王成剛，汪陳林，張澤陽(yáng)，王靜峰，畢功華

（1.合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院，安徽合肥 230009；2.土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽合肥， 230009；3.中國(guó)建設(shè)銀行阜陽(yáng)市分行，安徽阜陽(yáng) 236001；4.安徽省建筑設(shè)計(jì)研究總院股份有限公司，安徽合肥 230001）

引言

鋼渣作為鋼鐵工業(yè)中亟待處理的廢棄材料，不僅現(xiàn)存量相當(dāng)大而且污染環(huán)境，不符合綠色可持續(xù)發(fā)展理念。由于鋼渣存在體積不安定性，難以將鋼渣直接作為建筑材料利用，因此鋼渣再生利用成為可持續(xù)發(fā)展的重要課題之一。在鋼管混凝土柱中，由于鋼管對(duì)核心混凝土存在套箍效應(yīng)，且核心混凝土對(duì)鋼管壁有支撐作用，鋼管混凝土承載力和剛度等性能得到顯著提高。因此，用鋼渣砂替代混凝土細(xì)骨料形成鋼渣混凝土，將鋼渣混凝土澆筑于鋼管中形成鋼管鋼渣混凝土柱，以期用鋼管的密閉性和套箍效應(yīng)消除鋼渣混凝土體積不安定性問(wèn)題，為鋼管鋼渣混凝土柱的實(shí)際工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者圍繞鋼管再生混凝土柱、鋼管混凝土柱進(jìn)行大量的抗震試驗(yàn)及理論分析［1-9］，取得了豐碩的成果并廣泛應(yīng)用于實(shí)際工程。對(duì)于圓鋼管鋼渣混凝土柱的研究，目前只有安徽工業(yè)大學(xué)于峰教授課題組對(duì)鋼管鋼渣混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)［10-11］，分析了長(zhǎng)徑比、徑厚比等因素對(duì)圓鋼管鋼渣混凝土柱破壞形態(tài)、承載力和變形能力等方面的影響。鋼管鋼渣混凝土的抗震性能在以往試驗(yàn)研究和理論分析中未見(jiàn)相關(guān)報(bào)道。

為探究鋼管鋼渣混凝土柱的抗震性能，本文對(duì)2根圓鋼管普通混凝土柱與5根圓鋼管鋼渣混凝土柱分別在低軸壓比和高軸壓比下進(jìn)行了水平低周反復(fù)加載試驗(yàn)［12］，研究分析了軸壓比、鋼管壁厚、鋼渣砂替代率和長(zhǎng)細(xì)比等因素對(duì)其破壞形態(tài)、滯回耗能能力、延性及耗能、剛度退化的影響規(guī)律，并采用數(shù)部規(guī)范對(duì)試件進(jìn)行不同規(guī)范水平承載力計(jì)算比較。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

根據(jù)實(shí)驗(yàn)室技術(shù)設(shè)備、場(chǎng)地條件和《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50936-2014）［13］，設(shè)計(jì)了7根鋼管混凝土柱試件，試件的具體尺寸見(jiàn)圖1。以鋼渣砂替代率γ、鋼管壁厚t、長(zhǎng)細(xì)比λ和軸壓比n為試驗(yàn)參數(shù)，圓鋼管直徑d為180 mm，各試件設(shè)計(jì)基本參數(shù)見(jiàn)表1。試件由現(xiàn)場(chǎng)拌制混凝土澆筑于鋼管內(nèi)，振搗密實(shí)，自然養(yǎng)護(hù)而成。

圖1 試件加工設(shè)計(jì)圖Fig.1 Machining design drawing of specimen

表1 試件基本設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

1.2 材料性能

1.2.1 鋼材性能

鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q345B，按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)》（GB/T228.1-2120）［14］制作了3個(gè)拉伸試樣，檢測(cè)鋼材主要力學(xué)性能見(jiàn)表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.2.2 鋼渣混凝土配合比

鋼渣混凝土強(qiáng)度為C25，試配后鋼渣混凝土配合比見(jiàn)表3。

表3 鋼渣混凝土配合比Table 3 Steel Slag Concrete Proportion

1.2.3 鋼渣混凝土強(qiáng)度

混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu由自然養(yǎng)護(hù)28天的150 mm立方體試塊按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081-2019）［15］，測(cè)得的不同替代率的鋼渣混凝土抗壓強(qiáng)度見(jiàn)表4。

表4 混凝土抗壓強(qiáng)度Table 4 Compressive strength of concrete

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。豎向軸力由100 t千斤頂施加，水平荷載由MTS電液伺服加載系統(tǒng)施加。千斤頂和反力架橫梁間放兩塊四氟板保證試件柱頂水平往復(fù)移動(dòng)。正式加載前，先施加一個(gè)預(yù)估極限承載力10%的循環(huán)荷載，檢查試驗(yàn)儀器和設(shè)備工作狀態(tài)及可靠度。試件采取力與位移雙控制加載方式：在試件屈服前采用荷載控制，初始加載力取預(yù)估屈服荷載的10%并逐級(jí)增加，每級(jí)雙向循環(huán)加載1次；試件屈服后采用位移控制，逐級(jí)遞增1倍屈服位移循環(huán)往復(fù)加載，每級(jí)循環(huán)往復(fù)加載3次，直至試件承載力下降至峰值承載力85%以下，試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)過(guò)程中MTS自動(dòng)采集施加水平荷載和對(duì)應(yīng)位移，靜態(tài)采集儀采集柱底塑性區(qū)應(yīng)變。在柱底鋼管周?chē)迟N22片電阻應(yīng)變片，距柱底的距離分別為50 mm、100 mm與150 mm，以測(cè)定應(yīng)變隨荷載變化的規(guī)律，應(yīng)變片具體布置如圖3所示。觀察記錄鋼管壁局部屈曲發(fā)展，混凝土壓碎等試驗(yàn)現(xiàn)象。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test device

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖4給出了試件從加載至完全破壞各階段的典型照片，試驗(yàn)結(jié)果表明：各試件破壞的過(guò)程和現(xiàn)象基本相同，都經(jīng)歷了三個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段和塑性階段。在恒定豎向軸力及低周往復(fù)水平荷載作用下，加載初期柱頂荷載-位移曲線(xiàn)呈過(guò)原點(diǎn)直線(xiàn)，鋼管壁四周無(wú)明顯變化如圖4（a）所示，試件處于彈性階段。繼續(xù)加載到鋼管壁屈服后，轉(zhuǎn)換為位移加載，加載方向距柱底30～40 mm處鋼管壁由局部微小鼓曲發(fā)展為明顯鼓曲，鋼管表面涂漆無(wú)起皮現(xiàn)象如圖4（b）所示，水平位移繼續(xù)增加至水平承載力達(dá)到峰值，此時(shí)荷載位移曲線(xiàn)不再是線(xiàn)性關(guān)系，卸載后殘余變形較大，試件處于彈塑性上升階段。隨著水平位移繼續(xù)增大，明顯鼓曲位置鼓曲程度加劇，并逐漸向兩側(cè)發(fā)展，鼓曲寬度達(dá)到30～40 mm，鋼管表面嚴(yán)重鼓曲，油漆起皮如圖4（c）所示，此時(shí)水平承載力下降，試件處于塑性下降階段。當(dāng)荷載峰值下降到試件最大承載力的85%以下時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。由于鋼管對(duì)鋼渣混凝土的約束和鋼渣混凝土對(duì)鋼管的支撐，鋼管出現(xiàn)嚴(yán)重鼓曲時(shí)，試件承載力仍能達(dá)到峰值承載力70%～80%且下降緩慢。

圖4 試件的破壞過(guò)程Fig.4 Typical failure process

鋼管剖開(kāi)后如圖5所示，圓鋼管鋼渣混凝土在低周反復(fù)荷載作用下，鋼管鼓曲部位鋼渣混凝土被壓潰，混凝土芯柱下部出現(xiàn)許多較寬的斜裂縫，截面其它部位混凝土保持完整，混凝土芯柱僅需稍加外力便會(huì)完全斷裂，試件為典型的壓彎破壞。由于鋼管的約束作用混凝土可維持受力，最終在距柱底30～50 mm范圍內(nèi)形成沿加載方向轉(zhuǎn)動(dòng)的塑性鉸。

圖5 鋼渣砂混凝土柱的破壞狀態(tài)Fig.5 Failure state of steel slag sand concrete column

2.2 滯回曲線(xiàn)

圖6為擬靜力試驗(yàn)得到的各試件滯回曲線(xiàn)，分析各試件的滯回曲線(xiàn)具有以下特征：

圖6 水平荷載-位移曲線(xiàn)Fig.6 Lateral load-deformation curve

（1）彈性階段（OA段）：荷載-位移曲線(xiàn)斜率基本不變，剛度退化不明顯，滯回環(huán)狹長(zhǎng)面積較小，試件耗能較少；彈塑性階段（AB段）：隨著加載位移不斷增加，試件承載力上升速率減緩，試件剛度逐漸退化，卸載后殘余應(yīng)變也越來(lái)越大，滯回環(huán)不斷變得飽滿(mǎn)，試件的變形與耗能不斷增大；塑性階段（BC段）：當(dāng)試件到達(dá)峰值荷載后，隨著加載位移繼續(xù)增大，滯回曲線(xiàn)荷載峰值出現(xiàn)下降，每級(jí)荷載循環(huán)滯回曲線(xiàn)面積仍繼續(xù)增大，說(shuō)明加載后期試件仍具有良好的耗能能力。

（2）與低軸壓比試件YDTB3-1和試件YDGB3-1相比，高軸壓比試件YDTB3-2和試件YDGB3-2水平承載力都有所提高，但滯回曲線(xiàn)達(dá)到荷載峰值后，試件都存在承載力和剛度突降現(xiàn)象，而低軸壓比時(shí)試件承載力和剛度下降比較緩慢，說(shuō)明軸壓比增大，試件延性下降嚴(yán)重，存在突然破壞可能。

（3）高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件，鋼管壁較薄的YDGB2-1和YDGB3-2承載力突降現(xiàn)象更加明顯，鋼管壁厚的YDGB5-1承載力突降現(xiàn)象明顯改善，說(shuō)明在高軸壓作用下，合理的徑厚比（鋼管直徑/鋼管壁厚）對(duì)鋼管鋼渣混凝土試件承載力突降有明顯改善作用。

（4）高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件，長(zhǎng)細(xì)比較小的YDGB3-2比長(zhǎng)細(xì)比較大的YDGC3-1具有更高的峰值荷載和更大滯回環(huán)面積，說(shuō)明在一定范圍內(nèi)，高軸壓比鋼渣混凝土試件長(zhǎng)細(xì)比越小，其承載能力越高且耗能能力越好。

（5）在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件YDGB3-2比鋼管普通混凝土試件YDTB3-2峰值荷載略低，兩者滯回環(huán)面積基本相同，說(shuō)明鋼管鋼渣混凝土試件承載能力和耗能能力方面與鋼管普通混凝土試件性能無(wú)較大差異。

2.3 骨架曲線(xiàn)

骨架曲線(xiàn)是每級(jí)加載水平力最大值的軌跡，可反映試件各個(gè)階段受力特征與變形特征，該試驗(yàn)中不同參數(shù)的骨架曲線(xiàn)對(duì)比如圖7所示。

由圖7可知：分析骨架曲線(xiàn)具有下列特征：

（1）由圖7（a）可知：低軸壓比下兩試件骨架曲線(xiàn)走勢(shì)基本一致，兩者下降段都較為平緩，說(shuō)明在低軸壓比下兩者都具有較好的延性，兩者承載能力和延性無(wú)明顯差異。

（2）由圖7（b）可知：高軸壓比下兩試件骨架曲線(xiàn)走勢(shì)基本一致，但鋼管鋼渣混凝土試件承載能力比鋼管普通混凝土試件略低。兩者骨架曲線(xiàn)在荷載峰值處均存在明顯突降，試件延性都較差。因此，在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件與鋼管普通混凝土試件承載能力和延性無(wú)較大差異。

（3）由圖7（c）可知：在高軸壓比下，鋼管壁較厚的試件承載能力明顯大于鋼管壁較薄的試件。3個(gè)試件骨架曲線(xiàn)在峰值荷載后的下降段，壁厚較大試件骨架曲線(xiàn)較為平緩，說(shuō)明鋼管壁厚大的試件擁有更大的承載能力和更佳的變形性能，因此高軸壓比與厚鋼管壁試件更匹配。

（4）由圖7（d）可知：鋼渣砂替代率為100%時(shí)，高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件承載能力有所提高，但其延性下降較大且后期承載能力反而低于低軸壓比試件，因此鋼管鋼渣混凝土試件應(yīng)限制其軸壓比不宜過(guò)高。

（5）由圖7（e）表明可知：在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件增大長(zhǎng)細(xì)比使得試件承載能力下降，但對(duì)試件延性影響較小，因此高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件長(zhǎng)細(xì)比不宜過(guò)大。

圖7 不同參數(shù)試件骨架曲線(xiàn)比較Fig.7 Comparison of skeleton curves of specimens with different parameters

2.4 延性及耗能

各試件屈服位移Δy、屈服荷載Py、峰值位移Δmax、峰值荷載Pmax、極限位移Δu（骨架曲線(xiàn)上水平荷載下降到峰值荷載Pmax85%所對(duì)應(yīng)位移）、極限荷載Pu（極限位移所對(duì)應(yīng)的荷載值）、延性系數(shù)μ=Δu/Δy和等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq見(jiàn)表5。表5中各值均取推和拉兩個(gè)方向絕對(duì)值的平均值。

由表5分析可知：

表5 特征值和延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果Table 5 Calculation results of characteristic load and displacement and ductility coefficient

（1）鋼渣砂替代率不同：軸壓比為0.7的試件YDGB3-2和試件YDTB3-2峰值荷載基本相同，但試件YDGB3-2比試件YDTB3-2延性提高了59.9%，耗能能力提高了20.5%；軸壓比為0.4的試件YDGB3-1和試件YDTB3-1峰值荷載基本相同，且試件YDGB3-2試件YDTB3-2延性及耗能能力也相差不大。因此鋼渣替代率對(duì)試件承載能力影響不大，但在高軸壓比下，鋼渣替代率較高試件其延性得到顯著改善，耗能能力有較大增強(qiáng)。說(shuō)明高軸壓比條件更有益于鋼管鋼渣混凝土柱發(fā)揮其優(yōu)良特性。

（2）鋼管壁厚不同：鋼管壁厚不同的試件YDGB2-1（t=2 mm）、試件YDGB3-2（t=3 mm）和試件YDGB5-1（t=5 mm），試件鋼管壁越厚，其峰值荷載、延性系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)都越大，說(shuō)明在一定范圍內(nèi)試件鋼管壁越厚，其承載能力越高，延性越好，耗能能力越強(qiáng)。

（3）軸壓比不同：軸壓比為0.7的試件YDGB3-2與軸壓比為0.4的試件YDGB3-1相比，峰值荷載提高了19.6%，延性系數(shù)降低了42.6%，等效粘滯阻尼系數(shù)稍有降低，說(shuō)明鋼管鋼渣混凝土試件隨著軸壓比增大，其承載能力有較大提升，但延性顯著下降，耗能能力有所降低。

（4）長(zhǎng)細(xì)比不同：在高軸壓比下，長(zhǎng)細(xì)比較小的試件YDGB3-2與長(zhǎng)細(xì)比較大的試件YDGC3-1相比，其承載能力和延性都具有顯著的優(yōu)勢(shì)，兩者耗能能力接近。

（5）低軸壓比試件延性系數(shù)大于4.0，高軸壓比試件延性系數(shù)介于1.57～3.76之間，軸壓比增大，試件延性下降；鋼管鋼渣混凝土試件等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq為0.295～0.437，而文獻(xiàn)［6］表明鋼筋混凝土柱等效粘滯阻尼系數(shù)為0.1～0.2，說(shuō)明鋼管鋼渣混凝土柱具有出色的耗能能力。

2.5 剛度退化

試件在低周反復(fù)荷載作用下，隨著加載位移不斷增大，試件剛度會(huì)出現(xiàn)退化，導(dǎo)致試件的抗震性能發(fā)生下降。采用割線(xiàn)剛度來(lái)研究試件在地震作用下產(chǎn)生的剛度退化，割線(xiàn)剛度計(jì)算公式為：

式中：Ki為第i級(jí)加載的割線(xiàn)剛度；+Fi為第i級(jí)加載正向荷載的峰值；-Fi為第i級(jí)加載負(fù)向荷載的峰值；+Xi為第i級(jí)加載正向位移峰值；-Xi為第i級(jí)加載負(fù)向位移峰值。

按照割線(xiàn)剛度計(jì)算公式計(jì)算出各個(gè)循環(huán)的割線(xiàn)剛度，繪制出剛度退化曲線(xiàn)如圖8所示。

由圖8可知：鋼管混凝土柱剛度退化曲線(xiàn)具有如下特征：

（1）各試件的割線(xiàn)剛度隨著加載位移的增大而逐漸減小，且各試件前期剛度下降較快，中期急劇下降，后期下降緩慢，其原因在于在加載前期，試件剛度很大，在水平往復(fù)力作用下，鋼管內(nèi)混凝土受拉開(kāi)裂，使得試件剛度下降較快；在加載中期，由于鋼管鼓曲處混凝土破碎嚴(yán)重，在柱底形成塑性鉸過(guò)程中，試件剛度急劇下降；在加載后期，柱底形成塑性鉸后，起主導(dǎo)作用的是鋼管外壁，內(nèi)部混凝土只起支撐作用，使得試件剛度下降緩慢。

（2）由圖8（a）和圖8（b）可知：增大軸壓比使試件剛度增幅較大，但加劇了試件加載前期的剛度退化速度，加載后期高軸壓比試件與低軸壓比試件剛度退化曲線(xiàn)趨于一致。

（3）由圖8（c）和圖8（f）可知：鋼管壁厚度和長(zhǎng)細(xì)比大小對(duì)鋼管鋼渣混凝土試件剛度影響基本一致，鋼管壁較厚或長(zhǎng)細(xì)比較小的試件具有更大的剛度，各試件的剛度退化趨勢(shì)基本相同，但退化后剛度仍保持較大差值。

（4）由圖8（d）和圖8（e）可知：在軸壓比為0.4時(shí)，鋼渣替代率較高的試件在加載前期剛度退化速度有所減緩，加載后期鋼渣替代率不同的試件剛度趨于一致，說(shuō)明低軸壓比作用下，鋼渣替代率高有利于減緩試件前期剛度退化，對(duì)試件后期剛度影響不大；在軸壓比為0.7時(shí)，鋼渣替代率較高的試件初始剛度較高，但其剛度退化速度在加載前期比鋼渣替代率較低的試件快，在加載后期鋼渣替代率不同的試件剛度基本相等，說(shuō)明在高軸壓比下，渣替代率高可以提高試件初始剛度，但加劇了試件初期剛度退化速度。

圖8 不同參數(shù)試件剛度退化曲線(xiàn)比較Fig.8 Contrast curves of the stiffness degradation

3 壓彎構(gòu)件不同規(guī)范水平承載力計(jì)算比較

為了判斷現(xiàn)有管混凝土構(gòu)件承載力計(jì)算方法是否適用于鋼管鋼渣混凝土柱，采用《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50936-2014）［13］、《實(shí)心與空心鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS254-2012）［16］、《鋼管混凝土混合結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T51446-2021）［17］和《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DBJ/T13-51-2010）［18］規(guī)范或規(guī)程中的設(shè)計(jì)方法計(jì)算該次試驗(yàn)的各個(gè)試件的水平承載力，并將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較分析，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。

根據(jù)相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范或規(guī)程中壓彎構(gòu)件承載力的計(jì)算公式，將材料實(shí)測(cè)強(qiáng)度、幾何參數(shù)和實(shí)際施加的豎向軸壓力N代入，計(jì)算出各試件的相應(yīng)受彎承載力Muc再按式（2）計(jì)算出試件的水平承載力Puc。

式中：N為試件的豎向軸壓力；Δmax為峰值位移；H為試件有效高度。

由表6可知：

表6 水平承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Table 6 Comparison of calculated and measured results of lateral bearing capacity

（1）國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)（GB 50936-2014）與行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)（CECS254-2012）采用同一公式計(jì)算壓彎承載力，國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)（GB/T51446-2021）與地方規(guī)程（DBJ/T13-51-2010）采用同一公式計(jì)算壓彎承載力，試驗(yàn)實(shí)際水平承載力與兩類(lèi)規(guī)范計(jì)算水平承載力比值平均值分別為0.992 7和0.998 8，方差分別為0.037 3和0.035 0，變異系數(shù)分別為0.194 4和0.187 4，試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果離散性不大，吻合度較好。

（2）分析對(duì)比數(shù)據(jù)特征值可知：用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）計(jì)算鋼管鋼渣混凝土試件水平承載力適用性更好。對(duì)于低軸壓比試件，水平承載力試驗(yàn)結(jié)果較規(guī)范計(jì)算結(jié)果有足夠的安全系數(shù)，但高軸壓比試件規(guī)范計(jì)算結(jié)果偏大，不安全。建議采用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）規(guī)范計(jì)算地震作用下高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件壓彎承載力時(shí)，計(jì)算結(jié)果乘以折減系數(shù)0.8。此時(shí)，試件試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范計(jì)算結(jié)果比值平均值為1.161 4，方差為0.017 7，變異系數(shù)為0.114 5，該規(guī)范適用性好，計(jì)算結(jié)果安全可靠。

4 結(jié)論

通過(guò)7根圓鋼管混凝土柱試件的抗震性能試驗(yàn)研究以及數(shù)據(jù)分析，主要得到以下結(jié)論：

（1）鋼渣混凝土試件破壞過(guò)程和破壞形態(tài)與普通混凝土試件基本相同，主要表現(xiàn)為距鋼管底部30～40 cm處鼓曲破壞，核心混凝土被壓碎，試件均為壓彎破壞。所有試件滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)，等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq介于0.259～0.437之間，試件具有良好的抗震性能。

（2）鋼渣混凝土試件與普通混凝土試件承載力無(wú)較大差異，低軸壓比試件承載力下降平緩，但高軸壓比試件都存在明顯承載力突降現(xiàn)象，合理的徑厚比（鋼管直徑/鋼管壁厚）對(duì)高軸壓比試件承載力突降有明顯改善作用。

（3）低軸壓比試件延性系數(shù)大于4.0，高軸壓比試件延性系數(shù)介于1.57～3.76之間，軸壓比增大，試件延性下降。鋼管壁厚增大，高軸壓比試件延性有明顯提高。

（4）各試件剛度前期下降較快，中期急劇下降，后期下降緩慢，中期剛度急劇下降主要原因是塑性鉸處核心混凝土被壓碎。

（5）建議采用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）計(jì)算地震作用下鋼管鋼渣混凝土柱壓彎承載力，但高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件計(jì)算結(jié)果需乘折減系數(shù)0.8。