鄭宇宙，陳 力，祝小龍，劉 鑫，方 秦，周建偉

(1.中國人民解放軍陸軍工程大學(xué)，江蘇 南京 210007；2.東南大學(xué) 爆炸安全防護(hù)教育部工程研究中心，江蘇 南京 211189；3.空軍工程設(shè)計(jì)研究局 南京工程設(shè)計(jì)室，江蘇 南京 210018)

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)由于具有強(qiáng)度高、變形能力強(qiáng)和施工方便等優(yōu)點(diǎn)，在橋梁結(jié)構(gòu)、高層建筑和大跨度結(jié)構(gòu)等工程結(jié)構(gòu)中得到廣泛的應(yīng)用。由于混凝土具有收縮和徐變的固有屬性，不可避免地會(huì)影響到鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能，尤其是在大體積混凝土施工時(shí)，由于混凝土的收縮和徐變特性，導(dǎo)致鋼管和混凝土間極容易出現(xiàn)脫空、粘結(jié)不牢和蜂窩麻面等現(xiàn)象，且在構(gòu)件受荷變形過程中，由于鋼管與混凝土變形不協(xié)調(diào)，鋼管難以一直為混凝土提供足夠的約束力，導(dǎo)致鋼管混凝土柱可能會(huì)出現(xiàn)軸向承載力陡然下降的脆性破壞，這嚴(yán)重影響鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的整體受力性能。自應(yīng)力高強(qiáng)混凝土的出現(xiàn)，正好解決了這一問題。由于自應(yīng)力混凝土在鋼管內(nèi)養(yǎng)護(hù)和凝結(jié)硬化期間就處于圍壓狀態(tài)，提升了鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的受力性能，從而擴(kuò)大了其工程應(yīng)用范圍。

目前，關(guān)于鋼管自應(yīng)力混凝土柱的研究已經(jīng)取得一些成果。徐禮華等對(duì)圓鋼管自應(yīng)力混凝土短柱的軸壓性能試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，自應(yīng)力的存在可以明顯改善高強(qiáng)混凝土的脆性，柱子軸壓承載力隨自應(yīng)力的變化曲線為二次拋物線，其測得最佳自應(yīng)力水平（混凝土自應(yīng)力與混凝土立方體抗壓強(qiáng)度比值）為0.091 5。樊艦艇對(duì)5根鋼管自應(yīng)力混凝土短柱的試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，膨脹劑的摻量并不是越多越好，而是存在一個(gè)最佳值，最佳膨脹劑摻量為12%，此時(shí)試件的極限承載力提高最多。徐禮華等對(duì)鋼管鋼纖維自應(yīng)力自密實(shí)柱軸壓性能進(jìn)行了分析，研究表明，初始自應(yīng)力將提高短柱的剛度和承載力，但會(huì)損失其變形能力，摻加鋼纖維能減小自應(yīng)力引起的變形損失，改善CFST柱的變形能力。Krishan等對(duì)長徑比約為9的鋼管自應(yīng)力混凝土柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，自應(yīng)力為2 MPa時(shí)，徑厚比為93的鋼管混凝土柱承載力提高10%以上，彈性段承載力能夠提高20%～33%，軸向應(yīng)變提高24%～34%。朱美春等對(duì)矩形鋼管自密實(shí)自應(yīng)力混凝土短柱軸壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)自應(yīng)力的存在使得軸壓過程中混凝土始終處于三向受壓應(yīng)力狀態(tài)，彈性階段可到極限荷載的85%以上，初始應(yīng)力使矩形短柱的極限承載力提高了15%以上。周鵬華等對(duì)自應(yīng)力高強(qiáng)混凝土與鋼管的粘結(jié)性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，自應(yīng)力值越大，鋼管自應(yīng)力高強(qiáng)混凝土柱的抗剪粘結(jié)強(qiáng)度也越大。目前關(guān)于鋼管自應(yīng)力高強(qiáng)混凝土比較一致的結(jié)論有：相同混凝土強(qiáng)度情況下，鋼管自應(yīng)力混凝土比普通CFST短柱的軸壓承載力可以提高4%～20%；鋼管自應(yīng)力混凝土能夠延緩混凝土的裂縫開展，軸壓荷載–位移曲線的彈性段極限荷載比普通鋼管混凝土高，甚至能達(dá)到極限荷載的90%；自應(yīng)力對(duì)短柱承載力的影響成二次拋物線分布，存在一個(gè)最佳的自應(yīng)力值。

綜上所述，關(guān)于鋼管混凝土柱的研究中，混凝土強(qiáng)度集中在80 MPa以下，鋼管強(qiáng)度在500 MPa以下，截面形式多采用圓形，而對(duì)方形截面、復(fù)式鋼管結(jié)構(gòu)和徑厚比＜15的厚壁鋼管混凝土結(jié)構(gòu)研究較少，且較少涉及高延性高強(qiáng)鋼管和自應(yīng)力混凝土。一般情況下，高延性高強(qiáng)鋼和較厚的鋼管壁對(duì)抵抗沖擊、爆炸荷載更加有利，且結(jié)構(gòu)承載力和變形能力相對(duì)更好，在防護(hù)工程領(lǐng)域具有良好的應(yīng)用前景。本文結(jié)合防護(hù)工程新結(jié)構(gòu)研發(fā)的實(shí)際需求，開展了大尺寸高強(qiáng)鋼管約束自應(yīng)力混凝土（high-strength steel tube confined self-stress concrete，HSTCSC）短柱的軸壓性能試驗(yàn)研究，分析了混凝土強(qiáng)度、截面類型和截面空心率等因素對(duì)HSTCSC短柱軸壓性能的影響規(guī)律，揭示HSTCSC軸壓短柱的典型破壞形態(tài)和約束增強(qiáng)機(jī)理，得到了大尺寸HSTCSC短柱軸壓荷載–變形全曲線。相關(guān)結(jié)果為高強(qiáng)鋼約束自應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在防護(hù)工程中的應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)7根大尺寸HSTCSC短柱試件，試件高度均為400 mm。為了避免試件發(fā)生失穩(wěn)破壞，圓形截面HSTCSC短柱的長徑比

l

∶

D

=2.38，方形HSTCSC短柱的長寬比為

l

∶

b

=2.63。試件C0為試驗(yàn)基準(zhǔn)組，試件SC1～SC3主要研究自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度對(duì)HSTCSC短柱受力的影響，試件SC2和SC4研究截面形狀對(duì)HSTC–SC短柱受力的影響，SC5～SC7研究截面空心率對(duì)HSTCSC短柱受力的影響，試件參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)
Tab. 1 Specimen parameters

注：S為高強(qiáng)鋼管；C為自應(yīng)力混凝土； θ為套箍系數(shù)，θ=/，其中，為外側(cè)鋼管橫截面積， 為自應(yīng)力混凝土橫截面
積， 為自應(yīng)力混凝土棱柱體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值， 為鋼管屈服強(qiáng)度。

型號(hào)截面形式直徑/mm壁厚/mm高度/mm混凝土強(qiáng)度等級(jí)鋼管屈服強(qiáng)度/MPaθ套箍系數(shù)空心率/%C01430400C60——0 SC116812.5400C705543.130 SC216812.5400C605543.560 SC316812.5400C505544.210 SC415212.5400C605544.050 SC5外168，內(nèi)76內(nèi)12.5，外12.5400C705543.130 SC6外168，內(nèi)76內(nèi)12.5，外12.5400C705543.1315.1 SC7外168，內(nèi)108內(nèi)12.5，外9.5400C705543.1347.4

1.2 試驗(yàn)裝置和測點(diǎn)布置

為了提高試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集精度，自應(yīng)力混凝土短柱選用250T級(jí)MTS液壓伺服試驗(yàn)機(jī)，而大尺寸的HSTCSC短柱試件承受軸向荷載的能力較高，選用2000T級(jí)（YAW–20000J）液壓伺服試驗(yàn)機(jī)，如圖1所示。圖1中，在試件的側(cè)面，分別對(duì)稱布置2個(gè)激光位移傳感器和2個(gè)線性位移傳感器，用來測量試件的軸向壓縮變形，位移傳感器量測標(biāo)距均為 400 mm。在試件高度的1/2處，對(duì)稱布置4個(gè)橫向應(yīng)變片和4個(gè)軸向應(yīng)變片，橫向應(yīng)變片編號(hào)分別為h、h、h和h，軸向應(yīng)變片編號(hào)分別為v、v、v和v，橫向平均應(yīng)變值ε=(ε+ε+ε+ε)/4，軸向平均應(yīng)變值ε=(ε+ε+ε+ε)/4。所有數(shù)據(jù)均通過TDS–7130靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行采集，自應(yīng)力混凝土開裂情況由人工進(jìn)行觀察并記錄。

圖1 試驗(yàn)加載裝置及測點(diǎn)布置示意圖Fig. 1 Load device of the test and arrangement of measure points

采用位移控制的方式進(jìn)行加載，預(yù)加載時(shí)的加載速率為0.2 mm/min，當(dāng)荷載達(dá)到200 kN時(shí)，停止加載并保持荷載1 min，隨后卸載至0。反復(fù)進(jìn)行預(yù)加載，并根據(jù)測點(diǎn)的實(shí)際變化情況對(duì)試件位置進(jìn)行調(diào)整，直至試件軸向應(yīng)變誤差小于10%，認(rèn)為試件已位于承壓板中心且受均布荷載。正式加載時(shí)的加載速率為0.50 mm/min，加載過程中不斷觀察和記錄試件的裂縫擴(kuò)展和軸向變形情況，當(dāng)試件軸向變形過大或者出現(xiàn)不穩(wěn)定情況時(shí)，立刻停止加載。

1.3 材料力學(xué)性能

自應(yīng)力混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C50、C60和C70，主要由水泥、粉煤灰、砂石、抗裂劑、礦粉和減水劑等混合而成，自應(yīng)力混凝土28 d立方體抗壓強(qiáng)度分別為62、74和84 MPa，彈性模量分別為47、44和44 GPa，見表2。按照《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50082—2009）進(jìn)行自應(yīng)力混凝土自由膨脹率的測量，見圖2。試驗(yàn)測得C50、C60和C70的自應(yīng)力混凝土的膨脹率分別為0.001 85、0.001 67和0.001 97 。

圖2 自應(yīng)力混凝土微膨脹率測量Fig. 2 Micro-expansion ratio measurement of concrete

表2 自應(yīng)力混凝土材料參數(shù)
Tab. 2 Material parameters of concrete

型號(hào)坍落度/mm擴(kuò)展度/mm含氣量/%密度/(kg·m–3)fcu/MPafck/MPaEc/GPa最終自由膨脹率C50210470，4605.52 3856250470.001 85 C60247630，6203.72 3907459440.001 67 C70220570，5904.32 4408467440.001 97

自應(yīng)力是由于鋼管自應(yīng)力混凝土短柱中自應(yīng)力混凝土體積膨脹受到抑制而產(chǎn)生的，是在嚴(yán)格控制骨料級(jí)配的情況下，通過摻入一定量的膨脹劑，使得混凝土在水化過程中產(chǎn)生一定的體積膨脹，進(jìn)而彌補(bǔ)混凝土因收縮和徐變產(chǎn)生體積收縮的不足，達(dá)到提高混凝土性能的目的。

試驗(yàn)用高延性高強(qiáng)鋼管采用27硅錳材質(zhì)，按照《金屬材料拉伸實(shí)驗(yàn) 第1部分：室溫實(shí)驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）中的相關(guān)規(guī)定制作了4根高強(qiáng)鋼單軸拉伸試件，試件總長300 mm，寬50 mm，厚6.8 mm，其中，有效拉伸區(qū)段長120 mm，寬20 mm，如圖3所示。測得高延性高強(qiáng)鋼管的彈性模量為194 GPa，屈服強(qiáng)度為554 MPa，抗拉極限強(qiáng)度為753 MPa，斷后伸長率為20%，屈強(qiáng)比為0.74。

圖3 試件尺寸示意圖Fig. 3 Schematic diagram of test specimen

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

圖4為試件的破壞形態(tài)。由圖4可以看出：自應(yīng)力混凝土短柱發(fā)生斜剪破壞，且表現(xiàn)出明顯的脆性劈裂破壞特征；高強(qiáng)鋼管約束自應(yīng)力混凝土短柱發(fā)生腰鼓型屈曲破壞，屬于延性破壞。兩者的區(qū)別是高強(qiáng)鋼管自應(yīng)力混凝土短柱發(fā)生屈曲現(xiàn)象滯后，且表現(xiàn)出更好的延性特征和變形能力。高強(qiáng)鋼管屈服之前，荷載隨位移近似線性增加；高強(qiáng)鋼管發(fā)生屈服后，HSTCSC短柱的荷載–位移曲線斜率明顯下降，直至試件發(fā)生破壞為止。其中，方形高強(qiáng)鋼管自應(yīng)力混凝土短柱達(dá)到屈服強(qiáng)度后，其荷載–位移曲線的斜率明顯小于圓形高強(qiáng)鋼管自應(yīng)力混凝土短柱。值得注意的是，試件SC2軸向變形達(dá)到131 mm（軸向應(yīng)變約為32.75%）時(shí)，高強(qiáng)鋼管達(dá)到其環(huán)向抗拉強(qiáng)度極限值，瞬間發(fā)生破裂并伴隨巨響，對(duì)試驗(yàn)安全產(chǎn)生巨大的威脅?？紤]到試件破壞特點(diǎn)和變化規(guī)律的相似性，后續(xù)試驗(yàn)均加載至60 mm（軸向應(yīng)變約為15%）左右，此時(shí)高強(qiáng)鋼管環(huán)向應(yīng)力在其抗拉屈服強(qiáng)度附近，可保證儀器的可靠性和試驗(yàn)安全。

圖4 試件破壞形態(tài)Fig. 4 Failure morphology of the test specimen

為了深入探究高延性高強(qiáng)鋼管與自應(yīng)力混凝土間相互作用機(jī)理，取其中兩個(gè)試件SC1和SC4，用切割機(jī)將外層高強(qiáng)鋼管從試件中間位置切開。圖5為HSTCSC短柱破壞模式，當(dāng)高強(qiáng)鋼管被完全割開后（并未切割到內(nèi)部自應(yīng)力混凝土），很容易就能將高強(qiáng)鋼管中的自應(yīng)力混凝土掰開成兩半，且自應(yīng)力混凝土界面剪切滑移線與軸向的夾角大約為30°～45°，如圖5（a）、（b）所示，說明核心自應(yīng)力混凝土界面黏結(jié)結(jié)構(gòu)已經(jīng)遭到破壞，其抗剪強(qiáng)度很低。用小錘多次捶擊HSTCSC短柱外壁（圖5（c）），自應(yīng)力混凝土仍然牢牢嵌在高強(qiáng)鋼管中，表明自應(yīng)力混凝土和高強(qiáng)鋼管間仍然具有很強(qiáng)的黏結(jié)力。這是因?yàn)楦邚?qiáng)鋼管在自應(yīng)力混凝土凝結(jié)硬化的過程中，隨著混凝土體積的不斷膨脹，逐漸產(chǎn)生沿環(huán)向的約束應(yīng)力，進(jìn)一步提高了自應(yīng)力混凝土與高強(qiáng)鋼管間的黏結(jié)強(qiáng)度，表現(xiàn)出良好的共同受力性能。此外，試件SC1的高強(qiáng)鋼管和自應(yīng)力混凝土在鼓曲位置處緊密黏結(jié)，沒有出現(xiàn)分離的情況，在鼓曲位置處試件SC4自應(yīng)力混凝土被壓碎（圖5（b）），表明圓形截面高強(qiáng)鋼管對(duì)自應(yīng)力混凝土的約束效應(yīng)要優(yōu)于方形截面高強(qiáng)鋼管。

圖5 HSTCSC短柱破壞模式Fig. 5 Failure mode of the HSTCSC column

綜上所述，在自應(yīng)力混凝土的微膨脹作用和高強(qiáng)鋼管約束的雙重作用下，高強(qiáng)鋼管自應(yīng)力混凝土短柱表現(xiàn)出較好的受力性能，其中，圓形截面高強(qiáng)鋼管對(duì)自應(yīng)力混凝土約束作用優(yōu)于方形截面高強(qiáng)鋼管，且局部變形較小，沒有出現(xiàn)高強(qiáng)鋼管和自應(yīng)力混凝土分離的情況。

2.2 軸向應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€

試件C0實(shí)測軸壓強(qiáng)度與自應(yīng)力混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度值（即立方體抗壓強(qiáng)度換算值）相近，而彈性模量比標(biāo)準(zhǔn)試件測量值提高了20%，如表3所示。試驗(yàn)中所有圓形自應(yīng)力混凝土短柱長細(xì)比為2.8，均大于圓柱體標(biāo)準(zhǔn)試件的長細(xì)比2，而試驗(yàn)測得軸壓強(qiáng)度并沒有降低。表明自應(yīng)力混凝土在圓形截面高強(qiáng)鋼管約束條件下養(yǎng)護(hù)比在無約束條件下養(yǎng)護(hù)具有更高的彈性模量和抗壓強(qiáng)度，這與文獻(xiàn)[15–16]的研究相符，圍壓狀態(tài)改善了自應(yīng)力混凝土的界面結(jié)構(gòu)和空隙結(jié)構(gòu)，從而提高了自應(yīng)力混凝土密實(shí)度，進(jìn)而增強(qiáng)了自應(yīng)力混凝土的抗壓強(qiáng)度。

表3 自應(yīng)力混凝土短柱的軸壓試驗(yàn)結(jié)果
Tab. 3 Axial compression test results of concrete short columns

注： 為自應(yīng)力混凝土短柱彈性模量試驗(yàn)值， 為自應(yīng)力混凝土短柱抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值，為圓柱體抗壓強(qiáng)度，和的比值根據(jù)CEB-FIP給出（歐洲協(xié)會(huì)CEB采用直徑152 mm，高305 mm的圓柱體試件）。

型號(hào)E′/GPaE/GPaf′c/MPafc/MPa橫向變形系數(shù)極限荷載/kN直徑（邊長）/mm長細(xì)比C053.044.06061.30.1969631432.8∶1.0

試件SC2的軸壓應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€和其切線模量–應(yīng)變?nèi)€（對(duì)軸向應(yīng)力–應(yīng)變曲線求1階，可以得到切線模量–應(yīng)變曲線）分別如圖6和7所示。根據(jù)切線模量的變化，可以將試件SC2軸壓應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€分為彈性階段（OA）、彈塑性階段（AB）、強(qiáng)化階段（BC）和破壞階段（CD）。

圖6 SC2應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€Fig. 6 Full load–strain curve of SC2

從圖7可以看出：當(dāng)軸向應(yīng)變約為0.002 188時(shí)，切線模量最大且出現(xiàn)顯著的拐點(diǎn)，表明自應(yīng)力混凝土發(fā)生開裂，此時(shí)彈性階段結(jié)束；隨著荷載的不斷增加，自應(yīng)力混凝土裂縫不斷擴(kuò)展并出現(xiàn)新的裂縫，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到0.003 左右時(shí)，切線模量出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，此時(shí)高強(qiáng)鋼管達(dá)到其屈服強(qiáng)度，隨后試件進(jìn)入塑性變化階段；當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到0.015左右時(shí)，試件進(jìn)入塑性強(qiáng)化段，直到試件發(fā)生破壞為止。

圖7 切線模量–應(yīng)變?nèi)€Fig. 7 Full curve of tangent modulus–axial strain

用同樣的方法分析其余試件的軸向應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€的相關(guān)特征，并標(biāo)出軸壓應(yīng)力–應(yīng)變?nèi)€的強(qiáng)化段開始點(diǎn)或者荷載峰值點(diǎn)，如圖8所示。試件強(qiáng)化段開始點(diǎn)大約在0.015，與試件SC2的分析結(jié)果吻合。此外，為了便于分析試件受力性能，取軸向應(yīng)變?yōu)?.10左右時(shí)的荷載為HSTCSC短柱的極限承載力進(jìn)行比較，HSTCSC短柱承載能力對(duì)比見表4。

由圖8和表4中可見，試驗(yàn)加載初期，即彈性變形階段，所有試件的變形情況基本相同，進(jìn)入彈塑性階段時(shí)，差異逐漸顯現(xiàn)，尤其是高強(qiáng)鋼管達(dá)到屈服荷載以后。與試件SC3相比，試件SC1和SC2屈服荷載提高不明顯，而極限荷載分別提高了2%和3%，表明自應(yīng)力混凝土可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的承載力，如圖8（a）所示；與試件SC4相比，試件SC2的屈服荷載和極限荷載分別提高了20%和22%，表明圓形截面的HSTCSC短柱具有更好的軸壓性能，是因?yàn)閳A形截面具有更好的環(huán)向約束能力，增強(qiáng)了HSTCSC短柱的軸向抗壓剛度；與試件SC1相比，試件SC5的屈服荷載和極限荷載分別提高了36%和32%，表明雙層圓形HSTCSC短柱的軸壓性能更優(yōu)，是因?yàn)閮?nèi)側(cè)高強(qiáng)鋼管提高了截面的配筋率，從而提高了HSTCSC短柱的受力性能；空心率從0增加到47%，HSTCSC短柱的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別提高了34%和54%，表明空心率的增加在一定程度上提高了HSTCSC短柱的軸向抗壓能力，是因?yàn)閮?nèi)側(cè)高強(qiáng)鋼管替代了部分核心區(qū)混凝土的作用，使得構(gòu)件的截面面積減小，進(jìn)而提高了HSTCSC短柱的受力性能，如圖8（b）所示。

圖8 HSTCSC短柱的軸壓應(yīng)力–軸向應(yīng)變曲線Fig. 8 Axial strain curves of HSTCSC short column

表4 HSTCSC短柱承載能力對(duì)比
Tab. 4 Bearing capacity comparison of the HSTCSC short columns

注：“+”為幅值增加，“–”為幅值降低。

編號(hào) 屈服荷載/MPa提高幅度位移延性系數(shù)μ屈服荷載% 極限荷載%SC11813000034.23 SC2180299–0.5–0.335.01 SC3180292–0.5–2.632.72 SC4150246–17.0–18.034.79 SC5247395+36.0+32.034.02 SC6245463+35.0+54.033.43 SC7330607+82.0+102.030.18極限荷載/MPa

2.3 軸向變形能力

為了便于分析HSTCSC短柱的延性性能，定義μ為試件的位移延性系數(shù)，即試件達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，軸向變形

D

與屈服強(qiáng)度時(shí)軸向變形

D

的比值，μ=

D

∶

D

。圖9為極限強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度比值。由圖9可見：所有HSTCSC短柱的位移延性系數(shù)均超過30，表明HSTCSC短柱在軸向荷載作用下具有較好的變形能力，屬于延性破壞，且具有較大的安全儲(chǔ)備；與試件SC3相比，試件SC1和SC2的位移延性系數(shù)分別提高了5%和7%，表明自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度的提高可以在一定程度上提高HSTCSC短柱的變形能力；與試件SC4相比，試件SC2的位移延性系數(shù)略有提高，表明圓形截面HSTCSC短柱的變形能力優(yōu)于方形截面，原因可能是圓形截面HSTCSC短柱的環(huán)向約束能力強(qiáng)于方形截面造成的；與試件SC5相比，試件SC6和SC7的位移延性系數(shù)分別降低了2%和11%，表明截面空心率的增加會(huì)降低HSTCSC短柱的變形能力，原因可能是在相同豎向荷載作用下，由于截面有效作用面積減小，使得試件需要承擔(dān)更大的應(yīng)力，進(jìn)而造成HSTCSC短柱提前達(dá)到其極限荷載造成的。

圖9 極限強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度比值Fig. 9 Ratio of ultimate strength to yield strength

3 結(jié) 論

開展了7根大尺寸高強(qiáng)鋼管約束自應(yīng)力混凝土（HSTCSC）短柱的軸壓性能試驗(yàn)研究，詳細(xì)分析了自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度、截面類型和截面空心率等因素對(duì)HSTCSC短柱軸壓性能的影響，明確了HSTCSC短柱的破壞形態(tài)、約束增強(qiáng)機(jī)理及其荷載–變形曲線的特點(diǎn)，為高強(qiáng)鋼管約束自應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在防護(hù)工程中的應(yīng)用提供依據(jù)。主要結(jié)論如下：

1）自應(yīng)力混凝土短柱具有明顯的脆性劈裂或剪切破壞特征，而HSTCSC短柱具有較好的變形能力和較高的承載力，發(fā)生腰鼓型屈曲破壞。

2）自應(yīng)力混凝土在圓形截面高強(qiáng)鋼管約束條件下養(yǎng)護(hù)比在無約束條件下養(yǎng)護(hù)具有更高的彈性模量和強(qiáng)度，自應(yīng)力混凝土微膨脹作用和高強(qiáng)鋼管環(huán)向約束的雙重作用顯著提高了HSTCSC短柱的軸壓受力性能。

3）自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度和截面空心率的增加均能提高HSTCSC短柱的受力性能，但自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度的增加對(duì)HSTCSC短柱受力性能的提升幅度有限。雙層圓形截面HSTCSC短柱強(qiáng)化段具有更高的剛度，明顯優(yōu)于單層圓形截面HSTCSC短柱的受力性能。

4）圓形截面高強(qiáng)鋼管對(duì)自應(yīng)力混凝土的約束能力優(yōu)于方形截面高強(qiáng)鋼管，自應(yīng)力混凝土強(qiáng)度的增加對(duì)方形截面HSTCSC短柱軸壓性能的影響不明顯，且空心率的增加會(huì)顯著降低雙層方形截面HSTCSC短柱的變形性能。