复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱轴压试验研究

2022-05-25王卫华陈子健蔡敏伟董毓利

工程科学与技术 2022年3期

王卫华，陈子健，蔡敏伟，董毓利

(1.华侨大学土木工程学院，福建厦门 361021；2.厦门市抗火综合防灾工程技术研究中心，福建厦门 361021)

合理利用再生混凝土资源，不仅能降低建筑成本，节省石子和河砂等天然资源的消耗，还能减少固体废弃物排放，减轻环境污染，对环境保护、节约资源和能源具有重大意义。钢管再生混凝土构件发挥组合结构的优势，为利用再生混凝土提供了新思路。按照外钢管是否承受轴力，钢管混凝土柱可分为钢管约束再生混凝土柱和钢管混凝土柱，外钢管可采用圆形截面、方形截面或中空夹层截面。Yang和Ma以截面形式（圆形、方形）和再生混凝土替代率（0～75%）为主要参数，完成了14根不锈钢管再生混凝土轴压短柱和受弯构件的试验研究，采用《美国混凝土结构规范》（ACI 318-05）、《欧洲规范》（AIJ）、《美国钢结构设计规范》（ANSI/AISC 360-05）、《英国桥梁规范》（BS5400-5）、《中国钢管混凝土结构技术规程》（DB21/T1746—2009）、《日本建筑学会规程》EC4等规范公式计算，并对结果进行对比；结果表明，EC4计算结果与轴压实测结果吻合较好，而ACI 318-05计算结果与受弯构件的实测结果吻合较好。陈宗平等研究发现，钢管再生混凝土柱承载力随外钢管约束效应提高而增大，峰值应变随再生混凝土替代率增加有增大趋势。牛海成等研究发现，圆钢管再生混凝土和在核心混凝土中配钢筋的钢管再生混凝土柱比方钢管再生混凝土柱的变形能力好。吴波等提出了钢管再生块体混凝土构件的概念，可以简化再生混凝土骨料的破碎、筛分、净化等工序，降低再生骨料混凝土配制所耗费的大量水、水泥和能源等，是废弃混凝土循环利用的有效途径之一。

钢管对核心混凝土的约束效应比钢筋混凝土截面中的箍筋更有利于提高核心混凝土的强度和变形能力。为了研究再生混凝土在外钢管约束效应下的力学性能，吴波等通过16个薄壁方钢管再生块体混凝土短柱的轴压试验研究表明，当新旧混凝土强度差相近时，旧混凝土取代率在20%～33%范围内变化对试件的轴压承载力影响有限。Zhao等开展了36个薄壁圆钢管再生块体混凝土中长柱的轴压与偏压试验，研究表明，随着再生块体取代率增大，试件的轴压、偏压承载力呈现出逐渐降低的趋势，且轴压柱和偏压柱的降低率基本相当。Wu等开展了10个部分预制圆钢管再生块体混凝土柱轴压试验，研究表明，后浇新混凝土强度是影响试件的荷载-变形曲线下降的主要因素。为了在用钢量保持不变的情况下研究钢管再生块体混凝土柱的力学性能，申超、Wu、吴波等开展了在钢管中内置箍筋、型钢、高强角钢形成钢管再生块体混凝土组合柱的轴压试验，研究表明，在用钢量不变的情况下，在钢管内部设置箍筋、型钢和高强角钢，钢管再生块体混凝土柱轴压承载力和变形能力指标均有所提高。

在方钢管混凝土截面内配置圆形钢管，圆钢管与方钢管同轴，形成方形钢管混凝土内嵌套圆钢管混凝土的复式截面。施工时，先将圆钢管对中焊接在底板上；然后，将外部方钢管对中与底板焊接。复式钢管混凝土柱包含圆钢管和方钢管的双重约束，不仅具有承载力高、延性好的特点，还有良好的防撞击和耐火性能。在统一理论分析的基础上，张玉芬和张志权等提出了复式钢管混凝土柱轴压承载力的计算方法；王振山等针对薄壁钢管混凝土轴压柱的约束形式进行研究，提出轴压承载力的计算方法。目前尚未查到复式钢管再生块体混凝土柱的研究报道。为拓展钢管再生块体混凝土构件的形式，并为其工程应用提供更好的技术支撑，结合复式不锈钢管混凝土柱的优点，在复式不锈钢管内填充再生块体混凝土形成复式不锈钢管再生块体混凝土柱，如图1所示。

图1 复式不锈钢管再生块体混凝土柱Fig. 1 Cross-section of CS-CFSST column filled with demolished concrete lumps

复式钢管混凝土柱与钢梁的连接可以采用扩大牛腿或外环板式的梁柱连接形式，如图2所示。当钢牛腿与钢筋混凝土梁连接时，可将钢牛腿包裹在钢筋混凝土梁板中，起抗剪连接件的作用，钢筋混凝土梁中的钢筋与钢牛腿的上下翼缘或外环板焊接连接。

图2 复式钢管混凝土梁柱连接Fig. 2 Connections between CS-CFSST column and steel beams

作者以再生块体取代率、新旧混凝土强度和内圆钢管直径为主要参数，进行16根复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱（包括3根对比试件）的轴心受压试验，分析了复式不锈钢高强再生块体混凝土短柱的荷载-变形曲线、横向变形系数等的发展规律，并验证预测其轴压承载力相关公式的有效性。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

设计16根复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱试件，方不锈钢截面尺寸为

=250.00 mm×1.92 mm，试件高度（不含盖板）

=750 mm（

=3），两端盖板厚20 mm。其中：13个试件在圆钢管中填充旧混凝土块体，3个试件为普通复式不锈钢管高强混凝土柱；试件方形钢管采用奥氏体304不锈钢弯成“U”形焊接而成，壁厚

=1.92 mm，弯角半径

=3 mm；内钢管采用普通Q235圆钢管。主要试验参数：再生块体取代率η=0、10%、20%（取代率为内圆钢管中添加的旧混凝土块体的质量与圆钢管内全部混凝土总质量之比）；新混凝土强度为69.1和77.1 MPa，两种旧混凝土块体强度为26.7和87.6 MPa；圆钢管直径为140、165、180 mm。为了加强圆钢管端部，避免局部破坏，在圆钢管每端焊接4片高50 mm的直角梯形加劲肋，上底和下底宽分别为20和40 mm。

试件设计参数如表1所示。表1中：SC为复式不锈钢管混凝土柱（SC14、SC16、SC18分别表示内圆钢管直径为140、165和180 mm的复式不锈钢管混凝土柱试件）；C为新浇筑混凝土的种类，C6和C7分别表示新浇筑混凝土强度为69.1和77.1 MPa；L为添加再生块体混凝土的种类，L2、L8分别表示添加的旧混凝土块体强度为26.7和87.6 MPa；R为再生块体取代率，R0、R1和R2分别表示添加的再生块体取代率为0、10%和20%。以试件编号SC14-C6L2R1为例，表示内圆钢管直径为140 mm，采用69.1 MPa的新混凝土和26.7 MPa的再生混凝土块体混合浇筑而成，再生块体取代率为10%。

表1 试件设计参数
Tab. 1 Design parameters of specimens

注：为圆钢管直径；为圆钢管壁厚；为实测新混凝土立方体抗压强度；为旧混凝土立方体抗压强度；η为再生块体混凝土取代率；为圆钢管内混凝土的组合抗压强度，=η+（1-η）；ξ为圆钢管套箍约束效应系数，ξ=()/()，为圆钢管钢材屈服强度，为圆钢管截面积，为圆钢管内混凝土轴心抗压强度，为圆钢管内混凝土截面积；为试件实测轴压承载力；ε为极限承载力时试件的平均纵向应变。

试件编号 D/mm t2/mm fcu,new/MPa fcu,old/MPa η/% fcu,com/MPa ξ Ne/kN εw,u/10-3 SC14-C6R01403.7469.1——69.11.043 609.41.87 SC16-C6R01653.7069.1——69.10.903 969.72.12 SC18-C6R01806.0469.1——69.11.364 317.84.53 SC14-C6L2R1 140 3.74 69.1 26.7 10 64.9 1.11 4 145.8 2.42 SC14-C6L2R2 140 3.74 69.1 26.7 20 60.6 1.19 3 974.6 2.03 SC14-C6L8R2 140 3.74 69.1 87.6 20 72.8 0.99 3 772.8 2.13 SC14-C7L2R2 140 3.74 77.1 26.7 20 67.0 1.08 3 754.8 1.95 SC16-C6L2R1 165 3.70 69.1 26.7 10 64.9 0.96 3 513.1 2.74 SC16-C6L2R2 165 3.70 69.1 26.7 20 60.6 1.02 3 778.4 1.93 SC16-C7L8R1 165 3.70 77.1 87.6 10 78.2 0.79 4 153.9 2.36 SC16-C6L8R2 165 3.70 69.1 87.6 20 72.8 0.86 3 734.5 3.13 SC16-C7L2R1 165 3.70 77.1 26.7 10 72.1 0.86 4 118.4 2.44 SC16-C7L2R2 165 3.70 77.1 26.7 20 67.0 0.93 3 969.5 1.96 SC16-C7L8R2 165 3.70 77.1 87.6 20 79.2 0.78 3 869.6 5.17 SC18-C6L2R2 180 6.04 69.1 26.7 20 60.6 1.55 4 068.8 2.53 SC18-C7L2R2 180 6.04 77.1 26.7 20 67.0 1.40 4 471.1 2.23

1.2 材料特性

试验采用的两种强度再生混凝土块体从梁和剪力墙构件中拆除，再生混凝土块体尺寸为60～100 mm，如图3所示。新混凝土采用强度等级为C60和C70的自密实商品混凝土，坍落度为240 mm，自密实混凝土各组分含量及力学性能如表2所示。表2中，

为新混凝土28 d强度。粗骨料为5～16 mm连续粒级玄武岩碎石，针、片状含量为2.8%，压碎值为8.4%。在浇筑前将旧混凝土块体洗净表面浮尘，用编织袋编号称装好，放置自来水池内提前充分浸泡24 h。试件浇筑时，先在试件底部倒入一层约50～60 mm厚的新混凝土，然后将旧混凝土块体与新混凝土交替放入圆钢管内，并用插入式振捣棒充分振捣；将圆钢管内的混凝土浇筑完毕，在圆钢管外和方不锈钢管之间灌入新混凝土，图4为试件浇筑振捣过程的照片。

图3 旧混凝土块体Fig. 3 Demolished concrete blocks

表2 新混凝土配合比及力学性能
Tab. 2 Mix ratio and mechanical behavior of new concrete

强度等级各组分含量/(kg·m-3) fcu,28 d/MPa fcu,new/MPa水水泥砂石子粉煤灰矿粉减水剂膨胀剂C60 166 293 798 892 63 21 7.28 42 64.6 69.1 C70 82 342 832 930 105 79 5.50 42 65.6 77.1

钢材力学性能按照《金属材料拉伸试验》的相关规定进行测试，钢材材性实测值如表3所示。

表3 钢材力学性能
Tab. 3 Mechanical properties of steel

注：为方不锈钢管边长，为圆钢管直径，为方不锈钢管壁厚，为圆普通钢管壁厚，为钢材的屈服强度，为钢材的弹性模量，ε为钢材的屈服应变，µ为钢材的泊松比。

钢管类型B（D）/mm t1/t2/fy/Es/(105 N·mm-2) εs,y/10-3 µs方钢管 250 1.92 — 314.6 2.03×105 1.75 0.262 mm mm MPa圆钢管140 — 3.74 391.5 2.05 1.91 0.279 165 — 3.70 407.1 2.02 2.01 0.266 180 — 6.04 396.1 1.98 2.00 0.275

1.3 试验加载及量测

试验在10 000 kN压剪试验机上进行，试验加载装置如图5（a）所示；复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱沿每个面的中轴线对应上端板布置4个量程为100 mm的高精度位移传感器，量测试件的轴向压缩位移，如图5（b）所示；试件内外钢管中截面各设置2组对称的纵向和横向应变片，如图5（c）所示。试验采用力和位移控制相结合的加载方式；正式加载前，先调整试件几何对中，确保试件轴心受压；正式加载阶段，取预估峰值荷载的20%为一级，采用力控制加载至峰值荷的60%，之后采用位移控制加载，取预估峰值荷载的10%为一级，位移加载速率为1 mm/min；临近破坏时，缓慢连续加载，试件轴向压缩应变达0.06时，停止加载。轴向荷载的数值由压力机自动采集，位移计、应变片数值由计算机通过DH3816N静态应变箱连续采集。

图5 试件加载装置及测点布置Fig. 5 Loading setup for specimens and position of measuring points

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

试件典型破坏过程如图6所示。试验中，各试件的破坏过程和破坏形态相近，具有良好的承载能力和变形能力。试验初期，试件表面无明显变化（图6（a））；当荷载加载至峰值荷载的50%～67%时，方形不锈钢管表面轻微鼓曲，局部鼓曲先从中间或中截面以上、下约

/4处开始（图6（b））；鼓曲产生后，随轴向荷载增大，达到峰值荷载95%左右时，可听见钢管内部的混凝土开裂声；达到峰值荷载后，外不锈钢管局部鼓曲变形更显著（图6（c）），内部混凝土开裂声更明显；加载结束时，各试件沿柱高均形成3～5圈褶皱形局部屈曲（图6（d））。由于不锈钢材料变形能力较好，各试件表面均未出现焊缝开裂现象。

图6 SC14-C6R0试件破坏过程Fig. 6 Failure process of specimen SC14-C6R0

图7为16个试件加载结束后的破坏特征。由图7可见：各试件的破坏形态基本相似，外不锈钢管鼓曲明显；试件SC18-C6R0鼓曲2圈；SC16-C6L2R1鼓曲3圈；SC16-C7L8R1和SC18-C7L2R2鼓曲最多，为4圈。

图7 各试件的破坏形态Fig. 7 Failure modes of the tested specimens

试件的内部圆钢管混凝土呈腰鼓型破坏和斜剪型破坏两种类型，与文献[16]中复式钢管高强混凝土柱的破坏类型相似。图8为SC14-C6L8R2试件斜剪型破坏形态。由图8（a）可知，外不锈钢管呈3道鼓曲，混凝土鼓曲位置在外钢管约束作用下外凸，混凝土仍维持外凸的整体形状。由图8（b）可知，屈曲位置的外不锈钢钢管对内部混凝土仍具有较好的环箍作用，局部压碎状态的混凝土并未脱落，外混凝土面有一道较大的斜裂缝，斜裂缝以下的混凝土有横向劈裂的趋势。由图8（c）可知，剥开圆钢管外层混凝土后，分布在圆钢管两侧的局部鼓曲形成斜剪破坏特征，剪切面与轴向夹角α约为45°左右。切开剪切破坏位置的钢管，可见内部混凝土在两道鼓曲间有一道斜裂缝，这是由于内部混凝土的压剪破坏先于钢管局部屈曲而混凝土在压剪破坏面处形成斜裂缝。由图8（d）可知，剔除部分松散混凝土后，再生混凝土内部的再生块体混凝土与新混凝土界面结合良好，并未出现界面破坏的情况。

图8 SC14-C6L8R2斜剪型破坏形态Fig. 8 Shear failure model of specimen SC14-C6L8R2

图9为SC18-C6R0试件腰鼓型破坏形态。由图9可知，发生腰鼓型破坏的试件，切开鼓曲位置钢管后，发现核心混凝土局部外凸，直径有变大趋势，外凸边缘处可见若干裂缝，核心混凝土表面出现细裂纹，无大的集中裂纹出现。

图9 SC18-C6R0试件腰鼓型破坏形态Fig. 9 Waist drum failure mode of specimen SC18-C6R0

除试件SC16-C6L2R2、SC16-C7L2R1、SC18-C6R0、SC18-C7L2R2发生腰鼓型破坏外，其余试件发生核心混凝土的斜剪型破坏。4个腰鼓型破坏试件的约束效应系数分别为1.02、0.86、1.36和1.40。发生斜剪型破坏试件的约束效应系数由0.79到1.55。约束效应系数为1.55的试件（SC18-C6L2R2）斜向剪切面的角度（与水平面的夹角）较小，且呈现一定程度直径增大的腰鼓现象，说明随直径和约束效应系数增大，环箍效应对混凝土斜裂缝有较好的抑制作用。

2.2 荷载-轴向应变曲线

图10为各试件的荷载-轴向应变（试件轴向压缩位移除以柱长）关系曲线，各试件的实测轴压极限承载力（

）见表1。

由图10可知：

1）复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱试件与未添加再生块体的复式不锈钢高强混凝土短柱试件的荷载-轴向应变曲线相似。加载初期均呈直线上升，曲线有明显的峰值荷载点（轴压承载力）；超过峰值荷载后，承载力随应变增大而下降，SC14系列和SC16系列试件竖向荷载下降约为峰值荷载的37%～44%，SC18系列试件的竖向荷载下降约为峰值荷载的14%～19%；加载结束时，所有试件尚能承担峰值荷载的63%以上，其中：SC14和SC16系列试件结束时，承载力分别为峰值荷载的63%和66%以上，如图10（a）和（b）所示；SC18系列承载力为峰值荷载的86%以上，如图10（c）所示。

图10 试件的荷载-轴向应变曲线Fig. 10 Load−axial strain curves of specimens

2）取代率和钢管截面相同情况下，添加相同强度旧混凝土块体的复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱的轴压承载力随新混凝土强度增大呈略微增大趋势，如表1所示。新混凝土强度从69.1增至77.1 MPa，SC16系列试件轴压承载力提高3.5%～4.8%，SC18系列试件轴压承载力提高9.0%左右；约束效应系数ξ从1.19减小至1.08，试件SC14-C6L2R2与试件SC14-C7L2R2相比，轴压承载力降低约5.5%；再生混凝土取代率小于20%情况下，添加不同强度旧混凝土块体对试件轴压承载力影响不明显。

3）新混凝土强度和钢管截面相同情况下，无论新混凝土强度为69.1还是77.1 MPa，复式不锈钢管高强再生块体混凝土柱的轴压承载力呈现出随再生块体取代率的增加而降低的趋势，取代率从0增至20%，添加低强度（26.7 MPa）旧混凝土块体骨料的SC14、SC16、SC18系列试件的轴压承载力分别降低了4.1%、4.8%和5.7%；取代率由10%增至20%，添加高强度（87.6 MPa）旧混凝土块体骨料的SC16系列试件的轴压承载力约降低了6.8%。试件SC14-C6R0和SC16-C6L2R1因内部圆钢管发生撕裂破坏，导致轴压承载力偏低。

4）新旧混凝土强度差和取代率相同情况下，无论新混凝土强度为69.1还是77.1 MPa，复式不锈钢管高强再生块体混凝土柱轴压承载力呈现随圆钢管直径增大而提高的趋势。圆钢管直径从140增加至180 mm，试件轴压承载力提高约2.3%～16.4%。达到峰值后，随轴向压缩，轴力基本持平甚至略有上升，剩余承载力与轴压承载力之比为86%～92%，增大圆钢管截面可以显著提高试件的变形能力，如图10（a）～（c）所示。

2.3 荷载-应变关系

表1给出了试件达轴压4个位移计所测纵向应变的平均值；各试件的轴压荷载与内、外钢管应变关系曲线相似，以试件SC14−C6L8R2、SC16−C6L2R1、SC16−C7L8R2、SC18−C7L2R2为例，绘制荷载-应变关系如图11所示。图11中为试件实测的内外钢管中部截面的纵向和横向应变数据，纵向受压应变为负，横向受拉应变为正。ε为外方形不锈钢的纵向应变，ε为外方形不锈钢的横向应变，ε为内部圆钢管的纵向应变，ε为内部圆钢管的横向应变，ε、ε、ε和ε分别为钢管壁厚为1.92、3.70、3.74和6.04 mm的钢材屈服应变。

图11 典型试件的荷载−应变关系曲线Fig. 11 Load−strain curves of typical specimens

由图11及表1可知：

1）在加载初期，试件的内外钢管纵向应变和横向应变随轴向荷载呈线性增长，各试件的内外钢管的纵向应变发展速率快于横向应变。当纵向应变和横向应变的斜率发生变化（曲线弯曲），说明钢管壁发生局部鼓曲。轴力达到峰值时，试件测量的外纵向峰值应变未达到屈服值，而外不锈钢管中部应变处鼓曲导致部分应变超过屈服值，此时大部分试件圆钢管的纵向峰值应变均达到屈服。

2）荷载上升至峰值荷载时，由4个位移计测得的试件平均纵向应变值介于1.87×10～5.17×10之间。随着再生块体取代率增大，试件位移平均纵向应变值呈下降趋势，圆钢管直径140 mm（SC14−C6L2R1、SC14−C6L2R2）和165 mm（SC16−C6L2R1、SC16−C6L2R2）的试件取代率从10%增加至20%时，平均纵向应变分别下降16.1%、29.6%左右；圆钢管直径180 mm（SC18−C6R0、SC18−C6L2R2）的试件取代率从0增加至20%时，平均纵向应变下降44.2%左右。

2.4 横向变形系数

复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱内外钢管在轴向荷载作用下的横向与纵向应变关系可反映试件内外钢管与核心混凝土的相互作用。图12为试验实测试件

/2截面的内外钢管纵横应变得到的横向变形系数（ε/ε、ε/ε）与荷载比（

，即试件的荷载与峰值荷载的比值）的关系曲线，其中，虚线表示钢管的泊松比。

图12 εinh/εinv−N/Ne和εouth/εoutv−N/Ne关系曲线Fig. 12 εinh/εinv−N/Ne and εouth/εoutv−N/Ne curves of each specimens

由图12可知，加载初期，试件的横向变形系数在钢材的泊松比上下波动，当试件的荷载比大于0.8时，试件的内外钢管横向变形系数增长速度明显加快，超过钢管的泊松比，表明承载后期核心混凝土的横向变形较大，与钢管形成较大的挤压作用，核心混凝土在内外钢管的约束下处于三轴受压状态，使得复式不锈钢管再生块体混凝土柱试件具有较高的承载力和较好的变形能力。

3 轴压承载力计算

如果复式钢管混凝土截面外部方不锈钢管仅对夹层混凝土提供约束效应，当夹层部分的混凝土面积较小，计算得到的方不锈钢管对夹层部分混凝土的约束效应较大；而实际上，夹层部分较薄时，方不锈钢管对夹层混凝土提供不了过高的约束效应。因此，在计算方不锈钢钢管混凝土约束效应系数时，忽略圆钢管面积，认为方不锈钢管对内部的所有混凝土面积产生约束效应，钢管内的再生块体混凝土采用组合抗压强度

，根据新旧混凝土的强度和替代率计算得到（表1）。在

取200～700 MPa，

取30～120 MPa条件下，采用4种简化方法计算轴压短柱的承载力。方法1：内圆普通钢管和外方不锈钢管对其内部混凝土无约束作用，仅提供轴压承载力，试件的轴压承载力

为：

式中，

和

分别为方形不锈钢管和内圆普通钢管的钢材屈服强度，

和

分别为方形不锈钢管和内圆钢管的截面积，

和

分别为内圆钢管外部和内部的混凝土截面积，

和

分别为内圆钢管外部和内部混凝土的轴心抗压强度。添加再生混凝土骨料的混凝土抗压强度按再生块体混凝土组合抗压强度

计算。方法2：考虑内圆钢管混凝土在试件达到极限承载力时尚未达到荷载极限，对其承载力进行折减，试件的轴压承载力

为：

式中：

为方不锈钢管混凝土（扣除内部圆钢管混凝土面积）的承载力，当

≤80时，按文献[24]计算，

)(1.17+0.78ξ)

；当

≥90时，

；

在两者之间时，采用线性内插。

为考虑约束作用的内圆普通钢管混凝土柱的轴压承载力，按文献[21]计算，

)(1.14+1.02ξ)

，其中，ξ为外方不锈钢管对混凝土的约束效应系数（混凝土按截面的全部混凝土面积），ξ=

)，

为混凝土净面积，ξ为内部圆普通钢管的约束效应系数，ξ=

)。方法3：仅考虑内圆普通钢管对内部的再生混凝土提供约束作用，外方形不锈钢管仅提供轴压承载力，不提供约束作用，试件的轴压承载力

为：

方法4：采用统一理论，将内、外钢管对混凝土的约束效应采用组合等效套箍系数，试件的轴压承载力

为：

式中：ξ为组合等效套箍系数，ξ=(

)/(

) ，

、

分别为外钢管和内钢管的套箍约束效应系数，取值见文献[17-18]；α、β为钢管和混凝土的作用参数， α =0.175 9

/235+0.974 ，β=−0.103 8

/20+0.030 9，其中，

为钢管混凝土组合柱中内外钢管屈服强度加权平均值，

)/(

) ，

为钢管混凝土柱混凝土强度加权平均值，

)/(

)。

上述4种方法的计算结果和统计结果见表4和5。

表4 方法1～4计算结果
Tab. 4 Calculation results of mothod 1～4

注：为实测轴压承载力，为剩余承载力，γ为剩余承载力与实测极限承载力的比值，β～β为方法1～4计算与试验结果的比值。

方法1 方法2 方法3 方法4 Nu1/kN β1 Nu2/kN β2 Nu3/kN β3 Nu4/kN β4 SC14-C6R0 3 609.4 2 551.5 0.71 3 794.1 1.05 3 822.7 1.06 4 044.2 1.12 4 341.6 1.20 SC16-C6R0 3 969.7 3 000.0 0.76 3 918.6 0.99 3 933.4 0.99 4 220.5 1.06 4 481.4 1.13 SC18-C6R0 4 317.8 3 721.2 0.86 4 400.5 1.02 4 504.8 1.04 4 923.9 1.14 4 962.4 1.15 SC14-C6L2R1 4 145.8 2 688.5 0.63 3 757.6 0.91 3 783.2 0.91 3 997.8 0.96 4 297.6 1.04 SC14-C6L2R2 3 974.6 2 679.4 0.67 3 720.3 0.94 3 742.9 0.94 3 950.3 0.99 4 252.5 1.07 SC14-C6L8R2 3 772.8 2 812.7 0.75 3 824.5 1.01 3 855.6 1.02 4 082.9 1.08 4 378.3 1.16 SC14-C7L2R2 3 754.8 2 761.3 0.74 4 003.7 1.07 4 030.8 1.07 4 248.9 1.13 4 594.6 1.22 SC16-C6L2R1 3 513.1 2 547.4 0.75 3 867.0 1.10 3 878.6 1.10 4 156.0 1.18 4 419.2 1.26 SC16-C6L2R2 3 778.4 2 774.0 0.73 3 814.2 1.01 3 822.5 1.01 4 090.0 1.08 4 355.6 1.15 SC16-C7L8R1 4 153.9 2 756.5 0.66 4 228.0 1.02 4 249.8 1.02 4 557.8 1.10 4 854.6 1.17 SC16-C6L8R2 3 734.5 2 659.1 0.71 3 961.6 1.06 3 979.1 1.07 4 274.2 1.14 4 533.2 1.21 SC16-C7L2R1 4 118.4 2 842.3 0.69 4 153.1 1.01 4 170.3 1.01 4 464.2 1.08 4 764.2 1.16 SC16-C7L2R2 3 969.5 2 773.0 0.70 4 090.5 1.03 4 103.7 1.03 4 385.9 1.10 4 688.6 1.18 SC16-C7L8R2 3 869.6 2 660.8 0.69 4 240.3 1.10 4 262.9 1.10 4 573.2 1.18 4 869.4 1.26 SC18-C6L2R2 4 068.8 3 722.1 0.92 4 281.9 1.05 4 372.9 1.07 4 768.7 1.17 4 820.6 1.18 SC18-C7L2R2 4 471.1 3 871.1 0.87 4 548.4 1.02 4 649.5 1.04 5 062.8 1.13 5 139.5 1.15试件编号 Ne/kN Nr/kN γr

由表4可见，复式钢管混凝土柱具有较高的剩余承载力（

），剩余承载力系数γ随圆钢管直径和壁厚增加而增大，随混凝土强度提高而降低，圆钢管直径

=180 mm的试件具有较好的变形能力，剩余承载力系数在0.86以上。由表5可知：4种不同计算方法β～β均方差较为接近；采用方法1和方法2的计算结果与试验结果吻合较好，计算结果与试验实测值之间的误差在10%以内；采用方法3方法4所得的计算结果略高于试验实测值，误差在20%左右。图13给出了复式钢管混凝土轴压短柱承载力的实测结果和计算结果对比。

表5 试验结果与计算结果比值的统计
Tab. 5 Ratio statistics of calculation and test results

统计结果均值均方差β1 1.02 0.051 2 β2 1.03 0.052 1 β3 1.10 0.061 3 β4 1.17 0.059 2

图13 试验结果和计算结果对比Fig. 13 Comparison between experimental and computational results

由表4和图13可知，方法1和方法2计算结果和试验结果更接近，主要原因在于：1）在圆钢管内部添加旧混凝块体骨料本身力学性能与普通新混凝土相比存在一定差异，使得再生混合混凝土组合抗压强度的试验结果离散性略大于普通钢管混凝土；方法1在估算复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱的轴压承载力时，未考虑钢管的约束作用对内部混凝土强度的提高作用。2）计算方法2考虑圆形和方形钢管混凝土截面达到峰值荷载时所对应的轴向应变不同（圆形截面的峰值应变较大），复式不锈钢管高强再生块体混凝土短柱在达到峰值荷载时，内部圆钢管混凝土截面尚未达到轴压峰值荷载，其峰值承载力仅发挥了约85%，相当于钢管对混凝土的有利约束效应，通过截面组合作用，把圆钢管混凝土剩余的15%峰值承载力发挥在了剩余承载力阶段，对于提高方钢管混凝土柱的变形能力非常有利，进行截面设计时，可以通过调整圆钢管截面来达到较高承载力和较好的变形能力。折减后的承载力计算结果与试验实测结果较为接近，且可以结合已有的方形和圆形钢管混凝土截面的相关设计公式，具有较好的适用性和可操作性。3）计算方法3充分考虑了内圆钢管对核心再生块体混凝土的约束效应的提高作用，忽略了复式截面达极限承载力时，圆形钢管混凝土截面尚处于上升段的情况，使得计算结果略高于试验实测结果；方法4综合考虑了方形不锈钢和内圆钢管的组合约束效应对整个复式钢管混凝土柱截面混凝土强度的套箍作用，同样忽略了圆形截面的差异，计算结果也略高于试验实测结果。