钢管混凝土异形柱具有良好的抗震性能，并符合建筑装配化和工业化的要求。同时，异形柱能有效避免室内柱角外露，进而增强室内美观性并提高空间利用效率。然而，普通T形钢管混凝土柱截面中部及阴角处的钢板易发生外凸变形而过早出现局部屈曲现象。

为了改善普通钢管混凝土柱的力学性能，国内学者提出了不同的改进措施，主要包括增设约束拉杆[1-2]、焊接加劲肋[3-4]、组合式[5-7]、多室式[8]、方钢管组合[9]以及多腔式[10]等类型。其中，左志亮等[1]、陆松亭等[2]开展的带约束拉杆的T形钢管混凝土短柱轴压性能试验结果表明，拉杆可改变钢管的屈曲模态及其对核心混凝土的约束作用，并延缓钢管发生局部屈曲。赵毅等[3]对设置钢筋加劲肋的T形钢管混凝土柱进行轴压性能试验发现，加劲肋对试件极限承载力的影响不大，但可有效延缓钢管屈曲并改善试件的延性。徐礼华等[5]开展的矩形钢管混凝土组合焊接T形柱轴压性能试验结果表明，两个矩形钢管能很好地协同工作且力学性能较好，未出现焊缝开裂和钢管剥离的现象。曹兵等[6]将矩形钢管和U形钢管直接焊接成组合式T形截面钢管混凝土柱，试验结果表明，当钢管壁厚较小时，长细比变化对试件轴压承载力的影响较大。屠永清等[8]开展的多室式钢管混凝土T形柱轴压性能试验结果表明，由于其截面由三个分室组成而不存在阴角，大大增强了钢管对混凝土的约束作用。周学军等[9]将4根方钢管直接进行组合而形成T形钢管混凝土柱，研究发现轴向荷载作用下方钢管混凝土单元之间的协调变形能力较好。

标准T/CECS 546—2018[11]中钢管混凝土束剪力墙的制作过程为：由若干钢带冷弯而成的U形与矩形钢管拼装组成具有多个竖向空腔的钢管束，并在钢管束内填充混凝土形成剪力墙。借鉴钢管混凝土束剪力墙的截面构造方式，可构造多腔T形钢管混凝土柱。目前针对多腔T形钢管混凝土柱的研究相对较少，臧晓琳[10]仅对多腔T形钢管混凝土柱受压性能及抗震性能进行了数值模拟。为此，本文开展2根普通T形和7根多腔T形钢管混凝土柱轴压性能对比试验，主要试验参数包括含钢率、混凝土强度和高宽比，并讨论国内外主要规范公式计算多腔T形钢管混凝土柱轴压承载力的适用性。

1、试验概况

1.1试件设计及制作

试验设计了2根普通和7根多腔T形钢管混凝土柱，试件尺寸如图1和图2所示(L为试件长度),试件设计参数见表1。普通T形钢管混凝土柱试件制作过程中，将一整块钢板冷弯成型后再进行焊接。对于多腔T形钢管混凝土柱试件，将钢板分别冷弯成方形和U形钢管后再进行焊接。试件一端焊接钢板(尺寸为300mm×300mm×12mm)后再浇筑混凝土，混凝土分三层浇筑，每浇筑一层后采用振动棒将其振捣密实。混凝土养护28d后，将混凝土表面打磨至平整并与钢管截面平齐，然后再焊接另一块端板。焊接端板过程中，仅将外围钢管与端板进行焊接，并确保端板与柱身垂直且上、下两块端板平行。轴压荷载作用下，内部隔板、外围钢管与核心混凝土共同受力。

图1普通T形钢管混凝土柱示意

图2多腔T形钢管混凝土柱示意

表1试件设计参数及试验结果

1.2材性试验

从同批次Q345级钢材中取样制作成标准试件，并按照规范GB/T 228.1—2021[12]进行拉伸试验，实测得到厚度为2.5、3.5、4.5mm的钢板屈服强度分别为367、374、357MPa,抗拉强度分别为450、522、479MPa,同时，根据标准GB 50017—2017[13]取钢板的弹性模量Es=2.06×105N/mm2,则2.5、3.5、4.5mm三种不同厚度钢板的屈服应变分别为1 782、1 816、1 733με。

浇筑混凝土过程中，不同强度等级的混凝土分别预留3个边长为150mm的混凝土立方体试块，并同等条件养护至试件试验阶段。根据标准GB/T 50081—2019[14]的相关规定，实测得到C35、C45和C65混凝土立方体抗压强度平均值分别为41.2、53.4、71.8MPa。采用标准GB/T 50107—2019[15]的非统计方法进行评定，可得到C35、C45和C65混凝土的立方体抗压强度代表值分别为35.8、46.4和65.3MPa。

1.3试验装置及加载制度

试验采用5 000kN微机控制压力试验机施加荷载。该设备上、下加载板均自带球形铰，上加载板静止，下加载板可在竖直方向向上移动而施加压力。直接将试件放置在下加载板上，并保证试件截面形心线与加载中心线对齐，如图3所示。

图3试验装置

先将试件进行几何对中，再通过预加载对试件进行物理对中。预加荷载不超过预估极限荷载的5%,同时观察仪器及测量设备是否正常工作，并依据采集的数据调整试件至物理对中状态。试件对中完成之后，先采用力控制方式进行分级加载，每级荷载增量为预估极限荷载的10%;当荷载达到预估极限荷载的50%后，每级荷载增量调整为预估极限荷载的5%,每级荷载加载完成之后持荷2min。试验荷载接近预估极限荷载前，改为位移控制进行分级加载，并以荷载下降到峰值荷载的75%或试件变形过大作为判定试件破坏的准则，停止加载并结束试验。

1.4测试内容及测点布置

试验测量内容主要包括试件所受的轴心荷载、竖向变形以及钢管表面的横向和纵向应变。试件所受的轴心荷载由微机控制压力试验机的荷载传感器提供，并采用DH3821静态数据采集仪进行应变和位移采集。

在试件两端对称布置位移计，用来监测试件的纵向变形。在试件高度1/2处沿钢管四周布置16个横向和纵向应变片，以观测加载过程中多腔T形钢管混凝土试件各面的应变规律，如图4(a)所示，其中奇数编号(1、3…15)代表横向应变片，偶数编号(2、4…16)代表纵向应变片。为方便描述试验现象及最终破坏形态，将试件各面进行编号区分，如图4(b)所示。普通T形钢管混凝土试件的应变片布置及编号规则与图4相同。

图4测点布置及试件面编号

2、试验结果与分析

2.1试验现象与破坏形态

实测得到各试件的轴压极限承载力Nu见表1,试件典型破坏形态如图5所示。对于长度为720mm的试件，当混凝土强度等级为C35时，试件DT1～DT3在达到极限荷载的95%之前，试件外形基本没有发生变化，钢管与混凝土协同工作良好；随后，试件中有剥落响声传出，表明钢管和混凝土之间的接触面开始分离。当加载至极限荷载并进入下降段之后，试件DT1～DT3的B3面首先出现轻微鼓曲；随着加载的进行，其余各面相继发生鼓曲而承载力下降缓慢。其中，试件DT2和DT3破坏时已出现由于鼓曲严重而导致焊缝开裂的现象。当混凝土强度等级分别提高至C45和C65时，试件DT4和DT5加载至极限承载力的50%左右出现钢管与混凝土分离现象，这与钢管壁厚较小有关；最终试件整体变形较小、鼓曲微弱，呈局部轻微鼓曲破坏形态。

图5试件典型破坏形态

与试件DT4相比，由于试件DT6和DT7的长度增大，钢管与混凝土分离现象分别提前在加载至极限荷载的34.7%、18.2%时出现；当加载至极限荷载并进入下降段之后，A2、C3和D3面首先出现轻微鼓曲；停止试验时，试件呈现出整体微弱弯曲及局部鼓曲的破坏性形态。试件CT1、CT2分别与试件DT4、DT6的几何尺寸及混凝土强度等级相同，仅含钢率相差6.5%。试件CT1、CT2中的钢管与混凝土都过早地分离；当达到极限承载力时，宽厚比较大的三个面同时出现不同程度的鼓曲变形。试件DT4、DT6中内隔板有利于减小钢管壁的宽厚比，从而有效地避免了过早出现局部鼓曲现象。

图6纵向应变分布

图7横向应变分布

2.2钢管应变

以试件DT4、DT6、CT1和CT2为代表，近似取加载至0.20Nu、0.40Nu、0.60Nu、0.80Nu和1.0Nu时各测点的应变进行分析，测点布置如图4所示。不同荷载阶段时试件的纵向应变和横向应变分布如图6和图7所示，其中虚线表示钢管的屈服应变。

从图6可以看出，当荷载达到0.80Nu之前，试件CT1和CT2中钢管纵向压应变均未达到屈服应变，表明试件仍处于弹性工作阶段；随着荷载继续增大，仅局部测点的钢管屈服。对于试件DT4和DT6,当加载至0.60Nu之后，部分测点的钢管开始向弹塑性阶段发展；当达到极限承载力时，大部分测点的钢管压应变已远超过其屈服应变，几乎出现了全截面钢管均屈服的现象，表明采用多腔T形截面有利于钢管强度得到充分发挥。

从图7可以看出，试件CT1和CT2中钢管的横向应变整体上较小，在一定程度上说明普通T形钢管对核心混凝土的约束作用较弱。对于试件DT4和DT6,当加载至0.80Nu时，各测点应变值基本相等且相对较小，说明钢管和混凝土之间无明显的挤压接触；在继续加载至极限承载力的过程中，局部钢管的横向应变发展迅速，表明钢管对混凝土产生了较强的约束作用。由于试件DT6的高宽比较大，破坏过程中会产生较大的挠曲变形而使混凝土过早地挤压钢管，从而导致荷载达到0.80Nu时局部钢管的横向应变更大。

2.3影响因素分析

(1)钢管壁厚

试件DT1、DT2和DT3的钢管壁厚分别为2.5、3.5、4.5mm,相应的轴压荷载N与纵向平均压应变ε关系曲线如图8所示，其中纵向平均压应变等于竖向位移除以试件长度。从图8可以看出，弹性阶段各试件的初始刚度基本相同，钢管壁厚较小的试件DT1较早地进入弹塑性阶段。所有试件均表现出良好的变形性能，其中试件DT1的承载力达到峰值后呈缓慢下降趋势，而钢管壁厚较大的试件DT2和DT3并未出现明显的下降段。与试件DT1相比，试件DT2和DT3的轴压极限承载力分别提高了24.3%、42.8%,说明适当增大钢管壁厚能显著提高多腔T形钢管混凝土柱的轴压极限承载力。

图8不同钢管壁厚试件的荷载-纵向平均应变曲线

图9不同混凝土强度试件的荷载-纵向平均应变曲线

图10不同高宽比试件的荷载-纵向平均应变曲线

图11不同截面构造偏压试件的荷载-纵向平均应变曲线

(2)混凝土强度

试件DT1、DT4和DT5中混凝土的强度等级分别为C35、C45和C65,相应的荷载-纵向平均应变曲线如图9所示。从图9可以看出，弹性阶段各试件的初始刚度基本相同，试件DT1的承载力达到极限后呈缓慢下降趋势，并经历了较大的变形才发生破坏。随着混凝土强度的提高，轴压荷载作用下多腔T形钢管混凝土柱的变形能力呈降低趋势，这与高强混凝土的脆性特征有关。与试件DT1相比，试件DT4和DT5的轴压极限承载力分别提高了27.8%、43.6%。上述试验现象也在一定程度上表明，当采用高强混凝土时，应匹配使用厚度较大的钢管才能充分发挥两种材料的性能。

(3)高宽比

试件DT4、DT6和DT7的高宽比分别为3.00、5.83和7.50,相应的荷载-纵向平均应变曲线如图10所示。从图10可以看出，随着高宽比的增大，多腔T形钢管混凝土柱的轴压极限承载力呈下降趋势。当多腔T形钢管混凝土柱的高宽比由3.00增大至5.83时，其轴压极限承载力降低了7.5%,但试件未出现失稳破坏特征。

(4)截面构造

多腔T形试件DT4和DT6的钢管壁厚为2.5mm,相应的含钢率为10.8%;普通T形试件CT1和CT2的钢管壁厚为3.5mm,相应的含钢率为11.5%,两者仅相差6.5%。将试件DT4和CT1、试件DT6和CT2分别进行比较，相应的荷载-纵向平均应变曲线如图11所示(4条荷载-纵向平均应变曲线均在荷载下降到峰值荷载的75%时截尾)。图11表明，普通T形钢管混凝土柱达到峰值荷载后陡降，而多腔T形钢管混凝土柱的承载力表现出缓慢下降的趋势。轴压极限承载力方面，试件DT4比试件CT1提高了26.4%,试件DT6比试件CT2提高了28.5%。由此可见，在含钢率基本相当的情况下，多腔截面形式能更好地发挥钢管对核心混凝土的约束作用，可获得更高的轴压承载力和更好的变形性能。

3、轴压极限承载力计算公式比较

采用美国规范ANSI/AISC 360-16[16]、欧洲规范Eurocode 4[17]、日本规范AIJ-CFT[18]和中国规范GB 50936—2014[19]的矩形或方形钢管混凝土轴压极限承载力计算公式对本文多腔T形钢管混凝土柱试件轴压极限承载力进行计算。计算过程中，钢管及混凝土的材性参数均取实测值，其中，三种不同强度等级的混凝土的相关材料参数按以下原则确定：根据规范GB 50010—2010[20]的相关规定换算得到C35、C45和C65混凝土的棱柱体轴心抗压强度试验平均值分别为32.6、44.1、63.0MPa,弹性模量分别为33 000、35 000、38 000N/mm2;根据文献[21]换算得到相应的圆柱体抗压强度试验平均值分别为33.0、43.8、62.5MPa。轴压极限承载力试验值与计算值对比结果见表2。

注：NAISC、NEC4、NAIJ和NGB分别为美国规范ANSI/AISC 360-16、欧洲规范Eurocode 4、日本规范AIJ-CFT和中国规范GB 50936—2014公式计算的轴压极限承载力。

表2轴压极限承载力试验值与计算值对比结果

由表2可知，日本规范AIJ-CFT计算结果最为保守，但计算结果的离散性较大；中国规范GB 50936—2014的计算误差最小，但离散性最大；欧洲规范Eurocode 4的计算结果最为合理，试验值与计算值之比的平均值为1.06,且离散性最小。

4、结论

(1)当钢管壁厚由2.5mm增大至3.5、4.5mm时，多腔T形钢管混凝土柱的轴压极限承载力分别提高了24.3%、42.8%,这在一定程度上表明增大钢管壁厚能显著提高钢管对核心混凝土的约束作用。

(2)多腔T形钢管混凝土柱的轴压极限承载力随高宽比的增大而呈降低趋势，但试件未出现失稳破坏特征。由于试验条件的限制，本文未能开展更大高宽比试件的试验研究。

(3)采用高强混凝土时，建议匹配使用厚度较大的钢管以更充分发挥两种材料的性能。与同条件的普通T形钢管混凝土柱相比，多腔T形钢管混凝土柱具有更高的轴压承载力和更好的变形性能。

(4)本文研究的试验参数范围内，推荐采用欧洲规范Eurocode 4计算多腔T形钢管混凝土柱的轴压极限承载力。

参考文献:

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[2]陆松亭,康希良,高磊.带对穿螺栓矩形钢管混凝土短柱轴压承载力计算[J].建筑结构,2024,54(8):11-19.

[3]赵毅,静行.T形钢管混凝土短柱轴压性能研究[J].武汉理工大学学报,2011,33(9):87-90.

[5]徐礼华,杜国锋,温芳,等.组合T形截面钢管混凝土柱正截面受压承载力试验研究[J].土木工程学报,2009,42(6):14-21.

[6]曹兵,戴绍斌,黄俊.改进组合式T形钢管混凝土柱轴压性能试验研究[J].建筑结构学报,2014,35(11):36-43.

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[8]屠永清,刘林林,叶英华.多室式钢管混凝土T形中长柱轴压性能研究[J].土木工程学报,2012,45(9):27-35.

[9]周学军,王振,魏方帅.方钢管混凝土组合T形柱轴压力学性能研究[J].山东建筑大学学报,2020,35(2):1-9.

基金资助:湖南省教育厅科学研究项目(21A0176); 2021年湖南省普通高校青年骨干教师培养计划项目;

文章来源:袁健,黄德强,王靖普,等.多腔T形钢管混凝土柱轴压性能试验研究[J].建筑结构,2024,54(16):8-13.