雙金屬復(fù)合管海水海砂混凝土短柱的軸壓性能與承載力分析

收稿日期：20231210

通信作者：葉勇（1985），男，博士，教授，主要從事鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)研究。Email：qzyeyong@hqu.edu.cn。

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目（52278182）； 福建省自然科學(xué)基金資助項目（2021J01286）； 福建省科技研究開發(fā)計劃項目（2022K157， 2022K261）

摘要：基于有限元程序ABAQUS，建立雙金屬復(fù)合管海水海砂混凝土（SSCFBT）短柱構(gòu)件的精細(xì)化有限元模型，對軸壓狀態(tài)下模型的破壞形態(tài)、荷載變形關(guān)系、內(nèi)力分配和鋼混凝土界面接觸作用進(jìn)行研究，并開展參數(shù)分析。結(jié)果表明：雙金屬復(fù)合管與內(nèi)填混凝土之間的共同工作性能良好，其荷載變形曲線可分為3種類型，由雙金屬復(fù)合管對混凝土的約束效應(yīng)系數(shù)決定。通過參數(shù)分析，得到了不同參數(shù)對SSCFBT短柱軸壓承載力的影響規(guī)律，并驗證了已有相關(guān)計算公式用于預(yù)測SSCFBT短柱軸壓承載力的可行性。

關(guān)鍵詞：雙金屬復(fù)合管； 海水海砂混凝土； 組合作用； 軸壓性能； 有限元分析

中圖分類號：TU 392.3文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號：10005013（2024）02021009

2010年，住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部發(fā)布JGJ 206-2010《海砂混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》，規(guī)定用于配置混凝土的海砂應(yīng)作凈化處理，降低或消除海砂中氯離子等有害物質(zhì)的含量。常用的原狀海砂凈化方法主要包括自然堆放法、淡水沖洗法、機械法、加入適量阻銹劑法及分解氯菌法等［1］。按照規(guī)范要求對海砂進(jìn)行除氯凈化處理，不可避免地將提高海砂的使用成本。此外，也可選用耐腐蝕材料以隔絕海水海砂混凝土中氯離子、硫酸根離子等對鋼材造成腐蝕［2］，如纖維增強塑料（FRP）和不銹鋼等。

Ahmed等［3］總結(jié)了采用不同類型FRP的FRP海水海砂混凝土（SSC）結(jié)構(gòu)的工作性能和耐久性；Sun等［4］、Wang等［5］研究了內(nèi)填海水海砂珊瑚骨料混凝土的玻璃纖維增強塑料（GFRP）鋼復(fù)合管和碳纖維增強塑料（CFRP）鋼復(fù)合管的軸壓性能；Wei等［6］研究了內(nèi)填海水海砂混凝土的FRP鋼絲網(wǎng)復(fù)合管和內(nèi)置FRP管海水海砂混凝土的組合柱軸壓性能；Zhang等［7］和Guo等［8］研究了FRP筋海水海砂混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能和耐久性。已有研究結(jié)果表明，采用FRP或不銹鋼與海水海砂混凝土組合而成的構(gòu)件具有良好的力學(xué)性能，但現(xiàn)階段大部分FRP和不銹鋼材料的價格仍遠(yuǎn)高于普通碳素鋼，且FRP混凝土結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點構(gòu)造較為復(fù)雜，限制了這些材料與海水海砂混凝土所組成的結(jié)構(gòu)在實際工程中的推廣應(yīng)用。

文獻(xiàn)［916］提出了外不銹鋼內(nèi)碳素鋼雙金屬復(fù)合管混凝土（CFBT）構(gòu)件，并開展CFBT構(gòu)件在軸壓、偏壓、軸拉和滯回荷載作用下的力學(xué)性能研究。研究結(jié)果表明，在各種荷載工況下，雙金屬復(fù)合管與內(nèi)填混凝土之間的共同工作性能良好，CFBT構(gòu)件的破壞形態(tài)和承載力與相近參數(shù)下的傳統(tǒng)碳素鋼管混凝土接近且延性更佳。

為合理利用海水海砂資源，提出雙金屬復(fù)合管海水海砂混凝土（SSCFBT）短柱構(gòu)件。該雙金屬復(fù)合管以普通碳素鋼管為基體，內(nèi)襯一層厚度較小的不銹鋼，其綜合了碳素鋼價格相對較低、承載力高與不銹鋼延性好、耐腐蝕性和耐高溫性好等優(yōu)點。目前，已有此類雙金屬復(fù)合管產(chǎn)品，可實現(xiàn)復(fù)合管兩層金屬之間緊密貼合。SSCFBT短柱構(gòu)件具有如下優(yōu)勢：1） 使用由原狀海砂和海水配制的海水海砂混凝土，可用于沿海地區(qū)或缺乏淡水的島礁工程建設(shè)，有效利用海洋資源，降低成本；2） 采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)形式，內(nèi)填的海水海砂混凝土與外層雙金屬復(fù)合鋼管能共同受力，充分發(fā)揮材料性能；3） 雙金屬復(fù)合鋼管起約束和承載作用，厚度較小的內(nèi)襯不銹鋼可有效隔絕海水海砂混凝土中的氯離子等腐蝕性介質(zhì)對外層碳素鋼管的侵蝕，形成良好的經(jīng)濟(jì)和社會效益。為研究SSCFBT短柱構(gòu)件的受壓性能，本文基于有限元程序建立精細(xì)化有限元模型，利用驗證后的模型分析SSCFBT短柱構(gòu)件的破壞形態(tài)、荷載變形關(guān)系和內(nèi)力分配機制，并校核該新型組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件的承載力計算方法。

1有限元模型的建立

1.1建模方法概述

采用有限元程序ABAQUS建立SSCFBT短柱構(gòu)件（圖1）的精細(xì)化有限元模型。雙金屬復(fù)合管的兩層金屬分開模擬，由于雙金屬復(fù)合管的壁厚尺寸遠(yuǎn)小于內(nèi)填混凝土，碳素鋼管和不銹鋼管均采用四節(jié)點縮減積分殼單元（S4R）進(jìn)行模擬，并在殼單元厚度方向采用9個積分點的Simpson積分；核心混凝土和端板采用八節(jié)點線性六面體減縮積分實體單元（C3D8R）進(jìn)行模擬。

建立的SSCFBT短柱模型具有5個接觸界面：核心混凝土與不銹鋼管、不銹鋼管與碳素鋼管、核心混凝土與端板、不銹鋼管與端板、碳素鋼管與端板。其中，核心混凝土與不銹鋼管、不銹鋼管與碳素鋼管之間的接觸界面采用面面接觸模型進(jìn)行模擬，定義了法向與切向的行為。法向行為設(shè)置為“硬接觸”，即在法向方向接觸面之間的壓應(yīng)力自由傳遞；切向方向摩擦公式設(shè)置為“罰”函數(shù)（庫倫摩擦），允許接觸面間有彈性滑移，并將核心混凝土與不銹鋼管之間的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3，不銹鋼管與碳素鋼管之間的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.8。核心混凝土與端板之間的接觸界面也采用面面接觸模型模擬，

（a） 整體構(gòu)件（b） 組合柱橫截面

僅定義法向行為，設(shè)置為“硬接觸”。其余2個接觸界面均定義為綁定。在設(shè)置各部件的相互作用時，選擇剛度大的部件為主表面，剛度小的部件為從表面。選擇結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格劃分后的SSCFBT短柱模型，如圖2所示。采用位移控制形式對模型進(jìn)行軸壓加載。圖2中：N為軸向荷載。

1.2材料本構(gòu)模型

海水海砂混凝土的受壓力學(xué)行為采用韓林海［17］提出的環(huán)向約束下混凝土的應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)模型進(jìn)行模擬，該模型考慮了鋼管的被動約束作用對混凝土承載變形能力的提升作用。對于混凝土的受拉行為，采用混凝土的開裂應(yīng)力（σt0）斷裂能（GF）關(guān)系來反映混凝土在斷裂時所需吸收的能量，即采用破壞能量準(zhǔn)則得到混凝土的受拉軟化性能。本構(gòu)關(guān)系定義中，CFBT構(gòu)件的約束效應(yīng)系數(shù)（ξCFBT）［9］表示為

ξCFBT=（fycAsc+σ0.2sAss）/fckAc。（1）

式（1）中：fyc為碳素鋼屈服強度；Asc為碳素鋼管橫截面面積；σ0.2s為不銹鋼名義屈服強度；Ass為不銹鋼管橫截面面積；fck為混凝土軸心受壓強度標(biāo)準(zhǔn)值；Ac為核心混凝土橫截面面積。

碳素鋼的本構(gòu)關(guān)系采用韓林海［17］提出的二次塑流應(yīng)力應(yīng)變模型。不銹鋼的力學(xué)性能與碳素鋼差異明顯，不銹鋼具有明顯的應(yīng)變硬化特征，但其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線無明顯屈服平臺，故通常將殘余應(yīng)變?yōu)?.2%時所對應(yīng)的應(yīng)力作為不銹鋼名義屈服強度。采用Rasmussen［18］提出的不銹鋼材料本構(gòu)關(guān)系模型對不銹鋼進(jìn)行模擬。

1.3有限元模型的驗證

采用同為雙層鋼管結(jié)構(gòu)的外不銹鋼內(nèi)碳素鋼雙金屬復(fù)合管混凝土的軸壓試驗結(jié)果［9］對有限元模型進(jìn)行可靠性驗證。試件CFST為碳素鋼管混凝土短柱，其余（試件t1c2，t2c2，t3c2，t2c1，t2c3）為雙金屬復(fù)合管混凝土短柱，試件參數(shù)詳見文獻(xiàn)［9］。計算模擬得到的試件破壞與試驗結(jié)果總體吻合，均表現(xiàn)為鋼管局部發(fā)生屈曲，對應(yīng)位置的核心混凝土被壓潰。有限元模擬值與試驗值的對比，如圖3所示。圖3中：

（a） 試件CFST（b） 試件t1c2（c） 試件t2c2

（d） 試件t3c2 （e） 試件t2c1（f） 試件t2c3

Δ為變形；試件1和試件2為文獻(xiàn)［9］中同一參數(shù)下的2個相同試件。

由圖3可知：有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果總體吻合良好，表明有限元建模技術(shù)可較好地模擬雙金屬復(fù)合管混凝土構(gòu)件的軸壓力學(xué)性能。

2有限元模型的參數(shù)與結(jié)果

2.1有限元模型參數(shù)

以內(nèi)填海水海砂混凝土的強度為主要研究參數(shù)，共建立3個SSCFBT短柱（試件編號分別為C35，C50，C65）有限元模型。具體計算參數(shù)如下：鋼管外徑D=159 mm，長度L=477 mm，外碳素鋼管壁厚tsc=5.0 mm，內(nèi)不銹鋼管壁厚tss=0.5 mm；碳素鋼屈服強度fyc=325 MPa，彈性模量Esc=0.206 TPa，泊松比為0.3；不銹鋼名義屈服強度σ0.2s=400 MPa，彈性模量Ess=0.200 TPa，泊松比為0.3；試件C35，C50，C65的混凝土立方體抗壓強度fcu分別為35，50，65 MPa。

（a） 碳素鋼管（b） 不銹鋼管（c） SSC

2.2典型破壞形態(tài)

有限元計算結(jié)果表明，軸壓荷載作用下SSCFBT短柱具有良好的承載變形性能，從開始受力直至加載結(jié)束，模型未出現(xiàn)顯著破壞現(xiàn)象，且所有模型的變形形態(tài)相近。加載結(jié)束（Δ=40 mm）時，試件C50的破壞形態(tài)，如圖4所示。由圖4可知：整體試件發(fā)生明顯的壓縮變形，試件中部膨脹、兩端出現(xiàn)局部環(huán)向鼓曲；碳素鋼管與不銹鋼管的局部屈曲位置基本重合，混凝土在鋼管局部屈曲處壓潰。此外，兩層鋼管可較好地共同工作，受力過程中未出現(xiàn)兩者分離的現(xiàn)象。

2.3荷載變形關(guān)系

不同試件的荷載變形曲線，如圖5所示。SSCFBT短柱的荷載變形曲線可分為以下3個階段。

1） 彈性階段：荷載與變形近似呈線性關(guān)系，曲線斜率較大，試件基本處于彈性階段。

2） 彈塑性階段：荷載增速變緩，鋼管開始屈服，曲線表現(xiàn)為平滑的非線性上升段。

3） 強化階段：試件的塑性變形增速變大，鋼管屈曲現(xiàn)象發(fā)展迅速，鋼材的塑性應(yīng)變強化作用明顯，試件所承受的荷載輕微提高。核心混凝土的強度越低，約束效應(yīng)系數(shù)越高，則試件的后期承載力提升幅度越大。

（a） 試件C35（b） 試件C50（c） 試件C65

2.4不同部件的內(nèi)力分配

計算得到SSCFBT短柱不同部件的內(nèi)力分配，如圖6所示。圖6中：ε為軸壓平均應(yīng)變，ε=Δ/L，L為試件長度；點A，B，C為構(gòu)件受力過程中的關(guān)鍵點。由圖6可知：在軸壓荷載作用下，碳素鋼管與不銹鋼管所承受的軸向荷載在點A達(dá)到第1個峰值，此時試件整體未達(dá)到軸壓極限承載力，在AB段，碳素鋼承受的軸向荷載有下降趨勢，而混凝土在鋼管約束下處于三向受壓狀態(tài)，軸向荷載繼續(xù)增大，故整體試件的承載力繼續(xù)提高；整體試件在點B達(dá)到軸壓極限承載力，在BC段，試件C35和試件C50的核心混凝土所承受的軸向荷載繼續(xù)增大，而試件C65的核心混凝土所承受的軸向荷載開始緩慢下降，導(dǎo)致試件C65的曲線在達(dá)到軸壓極限承載力后出現(xiàn)輕微下降趨勢；點C為碳素鋼承受的軸向荷載下降段的終點；過點C后，碳素鋼和不銹鋼處于應(yīng)變硬化階段，其承受的軸向荷載緩慢提高，使各試件后期承載力也隨之提高。

2.5接觸作用

鋼管對核心混凝土的約束作用與不同部件界面接觸應(yīng)力的大小直接相關(guān)。試件不同部件間的接觸應(yīng)力隨Δ/L的變化，如圖7所示。圖7中：P為接觸應(yīng)力；P1為內(nèi)不銹鋼管與核心混凝土之間的接觸應(yīng)力；P2為內(nèi)不銹鋼管與外碳素鋼管之間的接觸應(yīng)力。

由圖7可知：整個加載過程中，試件的接觸應(yīng)力P1和P2均隨軸壓平均應(yīng)變的增大而增大，P1最大值接近14 MPa，P2最大值接近12 MPa，表明核心混凝土、

不銹鋼管均能與碳素鋼管較好地協(xié)同工作；混凝土強度對接觸應(yīng)力P1和P2的影響均不顯著，主要原因是不同強度的混凝土具有相近的泊松比，使得相同軸壓變形下混凝土產(chǎn)生的橫向膨脹相近。

3軸壓承載力分析

基于有限元分析模型對SSCFBT短柱構(gòu)件的軸壓力學(xué)性能進(jìn)行參數(shù)分析，探索不同混凝土立方體抗壓強度、碳素鋼屈服強度、不銹鋼名義屈服強度和含鋼率（α）對試件荷載變形曲線和軸壓極限承載力（Nu）的影響規(guī)律。典型尺寸的有限元模型具體參數(shù)如下：鋼管外徑D=400 mm，鋼管長度L=1 200 mm，L/D=3；雙金屬復(fù)合鋼管總壁厚t=15 mm，其中，碳素鋼厚度tc=13.5 mm，不銹鋼厚度tss=1.5 mm，tss/t=0.1；截面含鋼率α=（Asc+Ass）/Ac=0.169；碳素鋼屈服強度fyc=345 MPa，彈性模量Esc=0.206 TPa；不銹鋼名義屈服強度σ0.2s=300 MPa，彈性模量Ess=0.200 TPa，應(yīng)變硬化指數(shù)n=5；混凝土立方體抗壓強度fcu=50 MPa，彈性模量Ec=34.5 GPa。參數(shù)分析取值，如表1所示。

通過一系列的參數(shù)分析，總結(jié)出SSCFBT短柱構(gòu)件的典型NΔ/L曲線，如圖8所示。圖8中：SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ/L關(guān)系曲線近似可分為A型（TypeA）、B型（TypeB）和C型（TypeC）；點A～E為不同類型曲線的特征點。NΔ/L曲線可分為以下5段。

1） OA段：點A為彈性極限；試件的軸向荷載隨軸向變形的增加而線性增大，試件剛度較大。

2） AB段：點B為試件的軸壓極限承載力；試件軸向荷載的增長速度降低，A型、B型曲線的點B處于平臺段，C型曲線的點B處于峰值點。

3） BC段：點C為試件軸壓平均應(yīng)變達(dá)到0.02時對應(yīng)的點；A型曲線BC段軸向荷載隨軸向變形的增加而增大，曲線表現(xiàn)為上升段；B型曲線BC段軸向荷載隨軸向變形的增加而略微降低或維持穩(wěn)定，曲線表現(xiàn)為平臺段；C型曲線BC段軸向荷載隨軸向變形的增加而降低，曲線表現(xiàn)為下降段。

4） CD段：點D為C型曲線下降段與B型曲線平臺段的終點。

5） BE段或DE段：A型曲線的BE段和B型、C型曲線的DE段，軸向荷載均隨軸向變形的增加而增大，軸向荷載的增大為碳素鋼與不銹鋼的應(yīng)變硬化行為所致。

可將典型的NΔ/L關(guān)系分為3個階段：OA段為彈性階段；AB段為彈塑性階段；BE段為塑性階段。隨著約束效應(yīng)系數(shù)（ξCFBT）的增大，NΔ/L曲線逐漸由C型曲線過渡為B型曲線，再過渡為A型曲線。由參數(shù)計算結(jié)果可知：當(dāng)ξCFBTlt;1.26時，SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ/L曲線可歸為C型曲線；當(dāng)1.26≤ξCFBT≤1.65時，NΔ/L曲線可歸為B型曲線；當(dāng)ξCFBTgt;1.65時，NΔ/L曲線可歸為A型曲線。

3.1混凝土立方體抗壓強度

海水海砂混凝土立方體抗壓強度變化對SSCFBT短柱構(gòu)件NΔ曲線的影響，如圖9（a）所示。由圖9（a）可知：在其他參數(shù)不變的情況下，構(gòu)件的初始剛度隨fcu的增大而增大；鋼管對核心混凝土的約束作用隨核心混凝土強度的增大而減弱，導(dǎo)致fcu較高的試件在達(dá)到峰值荷載后承載力下降明顯。fcu變化對SSCFBT短柱構(gòu)件軸壓極限承載力（Nu）的影響，如圖9（b）所示。由圖9（b）可知：當(dāng)混凝土強度等級從C30增大至C80時，SSCFBT短柱構(gòu)件的軸壓極限承載力隨混凝土抗壓強度的增大近似呈線性增大，表明提高混凝土立方體抗壓強度可有效提高SSCFBT短柱構(gòu)件的軸壓承載力。

（a） NΔ曲線 （b） fcu變化對Nu的影響

3.2碳素鋼屈服強度

碳素鋼屈服強度變化對SSCFBT短柱構(gòu)件NΔ曲線的影響，如圖10（a）所示。由圖10（a）可知：在其他參數(shù)不變的情況下，SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ曲線隨鋼材屈服強度的增大而顯著上升。fyc變化對Nu的影響，如圖10（b）所示。由圖10（b）可知：當(dāng)鋼材強度等級從Q235增大至Q460時，SSCFBT短柱構(gòu)件的軸壓極限承載力隨鋼材屈服強度的增大近似呈線性增大。這主要是由于增大鋼材屈服強度可有效增強

（a） NΔ曲線（b） fyc變化對Nu的影響

鋼管對核心混凝土的約束作用，從而提高整體構(gòu)件的承載力。

3.3不銹鋼名義屈服強度

不銹鋼名義屈服強度變化對SSCFBT短柱構(gòu)件NΔ曲線的影響，如圖11（a）所示。由圖11（a）可知：在其他參數(shù)不變的情況下，SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ曲線隨不銹鋼名義屈服強度的提高而略微提高。σ0.2s變化對Nu的影響，如圖11（b）所示。由圖11（b）可知：當(dāng)不銹鋼名義屈服強度從200 MPa增大至600 MPa時，構(gòu)件的軸壓極限承載力分別較前一不銹鋼強度等級提高了2.31%，2.42%，1.59%，1.67%，可見，不銹鋼名義屈服強度對構(gòu)件承載力的影響較小。主要原因是雙金屬復(fù)合管中不銹鋼管的壁厚較小，其主要作用是隔絕海水海砂混凝土中的腐蝕性離子，而對整體構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)相對較小。

（a） NΔ曲線（b） σ0.2s變化對Nu的影響

3.4含鋼率

含鋼率變化的影響，如圖12所示。由圖12可知：在其他參數(shù)不變的情況下，SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ曲線隨含鋼率的增大而顯著提高，構(gòu)件的后期承載力也隨之提高；當(dāng)雙金屬復(fù)合管的截面含鋼率從8.5%提高到20.8%時，SSCFBT短柱構(gòu)件的Nu隨含鋼率的增大近似呈線性增大。主要原因是隨著鋼管壁厚的增大，鋼管承擔(dān)的軸向荷載隨之增大，同時，鋼管對核心混凝土的約束作用增大使得混凝土的承載力和延性得到顯著提升。

（a） NΔ曲線（b） α對Nu的影響

3.5極限承載力計算模型

Ye等［10］對外不銹鋼內(nèi)碳素鋼雙金屬復(fù)合管混凝土軸壓構(gòu)件進(jìn)行有限元分析，并提出了相應(yīng)的軸壓極限承載力（Nu）計算公式。即

式（2）～（6）中：At為組合柱的全截面面積；fscy為組合柱的綜合抗壓強度；ξnominal為組合柱的名義約束效應(yīng)系數(shù)；a和b為計算系數(shù)。

利用上述公式對不同參數(shù)的SSCFBT短柱構(gòu)件進(jìn)行計算，將計算結(jié)果與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對比，不同參數(shù)對構(gòu)件軸壓極限承載力的影響，如表2所示。表2中：Nu，c為采用公式計算得到的極限承載力；Nu，F(xiàn)EA為采用有限元模擬得到的極限承載力。計算結(jié)果與有限元模擬結(jié)果的平均值為1.019，標(biāo)準(zhǔn)差為0.020，表明計算結(jié)果與有限元模擬結(jié)果的吻合程度良好。雖然不銹鋼內(nèi)層的厚度較小，甚至不到碳素鋼外層的1/10，但不銹鋼具有良好的力學(xué)性能，建議考慮不銹鋼對SSCFBT短柱構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)以充分利用材料性能。

4結(jié)論

構(gòu)建雙金屬復(fù)合管海水海砂混凝土短柱的精細(xì)化有限元模型，通過模型對構(gòu)件的破壞形態(tài)、荷載變形關(guān)系、內(nèi)力分配等性能進(jìn)行研究，并開展參數(shù)分析，驗證了已有相關(guān)計算公式用于預(yù)測SSCFBT軸壓極限承載力的可行性。在研究的參數(shù)范圍內(nèi)（fyc為235～460 MPa，σ0.2s為200～600 MPa，fcu為30～80 MPa，α為8.5%～20.8%），可得到以下4個主要結(jié)論。

1） SSCFBT短柱構(gòu)件的外碳素鋼管與內(nèi)不銹鋼管可較好共同工作，受力過程中兩者未分離，且在整體構(gòu)件變形達(dá)到長度的8%時，兩層鋼管僅在局部發(fā)生屈曲；構(gòu)件具有良好的承載變形性能。

2） 與傳統(tǒng)鋼管混凝土短柱的荷載變形曲線相似，襯塑鋼管海水海砂混凝土短柱的NΔ曲線也可分為3種類型，由約束效應(yīng)系數(shù)（ξCFBT）決定。當(dāng)ξCFBTlt;1.26時，SSCFBT短柱構(gòu)件的NΔ/L曲線可歸為C型曲線；當(dāng)1.26≤ξCFBT≤1.65時，NΔ/L曲線可歸為B型曲線；當(dāng)ξCFBTgt;1.65時，NΔ/L曲線可歸為A型曲線。

3） 受力過程中，構(gòu)件的內(nèi)不銹鋼管與核心混凝土之間的接觸應(yīng)力（P1）最大值接近14 MPa，內(nèi)不銹鋼管與外碳素鋼管之間的接觸應(yīng)力（P2）最大值接近12 MPa，不同材料之間可組成良好的組合作用。

4） 采用已有不銹鋼（外）碳素鋼（內(nèi)）雙金屬復(fù)合管混凝土的計算公式可較好地預(yù)測雙金屬復(fù)合管海水海砂混凝土構(gòu)件的軸壓承載力。

參考文獻(xiàn)：

［1］XIAO Jianzhuang，QIANG Chengbing，NANNI A，et al.Use of seasand and seawater in concrete construction： Current status and future opportunities［J］.Construction and Building Materials，2017，155：11011111.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2017.08.130.

［2］LI Yinglei，ZHAO Xiaoling.Hybrid double tube sections utilising seawater and sea sand concrete， FRP and stainless steel［J］.ThinWalled Structures，2020，149：106643.DOI：10.1016/j.tws.2020.106643.

［3］AHMED A，GUO Shuaicheng，ZHANG Zuhua，et al.A review on durability of fiber reinforced polymer （FRP） bars reinforced seawater sea sand concrete［J］.Construction and Building Materials，2020，256：119484.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2020.119484.

［4］SUN Junzu，WEI Yimiao，WANG Zhiyuan，et al.A new composite column of FRPsteelFRP clad tube filled with seawater seasand coral aggregate concrete： Concept and compressive behavior［J］.Construction and Building Materials，2021，301：124096.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2021.124096.

［5］WANG Gaofei，WEI Yang，MIAO Kunting，et al.Axial compressive behavior of seawater seasand coral aggregate concretefilled circular FRPsteel composite tube columns［J］.Construction and Building Materials，2022，315：125737.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2021.125737.

［6］WEI Yang，XU Pengfei，ZHANG Yirui，et al.Compressive behaviour of FRPsteel wire mesh composite tubes filled with seawater and sea sand concrete［J］.Construction and Building Materials，2022，314：125608.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2021.125608.

［7］ZHANG Kaijian，ZHANG Qingtian，XIAO Jianzhuang.Durability of FRP bars and FRP bar reinforced seawater sea sand concrete structures in marine environments［J］.Construction and Building Materials，2022，350：128898.DOI：10.1016/j.conbuildmat.2022.128898.

［8］GUO Xiangke，XIONG Chuansheng，JIN Zuquan，et al.A review on mechanical properties of FRP bars subjected to seawater sea sand concrete environmental effects［J］.Journal of Building Engineering，2022，58：105038.DOI：10.1016/j.jobe.2022.105038.

［9］YE Yong，HAN Linhai，SHEEHAN T，et al.Concretefilled bimetallic tubes under axial compression： Experimental investigation［J］.ThinWalled Structures，2016，108：321332.DOI：10.1016/j.tws.2016.09.004.

［10］YE Yong，HAN Linhai，GUO Zixiong.Concretefilled bimetallic tubes （CFBT） under axial compression： Analytical behavior［J］.ThinWalled Structures，2017，119：839850.DOI：10.1016/j.tws.2017.08.007.

［11］YE Yong，ZHANG Shijiang，HAN Linhai，et al.Square concretefilled stainless steel/carbon steel bimetallic tubular stub columns under axial compression［J］.Journal of Constructional Steel Research，2018，146：4962.DOI：10.1016/j.jcsr.2018.03.015.

［12］ZHANG Shijiang，GUO Zixiong，MA Danyang，et al.Performance of concretefilled bimetallic tube short columns under eccentric compression： Experimental investigation［J］.Journal of Constructional Steel Research，2021，181：106626.DOI：10.1016/j.jcsr.2021.106626.

［13］YE Yong，ZHANG Shijiang，ZHOU Kan，et al.Numerical study on behavior of eccentrically loaded concretefilled bimetallic tubes［J］.Structures，2022，36：935950.DOI：10.1016/j.istruc.2021.12.053.

［14］JIANG Hang，YE Yong，MIAO Wei，et al.Hysteretic behavior of concretefilled bimetallic tube （CFBT） columns under combined loads［J］.Structures，2023，47：13961407.DOI：10.1016/j.istruc.2022.11.139.

［15］XIE Wenchao，YE Yong，JIANG Hang，et al.Numerical investigation and calculation method of concretefilled bimetallic tubes subjected to concentric tension［J］.Structures，2023，56：104910.DOI：10.1016/j.istruc.2023.104910.

［16］葉勇，苗偉，張世江，等.雙金屬復(fù)合管混凝土構(gòu)件受彎滯回性能研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2023，44（8）：110119.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2022.0231.

［17］韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)： 理論與實踐［M］.4版.北京：科學(xué)出版社，2022.

［18］RASMUSSEN K J R.Fullrange stressstrain curves for stainless steel alloys［J］.Journal of Constructional Steel Research，2003，59（1）：4761.DOI：10.1016/S0143974X（02）000184.

（責(zé)任編輯： 黃曉楠 英文審校： 方德平）