

圖2 加載裝置

2 試驗結果及分析

2.1 試件破壞過程及形態(tài)

通過觀察8個試件的加載試驗，發(fā)現(xiàn)試件的破壞過程大體相同，最終表現(xiàn)出兩種不同的破壞形態(tài)。試件SSC2、SSC7表現(xiàn)為跨中塑性段失穩(wěn)破壞形態(tài)，其余試件表現(xiàn)為局部鼓曲破壞。各試件破壞形態(tài)以及表面鼓曲情況如圖3a所示，其中照片右側網(wǎng)格圖為試件外鋼管展開圖，圖中每個方格表示50 mm×50 mm相應試件區(qū)域，不同顏色等高線代表鋼管的不同鼓曲程度，等高線上數(shù)值表示鋼管的鼓曲高度；圖中藍色方框區(qū)域表示加載前采用敲擊法[19]檢測出的混凝土與鋼管脫黏區(qū)域。試件SSC5試驗前沒有檢查脫黏區(qū)域。

跨中塑性段失穩(wěn)破壞過程大致為：試件處于彈性變形階段，試件變形小，表面沒有出現(xiàn)明顯的變化。繼續(xù)加載至后期，由于試件SSC2、SSC7混凝土澆筑質量和高寬比不相同，兩者的破壞過程有所差異。對于高寬比較小的試件SSC2，由于混凝土澆筑不密實，在試件中部300 mm范圍內的3個面上共存在20%左右的脫空區(qū)域，詳見圖3a中試件SSC2鼓曲情況圖綠色方框區(qū)域。試件在彈塑性工作階段時，中部的脫空區(qū)域首先出現(xiàn)微小的鼓曲變形，進入峰值后的塑性段時，試件端部效應逐漸明顯，中部3個面上的脫空區(qū)域均出現(xiàn)鼓曲程度相同的較大變形并逐漸相互連接，此時試件出現(xiàn)整體側彎現(xiàn)象。對于高寬比較大的試件SSC7，由于二階效應的影響，在塑性階段，中部鼓曲變形增大并逐漸形成3面連續(xù)的變形，試件整體出現(xiàn)平面外的彎曲現(xiàn)象。由上述分析可見，除了試件高寬比參數(shù)外，混凝土澆筑是否均勻、密實在一定程度上也影響著試件的最終破壞形態(tài)。

局部鼓曲破壞過程大致為：在加載初期，試件沒有明顯的變化，峰值后，試件端部效應逐漸明顯；加載后期，試件上部或下部端部鼓曲區(qū)域往試件中部方向產(chǎn)生新的范圍較大的鼓曲變形，呈現(xiàn)出中上部或中下部區(qū)域逐漸呈現(xiàn)整體鼓出的現(xiàn)象。

試驗結束時，觀察所有試件表面，沒有鋼管撕裂的現(xiàn)象，僅有部分角部鼓曲位置漆皮開裂或脫落。試驗脫黏區(qū)域均產(chǎn)生了不同程度的鼓曲變形，表明混凝土澆筑質量對此類新型截面試件影響較為明顯。

為探究試件內部混凝土與鋼管的破壞情況，試驗結束后，將外鋼管剝開。通過觀察可以發(fā)現(xiàn)：

1)外鋼管鼓曲較大(鼓曲高度為3 cm以上)部分的混凝土被壓碎，鼓曲較小(鼓曲高度為2 cm以內)的位置僅鋼管發(fā)生彎曲，混凝土產(chǎn)生受壓裂縫但沒有壓碎，表明試件鼓曲位置變化情況為鋼管先屈曲后混凝土被壓碎，見圖3b。

2)內鋼管角部外的夾層混凝土出現(xiàn)豎直方向上的通長裂縫(即夾層混凝土各面豎直方向中線位置)，見圖3c，原因可能是該區(qū)域的內外鋼管距離最小，局部含鋼率較大，鋼材與混凝土承載性能的差異被放大；澆筑時，混凝土的大粒徑骨料難以在此區(qū)域填充，僅依靠振搗后混凝土自身的流動將此區(qū)域填滿，在豎直方向上形成一條較窄的受力薄弱區(qū)，加載時，內鋼管“由方變圓”，過程中角部向外膨脹，最終該區(qū)域夾層混凝土在受力時極易產(chǎn)生通長裂縫。

3)發(fā)生鼓曲破壞試件的內鋼管在試件整體鼓出部位也出現(xiàn)整體鼓出的現(xiàn)象，并形成連續(xù)不斷的褶皺，見圖3b、3d。表明在加載過程中，內鋼管受到了核心混凝土的支承作用向外鼓出，同時也受到了夾層混凝土的擠壓和外鋼管環(huán)向的約束作用。

a—試件最終破壞形態(tài)及表面鼓曲情況，cm； b—鋼管、混凝土、內鋼管破壞； c—夾層混凝土破壞； d—內鋼管破壞。

2.2 試件軸向荷載-位移(P-Δ)全過程曲線

實測試件荷載-位移(P-Δ)曲線如圖4所示。由于實測曲線出現(xiàn)三種不同走勢，此處分別對曲線的試件峰值荷載(Pm)進行定義：對于經(jīng)歷彈性階段后出現(xiàn)荷載下降或出現(xiàn)第二峰值的曲線，定義試件峰值荷載(Pm)為曲線經(jīng)歷彈性階段后出現(xiàn)的第一處尖峰處荷載值；對于經(jīng)歷彈性階段后荷載保持增長的上升型曲線，定義試件峰值荷載(Pm)為彈塑性階段與強化階段的交界點(即最接近dP/dΔ=0)處荷載值。

從整體上看，曲線明顯劃分成兩種類型：組合柱試件曲線具有更大的峰值荷載和較長的塑性段。試件SC1曲線峰值和荷載更小，具有明顯的下降段。值得注意的是，組合柱試件SSC3與試件SC1的含鋼率十分接近，分別為10.84%和10.67%，但兩者的峰值荷載相差了35%，由此推斷，用鋼量相同時，組合柱的軸壓力學性能優(yōu)于普通方鋼管混凝土柱，表明內置斜放方鋼管的約束作用能有效緩解了外方鋼管截面存在的“拱效應”對試件力學性能的削弱效果。

由圖4所示的組合柱試件的荷載-位移曲線可見，加載初期，所有試件的P-Δ曲線形狀大體相同，呈現(xiàn)出彈性上升、峰值點兩個階段；由于約束效應的差異，在加載后期，曲線呈現(xiàn)三種不同的變化情況：試件SSC2、SSC3呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢，下降至最小荷載值分別為0.88Pm、0.94Pm；試件SSC1、SSC6、SSC7呈現(xiàn)平緩波動的趨勢，波動范圍分別為(0.95～1.00)Pm、(0.97～1.02)Pm、(0.92～1.04)Pm；試件SSC4、SSC5分別呈現(xiàn)波動上升、緩慢上升的趨勢，試件最大荷載均為1.05Pm。

圖4 荷載-位移(P-Δ)曲線

2.3 特征點參數(shù)

表3給出了試件在加載過程中各特征點參數(shù)，包括受力破壞過程的初始剛度Ke、試件屈服時的荷載Py、位移Δy、耗能Ey；試件荷載達峰值時的荷載Pm、位移Δm；試件縱向位移達3倍峰值位移時的荷載P3Δm、位移3Δm、耗能E3Δm[20]；各試件的延性系數(shù)μ及總耗能E等各試件特征點參數(shù)。其中Ke取荷載-軸向位移曲線上升段0.6Pm點對應的割線剛度；試件耗能E用試件荷載-位移(P-Δ)曲線與坐標軸圍成的面積表示；采用基于耗能的延性系數(shù)[21]μ=E3Δm/Ey。

表3 試件各特征點參數(shù)

3 影響因素分析

3.1 內鋼管邊長

圖5a給出了改變內方鋼管邊長試件峰值荷載、應變及耗能的變化情況，由圖可見，試件的峰值點隨著內鋼管邊長的增大向左上方移，試件初始剛度、峰值荷載增大，試件屈服點前耗能減小而試件總耗能增加。增大內方鋼管邊長，截面含鋼率增大，試件初始剛度提高；核心混凝土面積增大，抗壓承載力提高。在加載初期，剛度較大的試件能夠更好地發(fā)揮承載優(yōu)勢，能夠在較小的軸向變形下達到較高的峰值荷載，在已知的位移增量下，當試件所累積的荷載值減小，表現(xiàn)為屈服點前耗能減??；繼續(xù)加載至峰值，混凝土裂縫不斷開展，內鋼管邊長較大的試件內鋼管角部與外鋼管邊長的距離越小，夾層混凝土豎向通長裂縫形成越早，裂縫向夾層混凝土發(fā)展的進程越快，后期總耗能得到大幅度增加，最終試件總耗能隨著內鋼管邊長的增加而增大。

a—試件峰值荷載、應變及耗能變化情況； b—試件延性、剛度退化情況。

圖5b給出了改變內方鋼管邊長試件延性及剛度退化的變化情況，由圖可見，隨著內鋼管邊長的增大，試件整體剛度增大，延性減??；內鋼管邊長為200 mm的試件剛度退化較為明顯，其余兩個試件剛度退化程度相差不大。

3.2 內鋼管壁厚

圖6a給出了改變內鋼管壁厚試件峰值荷載、應變及耗能的變化規(guī)律，由圖可見，隨著內鋼管壁厚的增大，試件峰值點向右下方移動，試件初始剛度、峰值荷載減小，峰值應變增大，試件屈服點前耗能增大但總耗能相差不大。圖6b給出了改變內鋼管壁厚試件延性及剛度退化的變化規(guī)律，由圖可見，試件延性隨著內鋼管壁厚的增大而提高，剛度退化情況明顯緩解。增大內鋼管壁厚使得截面含鋼率增大，但試件峰值荷載并沒有得到提高，可能的原因是，本次試驗采用的混凝土澆筑時未能攪拌均勻，部分試件的混凝土強度偏低。值得注意的是，內管壁較厚的試件SSC5的荷載-位移曲線后期呈現(xiàn)出緩慢上升的趨勢，且試件剛度退化情況得到了極大的改善，反映出很好的后期承載性能。

a—試件峰值荷載、應變及耗能變化情況； b—試件延性、剛度退化情況。

3.3 外鋼管壁厚

圖7a給出了改變外鋼管壁厚試件峰值荷載、位移及耗能的變化規(guī)律，由圖可見，增大外鋼管壁厚，試件承載力降低，峰值應變略為減小，試件屈服前耗能和總耗能均減小。圖7b給出了改變外鋼管壁厚試件延性及剛度退化的變化規(guī)律，由圖可見，試驗變化參數(shù)范圍內，小幅度增大外鋼管壁厚，試件延性增大，剛度退化情況有所緩解。與3.2節(jié)情況類似，增大外鋼管壁厚試件沒有提高試件的承載力，但有效地改善了試件后期的承載能力和延性性能。

a—試件峰值荷載、應變及耗能變化情況； b—試件延性、剛度退化情況。

由3.2和3.3節(jié)可知，試驗變化參數(shù)范圍內，混凝土強度偏低的條件下，增大含鋼率，改變鋼管壁厚，無論是外鋼管還是內鋼管，試件的峰值承載力沒有得到提高，但對試件后期的力學性能均產(chǎn)生有利的影響。

3.4 高寬比

圖8a給出了改變高寬比試件峰值荷載、位移及耗能的變化規(guī)律，由圖可見，增大高寬比，試件峰值荷載增大，峰值應變、初始剛度先減小后增大，屈服點前耗能和總耗能均增大。圖8b給出了改變高寬比試件延性及剛度退化的變化規(guī)律，由圖可見，增大高寬比，試件延性減小，剛度退化情況有所改善，其中以高寬比為5的試件改善情況最為明顯。綜上可知，對于高寬比大的試件，該類型截面的試件受到二階效應影響較小，試件的峰值荷載仍保持較小增幅，耗能增大；不利的情況是更細長的柱試件在加載過程中更容易產(chǎn)生二階效應，對試件破壞形態(tài)的影響較為顯著。綜合兩方面情況考慮，本次試驗高寬比最大(H/B=6)的柱試件產(chǎn)生的二階效應還是比較顯著的，試件的破壞形態(tài)由局部鼓曲破壞變?yōu)樗苄远螐澢Х€(wěn)破壞，試件的峰值荷載雖有提高，但試件的延性、初始剛度、剛度退化等指標均呈現(xiàn)一定程度的降低。

a—試件峰值荷載、應變及耗能變化情況； b—試件延性、剛度退化情況。

3.5 芯柱面積占比

試件SSC4、SSC5的含鋼率相差不大，分別為13.87%和13.33%，圖9a給出了改變芯柱面積占比RA試件峰值荷載、位移及耗能的變化規(guī)律，由圖可見，增大芯柱面積占比RA，試件峰值點向右上方移，峰值荷載、應變增大，初始剛度減小，試件屈服點前耗能和總耗能增大。圖9b給出了改變芯柱面積占比RA試件延性及剛度退化的變化規(guī)律，由圖可見，剛度退化程度有明顯的緩解，但試件延性明顯減小。綜合圖9可以發(fā)現(xiàn)，該組試件荷載達峰值后均無明顯下降，表現(xiàn)出極強的塑性強化特性。增大內外鋼管包圍面積芯柱面積占比，除試件初始剛度和延性外，其他力學指標均有明顯提高，對于含鋼率較小的試件(SSC5)而言，在此設計參數(shù)下，試件更好地發(fā)揮了鋼材與混凝土兩種材料的性能優(yōu)勢。

a—試件峰值荷載、位移及耗能變化情況； b—試件延性、剛度退化情況。

4 延性和耗能

由表3的數(shù)據(jù)，試件在加載特征點的耗能及其耗能占比見圖10，由圖可見：

圖10 試件特征值耗能及耗能占比

1)組合柱試件各特征點的耗能均大于對比試件，除試件SSC4屈服點耗能僅增加13%外，其余試件耗能均增加50%以上，最大耗能增加283%。

2)組合柱試件的延性系數(shù)均大于試件SC1，數(shù)值均大于5。

3)試件屈服點前期耗能僅為總耗能的6%～11%，后期耗能約為前期耗能的8倍以上，表明試件屈服點后，一方面由于混凝土受到鋼管的約束作用，處于三軸受壓狀態(tài)，峰值后承載力不會出現(xiàn)陡降；另一方面，混凝土與鋼管接觸界面存在黏結力與摩阻力，混凝土在鋼管產(chǎn)生較大變形時對其起到了支撐作用，有效避免了鋼管因變形過大導致承載力下降過快的現(xiàn)象。兩者較好的協(xié)同作用，使得試件峰值后仍能保持較高的承載能力，具有十分優(yōu)良的延性與耗能。

4)與試件SC1含鋼率相近的試件SSC3，其屈服點耗能、總耗能及延性分別約為試件SC1的1.8倍、1.2倍、2倍，表明在用鋼量相同的情況下，內置斜放方鋼管能有效提高方鋼管混凝土柱的延性及耗能能力。

5 剛度退化

以Ke為基準，對試件全過程剛度進行無量綱處理得到試件剛度退化曲線如圖11所示，其中K表示試件的割線剛度。由圖可見，相較于對比試件，內斜外正雙重方鋼管復合約束混凝土柱試件剛度退化趨勢均有所緩和，以試件SSC5、SSC6、SSC7最為顯著，表明內置斜放方鋼管能有效緩解方鋼管混凝土剛度退化情況。

圖11 剛度退化

6 承載力計算

對于內斜外正復合約束雙重方鋼管混凝土柱的承載力計算，以下提供三種計算方法。方法1，外鋼管對全截面混凝土提供約束，內方鋼管對核心混凝土提供約束，式(1a)中表現(xiàn)為內、外鋼管混凝土各承載力之和減去已重復計算一次的核心混凝土的承載力；方法2[22]，外方鋼管對全截面混凝土提供約束，內方鋼管不提供約束，僅提供軸壓承載力；方法3[22]，內外鋼管對混凝土都不提供約束，僅提供承載力。3種方法的計算公式分別為：

Nu1=φ(N0,o+N0,i-fc,iAc,i)

(1a)

Nu2=φ(N0,o+fs,iAs,i)

(1b)

Nu3=φ(fs,oAs,o+fs,iAs,i+fcAc)

(1c)

式中：Nu為試件的軸壓承載力，N0,o為考慮約束的外鋼管混凝土柱的軸壓承載力，N0,i為考慮約束的內鋼管混凝土柱的軸壓承載力，N；fs,o、fs,i分別為外鋼管、內鋼管的鋼材屈服強度，fc為混凝土軸心抗壓強度，MPa；As,o、As,i分別為外鋼管、內鋼管面積，Ac、Ac,i分別為混凝土總面積、核心混凝土面積，mm2；φ為考慮長細比影響的承載力折減系數(shù)，按GB 50936—2014《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》取值，當L/B≤4時φ=1，當4

N0,o、N0,i按GB 50936—2014中方鋼管混凝土柱承載力計算公式計算：

N0=Ascfsc

(2a)

(2b)

θs=αsfs/fc

(2c)

αs=As/Ac

(2d)

β=0.131fs/213+0.723

(2e)

C=-0.070fc/14.4+0.026

(2f)

式中：N0為鋼管混凝土短柱的軸心受壓承載力，N；Asc為構件截面總面積，As、Ac分別為截面鋼材面積、混凝土面積，mm2；fsc為截面組合強度，fs、fc分別為鋼材的屈服強度、混凝土軸心抗壓強度，MPa；θs為鋼管混凝土構件的套箍系數(shù)；β、C為截面形狀對套箍效應的影響系數(shù)；αs為截面含鋼率。

采用上述3種方法計算的計算值列于表4。由表4可見，對比試件SC1承載力的實測值與按GB 50936—2014式(2)計算的計算值相差較大，而與采用式(1c)計算的計算值十分接近，表明由于尺寸效應，大截面(B>200 mm)的方鋼管混凝土柱試件實際承載力會與考慮約束效應的計算承載力存在一定差距[23]。而與之含鋼率相近的試件SSC3，承載力顯著增大，進一步證明了內斜外正雙重方鋼管截面更能有效地發(fā)揮鋼管對混凝土的約束作用。

綜合分析表4數(shù)據(jù)表明，對于內斜外正雙重方鋼管混凝土軸壓柱，3種方法計算試件的承載力準確性依次為方法1>方法2>方法3。方法1和方法2兩者計算結果的標準差、變異系數(shù)及方差均比較接近，方法1計算結果的變異系數(shù)為0.089，方差為0.007，計算值與試驗實測值吻合最好。

表4 承載力試驗值與計算值比較

7 結 論

通過對組合柱試件的軸心受壓試驗，得出結論如下：

1)組合柱試件的破壞形態(tài)分為塑性段彎曲失穩(wěn)破壞和局部鼓曲破壞。試件發(fā)生鼓曲變形的過程為：外鋼管先彎曲后混凝土被壓碎。內鋼管角部外的夾層混凝土出現(xiàn)豎直方向上的通長裂縫，試驗前采用敲擊法檢測出的試件脫黏區(qū)域均出現(xiàn)了不同程度的鼓曲，表明該類型試件對混凝土澆筑質量要求較高。發(fā)生局部鼓曲破壞的試件，在形成整體鼓出位置的內鋼管亦出現(xiàn)整體鼓出的現(xiàn)象。由于核心混凝土和夾層混凝土的共同作用，內鋼管形成了連續(xù)不斷的褶皺。

2)與柱SC1含鋼率相近的試件SSC3，承載力、耗能及延性分別提高了0.35倍、0.2倍、1倍，表明內置斜放方鋼管的約束作用能有效地緩解方鋼管混凝土柱截面存在的“拱效應”，對方鋼管混混凝土柱后期力學性能產(chǎn)生十分有利的影響。組合柱試件的荷載-位移曲線均存在較長的塑性段，表現(xiàn)出極好的塑性強化特性，其延性、耗能能力均明顯高于普通方鋼管混凝土柱。

3)試件內鋼管邊長增大，可提高試件初始剛度、峰值荷載，但會使得試件峰值應變減小、延性及耗能減弱。在試驗參數(shù)范圍內，受混凝土質量的影響，增大鋼管壁厚，無論是內鋼管還是外鋼管，試件峰值承載力沒有提高，但能夠有效地改善試件后期的承載能力和延性性能。

4)組合柱試件在一定程度上受到的二階效應影響較小，耗能得到提高，但二階效應極易削弱鋼管對混凝土的約束作用，當試件高寬比為6時，試件的破壞形態(tài)由局部鼓曲破壞變?yōu)樗苄远螐澢Х€(wěn)破壞，試件延性、初始剛度、剛度退化等指標均呈現(xiàn)不同程度的退化。

5)在含鋼率相近的情況下，試件芯柱面積占比增大，初始剛度、延性減小，但峰值荷載、應變、耗能均增大，剛度退化情況得到明顯地改善。

6)基于GB 50936—2014《鋼管混凝土結構技術規(guī)范》，考慮外鋼管對全截面混凝土提供約束，內方鋼管對核心混凝土提供約束的計算方法的計算值與實測值吻合較好。