高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压力学性能

康澜 陈宗霖 林益伟

高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压力学性能

康澜1，2陈宗霖1林益伟1

（1. 华南理工大学 土木与交通学院，广东 广州 510640； 2. 华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广东 广州 510640）

本研究对9根圆钢管约束型钢混凝土短柱、1根圆钢管约束混凝土短柱、1根圆钢管型钢混凝土短柱开展了轴压力学性能试验，重点分析了钢管屈服强度、型钢屈服强度、钢管径厚比、混凝土强度等级、钢管内壁处理方式、钢管约束模式等重要参数对钢管约束型钢混凝土短柱的破坏模式，以及对轴压承载力和延性的影响规律。结果表明：高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的破坏模式为整体剪切破坏，高强钢管表面没有发生明显的局部鼓曲，内置高强型钢有效地限制了混凝土斜裂缝的发展。对于圆钢管约束型钢混凝土短柱，采用高强钢管、高强型钢相比采用普强钢管、普强型钢，试验轴压承载力与简单叠加轴压承载力的比值从1.37提升至1.49，延性系数从2.22提高至3.25，材料利用更充分，延性更优异，对核心混凝土的约束作用更强。在《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）和本文参数分析结果的基础上，不考虑约束混凝土强度最大限值，采用已有的约束混凝土本构模型，提出了高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压承载力修正公式。本研究可为实际工程应用提供科学依据和数据参考。

高强钢管；高强型钢；轴压力学性能；轴压承载力

随着我国经济和科技的不断进步，土木工程正在向着“绿色、节能、低碳”的方向发展，而高性能材料，例如高强度结构钢材（简称“高强钢”），正好满足了目前土木工程低碳环保的发展需求。高强钢是指采用微合金化和热机械轧制技术生产出的具有高强度（强度等级≥460 MPa）、良好延性、韧性以及加工性能的结构钢材［1-2］。相比普通钢，高强钢拥有更高的屈服强度和抗拉强度，在结构安全性能、建筑使用功能、经济效益以及环保效益等方面有着更明显的优势［1，3］。然而，高强钢也具有其缺点，随着钢材屈服强度的提高，钢材屈强比增大，但断后伸长率减小、延性降低；并且高强钢的应力-应变曲线中屈服平台长度缩短甚至消失，其应变强化效应并不明显［3］。另外，在高强钢结构中，高强钢板较薄，在受压无约束的条件下，容易发生局部屈曲，从而导致材料强度无法得到充分利用［4-5］。

钢管约束混凝土柱是在竖向不连续的钢管内填充混凝土、钢管不直接承受竖向荷载、主要对核心混凝土起横向约束作用的一种组合柱［6］。在核心混凝土内配置型钢，即形成钢管约束型钢混凝土柱［7］。该组合柱具有钢管混凝土柱的力学性能优势，还解决了钢管混凝土柱中钢管容易局部屈曲、耐火性能差、节点施工复杂等问题，具有承载力高、延性好、抗震和耐火性能优越等特点［6］。目前对该组合柱的研究大多局限于采用了高强混凝土的情况；文献［8］和［9］对圆钢管约束型钢高强混凝土短柱开展了轴压力学性能试验，其中圆钢管采用的是Q235普强钢管，试验结果发现：力-位移曲线并未出现明显的强化阶段，Q235普强钢管对混凝土约束不足。普强钢管屈服强度低，和混凝土几乎同步进入塑性，钢管一旦进入塑性将无法提供环向约束。而高强钢管由于其屈服强度较大，进入塑性时间点大大晚于核心混凝土，可为核心混凝土提供更强的约束，从而提高构件强度和延性。

本研究充分利用高强钢抗拉强度高的优势，在钢管约束型钢混凝土柱的基础上，提出一种高强圆钢管约束高强型钢混凝土柱，即在高强型钢混凝土外侧包裹不连续的高强薄壁钢管。该组合柱有如下优势：①高强钢管不直接承受纵向荷载，主要承受环向拉应力，延缓甚至避免薄壁钢管局部屈曲，最大程度地发挥高强钢管对混凝土的约束作用；②内置高强型钢在核心混凝土的包裹下，避免了受压时局部屈曲的过早出现，最大限度地利用了高强钢的强度；③火灾下，高强钢管约束高强型钢混凝土柱中承受纵向荷载的高强型钢置于核心混凝土内，避免了与火直接接触，构件的耐火极限得到提升。

本研究首先开展了11根组合短柱的轴压力学性能试验，分析关键参数变化对试件的破坏形态、承载力等的影响规律，并利用ABAQUS有限元软件建立有限元模型，进一步开展参数分析，最终为实际工程应用提出了实用设计公式和设计建议。

1　试验概况

1.1　试件设计

试验共设计了11个轴压短柱试件，其中包括：9根圆钢管约束型钢混凝土短柱、1根圆钢管约束混凝土短柱、1根圆钢管型钢混凝土短柱。所有圆钢管的外径为300 mm，净高为900 mm，即试件高径比为3.0，满足《钢管混凝土结构技术规范》（GB50936—2014）［10］对短柱的要求。对钢管约束型钢混凝土短柱试件距两端板50 mm处，切割剥离宽度为15 mm的圆环，保证钢管主要起到约束作用。

试验条件如下：钢管屈服强度为345、690 MPa；型钢屈服强度为345、690 MPa；钢管径厚比为50、75；型钢厚度为4、6 mm；混凝土强度为C50、C80；是否内置型钢；约束模式分别为钢管约束混凝土、钢管混凝土；高强钢管内壁处理方式为涂抹润滑油、布置塑料薄膜，即在一个高强钢管内壁涂抹润滑油，在另一个高强钢管内壁布置塑料薄膜，研究减小高强钢管和混凝土之间的粘结摩擦力（即改变高强钢管横向、纵向应力比值）对其轴压力学性能的影响。

试件编号说明如下。以试件YS-T4Y690-C50-W4A690为例，YS代表约束模式为钢管约束混凝土（GG代表约束模式为钢管混凝土），T4代表钢管设计壁厚为4 mm，Y690代表钢管采用Q690高强钢，C50代表混凝土设计强度为50 MPa，W4代表型钢腹板和翼缘设计厚度为4 mm，A690代表型钢采用Q690高强钢；不含W、A的表示试件无内置型钢；另外，含有后缀-R的表示在钢管内壁涂抹润滑油，含有后缀-M的表示在钢管内壁布置塑料薄膜。各试件的主要实测参数见表1。

表1　试件的具体参数1）

1）、、分别表示钢管的外径、壁厚与高度，a、a、w、f分别表示内置型钢截面的整体高度、整体宽度、腹板厚度与翼缘厚度，cu表示试验前一天混凝土150 mm立方体实测抗压强度，yt和ya分别表示圆形钢管和内置型钢的实测屈服强度。

1.2　试件制作

将型钢与底板焊接，再将钢管套在型钢之外并与底板焊接，焊接过程保证底板、型钢、钢管三者严格几何对中；需对钢管内壁进行处理的试件，先涂抹润滑油或布置塑料薄膜，再将混凝土从钢管未焊端板的一端灌入并进行分层振捣；自然养护28天后，用高强石膏找平试件上表面，焊接上端板，保证与下端板几何对中；最后在钢管表面刷漆，绘制50 mm × 50 mm网格线，完成试件制作。

1.3　材料特性

试验采用C50、C80两种商品混凝土，在试验进行的前一天，根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2002）［11］测试5组150 mm混凝土立方体试块并取平均值，C50和C80混凝土的立方体抗压强度分别为48.9 MPa和94.9 MPa。根据《金属材料拉伸试验》（GB/T 228.1—2010）［12］，在本研究中使用钢板制作3组共9个钢板拉伸试件进行材性试验，测得的钢板力学性能指标见表2。

表2　钢材的实测力学性能

1.4　加载方式和测点布置

本试验在华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室的结构实验室进行，采用1 500 t压力机对试件进行加载。加载前用高强石膏将试件上下两端找平，对试件和试验机进行几何对中，加载装置如图1所示。试件上端板对角处分别布置两个位移传感器，在圆钢管中部等间距布置4对横向-纵向应变片，上部与下部等间距布置4个横向应变片。在型钢上、下翼缘外侧的上、中、下部分别布置1对纵向应变片，腹板一侧的上、中、下部分别布置1个纵向应变片。

加载全程采用位移控制方式［13］；在荷载达到峰值之前，加载速率为0.003 mm/s；荷载超过峰值后，加载速率逐步增大至0.010 mm/s；当割缝两边接触闭合或荷载下降到极限承载力的85%时，停止加载。

图1　加载装置

2　试验结果及分析

2.1　破坏模式

所有试件总共有3种破坏模式，描述如下。

2.1.1混凝土剪切破坏

以典型试件YS-T4Y690-C50-W4A690来说明高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的混凝土剪切破坏模式。如图2（a）所示，在加载初期，试件外观没有明显变化；当荷载上升到峰值75%左右时，高强钢管割缝处混凝土开始出现竖向裂缝，混凝土开始剥落。峰值荷载过后，随着纵向位移的增加，荷载缓慢下降，可以观察到高强钢管中部偏上位置逐渐膨胀，但是没有发生明显的局部屈曲。剥开钢管，可看到混凝土为剪切破坏，剪切破坏角在70°左右；因为高强型钢的存在，有效地抑制了混凝土斜裂缝的发展，使裂缝没有贯穿整个截面。剥开混凝土看到高强型钢发生了剪切变形和局部屈曲；剪切方向均沿弱轴方向，防止了混凝土剪切面的扩展。局部鼓曲位置发生在高强型钢中部或者中部偏上位置，是混凝土受压过程中发生膨胀所致。

2.1.2高强钢管局部鼓曲伴随混凝土剪切破坏

对于高强圆钢管高强型钢混凝土短柱试件GG-T4Y690-C50-W4A690，如图2（b）所示，加载前中期和高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的现象类似。当荷载下降至峰值90%时，在高强钢管上端部位置开始发生局部鼓曲；当荷载下降至峰值85%时，高强钢管中部也开始发生局部鼓曲。随着纵向位移的增加，鼓曲逐渐发展。剥开钢管，可以看到混凝土中部出现一条非常明显的剪切斜裂缝，即发生明显的整体剪切变形。剥开混凝土，可以发现高强型钢发生明显的剪切变形和局部鼓曲。

图2　试件破坏模式

2.1.3高强钢管焊缝破坏伴随混凝土压碎

对于采用C80混凝土的试件YS-T4Y690-C80-W4A690，如图2（c）所示，在荷载下降到峰值荷载92%时，高强钢管焊缝发生断裂，导致试件破坏。

对于钢管内壁涂抹润滑油的试件YS-T4Y690-C50-W4A690-R，如图2（d）所示，荷载刚过峰值，高强钢管焊缝发生断裂。对于在钢管内壁布置塑料薄膜的试件YS-T4Y690-C50-W4A690-M，如图2（e）所示，荷载还未达到峰值时，高强钢管焊缝已经开裂，可见对高强钢管内壁进行处理，能让外钢管环向应力大大增加，钢管约束效果明显增强；但是与此同时，外钢管焊缝有可能成为薄弱环节发生断裂破坏。随着钢材强度的提高，焊缝破坏程度逐渐加大且呈现出脆断倾向［14］；可通过对钢管进行预热处理和采用80%Ar+20%CO2的保护气体保证焊缝质量。

2.2　荷载-位移曲线及受力性能分析

不同参数下所有试件的荷载（）和纵向位移（）的关系曲线，如图3所示。各个试件的试验结果详见表3。本研究采用文献［15］公式确定试件的初始刚度；采用文献［16-17］的公式确定试件的延性指标=95%/Δ，Δ=1.3375%，95%是荷载下降到峰值荷载的95%时试件的纵向位移，75%是荷载上升到峰值荷载的75%时试件的纵向位移。

表3　试件轴压承载力分析1）

1）u为试件的轴压承载力，m为钢管、混凝土、型钢简单叠加后的叠加承载力，u为试件在峰值荷载下的位移，0为初始刚度，为延性指标，对于试件YS-T4Y690-C50-W4A690-M，u为试件钢管焊缝断裂破坏时的承载力。

各个试件的荷载-位移曲线表现出来的规律较为相似：加载前期，试件处于弹性阶段，纵向位移随着荷载的增大呈线性增长；随着荷载的继续增大，试件的刚度开始逐渐下降，纵向位移开始加速发展，试件进入弹塑性阶段；峰值荷载后，荷载随着纵向变形的增大而减小，即曲线进入下降段；大部分试件都有较平缓的下降段。

2.2.1圆钢管屈服强度的影响

钢管屈服强度等级分别为Q345和Q690，荷载-位移曲线详见图3（a）。对比表3中1-4号试件，在钢材用量基本不变的情况下，钢管屈服强度等级从Q345提升到Q690，极限承载力平均提升了32.4%，延性指标平均提升了45.7%，强度和延性均显著提高，说明高强钢管对混凝土的约束作用更强；此外，试件峰值位移平均提升了83.6%，初始刚度基本不变。对于钢管约束型钢混凝土短柱，采用高强钢管相比普强钢管，极限承载力与简单叠加承载力的比值从1.36提升到1.47，高强钢管强度利用更充分，对核心混凝土的约束作用更强。

2.2.2型钢屈服强度的影响

型钢的屈服强度等级分别为Q345和Q690，荷载-位移曲线详见图3（a）。对比表3中1号、2号、3号、4号试件，在用钢量基本不变的情况下，型钢屈服强度从Q345增加到Q690，极限承载力平均提升了11.3%，初始刚度平均提升了9.9%，峰值位移和延性指标基本不变。

2.2.3高强钢管径厚比的影响

高强钢管的径厚比参数分别为75和50，荷载-位移曲线详见图3（b）。对比表3中4号、5号试件，径厚比从75减小到50，极限承载力提升了11.7%；而试件的初始刚度基本不变，说明在加载前期，由于混凝土的横向膨胀较小，高强钢管并未产生很大的约束作用；此外，延性指标提升了8.9%，峰值位移提升了21.0%。

2.2.4高强型钢厚度的影响

试件中高强型钢的腹板和翼缘的厚度有4 mm和6 mm，荷载-位移曲线详见图3（c）。对比表3中4号、6号试件，高强型钢厚度从4 mm增加到6 mm，极限承载力提升了5.2%，延性指标降低了11.7%，初始刚度和峰值位移基本不变。

2.2.5混凝土强度的影响

混凝土的强度等级分别为C50和C80时，荷载-位移曲线详见图3（d）。对比表3中4号、7号试件，混凝土强度从C50提升到C80，试件的极限承载力提高了22.4%，初始刚度提高了11.0%，使试件的延性指标降低了48.3%。即使高强钢管可以约束核心混凝土，改善混凝土脆性的问题，但是普通混凝土试件的延性仍比高强混凝土试件好；此外，试件的峰值位移降低了33.9%。

2.2.6高强钢管内壁处理方式的影响

对高强钢管内壁进行处理的试件的荷载-位移曲线详见图3（e）、图3（f）。对于钢管内壁涂抹润滑油的试件，峰值荷载刚过，高强钢管焊缝发生断裂，试件破坏；对比表3中4号、8号试件，内壁涂抹润滑油的试件相比内壁未进行处理的试件，承载力提升了4.1%，初始刚度基本没有变化，这是因为加载初期，混凝土的横向变形较小，高强钢管并未产生很大的约束作用；此外，峰值位移提升了22.3%。

对于内壁布置塑料薄膜的试件，荷载还未上升到峰值时，高强钢管焊缝就发生断裂，试件发生破坏。对比表3中4号、9号试件，内壁布置塑料薄膜的试件在钢管焊缝破坏时的承载力比内壁未进行处理的试件的极限承载力提高了2.8%，但此时钢管仍未屈服，承载力还有提升空间。

因此，对高强钢管内壁进行处理，可以减小高强钢管和混凝土之间的摩擦，增强高强钢管对核心混凝土的约束作用，使试件的轴压承载力提高。

2.2.7内置高强型钢的影响

试件内置和不内置高强型钢时的荷载-位移曲线详见图3（g）。对比表3中4号、10号试件，内置高强型钢的试件相比未内置高强型钢的试件，极限承载力提升了24.7%，这是因为内置高强型钢提高了试件的配钢率且混凝土处于高强钢管和高强型钢的双重约束，约束效果增强；延性指标提升26.0%，因为内置高强型钢能够有效地阻止混凝土剪切斜裂缝的开展；此外，初始刚度提升了17.2%，峰值位移提升了30.8%。

2.2.8约束模式的影响

试验中高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的钢管上下端部被断开，而高强圆钢管高强型钢混凝土短柱则没有；荷载-位移曲线详见图3（h）。对比表3中4号、11号试件，高强钢管两端断开的试件相比于没有断开的试件，极限承载力提升了3.6%，延性指标提升了39.5%，峰值位移提升了64.1%，而初始刚度下降了12.3%，因为弹性加载阶段，高强钢管约束高强型钢混凝土短柱的高强钢管对于刚度几乎没有贡献，但高强钢管高强型钢混凝土短柱的高强钢管贡献了部分刚度以及承载力。

比值u/m的大小能反映钢管对核心混凝土约束作用的强弱。由表3可知，试验得到的试件的轴压承载力u与叠加承载力m相比，最低提高27%，最高提高55%。对比1号、2号试件可知，当采用普强钢管时，随着型钢强度的增加，u/m值减小，这是由于普强钢管对核心混凝土的约束力不足造成的。对比3号、4号试件可知，当采用高强钢管时，随着型钢强度的增加，u/m值增大，这是因为高强钢管能为核心混凝土提供更强约束力。由上述分析可知，随着型钢强度的增大，钢管强度也需要增大，才能充分发挥试件的综合优势。在用钢量基本不变的情况下，采用高强钢管、高强型钢的试件相比采用普强钢管、普强型钢的试件，u/m的比值从1.37提升到1.49，延性系数从2.22提升到3.25。可见，对于钢管约束型钢混凝土柱，外钢管强度和内部型钢以及核心混凝土强度必须相互匹配。对比4号、11号试件，u/m比值从1.43提升到1.49，说明高强钢管约束高强型钢混凝土短柱相较于高强钢管高强型钢混凝土短柱对核心混凝土的约束作用更强。

2.3　荷载-钢管应力

图4　荷载-钢管应力曲线

2.4　荷载-型钢应变曲线

在高强钢管约束高强型钢混凝土短柱试件达到轴压承载力前，高强钢管与高强型钢已经屈服，高强钢的强度得到了充分的利用。

图5　荷载-型钢应变曲线

2.5　理论分析

对于高强钢管约束高强型钢混凝土短柱，荷载-位移曲线（）如图6所示。为弹性阶段，当荷载达到点时，混凝土进入塑性，此时尚未进入屈服的高强钢管可对混凝土继续提供环向约束；为强化阶段，荷载达到点时，试件达到极限承载力，高强钢管进入塑性，高强钢管无法进一步为混凝土提供环向约束，之后试件进入下降阶段直至破坏。对于普强钢管约束型钢混凝土短柱（′′′），由于普强钢管屈服强度较低，当混凝土进入塑性后，普强钢管也很快进入塑性，因此强化阶段不明显，即′′段较短。高强钢管由于屈服强度高，可在混凝土进入塑性膨胀以后，为核心混凝土提供持续的环向约束，形成明显强化阶段，从而大大提高了构件的延性和承载能力。

图6　荷载-位移曲线

3　有限元参数分析

3.1　模型建立

采用通用有限元软件Abaqus对本研究的组合短柱的轴压承载力开展参数分析。核心混凝土和上下端板均采用C3D8R实体单元，外包圆钢管和型钢均采用S4R壳单元；取构件截面直径的1/10作为网格尺寸大小。钢管与核心混凝土的界面采用面面接触，法线方向采用硬接触，切线方向选取罚函数，摩擦系数取0.6。柱一端采用固接，另一端除轴向位移外，其余自由度均被限制。钢材选用理想弹塑性本构模型，混凝土采用刘威［19］提出的本构模型。

3.2　模型验证

部分试件的有限元模拟与试验的荷载（）-纵向位移（）曲线的对比详见图7。由图可知，有限元模拟结果与试验结果吻合较好；有限元峰值荷载与试验峰值荷载比值的平均值为1.042，标准差为0.034，故本研究采用的有限元模型具有较好的准确度和可靠性，可用来开展参数分析。

3.3　参数分析

为进一步考察高强钢管屈服强度（490、590、690、790、890 MPa）、混凝土屈服强度（40、50、60、70、80 MPa）、高强钢管径厚比（50、60、75、100、150）、高强型钢屈服强度（490、590、690、790、890 MPa）对于高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压力学性能的影响，建立了17个算例进行参数分析；有限元计算结果详见图8。

3.3.1高强钢管屈服强度的影响

如图8（a）所示，当径厚比为75时，随着钢管屈服强度的增加，试件的轴压承载力得到提升，延性也略有提升，但对初始刚度基本没有影响，说明加载前期钢管对混凝土的约束作用较弱。

图8　有限元模拟的荷载-轴向位移曲线

3.3.2混凝土强度的影响

如图8（b）所示，当径厚比为75时，随着混凝土强度的增加，试件的弹性刚度和承载力都得到增加。然而混凝土强度更高的试件，曲线下降段越陡，说明延性越差。

3.3.3径厚比的影响

如图8（c）所示，随着径厚比的减小，试件轴压承载力增大，增幅明显，延性也略有提高。而径厚比的减小并不会影响试件的弹性刚度，这是因为在加载前期，由于混凝土的横向膨胀较小，高强钢管并未产生很大的约束作用。

3.3.4高强型钢屈服强度的影响

如图8（d）所示，当径厚比为75时，随着高强型钢屈服强度的增加，试件的轴压承载力提升，但增幅不大。而高强型钢屈服强度的增加对于试件的初始刚度和延性基本没有影响。

由上述分析可知，提升高强钢管屈服强度和减小径厚比是改善高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱轴压力学性能的有效途径。

4　承载力设计公式

对于高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱轴压承载力的计算方法，参照《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）［20］中所给的钢管约束型钢混凝土短柱轴压承载力的计算公式，如式（1）至式（4）所示：

表4示出了试验轴压承载力u和有限元轴压承载力uF、根据《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）［20］计算的轴压承载力g；比值g/u的平均值为0.593，标准差为0.111；比值g/uF的平均值为0.571，标准差为0.111。说明根据《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）［20］计算的轴压承载力g远低于试验轴压承载力u和有限元轴压承载力uF。

表4　承载力公式对比分析1）

1）x表示修正《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）计算的轴压承载力。

表4示出了按照改进的方法计算的试件轴压承载力x。由表4可知，比值x/u的平均值为1.017，标准差为0.034；比值x/uF的平均值为0.977，标准差为0.026；说明按该修正公式计算的轴压承载力与试验轴压承载力、有限元轴压承载力吻合良好。

按上述计算方法计算第3.3节17个算例的轴压承载力。图9将按修正公式计算的轴压承载力与试验轴压承载力、有限元轴压承载力进行对比；由图9可知，修正公式计算的轴压承载力与试验轴压承载力、有限元轴压承载力吻合良好。本研究推荐的设计承载公式仅在规范原有公式的基础上考虑了高强钢管对核心混凝土约束效应的进一步提高，虽然和试验结果吻合良好，但是需要通过更多的试验样本结果加以验证。另外，如果考虑到预测结果的可靠度和安全裕度，可再进行进一步的改进。

图9　本文预测的承载力与试验轴压承载力、有限元轴压承载力的对比

5　结论

本文重点研究了高强钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压力学性能，通过轴压力学性能试验结果和有限元参数分析得到如下结论：

（1）高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱在轴压荷载作用下的破坏模式为整体剪切破坏，高强钢管没有发生明显的鼓曲现象；混凝土发生剪切破坏，剪切破坏角在70°左右；内置高强型钢发生了沿弱轴方向的剪切变形和局部鼓曲，有效限制了混凝土裂缝的发展。当荷载达到峰值时，高强钢管与高强型钢都已屈服，高强钢强度得到充分发挥。

（2）对于圆钢管约束型钢混凝土短柱，采用高强钢管的构件相比采用普强钢管的构件，轴压承载力及延性指标均显著提升；采用高强型钢的构件相比采用普强型钢的构件，轴压承载力显著提升，延性指标基本不变。此外，高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱相比高强圆钢管高强型钢混凝土短柱，轴压承载力略有提升，延性指标显著提升。

（3）对于圆钢管约束型钢混凝土短柱，采用高强钢管、高强型钢的构件相比采用普强钢管、普强型钢的构件，u与m的比值从1.37提升到1.49，延性系数从2.22提升到3.25，材料利用更充分，延性更优异，对核心混凝土的约束作用更强。此外，高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱u与m的比值为1.49，高于高强圆钢管高强型钢混凝土短柱的1.43，对核心混凝土的约束作用更加优异。

（4）由于高强钢焊缝问题，对高强钢管内壁进行处理试件的力学性能改善不大；同时考虑工程实际施工与长期性能，不建议对钢管内壁进行特殊处理。

（5）在《钢管约束混凝土结构技术标准》（JGJ/T471—2019）的基础上，不考虑最大值的限制，采用文献［21］的约束混凝土本构模型，提出了高强圆钢管约束高强型钢混凝土短柱的轴压承载力修正公式，计算结果与试验结果、有限元结果吻合良好。

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Axial Compression Behavior of High-Strength Circular Steel Tube Confined High-Strength Steel Reinforced Concrete Short Columns

KANG Lan1，2CHEN Zonglin1LIN Yiwei1

（1. School of Civil Engineering and Transportation，South China University of Technology，Guangzhou 510640，Guangdong，China；2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science，South China University of Technology，Guangzhou 510640，Guangdong，China）

This paper carried out axial compression tests on nine circular steel tube confined steel reinforced (CSTCSR) concrete short columns, one circular steel tube confined (CSTC) concrete short column and one circular steel tube column filled with steel-reinforced concrete. The main purpose of this research is to study the influences of yield strength of steel tube and shape steel, diameter-thickness ratio of steel tube, concrete strength, inner surface treatment method of high-strength steel tube and restraint mode on the failure mode, strain response, axial compression bearing capacity and ductility of CSTCSR concrete short column. The results show that the failure mode of high-strength circular steel tube confined high-strength steel reinforced (HCSTCHSR) concrete short column is overall shear failure, and there is no obvious local buckling on the surface of high-strength steel tube, and the development of oblique cracks of concrete is effectively restricted by the embedded high-strength shape steel. For CSTCSR concrete short column, the axial compression bearing capacity ratio and ductility coefficient of this column with high-strength steel tube and high-strength shape steel are increased from 1.37 to 1.49 and from 2.22 to 3.25, respectively, compared with those of CSTCSR concrete short column using ordinary-strength steel tube and ordinary-strength shape steel. It is concluded that the HCSTCHSR concrete short column has more excellent axial bearing capacity and ductility, and high-strength steel using in such column can be fully utilized. On the basis of “technical standard for steel tube confined concrete structures” (JGJ/T471—2019) and the results of parametric analysis in this study, a modified formula for axial bearing capacity of HCSTCHSR concrete short column was proposed by using the existing confined concrete’s constitutive model to provide scientific basis and data support for practical engineering application.

high-strength steel tube；high-strength shape steel；axial compressive performance；axial bearing capacity

Supported by National Natural Science Foundation of China （52178286） and the Guangdong Provincial Key Laboratory of Modern Civil Engineering Technology （2021B1212040003）

TU375

1000-565X（2022）07-0001-12

10.12141/j.issn.1000-565X.210463

2021-07-21

国家自然科学基金资助项目（52178286）；广东省现代土木工程技术重点实验室资助项目（2021B1212040003）

康澜（1980-），女，博士，副教授，主要从事钢结构和组合结构研究。E-mail： ctlkang@scut.edu.cn