矩形双相不锈钢管超高性能混凝土短柱轴压性能试验研究

Experimental Study on Axial Compression Behaviour of Ultra-high-performance Concrete-filled Duplex Stainless Steel Tube Stub Rectangular Columns

摘要

在环境腐蚀介质作用下，普通碳钢管混凝土柱构件的承载力和延性会出现明显的下降，从而危害整个结构体系的安全。为了使钢管混凝土柱在耐腐蚀、承载力和延性方面具有更好的表现，本文提出采用双相型不锈钢管超高性能混凝土柱（UFSST）代替普通碳钢管混凝土柱，并对12根矩形短柱试件进行轴心受压试验。通过对试件破坏模式、荷载‒位移曲线和荷载‒应变行为规律的研究，讨论了3种混凝土强度等级和3种钢管壁厚对矩形UFSST短柱试件轴压承载力性能影响，以及双相不锈钢与超高性能混凝土（UHPC）之间的相互作用。结果表明：矩形UFSST短柱试件破坏模式可分为腰鼓屈曲和剪切破坏，两类破坏均具有良好的变形能力；试件极限承载力随钢管壁厚和混凝土强度增加而提升，钢管约束效应使试件荷载在峰值后随轴向位移增加仍保持相对平稳发展。对比试验结果与现行规范承载力设计公式计算结果发现：在未考虑钢管约束效应的规范中，欧洲规范BS EN 1994‒1‒1计算结果均值与试验结果最接近且偏于安全，可直接用于矩形UFSST短柱承载力估算；考虑了钢管约束效应的中国技术规程T/CECS 952—2021承载力公式计算结果偏于不安全。基于矩形钢管对混凝土的非均匀约束作用，对中国技术规程T/CECS 952—2021公式进行了修正，修正公式的计算结果与试验结果吻合较好，可用于矩形UFSST短柱承载力估算。

Abstract

Objective Conventional carbon steel tube-concrete columns (CFST) often exhibit compromised structural performance in corrosive environments, resulting in reduced load-bearing capacity and ductility. This study addresses these limitations by developing ultra-high-performance concrete (UHPC) -filled duplex stainless steel tube (UFSST) columns, which significantly enhance corrosion resistance, load capacity, and deformation behavior. Methods Twelve rectangular short-column specimens were subjected to axial compression tests to evaluate the performance of UFSST columns. Experimental parameters included three UHPC strength grades (89~164 MPa) and three duplex stainless steel tube thicknesses, with yield strengths ranging from 307 to 807 MPa. Failure modes, load-displacement (N‒Δ) curves, and steel tube strain behavior were examined to assess: 1) axial compressive capacity; 2) interaction effects between duplex stainless steel and UHPC, and 3) the evolution of confinement mechanisms. Results were benchmarked against five international design codes (BS EN 1994‒1‒1, ANSI/AISC 360‒16, ACI 318, T/CECS 952—2021, and CECS 159—2004) through a comparative analysis of the ratio of the test value to the calculated value (N_test/N_cal). Results and Discussions Rectangular UFSST stub columns demonstrated good deformation capabilities under axial compression loads, with failure modes categorized into two types based on the ξ coefficient index: primarily waist drumming buckling failure for ξ=2.52 and shear failure for ξ⩽ 1.62. A ξ⩾ 1.62 should be employed in UFSST stub columns to utilize the properties of duplex stainless steel. The N‒Δ curves exhibit a three-stage pattern, namely the elastic stage, elastoplastic stage, and degradation stage. During the elastic stage, the duplex stainless steel tube exerts no restraint on the UHPC. The confinement effect of duplex stainless steel tubes on concrete generally emerges during the elastoplastic stage, as the value of the lateral-to-longitudinal strain ratio (v) increases from approximately 0.3 to 0.8, contributing to N_u of the CFST and UFSST stub columns. Replacing ordinary concrete with UHPC can increase the ultimate bearing capacity of specimens by up to 31%. The confinement effect of the duplex stainless steel tube is also the main reason why the load development of the specimen remains relatively stable as axial displacement increases after reaching the ultimate bearing capacity. The UFSST stub column demonstrates superior residual bearing capacity and a more stable degradation stage of N‒Δ curves compared to its CFSST counterparts, primarily due to the bridging effect of steel fibers in UHPC. The utilization of UHPC significantly improves the ultimate bearing capacity of stub columns while simultaneously satisfying the ductility requirement. However, enhancing the strength grade of UHPC has minimal impact on the axial compressive bearing capacity of UFSST rectangular short column specimens, whereas increasing the wall thickness of duplex stainless steel tubes can further enhance the bearing capacity and effectively reduce the occurrence of local buckling in duplex stainless steel tubes. Investigation into the strength index and concrete contribution ratio indicated that the enhancement effect of duplex stainless steel tubes on UHPC compressive strength is not as noticeable as it is on ordinary concrete. However, UFSST stub columns perform better than CFSST stub columns in terms of concrete contribution ratio. Experimental results were compared to calculated results of bearing capacity design formulas in current codes (European code BS EN 1994‒1‒1, American standards ANSI/AISC 360‒16 and ACI 318, Chinese codes T/CECS 952—2021 and CECS 159—2004). T/CECS 952—2021, based on a unified theory, considers the confinement effect of steel tubes on concrete and introduces ξ into the calculation formula. However, it does not account for the non-uniform constraint effect of rectangular steel tubes on core concrete. The calculated average value of N_test/N_cal is 0.85, which tends toward danger and cannot be directly used for calculating the axial compressive ultimate bearing capacity of rectangular UFSST short columns. In contrast, other codes adopt the superposition theory, neglecting the constraint effect of steel tubes on concrete, often resulting in predicted values of N_test/N_cal greater than 1, thus underestimating actual values. CECS 159—2004 yields an average N_test/N_cal value of 1.17, while BS EN 1994‒1‒1 yields 1.06. ANSI/AISC 360‒16 and ACI 318 yield an average N_test/N_cal value of 1.12. Therefore, among the current codes, the BS EN 1994‒1‒1 formula yields results closest to the experimental values. However, considering the confinement effect of duplex stainless steel tubes on UHPC, the ultimate bearing capacity of UFSST short columns is more realistic when calculating. Therefore, based on the formula in T/CECS 952—2021, the influence of the non-uniform constraint effect of rectangular sections on the ultimate bearing capacity of UFSST stub columns was further considered, and adjustments to the formula were made. The calculated results of the modified formula are in good agreement with experimental results, with an average N_test/N_cal value of 1.00 and a standard deviation of 0.07. This implies that the revised formula can be utilized to predict the ultimate bearing capacity of the ultimate axial compression of UFSST short columns. It effectively accommodates a wide range of concrete strengths, from 89 to 164 MPa, as well as steel tube yield strengths ranging from 307 to 807 MPa. However, it is important to note that the formula does not account for certain influential factors, such as stress redistribution following concrete damage and the strain-hardening behavior of duplex stainless steel. Therefore, it is essential to conduct a comprehensive reliability analysis in future studies to assess the model’s reliability and robustness. Conclusions UFSST columns demonstrate superior axial performance compared to conventional CFST, with 31% higher ultimate capacity and enhanced post-peak ductility through UHPC fiber bridging. The confinement coefficient ξ critically governs failure modes, requiring ξ⩾ 1.62 for optimal material utilization. Current design codes exhibit either dangerous underestimation (unified theory) or unconservative overestimation (superposition theory) of UFSST capacity. The proposed modified formula addresses rectangular section non-uniform confinement effects, achieving less than 7% prediction error across a wide range of material parameters. Practical applications should consider additional factors, including stress redistribution after concrete cracking and duplex stainless steel strain hardening, which require further reliability analysis.

Graphical abstract

关键词

超高性能混凝土 / 不锈钢钢管混凝土 / 轴压试验 / 破坏模式 / 极限承载力

Key words

ultra-high-performance concrete / concrete-filled stainless steel tube / axial compression test / failure mode / ultimate bearing capacity

本刊网刊

钢管混凝土（CFST）因其优异的力学性能和施工优势，已被广泛运用于高层建筑、桥梁、海洋平台以及输电塔的建设^[1]。多样化的工程应用场景，使CFST构件的服役环境差异大，外界环境引起的钢管腐蚀问题值得关注^[2]；与此同时，随着自然灾害频率和影响的增加，结构的抗灾能力和韧性需求提高，开发具有超高性能的钢管混凝土构件已成为一项具有吸引力的研究方向。

近年来采用不锈钢代替碳钢以降低外界环境对钢及钢‒混凝土组合结构性能的影响、提升美观性以及减少后期维护成本的做法，在工程结构领域得到运用^[2‒4]。目前常用于结构工程的不锈钢有3种：奥氏体、铁素体和双相型^[3]。奥氏体和铁素体是两种不同的晶体结构，在双相不锈钢中，它们以一定的比例混合存在，提供了合金独特的性能组合。奥氏体通常具有良好的强度和耐腐蚀性，铁素体具有较高的硬度和耐磨性。通过调整两者的相对含量，双相不锈钢能够实现兼具高强度、良好耐腐蚀性以及一定的塑性和韧性。这种组织结构使得双相不锈钢在一些特殊工程应用中，如对耐蚀性要求高、强度要求也较高的环境中，表现出色。陈誉^[5]、代鹏^[6]、Dai^[7]和唐红元^[8]等对薄壁方形截面、厚壁方形截面、薄壁圆形截面奥氏体不锈钢混凝土（CFSST）短柱进行了轴压性能研究；Yan等^[9]对薄壁矩形截面铁素体CFSST短柱轴压承载性能开展了数值研究，并验证了现行规范的适用性。以上研究表明^[5‒9]：CFSST短柱轴压性能与混凝土强度、钢管壁厚成正比关系。

超高性能混凝土（UHPC）具有超高抗压强度和脆性破坏的特征。将UHPC灌注于普通碳钢管内，可利用其超高抗压强度的优点减小构件截面积，并利用钢管的约束作用减轻UHPC脆性破坏对结构安全的影响，形成钢管超高性能混凝土（UFST）柱。Xu^[10]、Chen^[11]、Wang^[12]、Xiong^[13]和Yan^[14]等对圆形、方形截面的UFST短柱进行了轴压试验，研究发现：UFST短柱较CFST短柱轴压承载力提升明显，破坏模式主要为局部腰鼓^[1]和剪切破坏；在小截面含钢率下，UFST短柱会出现钢管撕裂现象。卢秋如^[15]和Le^[16]等研究了在圆形截面UFST短柱轴压条件下，钢管对内填UHPC应力‒应变关系的影响，并提出圆形钢管约束UHPC受压本构模型。

钢管对核心混凝土的约束作用通过约束系数ξ（ξ = A_sf_y/A_cf_ck，其中，A_s、A_c分别为钢管和混凝土的面积，f_y、f_ck分别为钢管的屈服强度和混凝土轴心抗压强度）进行表征^[4]。增加钢管厚度能够提高UFST短柱的约束系数，但大厚度钢管会增加钢管的焊接难度与重量^[17]。部分学者采用高强碳钢管（屈服强度大于460 MPa）提高对UHPC的约束。颜燕祥^[18]、Yan^[19]和韦建刚^[20]等对方形、圆形截面高强碳钢管超高性能混凝土短柱进行研究，发现高强碳钢管对超高性能混土的套箍作用更好，且能及时约束UHPC横向膨胀以避免荷载骤降，高强碳钢管较普通碳钢管与UHPC的匹配性更好。然而，尽管如此，高强碳钢管仍然容易受到外界环境腐蚀的影响。特别是对于设计承载力较高的UFST柱而言，一旦钢管发生腐蚀，对结构安全的威胁将比传统CFST柱更大。

基于上述研究，本文提出一种具有耐腐蚀、超高承载力和延性等优点的双相型不锈钢管UHPC（UFSST）短柱构件来代替长期服役于腐蚀环境的CFST短柱构件。目前对于UFSST短柱试件试验研究尚处于起步阶段^[21‒23]，且现行CFST相关规范仅适用于钢管屈服强度小于525 MPa和混凝土抗压强度小于80 MPa的情况，对材料强度超出限制的UFSST短柱轴压承载力预测的适用性仍需进一步探究。虽然圆形截面的钢管能为核心混凝土提供更好的约束作用，但方形和矩形截面在节点连接形式和截面惯性矩等方面优点显著。为此，本文开展了UFSST矩形短柱轴压承载力试验，分析其破坏过程与破坏模式，研究其荷载‒位移/应变关系，并将轴压承载力试验结果与规范^[24‒28]计算结果进行比较，验证现行规范对UFSST矩形短柱设计的适用性，最后基于矩形双相型不锈钢管对UHPC的约束效率，推导矩形UFSST短柱极限承载力修正公式。

1 试 验

1.1 试件设计及制作

试验共设计12根试件，其中，6根UFSST矩形短柱试件、3根CFSST矩形短柱试件和3根矩形空钢管（HSST）短柱试件。外钢管采用截面长宽比（D/B）为1.5的矩形双相型不锈钢管，名义壁厚为4、6或8 mm。短柱试件设计高度与矩形长边比值（L/D）为3，保证试件不发生整体失稳的同时也避免端部效应^[29]。UFSST组试件分别填充名义抗压强度为120和150 MPa的 UHPC，CFSST组试件填充C40混凝土。

试件的基本参数见表1。表1中，试件编号中字母R表示矩形截面，数字0、40、120和150分别表示核心混凝土设计抗压强度，数字4、6和8分别表示钢管的名义厚度t。例如，R-0-4表示名义厚度为4 mm的矩形空钢管短柱。

试件采用核心混凝土分层浇筑工艺成型，并在振动台上振捣密实。浇筑完成后，置于室温环境下养护，并定期喷水保湿以减少混凝土干燥收缩^[30]。养护28 d后，打磨端部多余核心混凝土，使其与钢管端面平齐。

1.2 材料性能

1.2.1 双相型不锈钢

钢管采用SAF2205冷拔无缝双相型不锈钢管，无焊接缺陷，可以避免短柱轴压下钢管从焊缝处撕裂^[5,11,17]，且冷拔工艺可显著提升管材的强度^[31]，同时因为混凝土的存在，钢管残余应力对CFST轴压性能影响较小^[32]。根据《金属材料拉伸试验 第1部分：室温实验方法》（GB/T 228.1—2021）^[33]，采用线切割的方式从3种壁厚的矩形双相型不锈钢管平板区切割3个标准骨头型试件，并进行单向拉伸试验。双相型不锈钢实测平均应力‒应变曲线如图1所示（应变片应变测量范围<2%），力学性能指标见表2。

1.2.2 核心混凝土

核心混凝土强度等级设计为C40、UHPC-120、UHPC-150，其中，UHPC材料采用江苏苏博特新材料有限公司生产的超高性能混凝土预混料、高性能减水剂和长度为13 mm的平直镀铜钢纤维，UHPC配合比见表3。UHPC-120和UHPC-150采用不同的预混料，配合比中高性能减水剂添加量分别为13 和16 kg/m³。

在CFSST和UFSST短柱试件浇筑的同时制作3种强度等级混凝土标准试块，并与短柱试件同条件养护28 d后，进行抗压强度试验。根据规范^[34]，分别采用100 mm×100 mm×100 mm标准立方体试块和100 mm×100 mm×300 mm标准棱柱体试块测得UHPC立方体抗压强度f_cu、棱柱体轴心抗压强度f_c和弹性模量E_c。C40混凝土立方体抗压强度试验依据《普通混凝土力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2019）^[35]采用150 mm×150 mm×150 mm标准立方体试块，棱柱体轴心抗压强度f_c和弹性模量E_c按规范^[36]由立方体抗压强度f_cu换算得到，分别为29.4和33 500 MPa。混凝土力学指标见表4。

1.3 试验加载装置和应变测点布置

试验加载装置和应变测点布置如图2所示。轴压试验在5 000 kN电液伺服试验机（精度为1 N）上进行，共布置3个量程为50 mm的位移计（LVDT）测量试件纵向位移（Δ），如图2（a）所示。通过试件预加载确保位移计最大读数与位移平均值的差异小于5%，保证试件对中以及仪器正常运行。预加载目标荷载设为200 kN，荷载较小不会损伤试件^[15]。正式加载时，采用位移控制加载，加载速率为0.5 mm/min，试验加载至荷载下降到其极限荷载70%或试件纵向平均应变ε（ε = Δ/L）达到5 000×10^－6，即在Δ = 18 mm后结束加载^[11,37]。

应变测点布置如图2（b）所示，在试件上、中和下部表面布置3组18个应变片，布置在双相型不锈钢管相邻的两个表面。图2中：T、M、B分别表示柱上、中和下3组应变片的位置；T1、T2、T3、T4为横向应变片，L1和L2为纵向应变片。横向和纵向应变用于研究试件横向和轴向变形发展和钢管屈曲情况，同时通过分析两者比值变化规律，研究不锈钢管对核心混凝土的约束作用。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏模式

所有试件的破坏模式如图3所示，其中，CFSST和UFSST两组试件的外不锈钢管在试验结束后被剥离，以观察其核心混凝土的破坏情况。在未填充混凝土的HSST组试件中，试件R-0-4和R-0-6在下部位置处相邻的两边分别形成明显的向内或向外局部屈曲，试件R-0-8因较大的钢管壁厚，仅在上部位置有轻微的向外局部屈曲，破坏模式以纵向压缩变形为主。CFSST和UFSST两组试件的破坏模式可总结为两类。

Ⅰ）不锈钢管形成环形的向外局部屈曲，混凝土在不锈钢管屈曲处被压碎，混凝土中存在剪切裂缝但并未贯穿，短柱试件破坏模式表现为腰鼓屈曲破坏^[1]。此类破坏模式在CFSST和UFSST组试件中均有出现，如试件R-40-4、R-40-6、R-40-8、R-120-6、R-120-8和R-150-8等。

以试件R-40-4和试件R-120-6为例。试件中下部位置形成了向外的环形局部屈曲，剥离不锈钢管后发现：在试件R-40-4不锈钢管屈曲处，普通混凝土呈现挤压流动破坏特征。除部分碎块脱离主体外，剩余混凝土碎块保持着受挤压而隆起的形状。在试件R-120-6不锈钢管局部屈曲处，UHPC被压碎、钢纤维拔出，但由于钢纤维的桥接作用，UHPC基体碎块并未散落；此外，发现UHPC其他部分分布有剪切裂缝，说明Ⅰ类破坏模式下，UHPC破坏是由其最大剪切应力面的受压破坏所控制。但由于不锈钢管的有效约束，直至加载结束，剪切裂缝并未贯穿UHPC。尽管伴有剪切裂缝，但UHPC在薄弱截面的局部压碎破坏是导致此类UFSST试件破坏的主要原因。因此，UFSST试件R-120-6表现出与CFSST试件R-40-4类似的腰鼓屈曲的破坏模式。

Ⅱ）不锈钢管形成斜向的局部屈曲，混凝土在不锈钢管鼓曲处被压碎，混凝土中剪切裂缝贯穿形成剪切滑移面，短柱试件破坏模式表现为剪切破坏^[11]。此类破坏模式仅出现在UFSST组试件，如试件R-120-4、R-150-4和R-150-6等。

以UFSST试件R-150-4为例，试件中上部位置形成了斜向的局部屈曲，剥离不锈钢管后发现：UHPC被一斜向剪切滑移面分成上下两个部分，滑移面处UHPC压碎、钢纤维拔出，上、下表面较为光滑平整，磨损痕迹明显。这是由于名义壁厚4 mm的不锈钢管对UHPC中的剪切裂缝发展约束不足，剪切裂缝贯穿UHPC，将UHPC分成楔子型的上、下两部分。在荷载作用下，两部分UHPC发生斜向剪切滑移，造成不锈钢管在中上部位置发生斜向的局部屈曲。由此可知，剪切裂缝贯穿UHPC后，短柱试件的承载能力主要由UHPC剪切面的相互摩擦提供。而剪切滑移面主要出现在中上部，其原因可能是新拌UHPC沉降，导致上部UHPC较下部密实度减小、薄弱界面增多^[15]。

随着约束系数ξ的增加，短柱试件的破坏模式由Ⅱ类（ξ⩽ 1.62）向Ⅰ类（ξ⩾ 2.52）转变。UFSST试件在结束加载时均未出现通常在UFST轴压短柱中见到的角部撕裂现象^[11,14]，UFSST试件具有更好的变形能力。

2.2 荷载‒位移曲线

图4给出了所有短柱试件的荷载‒位移（N‒Δ）曲线。N‒Δ曲线可分为3个阶段：1）线性增长段，即短柱试件弹性工作阶段；2）非线性增长段，即短柱试件弹塑性工作阶段；3）衰减段，即短柱试件塑性工作阶段。

由图4可知，提升混凝土强度等级可增加短柱试件的截面刚度和提高试件的极限承载力。随着混凝土强度等级从C40提升到UHPC-120，极限荷载明显增加：名义壁厚4 mm试件组提升19%，6 mm试件组提升31%，8 mm试件组提升25%。当混凝土强度等级从UHPC-120提升到UHPC-150，3组不锈钢管壁厚的试件极限荷载提升率分别为3.0%、-1.9%和-5.5%。这一现象表明当UHPC强度等级高于UHPC-120后，继续提高UHPC强度等级对矩形UFSST短柱试件极限承载力提升并不明显，类似现象也见于方、矩形截面高强钢管高强混凝土短柱试件轴压试验^[11,38‒39]。

在HSST试件组中，不锈钢管名义壁厚从4 mm分别增加到6 mm和8 mm，不锈钢管面积增长分别为32%和61%，试件极限强度分别增长了41%和102%。这是因为冷拔工艺对矩形管角部材料屈服强度和极限强度产生的强化作用所致^[30‒32]，使HSST试件极限承载力提升率大于不锈钢管面积提升率。在3组混凝土强度等级不同的试件中，增加不锈钢管名义壁厚（从4 mm分别增加到6 mm和8 mm）对短柱试件极限承载力提升分别为33.8%和78.9%（C40组试件）、17.8%和36.6%（UHPC-120组试件）及14.9%和30.5%（UHPC-150组试件）。增加钢管厚度对短柱试件极限承载力的提升随混凝土强度提升而减小。

2.3 荷载‒应变行为

图5为短柱试件的荷载（N）、应变（ε）及应变比（v）与位移（Δ）的关系曲线。图5中：ε_0.2为不锈钢材名义屈服应变；Δ_u为峰值荷载处位移；ε的第1个下标T表示应变片黏贴于短柱上部，M和B代表中部和下部，第2个下标T和L分别表示横向和纵向应变片，数字表示应变片的截面分布位置；不锈钢管应变为局部屈曲处（或最接近）的一组应变片记录。通过计算不锈钢管横纵应变比（v），可评估加载过程中其对核心混凝土的约束作用的变化规律，计算公式：

v={\epsilon }_{\mathrm{T}}/{\epsilon }_{\mathrm{L}}（1）

式中，ε_T为横向应变，ε_L为纵向应变值，分别对应应变片T1和L1。

在短柱试件弹性工作阶段，不锈钢管的横纵应变增长均为线性增长，纵向应变增长快于横向应变；当试件进入弹塑性工作阶段，核心混凝土出现微裂缝损伤，开始横向膨胀并挤压不锈钢管，不锈钢管开始受到横向拉应力，其横向应变增长速度加快。所有试件的不锈钢管纵向应变在峰值荷载前均超过σ_0.2，表明不锈钢管在峰值荷载前已经屈服。对比不锈钢管表面同一高度、不同位置的横向应变情况可知，在试件加载初期不锈钢管中部横向应变与角部横向应变保持一致，即ε_T1=ε_T2=ε_T3；进入弹塑性工作阶段以后，不锈钢管中部横向应变大于角部横向应变，即ε_T1＞ε_T2＞ε_T3。出现这一现象的原因是，矩形双相不锈钢管在角部位置刚度较中部更大^[30‒32]，核心混凝土出现横向膨胀挤压不锈钢管时，不锈钢管角部对核心混凝土约束作用大于中部。因此试件进入弹塑性工作阶段后局部屈曲现象最早在不锈钢管截面中部出现，造成中部横向应变大于角部横向应变，矩形不锈钢管对混凝土为非均匀的约束。

在加载初期，混凝土泊松比小于不锈钢管，因此在轴向荷载作用下不锈钢管横向变形大于混凝土，应力比维持在0.3左右接近不锈钢屈服前的泊松比。当荷载继续增长，混凝土因内部损伤积累，膨胀变形速度超过不锈钢管，开始横向挤压不锈钢管，不锈钢管被动对混凝土进行约束作用。内部混凝土膨胀使得不锈钢管中产生了横向拉应力，促使不锈钢管的横向应变增长加快，应力比也随之开始增长。在所有短柱试件中，应力比均在极限荷载之前开始出现明显增长，说明不锈钢管对内部混凝土的约束作用在极限荷载前已经出现。不锈钢管的约束作用使混凝土有更高的轴向抗压强度，进而提高了短柱试件的极限承载力。峰值荷载后，应力比出现下降或不再增长，这是由于不锈钢管在高荷载水平下发生局部屈曲，混凝土与不锈钢管的接触作用失效，此时应力比值并不能反映不锈钢管对混凝土的约束作用。

3 轴压承载力性能

3.1 性能指标

为研究核心混凝土强度等级与不锈钢管壁厚对UFSST试件轴压承载力影响，采用约束系数ξ^[4,29]、钢管混凝土强度提升系数\eta^[29]和混凝土贡献率\lambda^[8,11]对UFSST短柱轴压性能进行评价。

约束系数ξ作为衡量钢管与混凝土相互作用的主要参数，被广泛运用于评价钢管对混凝土的约束能力，如式（2）所示：

\xi =A_{\mathrm{s}}{\sigma }_{\mathrm{0.2}}/A_{\mathrm{c}}{f}_{\mathrm{c}}（2）

式中：A_s和A_c分别为钢管面积和核心混凝土面积，mm²；{\sigma }_{\mathrm{0.2}}和f_c分别为不锈钢管名义屈服强度和核心混凝土轴心抗压强度，MPa。

钢管混凝土强度提升系数\eta用来评价不锈钢管与核心混凝土之间的相互作用对试件强度提高的程度，如式（3）所示：

\eta =N_{\mathrm{t}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{t}}/\left({\sigma }_{\mathrm{0.2}}{A}_{\mathrm{s}}+A_{\mathrm{c}}{f}_{\mathrm{c}}\right)（3）

式中，N_{\mathrm{t}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{t}}为短柱试件实测极限承载力。

混凝土贡献率\lambda用来评价核心混凝土强度等级提升对试件强度的提升程度，如式（4）所示：

\lambda =N_{\mathrm{t}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{t}}/N_{\mathrm{H}\mathrm{S}\mathrm{S}\mathrm{T}}（4）

式中，N_HSST为短柱试件同尺寸空钢管实测极限承载力。

各试件轴压性能指标计算值如表5所示。

图6为短柱试件的约束关系对强度提升系数和贡献率的影响。由图6（a）可知：所有短柱试件η均大于1.0，表明短柱试件极限承载力大于不锈钢管与混凝土单独承载的承载力之和，故不锈钢管和混凝土组合效果好。η随ξ的增加而增大，并且3种不锈钢管壁厚的CFSST试件η均高于相同不锈钢管壁厚的UFSST试件。这是由混凝土的多轴力学性能导致，在相同壁厚的不锈钢管约束下，核心混凝土单轴抗压强度越高，不锈钢管产生的侧向围压与核心混凝土单轴抗压强度比越低，侧向围压对混凝土多轴强度的提升越小^[40]。如图6（b）可知，在填充同一强度等级混凝土的试件中，不锈钢管壁厚小的试件λ更大。这一现象是由于：不锈钢管壁厚小的HSST试件易受局部屈曲影响而限制了其N_HSST；而填充混凝土后，不仅有效改善了不锈钢钢管局部屈曲，而且不锈钢管和混凝土的组合效应也有利于N_test。

3.2 规范公式极限承载力计算

表6给出了现行国内外CFST设计规范中，短柱轴压承载力推荐计算公式以及核心混凝土强度和钢管强度适用范围。值得注意的是，国内外规范确定UHPC轴心抗压强度采用的试件存在差异，国内一般采用棱柱体试件，尺寸为100 mm×100 mm×300 mm，国外则较多采用直径100 mm、高度200 mm的圆柱体试件。根据文献[41]，两种试件存在明显的尺寸效应，因此采用国外规范计算时，UHPC棱柱体抗压强度f_c和圆柱体抗压强度f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{\text{'}}}可按式（5）进行换算：

f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{\text{'}}}=\frac{\mathrm{0.97}}{\mathrm{0.89}}{f}_{\mathrm{c}}（5）

C40混凝土圆柱体抗压强度则由立方体抗压强度按式（6）换算^[42]：

f_{\mathrm{c}}^{\mathrm{\text{'}}}=f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}\left(\mathrm{0.76}+\mathrm{0.2}\mathrm{l}\mathrm{g}\frac{f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}}{\mathrm{19.6}}\right)（6）

表7给出了短柱试件实测极限承载力N_test与规范计算结果N_cal的对比结果。

T/CECS 952—2021^[24]（T/CECS 952）基于统一理论，考虑了钢管对混凝土的约束作用，在计算公式中引入了约束系数ξ，但并未考虑矩形钢管对核心混凝土的非均匀约束作用，计算得到N_test/N_CECS952平均值为0.85，偏于危险，不能直接用于矩形UFSST短柱轴压极限承载力计算。而其他规范采用叠加理论，不考虑钢管对混凝土的约束作用，往往得到比实际值更小的UFSST短柱轴压承载力预测结果，N_test/N_CECS159平均值大于1。CECS 159—2004^[25]（CECS 159）计算得到N_test/N_cal平均值为1.17，BS EN 1994‒1‒1^[26]（EC4）计算得到N_test/N_EC4平均值为1.06，ANSI/AISC 360‒16^[27]和ACI 318‒14^[28]（AISC/ACI）计算得到的N_test/N_AISC/ACI平均值为1.12，可知在现行规范中，EC4公式计算结果与试验值最接近且偏安全，可用于矩形UFSST短柱轴压极限承载力计算。

3.3 基于T/CECS 952的修正公式

尽管EC4中的计算公式足以满足工程计算，但由第3.1和3.2节分析可知，计算UFSST短柱极限承载力时考虑不锈钢管对UHPC的约束作用更符合实际。因此，本文在T/CECS 952—2021^[24]公式基础上，进一步考虑矩形截面的非均匀约束效应对UFSST短柱极限承载力的影响，对公式进行了修正。

UFSST短柱轴压试件在弹性受力阶段，不锈钢管与UHPC之间的没有相互作用，两种材料按刚度比例单独承担竖向荷载。进入弹塑性阶段后，不锈钢管开始对UHPC产生约束作用，使UHPC处于三向应力状态，抗压强度得到提高。另外，矩形不锈钢管对UHPC的约束作用在角部区域较中部区域更加明显。Mander^[43]和武海鹏^[44]等的研究成果表明，矩形不锈钢管对UHPC的约束影响可以分为强约束区A_e和弱约束区A_w，两者之和为UHPC截面面积A_c。截面的强弱约束区分布如图7所示。

两者间边界条件可以采用2次抛物线来近似表示，如式（7）所示：

y=-\frac{\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi }{B-\mathrm{2}t}{x}^{\mathrm{2}}+\frac{B-\mathrm{2}t}{\mathrm{4}}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi（7）

式中：B‒2t为矩形短边长度（计算矩形长边弱约束区面积取D‒2t），抛物线与不锈钢管相交于(-\frac{B-\mathrm{2}t}{\mathrm{2}}，0)和(\frac{B-\mathrm{2}t}{\mathrm{2}}，0)；φ为交点处曲线的切线与x轴夹角，对于矩形截面，φ取23°^[44]。

总弱约束区面积为：

A_{\mathrm{w}}=\frac{{(B-\mathrm{2}t)}^{\mathrm{2}}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi }{\mathrm{3}}+\frac{{(D-\mathrm{2}t)}^{\mathrm{2}}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi }{\mathrm{3}}（8）

引入形状效率系数k_e：

k_{\mathrm{e}}=\frac{A_{\mathrm{c}}-A_{\mathrm{w}}}{A_{\mathrm{c}}}（9）

对约束系数进行修正：

{\xi }^{\text{'}}=k_{\mathrm{e}}\xi（10）

将修正后的约束系数代入T/CECS 952—2021^[24]公式，得到修正公式：

N_{\mathrm{u}\mathrm{0}}=A_{\mathrm{s}\mathrm{c}}(\mathrm{1.18}+\mathrm{0.85}{k}_{\mathrm{e}}\xi )f_{\mathrm{c}}（11）

为验证修正公式的准确性，收集了本文6个矩形UFSST试件数据和文献[11,13‒14]中44个矩形UFST短柱试件数据，与修正公式计算结果进行对比分析，结果如图8所示。从图8可看出，计算得到N_test/N_cal平均值为1.00，标准差0.07，大部分试件计算结果与试验结果的误差控制在10%以内。修正后的计算公式具有较高精度，能有效地适应混凝土强度范围为89~164 MPa、钢管屈服强度范围为307~807 MPa的矩形UFSST和UFST短柱轴压承载力计算。然而，值得注意的是，式（11）并未对混凝土损伤后的应力重分布问题和双相不锈钢的应变硬化行为进行考虑。因此，在未来的研究中进行全面的可靠性分析以评估模型的可靠性和适用性至关重要。

4 结 论

本文基于对超高性能混凝土填充矩形双相不锈钢管短柱试件轴压性能的试验研究，进行了试件破坏模式、荷载‒位移曲线、荷载‒应变行为等相关分析探讨。得出了以下结论与建议：

1）矩形UFSST短柱在轴压荷载作用下，具有良好的变形能力。UFSST试件破坏模式与约束系数ξ有关，ξ⩾ 2.52的试件主要为腰部鼓屈曲破坏，ξ⩽ 1.62时主要为剪切破坏。

2）采用UHPC替代普通混凝土可显著提升试件的极限承载力，增幅可达30%。此外，UFSST相较于CFSST具有更优越的峰值后残余承载力。提升UHPC强度等级对UFSST矩形短柱试件轴压承载力影响较小，增加不锈钢管壁厚则能继续提升承载力，同时也能有效减少不锈钢管局部屈曲现象出现。

3）在弹性阶段，不锈钢管对UHPC无约束作用；进入弹塑性阶段后，不锈钢管对UHPC的约束作用被激活，并随UHPC横向变形增加而随之增强。不锈钢管的这种约束效应是试件在峰值荷载后仍能维持平稳荷载位移响应的关键因素。

4）规范BS EN 1994‒1‒1^[26]、ANSI/AISC 360‒16^[27]、ACI 318‒14^[28]和规程T/CECS 159—2004^[25]基于叠加原理，承载力计算结果与试验结果之比平均值分别为1.06、1.12、1.12和1.17，偏于安全。规程T/CECS 952—2021^[24]基于统一强度理论，承载力计算结果与试验结果之比平均值为0.85，偏于危险。对T/CECS 952—2021^[24]公式引入形状效率系数进行修正，修正公式计算得到N_test/N_cal平均值为1.00，标准差为0.07。推荐采用本文提出的基于T/CECS 952—2021^[24]公式的修正公式和欧洲规范BS EN 1994‒1‒1^[26]规范公式对矩形UFSST和UFST短柱轴压承载力进行估算。

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基金资助

国家自然科学基金项目(52208496)