鋼管自密實輕骨料混凝土柱軸壓性能試驗研究

胡強 楊喚威 吳輝琴 況哲陽 張俊

摘? 要：為了研究以免燒結(jié)粉煤灰陶粒作為骨料的鋼管自密實輕骨料混凝土柱的軸壓性能，首先，進行了自密實輕骨料混凝土配合比設計研究，比選出最優(yōu)水膠比、陶粒摻量和粉煤灰摻量;然后，考慮含鋼率、長細比等參數(shù)影響，設計了7個鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件和3個鋼管自密實混凝土柱對比試件進行軸壓試驗研究.結(jié)果表明：鋼管自密實混凝土柱的軸心受壓承載力高于鋼管自密實輕骨料混凝土柱;所有試件均為延性破壞，但內(nèi)部混凝土破壞形態(tài)因套箍系數(shù)和長細比的不同分為彎曲破壞、強度破壞和剪切破壞;鋼管在峰值荷載前進入屈服，鋼管的約束使混凝土平均應變遠大于峰值應變，變形性能得到顯著提高.最后，基于極限平衡理論建立了軸壓承載力計算方法，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好.

關(guān)鍵詞：鋼管自密實輕骨料混凝土柱;免燒結(jié)陶粒;軸壓性能;套箍系數(shù);長細比

中圖分類號：TU528.2? ? ? ? ? ? DOI：10.16375/j.cnki.cn45-1395/t.2020.04.007

0? ? 引言

近年來，自密實輕骨料混凝土因其良好的性能受到廣泛關(guān)注[1-3].吳智敏等[4]對SCLC40和SCLC50自密實輕骨料混凝土配合比進行了研究，并對比分析了其與普通混凝土的抗壓強度、劈裂抗拉強度、抗折強度、彈性模量等力學性能，表明自密實輕骨料混凝土具有強度高、韌性好、彈性模量小等特點.王振軍等[5]研究了摻加粉煤灰和含增黏組分的高效減水劑的LC50自密實輕骨料混凝土的配合比，確定了最優(yōu)配合比參數(shù)值和部分性能指標.吳濤等[6]對不同水膠比、礦物摻合料的LC50自密實輕骨料混凝土的配合比進行了研究，得到了最優(yōu)水膠比、粉煤灰及減水劑摻量.范世豪[7]對SCLC70自密實輕骨料混凝土的配合比進行了研究，對其流動性、變形性、填充性和抗離析性進行了評價，分析了抗壓強度、抗折強度、劈裂強度等力學性能指標，并對骨料選擇和粉煤灰摻量給出了建議.董健苗等[8-9]對采用陶粒作骨料的SCLC40和SCLC50自密實輕骨料混凝土的配合比進行了研究，分析了不同礦物摻合料對自密實輕骨料混凝土工作性能及力學性能的影響，并給出了陶粒、粉煤灰、硅灰等成份的最優(yōu)摻量.何廷樹等[10]對自密實混凝土的工作性能進行了研究，得到了保證自密實輕骨料混凝土工作性能的粉煤灰、體積砂率、硅灰、減水劑的關(guān)鍵摻量.張云國等[11-13]對自密實混凝土的工作性能、抗離析、收縮與徐變性能進行了研究，給出了自密實輕骨料混凝土的制作建議及收縮徐變的規(guī)律.孫長征等[14]研究了兩種陶粒的體積取代率對C60自密實混凝土的工作性能、力學性能及收縮的影響，得出了陶粒體積取代率對其性能的影響規(guī)律.張登祥等[15]對頁巖陶粒為骨料的自密實輕骨料混凝土進行了環(huán)形約束收縮試驗，研究了混凝土的約束收縮和抗裂性能，提出抗裂風險系數(shù)作為抗裂性能的評價指標，認為其抗裂能力高于普通混凝土，但臨界開裂狀態(tài)后會很快產(chǎn)生貫穿性裂縫.上述成果主要針對自密實輕骨料混凝土的配合比和力學性能等方面的研究，對其在結(jié)構(gòu)構(gòu)件中的應用研究還較少.Hasan等[16]研究了礦碴和硅灰對自密實輕骨料混凝土斷裂性能的影響，認為礦碴和硅灰的摻入可提高混凝土的初始斷裂能、斷裂韌性和強度.漢莫德等[17]進行了立方體拉撥試驗研究光圓鋼筋與自密實輕骨料混凝土在不同側(cè)向力下的粘結(jié)力的變化規(guī)律.王先兵等[18-19]對自密實輕骨料混凝土柱和框架進行了低周反復荷載試驗研究，結(jié)果表明自密實輕骨料混凝土柱和結(jié)構(gòu)的耗能能力略低于普通自密實混凝土柱和結(jié)構(gòu).周悅志[20]對自密實輕骨料混凝土柱進行了軸心受壓試驗研究，考慮了不同強度等級、縱筋配筋率和長細比的影響，結(jié)果表明，自密實輕骨料混凝土柱具有較好的抗壓性能.董健苗等[21]對不同配筋率的自密實輕骨料混凝土梁的抗彎性能進行了試驗研究，提出了最大裂縫寬度計算公式，驗證了《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》（GB 50010—2010）中梁的抗彎極限承載力計算公式的適用性.

然而，自密實輕骨料混凝土應用于工程結(jié)構(gòu)方面的研究尚少，本文將自密實輕骨料混凝土應用于鋼管混凝土柱，通過鋼管對混凝土的約束作用來提高混凝土的力學性能.

1? ? 試驗概況

1.1? ?試件設計

設計了10根鋼管自密實混凝土柱試件[22]，如表1所示，其中鋼管自密實混凝土柱試件3根，鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件7根;為獲得鋼管自密實輕骨料混凝土柱的軸壓承載力，將鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件分成2組，其中序號為4—8的試件用于研究軸壓承載力的計算方法，然后采用序號為9—10的試件進行驗證.各試件進行軸壓試驗，研究長細比、含鋼率對自密實輕骨料鋼管混凝土柱的承載力、變形性能、破壞形態(tài)的影響.各試件參數(shù)如表1所示.OCFSTC-1為鋼管自密實混凝土柱試件編號，以該構(gòu)件尺寸為標準，改變鋼管的壁厚t和長度L得到試件OCFSTCT-2和OCFSTCL-3.LACFSTC-1為鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件的編號，以該構(gòu)件尺寸為標準，改變鋼管的壁厚t得到試件LACFSTCT-2、LACFSTCT-3;改變試件長度L得到試件LACFSTCL-1和LACFSTCL-2;改變試件外徑D得到試件LACFSTCD-1和LACFSTCD-2.制作完成的試件如圖1所示.

1.2? ?材料參數(shù)

1.2.1? 混凝土配合比設計

鋼管自密實輕骨料混凝土柱在使用性能、施工性能等方面要求核心混凝土應具備高強（其強度≥SCLC50）、表觀密度盡量減小、大流動性，同時應避免發(fā)生輕骨料上浮和分層離析的現(xiàn)象，使其具有良好的自密實性能.由于選用免燒結(jié)粉煤灰陶粒作為骨料配制自密實混凝土，尚需通過試配確定其性能.因此，本文采用質(zhì)量法來計算所配置的混凝土的各組成份的用量，然后通過試驗試配，并測試拌合物的強度、表觀密度、流動性及抗離析性，調(diào)整各組成材料摻量，形成高強自密實輕骨料混凝土的優(yōu)化配合比.試驗的骨料選用河南省鞏義市宏達濾料有限公司生產(chǎn)的900圓球型免燒結(jié)粉煤灰陶粒，如圖2（a）所示，其粒徑大小為3～16 mm連續(xù)級配，以實現(xiàn)良好的流動性，避免因陶粒粒徑原因而產(chǎn)生新拌混凝土的穩(wěn)定性問題，并進行陶粒的篩析試驗及物理性能試驗，以確保高強自密實輕骨料混凝土的力學性能及耐久性.實測陶粒堆積密度988 kg/m3，表觀密度1 600 kg/m3，吸水率13%，筒壓強度9.649 N/mm2.同時選取相同顆粒級配的普通碎石作為C50自密實普通混凝土的粗骨料，如圖2（b）所示.

為配制強度等級為SCLC50和C50的自密實混凝土，選用試制混凝土的基準配合比，如表2 所示.試配時，配合比主要以水膠比、陶粒摻量、粉煤灰摻量為研究參數(shù)，通過研究混凝土的? ?7 d及28 d立方體抗壓強度、工作性能、表觀密度，對其進行調(diào)試，確定自密實混凝土配合比的最優(yōu)摻量.經(jīng)過大量試塊的試驗，可獲得自密實輕骨料混凝土SCLC50的最優(yōu)設計配合比.參照其設計配合比配置出相同參數(shù)的普通自密實混凝土C50的配合比，如表2所示.按設計配合比配制的混凝土強度試驗值如表3所示，從表3可知，普通自密實混凝土C50的強度略高于自密實輕骨料混凝土SCLC50.

1.2.2? ?材料強度

1）混凝土

確定設計配合比后，開始制作試件，同時制作與試件同批澆筑的混凝土試塊，如圖3—圖5所示，自密實混凝土的材料分布較均勻，未出現(xiàn)蜂窩、離析等質(zhì)量問題.試件加載前先對混凝土試塊進行立方體抗壓強度試驗、劈裂抗拉強度試驗、抗折強度試驗和棱柱體抗壓強度試驗，分別測試其7 d、28 d的立方體抗壓強度、劈裂抗拉強度、抗折強度、軸心抗壓強度及彈性模量，試驗裝置和試塊如圖6所示，實測結(jié)果如表4—表7所示.

2）鋼管

圖7為鋼管的試樣及拉伸試驗，試樣按鋼管壁厚的大小分組，每組制作3個標準試樣，見圖7 （a）.用? 200 t微機屏顯液壓萬能試驗機測試鋼管屈服強度、極限強度、彈性模量、伸長率及泊松比，拉伸前及拉伸后試樣如圖7（b）、圖7（c）所示，實測結(jié)果如表8所示.

1.3? ?試件制作

試驗選用如圖8（a）所示的20號無縫圓鋼管.試件制作過程為：首先將鋼管立在平整的地面上，檢查鋼管尺寸是否符合設計要求;兩端是否平整或者存在毛刺現(xiàn)象，并用打磨機磨平.接著在每根鋼管的一端焊接一塊10 mm厚的鋼板作為底板，焊接前需要進行幾何對中，保證焊接質(zhì)量.最后澆筑混凝土，通過多次澆筑盡量排出管內(nèi)空氣.同時制作立方體及棱柱體試塊，并覆膜處理，與試件一起養(yǎng)護，如圖8（b）、? ? ? ? 圖8（c）所示.養(yǎng)護28 d后，在試件頂部加載端涂抹1 cm厚環(huán)氧樹脂，以保證試件加載時鋼管不直接承受豎向荷載，如圖9所示.

1.4? ?加載制度

1）試驗裝置

試驗采用的主要儀器設備包括500 t微機控制屏顯恒應力四柱壓力試驗機、JM3813多功能靜態(tài)應變儀、BX120-10AA應變片、位移計等.為滿足試件兩端鉸接約束條件，在試件頂端放置一個刀口平板鉸.試驗時首先進行幾何對中，保證試驗機承壓板的中心線與試件的軸線重合，以實現(xiàn)軸向作用.試驗裝置如圖10所示.

2）測點布置

測點分為位移測點和應變測點.位移測點如圖11所示，在壓力試驗機的下承壓板上表面對稱于試件左右兩側(cè)設置兩個位移計A1、A2以監(jiān)測試件的豎向剛體位移;試件1/2高度位置左右對稱設置位移計A3、A4以測量試件的彎曲變形.應變測點布置于試件的中部，如圖11所示;應變片編號及相對位置如圖12所示，沿鋼管外壁每隔90°各布置一對縱向（V）及橫向（H）應變片.

3）加載制度

試驗加載過程主要分為3個階段：首先，通過預加載檢驗試驗機壓力傳感器、位移計、應變片與應變儀之間是否連接良好、試驗裝置及觀測儀表是否正常工作、施加的荷載與變形之間的關(guān)系是否符合要求，以保證試驗有效進行，預加載荷載值為理論承載力的10%～15%.然后為正式加載，采用分級單調(diào)加載方式：屈服前每級施加的荷載取理論承載力的10%，并停留4 min;屈服后每級施加的荷載取理論承載力的5%，并停留2 min;當進入強化階段時，根據(jù)具體情況進一步減小加荷速率.最后卸載，當試件變形過大或荷載降至理論承載力的85%或以下時卸載，卸載過程根據(jù)具體情況分2次完成或按加載級距的2倍進行卸載，使試件獲得恢復彈性變形的時間.

2? ? 試驗結(jié)果及分析

2.1? ?試驗現(xiàn)象

對比各試件加載過程，試件隨荷載變化大概可分為5個階段：1）隨著荷載增加，鋼管表面起皮，伴有鐵銹掉落，部分試件OCFSTC-1、OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-2、LACFSTCT-3、? ? ? ? ? ?LACFSTCD-2鋼管表面出現(xiàn)45°剪切線;2）荷載繼續(xù)增加，鋼管表面微鼓，鋼管開始進入屈服，但試件OCFSTCT-2、LACFSTC-1、LACFSTCT-3、LACFSTCD-2鋼管表面出現(xiàn)較明顯的鼓曲;3）荷載不斷加大，其他試件也相繼出現(xiàn)鋼管鼓曲的現(xiàn)象;4）試件承受的荷載達到最大值，此時試件鋼管表面均產(chǎn)生明顯的鼓曲，并伴有較大的側(cè)向位移;5）荷載不斷降低，直到小于荷載峰值的85%而最終破壞.

試件的鼓曲大多出現(xiàn)在試件1/2～3/4高度范圍內(nèi)，最終除試件OCFSTCL-3外，鋼管表面的鼓曲發(fā)展成明顯的多條皺褶.鋼管自密實輕骨料混凝土柱的皺褶數(shù)量多于鋼管自密實混凝土柱.剖開鋼管后，各試件的混凝土均能保持完整、無松散現(xiàn)象;鼓曲處混凝土局部壓碎;試件OCFSTCL-3、LACFSTC-1中上部混凝土可見1條斜裂縫，試件LACFSTCD-2可見頂部混凝土出現(xiàn)多條斜裂縫;試件LACFSTCT-3混凝土表面可見多條彎曲裂縫.

2.2? ?破壞形態(tài)

卸載后各試件橫截面混凝土表面無明顯裂縫，與鋼管無脫空現(xiàn)象，兩者之間受力良好，鋼管對核心混凝土起到了約束作用;核心混凝土增強了鋼管的整體穩(wěn)定性，避免了鋼管過早屈曲及局部壓壞.

鋼管自密實輕骨料混凝土柱的破壞形態(tài)與鋼管自密實混凝土柱基本相似，試件整體均表現(xiàn)為延性破壞，加載過程中試件產(chǎn)生較大變形，部分試件還出現(xiàn)強化現(xiàn)象.其破壞形態(tài)如圖13所示，除了試件? ? OCFSTCL-3為鼓曲外，其他試件中部的鋼管均出現(xiàn)皺褶，甚至多條.剖開鋼管后可見混凝土由于各試件套箍系數(shù)與長細比不同而表現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)：試件OCFSTC-1和LACFSTCL-2的長細比最大，混凝土無明顯裂縫表現(xiàn)為彎曲失穩(wěn)破壞;長細比較小、含鋼率和套箍系數(shù)均最大的試件OCFSTCT-2和LACFSTCT-3混凝土表現(xiàn)為強度破壞;其他試件混凝土為剪切破壞.

2.3? ?試驗結(jié)果分析

1）荷載-縱向位移曲線

試件在受荷前，由于膨脹劑的作用，鋼管內(nèi)壁受到混凝土的擠壓及摩擦，使鋼管受到豎向和切向初始拉應力，增強了鋼管及核心混凝土的協(xié)同作用.受荷后，由于鋼管內(nèi)混凝土的高度稍高于鋼管，且混凝土頂部涂有1 cm厚的環(huán)氧樹脂，使得軸向壓力作用主要由核心混凝土承擔，鋼管不直接承受豎向荷載.各試件的荷載與縱向位移曲線如圖14所示，各試件的荷載-位移曲線分布基本相同，大致分為3個階段，即彈性階段、彈塑性階段、破壞階段.

彈性階段：鋼管自密實混凝土柱的彈性階段為極限荷載的75%以內(nèi)，而鋼管自密實輕骨料混凝土柱的彈性階段為極限荷載的85%以內(nèi).豎向荷載作用下，鋼管初始豎向拉應力逐漸變?yōu)閴簯?，且壓應力呈線性增長;切向拉應力繼續(xù)增大.且呈線性增加，此時鋼管與核心混凝土均處于彈性受力階段.

彈塑性階段：隨著荷載增加，試件不斷變粗，鋼管和混凝土應變增加迅速，鋼管對混凝土產(chǎn)生的約束作用明顯增強，鋼管外壁逐漸出現(xiàn)不同程度的鼓曲變形.

破壞階段：試件的縱向位移增長速率加快，混凝土對鋼管擠壓作用愈加激烈，使鋼管外壁開始出現(xiàn)鼓曲、皺褶現(xiàn)象，試件的承載力逐漸減小.但部分試件由于變形較大，導致鋼管直接承受部分荷載而出現(xiàn)了強化階段.

試件的極限承載力、縱向位移和極限應變?nèi)绫?所示.由圖14（a）及表9可知，鋼管自密實混凝土柱的承載力大于鋼管自密實輕骨料混凝土柱，由于C50的軸心抗壓強度及彈性模量略高于SCLC50，鋼管自密實混凝土柱的剛度大于鋼管自密實輕骨料混凝土柱，且其承載力下降速度稍快于鋼管自密實輕骨料混凝土柱.輕骨料混凝土的強度和彈性模量較小，荷載作用下應變較大，鋼管的約束作用也越大，因而鋼管自密實輕骨料混凝土柱的承載力下降性能略好于鋼管自密實混凝土柱.

由圖14（b）及表9可知，隨著鋼管的壁厚由4 mm增大到6 mm，即試件的含鋼率由0.109增大到0.170，其極限承載力由1 751 kN上升到2 350 kN，增加了34.21%，荷載-縱向位移曲線下降段趨于平緩，表明承載力下降速度減慢.這是由于隨著鋼管壁厚的增大，即含鋼率增大，鋼管對混凝土的約束越強，套箍作用越明顯，有效提高了柱的承載力退化性能.

由圖14（c）及表9可知，隨著長細比由15增大到25，其極限承載力由2 153 kN下降到1 796 kN，減小了16.6%.長細比小的試件承載力下降速度慢，反之承載力下降速度較快.但試驗后剖開的混凝土在鋼管出現(xiàn)皺褶部位處均被壓碎，而其他位置無明顯的裂縫，這表明，對于長細比大的試件，鋼管對混凝土的約束減弱.

2）荷載-撓度曲線

本試驗的柱中撓度值，由柱中位置的位移計測得，試件的荷載與撓度曲線如圖15所示.

不同混凝土（SCLC50和C50）試件的荷載-撓度曲線如圖15（a）所示，在彈性階段，兩者之間的曲線斜率基本相同;在彈塑性階段，由于自密實混凝土強度和彈性模量大于自密實輕骨料混凝土，故鋼管自密實混凝土柱試件承載力較大.長細比為20的試件，荷載-撓度曲線較為接近;長細比為16的試件，鋼管自密實混凝土柱試件的承載力明顯大于鋼管自密實輕骨料混凝土.表明，對于中長柱，普通粗骨料和輕骨料的混凝土試件性能相差不大.

對于不同含鋼率試件的荷載-撓度曲線如圖15（b）所示，隨著含鋼率增大，試件的承載力顯著增大.含鋼率較小時（試件LACFSTCT-2含鋼率為0.109），鋼管對混凝土的約束較小，峰值荷載后試件承載力一直降低;含鋼率為0.139時（試件LACFSTC-1），試件荷載-撓度曲線出現(xiàn)強化段，表明加載后期鋼管的約束有所增強;含鋼率較大時（試件LACFSTCT-3含鋼率為0.170），鋼管對混凝土的約束較大，不僅承載力較高，破壞時撓度明顯增大，且峰值荷載后承載力下降緩慢，破壞時該曲線接近水平.

對于不同長細比試件的荷載-撓度曲線如圖15（c）所示，隨長細比增大，試件承載力減小，但峰值荷載對應的撓度和破壞時的撓度均明顯增大.

3）荷載-應變曲線

各試件中部位置的縱向應變及橫向應變分別由縱向（V1—? ? V4）及橫向應變片（H1—H4）測得，并取應變平均值，可得荷載-應變曲線如圖16所示.

如圖16（a）所示，鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件變形能力大于鋼管自密實混凝土柱試件，但鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件初始剛度較小.鋼管對自密實混凝土和自密實輕骨料混凝土的約束作用均可提高柱的承載力和變形性能;但對鋼管自密實混凝土柱試件的承載力提高更為顯著，而對鋼管自密實輕骨料混凝土柱試件的變形能力提高更顯著.

含鋼率為鋼管的橫截面面積與核心混凝土的橫截面面積之比.不同含鋼率試件的荷載-應變曲線如? ? ?圖16（b）所示，含鋼率大的試件初始剛度、荷載峰值、峰值應變、破壞應變均較大，曲線下降段較為平緩，且斜率較小.表明隨著含鋼率的增加，鋼管對混凝土的約束越大.

不同長細比試件的荷載-應變曲線如圖16（c）所示，隨長細比減小，荷載增大，初始剛度和應變先增后減，而長細比最大的試件的應變顯著變大.長細比為25的試件LACFSTCL-2應變發(fā)展迅速，由于撓度較大，鋼管很快進入塑性，屈服后荷載增長減緩直到峰值點，然后迅速下降.長細比為16的試件LACFSTCL-1應變發(fā)展較快，鋼管較早進入塑性，但沒有明顯的屈服點，峰值荷載后曲線逐漸下降.長細比為20的試件LACFSTC-1應變發(fā)展較慢，鋼管進入塑性較晚，屈服后經(jīng)歷較長的平臺后才進入下降段.

各試件在極限荷載時的鋼管實測應變值εu和混凝土平均應變εum如表9所示.除試件LACFSTCL-1鋼管剛達到屈服應變外，各試件鋼管的應變值均大于鋼材的屈服應變，表明各試件鋼管均在極限荷載前屈服，鋼管得以充分利用.極限荷載時混凝土平均應變顯著大于混凝土材料的峰值應變，表明鋼管的約束顯著提高了混凝土的強度和變形性能，顯著改善了混凝土的脆性;但長細比過大或套箍系數(shù)過小時，極限荷載時混凝土的平均應變顯著降低.

3? ? 承載力計算

采用極限平衡理論[23]計算鋼管自密實輕骨料混凝土柱的承載力.極限平衡理論[24]是基于試驗基礎，通過把研究體系中的一系列構(gòu)件拼裝成結(jié)構(gòu)體系，并簡化理論模型中的一些條件，在不考慮復雜因素的影響下，根據(jù)構(gòu)件的變形條件、幾何條件，列出構(gòu)件在極限狀態(tài)下的靜力平衡方程，計算出結(jié)構(gòu)體系的承載力計算值.該理論的特點是：在不考慮構(gòu)件的變形過程、加載歷史及材料的應力-應變關(guān)系的條件下，通過結(jié)構(gòu)的平衡條件，直接計算出構(gòu)件的承載力，簡化了承載力表達式冗繁的理論推導過程.

式中：[Ac]為核心混凝土的橫截面面積（mm2）;[fc]為核心混凝土的極限強度（N/mm2）;[α]為受混凝土強度等級影響系數(shù)，對于強度等級為≤C50的混凝土，[α]的取值為2.00;[η]為套箍系數(shù);[As]為鋼管的橫面面積（mm2）;[fy]為鋼管的屈服強度（N/mm2）;[?e]為偏心率對構(gòu)件承載力的影響系數(shù)，軸心受壓為1.0;[?l]為長細比對構(gòu)件承載力的影響系數(shù)，即穩(wěn)定系數(shù);[?0]為軸壓作用下的鋼管柱應考慮的[?l]值.

4? ? 結(jié)論

1）設計SCLC50自密實輕骨料混凝土和C50混凝土的配合比;通過大量試塊試驗獲得了自密實輕骨料混凝土的最優(yōu)水灰比為0.3、陶粒體積摻量為0.388 m3、粉煤灰體積摻量為20%;自密實輕骨料混凝土的強度和彈性模量略小于普通混凝土.

2）試件整體表現(xiàn)為延性破壞.但由于各試件套箍系數(shù)和長細比不同而導致內(nèi)部混凝土產(chǎn)生彎曲破壞、強度破壞和剪切破壞3種破壞形態(tài).

3）軸壓試驗結(jié)果表明，鋼管自密實輕骨料混凝土柱的承載力小于鋼管自密實混凝土柱.鋼管自密實輕骨料混凝土柱隨套箍系數(shù)增大，試件承載力隨之增大;隨著長細比增大，承載力顯著減小.

4）鋼管自密實輕骨料混凝土柱變形性能好.極限荷載時鋼管的應變均大于鋼材的屈服應變，混凝土的平均應變均顯著大于混凝土材料的峰值應變.

5）對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，并對極限平衡理論進行修正，可有效估算鋼管自密實輕骨料混凝土柱的承載力，計算結(jié)果與驗證試件實測承載力吻合良好，其誤差均小于1%.

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