不锈钢管混凝土柱兼有不锈钢管和钢管混凝土柱的优点，具有良好的力学性能和优越的耐久性，在海洋环境、腐蚀环境等对耐久性和美观要求较高的建筑结构中具有较好的应用前景[1-2]。但由于不锈钢管材料造价高，在薄壁不锈钢管混凝土构件中，含钢率往往不能满足设计要求，因此，需要在薄壁不锈钢管混凝土中插入型钢，提高含钢率，减小组合柱截面尺寸，提高构件承载力。国内外学者对不锈钢管混凝土柱及普通钢管-钢骨混凝土柱已进行了深入的研究：闻洋等以混凝土强度和约束效应系数为主要变化参数，对8根钢骨-钢管混凝土组合柱的工作机理、延性和极限承载力进行了试验研究[3]；李云云等对5根钢骨-钢管混凝土柱进行拟静力试验研究，研究了其抗震性能[4]；文献[5-6]介绍了采用ABAQUS对钢管-钢骨高强混凝土组合柱的力学性能进行有限元分析的情况；Chen等研究了不锈钢管混凝土柱的弯曲性能[7]；Liao等研究了截面形式、混凝土强度等对抗震性能的影响[8]。上述研究表明：不锈钢管混凝土柱和钢管-钢骨混凝土柱均具有承载力高等优点。不锈钢耐腐蚀性好，但材料造价高、性能研究不够充分等原因在很大程度上限制了不锈钢管混凝土构件在土木工程中的广泛应用。本文提出了不锈钢管-碳素钢骨组合柱，通过在不锈钢管混凝土中插入碳素钢骨，不仅继承了不锈钢优越的耐久性能和钢骨-钢管混凝土组合柱良好的力学性能，同时降低了构件的成本，从而提高不锈钢管的工程性价比，扩大其应用领域。研究不锈钢管-钢骨混凝土组合柱的受力性能，具有较重要的科学意义和工程价值。
设计了薄壁不锈钢管-钢骨混凝土组合短柱并通过轴压试验，以期对这种新型组合结构的力学性能进行定量研究。为此，文中以含钢率、混凝土强度为试验参数，对6个薄壁不锈钢管混凝土组合短柱进行轴压试验，研究了破坏形态、荷载-位移曲线以及各参数对承载力的影响，为薄壁不锈钢管组合结构的工程应用和深入研究提供参考依据。
1 试验概况
1.1 试验设计
试验设计了6根圆形不锈钢管混凝土组合短柱，其中包括4根不锈钢管-钢骨混凝土柱和2个不锈钢管素混凝土柱。不锈钢管采用304级奥氏体不锈钢，钢骨采用Q235级I12工字钢。试件截面尺寸为180 mm×2.74 mm×600 mm，长径比L/D为3.33。试验以含钢率、混凝土强度为主要变化参数，试件设计参数和截面示意见表1和图1。试件编号根据相应的参数命名，第一个字符代表浇筑混凝土强度，第二个字符代表内置钢骨的形式。例如试件NG，“N”代表浇筑普通混凝土C40(“H”代表浇筑高强混凝土C60)；“G”表示内置“工”字形钢骨(“0”代表没有内置钢骨，“S”表示内置“十”字形钢骨)。
薄壁不锈钢管-钢骨混凝土组合短柱试件的制作流程如下：1)不锈钢管和钢骨加工成型后，两端打磨平整；2)将钢骨同心放入钢管中，并设置四根短钢筋，固定钢骨和钢管的位置，如图2a所示；3)分层浇筑混凝土，并用振动棒振捣密实，使混凝土表面与钢管平齐，然后放置在户外自然条件下养护，如图2b所示，同时，浇筑3个150 mm×150 mm×150 mm立方体混凝土试块，同条件养护，以测试验时混凝土的抗压强度。
表1 试件设计参数和试验结果
Table 1 Design parameters and test results of specimens
试件编号D×t×L/mmσ0.2/MPaAs/mm2fy/MPaAc/mm2fcu/MPaρφθNu/kNN0180×2.74×600354——23 909450.000.000.752 005NG180×2.74×6003541 78026822 129450.070.720.812 596NS180×2.74×6003543 56026820 349450.141.510.853 010H0180×2.74×600354——23 909650.000.000.542 517HG180×2.74×6003541 78026822 129650.070.520.592 839HS180×2.74×6003543 56026820 349650.141.120.643 227
注：D、 t、 L分别为不锈钢管混凝土组合柱试件的截面外径、 壁厚、 长度; As、 Ac分别为钢骨和混凝土截面面积; σ0.2、 fy分别为不锈钢管, 钢骨的屈服强度; fcu为混凝土立方体抗压强度; ρ=As/(Ass+As+Ac), 为含钢率；Ass为钢管钢材的面积; φ=Asfy/(Acfc), 为配骨指标; θ=Assσ0.2/(Acfc), 为套箍系数; Nu为试件的极限承载力。
图1 试件截面示意 mm
Fig.1 Schematic diagram of specimen cross-section
1.2 材料性能
不锈钢管和I12型钢的力学性能指标按照GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[9]规定的方法测得，具体结果见表2。混凝土采用商业混凝土，其力学性能指标采用GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[10]规定的方法测得，C40和C60立方体抗压强度fcu分别为45，65 MPa，换算棱柱体抗压强度分别为30.1,41.7 MPa，弹性模量Ec分别为3.16×104,3.36×104 MPa。
表2 钢材的力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel
钢材类别屈服强度/MPa极限强度/MPa弹性模量/MPa伸长率/%不锈钢管I123542707124161.43×1051.88×10553.431.9
a—组装试件； b—混凝土浇筑、振捣及抹平。
图2 试件制作过程
Fig.2 Manufacturing process of specimens
1.3 加载方案及测点布置
试验在北京宝和源光电设备有限公司4 000 kN电液伺服压力机上进行。采用位移控制的加载方式进行单调加载，加载速率为1 mm/min，待荷载降至极限荷载的75%，或者平均压应变达到4×10-2 ，即轴向位移Δ为25 mm，停止加载。试验时，在试件顶部和底部分别安装了60 mm高的钢夹具，防止柱端由于应力集中发生局部破坏，端部夹具安装及加载示意如图3a所示。
a—加载装置示意及现场照片； b—测点布置。
图3 试验装置及测点布置
Fig.3 Test set-up and measuring points layout
为了提高试验数据的准确性及可靠性，在试件的4个侧面布设4个位移计，以量测试件的轴向位移。通过粘贴在试件4个侧面高度中部的应变花，以量测试验过程中不锈钢管的受力情况，如图3b所示。试验数据通过DH3821动态数据采集仪获取。
a—N0; b—H0; c—NG; d—NS; e—HG; f—HS。
图4 试件的破坏形态
Fig.4 Failure modes of specimens
2 试验结果及分析
2.1 试件破坏特征
所有试件的破坏形态如图4所示。由于钢骨的存在，试件破坏形态存在明显的差异：未插入钢骨的试件(N0和H0)，在试件的不同高度上可以观察到2处斜向局部屈曲，形成剪切滑移面，如图4a、4b所示；插入钢骨的试件(图4c～4f)，存在1～2处明显的局部屈曲，且集中在试件中部，不存在剪切破坏面。结果表明:插入型钢能有效地阻止混凝土剪切破坏，从而改变柱的破坏模式。
2.2 荷载-位移曲线
图5为各试件荷载-位移曲线，所有试件的受力过程基本相同，可分为三个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段。加载初期，荷载-位移曲线趋于直线，处于弹性工作阶段；随着荷载增加，曲线开始偏离，进入弹塑性工作阶段；由于较高的配骨指标和套箍系数，试件NS在不锈钢管屈服后承载力继续保持增长，表现出强化现象，然而其他试件在钢管屈服之后承载力呈现下降趋势，且随着配骨指标的增大，曲线下降越缓慢。这说明钢骨的插入，使得混凝土受到不锈钢管和钢骨的双重约束作用，改善了试件的延性。
a—C40试件； b—C60试件。
图5 试件荷载-位移曲线
Fig.5 Load-axial displacement curves of specimens
2.3 承载能力
各试件极限承载力如表1所示。
2.3.1 含钢率ρ的影响
含钢率对极限承载力的影响如图6所示。由表1和图6a可知：普通混凝土试件N0、NG和NS极限承载力分别为2 005,2 596,3 010 kN，试件NG和NS较试件N0极限承载力分别提高了29.4%、50.1%；高强混凝土试件H0、HG和HS极限承载力分别为2 517,2 839,3 227 kN，试件HG和HS较试件H0极限承载力分别提高了12.8%、28.2%。说明插入钢骨可以提高试件的承载力，这是由于钢骨的插入一方面可以承担更多的荷载，同时，钢骨和不锈钢管对核心混凝土的双重约束作用，使得混凝土处于三向受力状态，提高了混凝土的抗压强度，从而可承担更多的荷载。
将各试件极限承载力进行归一化处理，如图6b所示。由图可知，Nu/Nu0与ρ二者之间存在明显的线性关系，根据拟合得到的关系式，可预测同等混凝土强度下，其他含钢率时不锈钢管-钢骨混凝土组合柱的极限承载力值。
a—极限承载力柱状图； b—归一化Nu/Nu0与ρ。
图6 含钢率ρ对极限承载力的影响
Fig.6 Effects of steel ratio ρ on ultimate bearing capacity
2.3.2 混凝土强度的影响
图7为混凝土强度对极限承载力影响的柱状图。混凝土强度等级是力学性能试验中很重要的一个研究参数。由图可以看出：随着混凝土抗压强度的增大，试件的极限承载力也有不同程度的提高。
图7 混凝土强度对极限承载力的影响
Fig.7 Effects of concrete strength on ultimate bearing capacity
2.3.3 配骨指标φ
配骨指标φ作为综合考虑含钢率和混凝土抗压强度的评价指标，定义为φ=Asfy/(Acfc)。将配骨试件的极限承载力与相对应的未配骨试件进行归一化处理，如图8所示。由图可知:随着配骨指标的增大，极限承载力提高幅度逐渐增大，同时Nu/Nu0与φ之间具有较强的相关性，可拟合得到两者的线性关系式，以此预测其他配骨指标时，不锈钢管-钢骨混凝土组合柱的极限承载力。
图8 配骨指标对极限承载力的影响
Fig.8 Effects of steel-reinforced index on ultimate bearing capacity
2.4 残余承载力
为了研究各种参数对不锈钢管混凝土组合柱残余承载力的影响，本文采用了文献[11]中使用的残余强度指数(Ld)，其定义如下：
(1)
式中：N1和N2取值如图9所示，所有试件的试验结果见图10和表3。
图9 ΔN示意
Fig.9 Schematic diagram of ΔN
图10 试件N1和N2值
Fig.10 N1 and N2 of specimens
各试件Ld值如图11所示。由图11可知:未配置钢骨的试件表现出最大的承载力降低幅度，对于配置钢骨的试件，随着含钢率的增大，承载力降低幅度逐渐减小，这说明钢骨的插入能够有效减小承载力降低幅度，显著增大残余承载力，呈现出较好的延性。为了研究含钢率φ与Ld值之间的具体关系，将C60试件的φ与Ld进行了拟合，结果如图12所示。由图可以看出，随着φ的增大，Ld值显著减小，两者之间存在明显的线性关系，具有很强的相关性。
表3 试件N1和N2试验值及Ld计算值
Table 3 Test values of N1 and N2 and calculated values of Ld for specimens
试件编号φN1 /kNN2 /kNΔN /kNLd /%N00.002 0051 39860730.3NG0.722 5962 27032612.6NS1.513 010———H00.002 5171 78473329.1HG0.522 8392 38045916.2HS1.123 2273 1271003.1
图11 试件Ld值
Fig.11 The Ld values of specimens
图12 Ld值和φ关系
Fig.12 The relationship between Ld and φ
2.5 应变分析
图13为不锈钢管轴向荷载-应变曲线，其中，εH为实测横向应变；εV为实测纵向应变。“屈服应变”垂直线表示从材料试验中获得的不锈钢管屈服应变。可以看出，试件在达到极限承载力前，纵向应变均达到屈服应变。从加载初始阶段至达到极限承载力，同级荷载下测点的横向应变小于纵向应变，且配置钢骨试件的纵向应变小于未插入钢骨试件的纵向应变值。这说明钢骨可以增强试件的变形能力，改善试件的延性。
3 承载力计算
目前国内外有关钢管-钢骨混凝土短柱极限承载力的计算方法主要分为统一原理和叠加原理，其中采用统一原理的包括GB 50936—2014《钢管混凝土结构技术规程》[12]，DL/T 5085—1999《钢-混凝土组合结构设计规程》，CECS 28∶90《钢管混凝土结构设计与施工规程》等，采用叠加原理的包括欧洲EC4《钢-混凝土组合结构设计》[13]，日本规程(AIJ)，美国规程(ACI 318)等。本文采用EC4、GB 50936、文献[14-15]的普通钢管-钢骨混凝土组合柱计算式计算不锈钢管-钢骨混凝土组合柱的极限承载力，并与试验结果进行了对比。
图13 不锈钢管荷载-应变曲线
Fig.13 Load-strain curves of stainless steel tube
3.1 EC4
EC4中考虑了钢管对核心混凝土的约束作用，采用叠加原理考虑钢管、混凝土、钢骨三部分对承载力的作用，不锈钢管-钢骨混凝土柱承载力计算式为：
(2)
式中：ηa，ηc分别为考虑试件长细比的影响系数；Ass为不锈钢管的面积；σ0.2为不锈钢管的屈服强度；Ac为混凝土的面积；
为混凝土的圆柱体抗压强度；t为不锈钢管的壁厚；D为试件截面直径；As为钢骨的面积；fy为I12钢的屈服强度。
3.2 GB 50936—2014
GB 50936—2014中应用统一原理考虑钢管的约束作用，其承载力计算式可以表示为：
NGB=(1.212+Bθ+Cθ2)Acfc+Asfy
(3)
其中 θ=Assσ0.2/(Acfc);B=0.176σ0.2/213+0.974；C=-0.104fc/14.4+0.031
式中：B、C为不锈钢管截面形式对套箍效应的影响系数；θ为不锈钢管的套箍系数；fc为混凝土棱柱体抗压强度。
3.3 文献[14]方法
关萍提出的钢管-钢骨混凝土组合柱轴压承载力计算式[14]同时考虑了套箍系数和配骨指标的影响，计算式如下：
(4)
其中
式中：φ为配骨指标。
3.4 文献[15]方法
肖阿林推导出的钢管-钢骨混凝土组合柱轴压承载力计算式[15]为：
N[15]=(1.195+1.831θ)Acfc+Asfy
(5)
根据以上4种钢管-钢骨混凝土短柱承载力计算式计算本文各试件的极限承载力，并与试验结果进行比较，结果见图14和表4。
图14 试验值与计算值的比值分布
Fig.14 Distribution of the ratio of the test data to calculated value
表4 承载力试验值与计算值比较
Table 4 Comparison of bearing capacity between test data and calculated results
试件编号Nu/kN计算值NEC4/kNNu/NEC4NGB/kNNu/NGBN[14]/kNNu/N[14]N[15]/kNNu/N[15]N02 0051 6491.221 6041.252 0710.972 0101.00NG2 5172 0251.282 1031.232 4981.042 3831.09NS3 0102 4301.242 6661.133 0121.002 8591.05H02 5962 0161.251 9141.322 3841.062 2911.10HG2 8392 3971.182 4371.172 8391.002 6881.06HS3 2272 7571.172 9801.083 2960.983 1061.04标准值1.221.201.011.06离散系数0.040.070.030.03
由表4和图14可知：试验值均高于采用EC4和GB 50936计算的承载力值，有较高的安全储备，规范计算值偏于保守；式(4)和式(5)的计算结果与试验结果吻合较好，分布较集中，其平均值分别为1.01、1.06，能够较准确地预测不锈钢管-钢骨混凝土组合短柱的承载力。因此，计算不锈钢管-钢骨混凝土组合柱承载力时，需要考虑钢管和钢骨对核心混凝土的双重约束作用。
4 结束语
完成了6个不锈钢管-钢骨混凝土组合短柱轴压试验，对试件的破坏形态、荷载-位移曲线、承载力及应变进行了研究分析，主要结论如下：
1)不锈钢管-钢骨混凝土组合柱的破坏形态均为局部屈曲，经历了弹性、弹塑性和破坏三个阶段。
2)不锈钢管-钢骨混凝土组合柱具有较高的承载力和较好的延性，其承载力随着含钢率、混凝土抗压强度的提高而增大。
3)配骨指标综合考虑了含钢率和混凝土强度的影响，与承载力提高幅度和残余承载力具有线性相关性，可为预测其他配骨指标下的极限承载力和残余承载力提供依据。
4)欧洲EC4和中国GB 50936计算值偏保守，具有较高的安全储备，文献[14]法考虑了钢管和钢骨的双重约束作用，吻合最好，能较好地预测不锈钢管-钢骨混凝土柱承载力。
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