高强灌浆料（High-strength Grouting Material，HGM）与一定比例的水相结合后具有骨料小、流动性好、微膨胀、早期强度发展迅速、搅拌后强度高等特点［1］。HGM 作为加固材料或作为钢筋套管灌浆连接接头中荷载传递的主要介质，已广泛应用于结构的改造和加固中。为减小钢管混凝土构件尺寸并降低成本，核心区混凝土将更多地采用高强混凝土灌注［2］。
针对圆钢管超高强混凝土的静力性能，谭克锋［3-4］推导出强度计算公式和预测其本构关系的数学模型，证明长柱的承载能力折减系数与普通钢管混凝土一致，并提出了相应偏压构件的承载力计算公式。VIET 等［5］提出一种准确预测圆钢管超高强混凝土柱轴向抗压能力的模型。XIONG 等［6］研究表明，相较普通钢管混凝土柱和钢管高强混凝土柱，钢管超高强混凝土柱具有更好的耐火性。
针对方钢管高强混凝土静力性能的研究，韦建刚等［7］提出方钢管超高强混凝土短柱轴压极限承载力计算修正公式。郭兰慧等［8］通过参数分析得到各参数对矩形钢管高强混凝土柱φ-λ 曲线的影响。张素梅等［9］得到各因素对方钢管高强混凝土偏压构件N/Nu-M/Mu 曲线的影响。LAI 等［10］提出考虑剪跨比影响的高强方钢管混凝土抗剪强度设计方程。
目前关于钢管高强混凝土静力性能的研究主要集中在圆截面和方截面，异形截面构件的试验研究较少。异形截面构件应用于住宅建筑中可提高空间利用率和居室美观性，但异形柱的受力与方形、圆形柱差异明显，因此有必要对异形钢管高强灌浆料组合柱进行试验研究。本文针对L 形方钢管HGM 组合柱进行轴压试验研究，分析HGM 强度、钢管壁厚对试件破坏形态、承载力以及延性的影响。此外本文将验证国内外规范关于钢管混凝土构件的计算公式对L 形方钢管HGM 组合柱的适用性，为后续异形方钢管HGM 组合柱的轴压承载力计算方法的形成提供参考。
1 试验概况
1.1 试件设计及制作
试验设计了6 根Q355 L 形钢管HGM 柱以及2根对应尺寸的Q355 L 形纯钢管柱的轴压试件。L形柱由三根截面尺寸相同的方钢管通过坡口焊连接，其截面形式如图1 所示，之后在柱子两端焊接20 mm 厚钢盖板，盖板形心与柱子截面形心重合，上盖板预留灌浆料灌注口，从灌注口灌入HGM，组成试件，试件尺寸如图2 所示。试件钢管厚度和HGM 类型等基本参数如表1 所示。表中L 表示试件长度；B 表示方钢管的边长；t 表示钢管的壁厚；ξ为约束效应系数，ξ=fy As/fc Ac，其中fy、fc 分别为钢管的屈服强度和HGM 的轴心抗压强度，As、Ac 分别为钢管和HGM 的截面面积；Nue 为试验测得的轴压极限承载力；μ 为延性系数［11］，μ=Δ85%/Δu，其中Δ85%为承载力下降到极限承载力85%时对应的位移值，Δu 为极限承载力Nue 对应的位移值。构件编号规则如下：以L-HGM1-4 为例，“L”代表L 形柱，“HGM1”表示钢管内的HGM 类型为HGM1，若无此部分，则表示其为纯钢管构件，“4”表示钢管壁厚为4 mm。
表1 试件基本参数
Table 1 Basic parameters of specimens
L/mm 1 500 1 500 1 500 1 500 1 500 1 500 1 500 1 500序号t/mm μ 1 2 3 4 5 6 7 8构件编号L-4 L-HGM1-4 L-HGM2-4 L-HGM3-4 L-6 L-HGM1-6 L-HGM2-6 L-HGM3-6 B/mm 100 100 100 100 100 100 100 100 4 4 4 4 6 6 6 6 HGM 类型-HGM1 HGM2 HGM3-HGM1 HGM2 HGM3 ξ-1.180 1.029 0.731-2.188 1.909 1.356 Nue/kN 1 692.04 3 681.38 3 812.71 4 564.76 3 132.70 5 111.13 5 178.91 6 012.27 1.261 1.166 1.251 1.556 2.070-1.847 3.112
图1 L 形方钢管高强灌浆料组合异形柱截面图
Fig.1 Section of L-shaped high strength grouting material filled square steel tube column
图2 试件设计图（mm）
Fig.2 Design drawing of specimens（mm）
1.2 材料力学性能
钢管材性试验按照《金属材料拉伸试验 第1 部分：室温试验方法》GB/T 228.1—2010［12］进行。灌浆料立方体抗压强度、轴心抗压强度以及弹性模量按《混凝土物理力学性能试验方法标准》GB/T 50081—2019［13］测定。所得钢材和灌浆料的力学性能指标分别如表2、表3 所示。
表2 钢材材性试验结果
Table 2 Steel material property test results
钢材牌号Q355 Q355钢管壁厚t/mm 4 6屈服强度fy/MPa 405.0 467.9极限强度fu/MPa 621.5 659.7延伸率δ/%29.38 24.96弹性模量Es/MPa 1.98×105 1.95×105
表3 灌浆料力学性能试验结果汇总
Table 3 Mechanical properties of grouting materials
HGM类型轴心抗压强度fc/MPa弹性模量Ec/MPa HGM1 HGM2 HGM3立方体抗压强度fcu/MPa 3 d 47.6 51.2 95.3 7 d 60.5 60.2 107.3 28 d 74.8 79.1 125.6 62.3 67.5 100.5 3.38×104 3.47×104 4.72×104
1.3 加载装置与加载方案
本试验采用500 t 微机控制电液伺服压力试验机YAW-5000 进行，上端为球铰支座，下端放置在承台上，加载装置如图3 所示。个别承载力过高试件采用可提供更大压力的THUFCS2000 试验机测得。试验荷载值达到试件预估极限承载力N ′u 的75%之前，采用力控制的加载方式；当荷载达到0.75N ′u 之后，改为位移控制加载。当试件达到极限荷载后，荷载下降到实测极限荷载的80%；或当试件变形过大，即认为试件破坏，试验结束。
图3 加载装置示意图
Fig.3 Loading device schematic diagram
如图4 所示，在试件的左右两端各布置1 个竖向位移计（D1、D2），柱中高度处布置互相垂直的两个水平位移计（D3、D4）。为更精确地测量试件的纵、横向应变，如图5 所示在试件柱中处和距上端板200 mm 处的钢管外壁上共布置纵、横应变片20 片，其中S1—S8、S17—S20 为纵向应变片，S9—S16 为横向应变片。轴压荷载通过压力机直接读取，应变值和位移计的读数采用东华测试DH3818Y 静态应变测试仪采集。
图4 位移计布置示意图
Fig.4 Schematic diagram of displacement meters layout
图5 应变片布置示意图
Fig.5 Schematic diagram of strain gauges layout
2 试验结果及分析
2.1 试验现象及破坏形态
试件各面编号如图6 所示。加载过程中所有焊缝均完好无损，各钢管之间的协同工作性能良好。所有试件在加载到极限承载力的90%之前均无明显变化，试件处于弹性阶段。
图6 L 形柱各面编号
Fig.6 Number of each face of L-shaped column
对于L-4、L-HGM1-4、L-HGM2-4和L-HGM3-4四个试件，在荷载达到极限承载力的90%～95%时，试件表面出现轻微鼓曲，随着荷载增加鼓曲程度变大。达到极限承载力后，试件表面最先出现鼓曲的位置向其他连接面扩展，荷载快速下降。在下降阶段，由于构件L-HGM2-4 和L-HGM3-4 的初始鼓曲位置离端板较远，局部鼓曲区域形成塑性铰，使构件在对应位置出现弯曲现象；而构件L-4 和L-HGM1-4 的初始鼓曲位置靠近端板，在整个加载过程未出现弯曲现象。
对于L-6、L-HGM1-6、L-HGM2-6和L-HGM3-6四个试件，在荷载达到极限承载力的93%～97%时，试件出现轻微弯曲。达到极限承载力后，荷载缓慢下降，试件弯曲逐渐增大；构件L-6 和LHGM1-6 在A1 面和F2 面靠近上端板处出现轻微的局部鼓曲。随着加载，鼓曲向其相邻A2 面和F1面扩展，其中构件L-6 当荷载下降到极限承载力的89%时，荷载出现拐点，随后进入荷载波动阶段，鼓曲明显增多，并形成鼓曲带，最终荷载进入缓慢下降阶段；构件L-HGM1-6 在荷载下降到极限承载力的99%时，承载力随着继续加载出现了轻微波动式上升，并超出其极限承载力，最终构件因弯曲变形过大而结束加载。相较之下，构件L-HGM2-6 和L-HGM3-6 出现的鼓曲现象并不明显。
各组试件破坏形态如图7、图8 所示。壁厚为4 mm 的四个试件以鼓曲破坏为主，壁厚为6 mm 的四个试件以弯曲变形为主。这是因为钢管壁厚的增加，抑制了局部鼓曲的产生，同时试件整体延性提高。壁厚相同的灌浆料试件破坏形态不尽相同，这是因为内部灌浆之后，难免存在不均质性和局部的脱空缺陷以及内部灌浆料的微膨胀性不同影响到钢管和灌浆料的界面粘结性能以及协同工作性能。
图7 t = 4 mm 构件的破坏形态
Fig.7 Failure modes of t = 4 mm specimens
图8 t= 6 mm 构件的破坏形态
Fig.8 Failure modes of t= 6 mm specimens
2.2 荷载-轴向位移曲线
图9为相同钢管壁厚下不同HGM 类型试件的荷载-轴向位移曲线，由图9、表1 可知：随着HGM强度和钢管厚度的增大，试件极限承载力明显增大；在纯钢管异形柱构件内灌HGM，对于4 mm 和6 mm 厚构件，极限承载力分别提高118%～170%、63%～92%，表明钢管中填充高强灌浆料可大幅提高其承载能力，且钢管壁厚越薄提升效果越显著。钢管中灌入HGM 可明显提高构件的初始刚度，且HGM 强度越高，构件初始刚度越大。钢管HGM 试件曲线的下降段普遍比纯钢管试件斜率大，钢管HGM 试件L-HGM1-4、L-HGM2-4 的延性系数μ分别比纯钢管试件L-4 低7.5% 和0.7%，LHGM2-6 比L-6 低10.8%，而L-HGM3-4 与LHGM3-6 试件的延性系数分别比L-4、L-6 提高了23.5%、50.3%，表明普通高强灌浆料HGM1、HGM2 会降低构件延性，而含有钢纤维的高强灌浆料HGM3 有效提高了试件延性，因为钢纤维抑制了灌浆料的压缩破碎。
图9 不同HGM 类型的荷载-轴向位移曲线
Fig.9 Load-axial displacement curves of speciments with different HGM types
图10为相同HGM 类型下不同钢管壁厚试件的荷载-轴向位移曲线，因不同厚度钢板的实测屈服强度有所不同，图中的对比结果仅能近似地反映钢板厚度变化对试件性能的影响。从图10 可知，钢管壁厚变化对构件初始刚度无明显影响；对于HGM 类型相同的试件，钢管壁厚从4 mm 增大到6 mm，试件承载力提高值均为1 400 kN 左右；钢管壁厚为6 mm 的试件荷载下降段比4 mm 的试件斜率小，这是因为壁厚增大板件宽厚比减小，局部稳定性提高，进而试件延性提高。纯钢管试件、HGM2 试件、HGM3 试件的延性系数μ 分别提高64.2%、47.6%、99.9%。
图10 不同钢管壁厚的荷载-轴向位移曲线
Fig.10 Load-axial displacement curves of specimens with different steel tube wall thicknesses
2.3 荷载-应变关系
如图11、图12 所示分别为典型的钢管壁厚为4 mm 与6 mm L 形方钢管HGM 组合异形柱荷载-应变曲线，可以发现试件各对称面的纵向应变与横向应变的变化基本一致；纵向应变值在达到屈服强度之前增长较为缓慢，且各面增长速率接近，达到屈服应变后增长速率变大，且各面的斜率差异变大。这是因为在弹性阶段内，整个试件受力较为均匀；到塑性阶段，构件发生弯曲且HGM产生裂缝甚至破碎，导致各面受力逐渐不均匀。大部分横向应变值在试件达到极限荷载甚至最终停止加载时，仍未达到屈服，说明在柱中截面处HGM 有效抑制了钢管鼓曲。
图11 试件L-HGM2-4 荷载-应变曲线
Fig.11 Load-strain curves of specimen L-HGM2-4
图12 试件L-HGM2-6 荷载-应变曲线
Fig.12 Load-strain curves of specimen L-HGM2-6
试件L-HGM2-4 各对称面的初始应变吻合较好，说明试件加载时无沿y 轴方向的偏心；从图11（e）中可看出在弹性阶段应变值S1＜S2＜S3≈S4，可能存在加载点向x+方向的偏心；达到极限荷载时应变值S1＞S2＞S4＞S3，且S3、S4 变小，即所受压力减小，说明试件有绕y 轴向x-方向弯曲的趋势；在荷载下降阶段，各应变值几乎无变化，说明试件的横向变形未增大，柱中位置未产生新的鼓曲。
对于试件L-HGM2-6，从图12（c）中可看出，S3、S6 的初始应变相差较大且S3＜S6，说明试件对中时，加载点有沿y+方向的偏移。图12（e）中加载初始阶段应变值S2＜S3＜S1＜S4，S2、S3 为拉应变转为压应变，也是加载点沿y+方向的偏心所导致；达到极限荷载时应变值S1＞S2＞S3＞S4，最大应变值与最小应变值的差值与L-HGM2-4 试件接近；到荷载下载阶段S1、S2 的应变值快速增加，S3、S4应变值减小，说明试件最终向x-、y+方向弯曲。
3 轴心受压极限承载力计算
目前已实施的有关钢管混凝土的规范和规程中对于钢管混凝土异形柱尚未有统一的设计计算方法，为后续研究L 形方钢管HGM 组合异形柱轴压承载力的计算方法，本文先研究国内外关于钢管混凝土组合柱的现行规范对L 形方钢管HGM 组合异形柱的适用性。具体参考规范如表4 所示，表中计算公式为根据构件实际情况，将规范公式化简后的算式，并以此对文中8 个试件与文献［14］中5 个试件的极限承载力进行计算。如表5、图13 所示为计算值Nu 与试验值Nue 的比值结果，计算时公式中所有的强度设计值与弹性模量均用实测值替代。其中GB 50936 与CECS 408 采用统一理论进行计算，仅能计算钢管混凝土构件的承载力，无法计算纯钢管构件，其他规范均采用叠加理论。CECS 825中针对L 形单板连接异形柱与L 形双板连接异形柱有不同的计算公式，因本文的试验构件截面形式与之均不同，故代入两种公式分别计算。CECS 159、CECS 825 双板与CECS 951 的计算公式对本文中的构件简化后完全一致，故仅列出CECS 825 双板的计算结果。
表4 本文参考规范
Table 4 Referenced specifications
注：Nu 为极限承载力；φ 为稳定系数；Asc、As、Ac 分别为构件总截面面积、钢管截面面积和混凝土截面面积；f、fy 为钢管的抗压强度设计值；fc、fc'为混凝土的抗压强度设计值与圆柱体抗压强度设计值，fc'=fc/0.8；B、C 为钢材和混凝土等级对套箍效应的影响系数；θ 为钢管混凝土构件的套箍系数；N0 为不考虑长细比的轴压承载力；Ncr 为弹性屈曲临界荷载；Es、Ec 分别为钢管和混凝土的弹性模量；Is、Ic 分别为钢管和混凝土的惯性矩；L 为柱子高度；C1为外包复合受压构件有效刚度的计算系数。
规范名称规范编号《钢管混凝土结构技术规范》［15］计算公式Nu=φAsc(1.212+Bθ+Cθ2) fc θ=GB 50936-2014 As f Ac fc B=0.131 f 213+0.723 C=-0.070《矩形钢管混凝土结构技术规程》［16］CECS 159：2004《特殊钢管混凝土构件设计规程》［17］fc 14.4+0.026 Nu=φ(As f+Ac fc)Nu=φAsc(1.212+Bθ+Cθ2) fc θ=0.742 CECS 408：2015 As f Ac fc B=0.176 f 213+0.974 C=-0.104《矩形钢管混凝土组合异形柱结构技术规程》［18］T/CECS 825：2021 fc 14.4+0.031单板 Nu=∑i=1 n φi (Asi fy+Aci fc)《隐式钢管混凝土结构技术规程》［19］T/CECS 951：2021双板 Nu=φ(As fy+Ac fc)Nu=φ(As f+Ac fc)当N0 N0 Ncr ≤2.25时，Nu=N0(0.658 Ncr)当N0 Ncr ＞2.25时，Nu=0.877Ncr N0=As f+0.85Ac f′c Ncr=π2(Es Is+C1Ec Ic)/(0.7L)2 C1=0.25+3 Specification for Structural Steel Buildings［20］AISC 360-16 As As+Ac≤0.7 Bridge design Part 6： Steel and composite construction［21］AS 5100.6：2017 Nu=φ(0.9As f+0.65Ac f′c)Eurocode 4： Design of composite steel and concrete structures Part 1-1： General rules and rules for buildings［22］EN 1994-1-1：2004 Nu=φ(As f+Ac f′c/1.5)
表5 承载力计算值与试验值比较
Table 5 Comparison of bearing capacity between specification predictions and test results
试件编号Nue/kN CECS 825 L-4 L-HGM1-4 L-HGM2-4 L-HGM3-4 L-6 L-HGM1-6 L-HGM2-6 L-HGM3-6 L-S-1［14］L-S-2［14］L-S-3［14］L-M-4［14］L-M-5［14］均值方差1 692.04 3 681.38 3 812.71 4 564.76 3 132.70 5 111.13 5 178.91 6 012.27 2 620 3 288 3 055 2 303 2 239 GB 50936 Nu/Nue-0.933 0.946 1.031-0.712 0.733 0.806 0.790 0.769 0.821 0.882 0.890 0.847 0.009 CECS 408 Nu/Nue-0.941 0.951 1.024-0.773 0.793 0.853 0.809 0.800 0.862 0.902 0.908 0.874 0.006 Nu单/Nue 1.033 0.848 0.851 0.877 0.911 0.769 0.779 0.779 0.788 0.806 0.896 0.855 0.782 0.844 0.005 Nu双/Nue 1.043 0.880 0.881 0.904 0.946 0.843 0.853 0.851 0.803 0.825 0.918 0.899 0.903 0.888 0.003 AISC 360 Nu/Nue 1.064 0.919 0.921 0.950 0.968 0.875 0.887 0.889 0.817 0.838 0.932 0.919 0.930 0.916 0.003 AS 5100.6 Nu/Nue 0.900 0.715 0.713 0.720 0.811 0.694 0.700 0.689 0.707 0.735 0.819 0.792 0.775 0.751 0.004 EN 1994 Nu/Nue 1.080 0.834 0.831 0.836 0.983 0.824 0.830 0.813 0.768 0.803 0.896 0.867 0.876 0.865 0.006
图13 承载力计算值与试验值结果对比
Fig.13 Comparison of bearing capacity between specification predictions and test results
从表5 可以发现：AISC 360 所得计算值与试验值最吻合，比值均值达0.916，方差仅为0.003，除试件L-4 外，其余计算结果均安全；采用统一理论的GB 50936 与CECS 408 计算结果离散程度最高，方差分别为0.009 与0.006；AS 5100.6 所得的计算值与试验值吻合度最低，均值仅0.751，安全储备最大，主要原因是在计算中分别对钢管和混凝土的承载力乘以0.9、0.65 的折减系数。
从图13 中可以看出壁厚为6 mm 的构件计算结果普遍低于壁厚为4 mm 的构件，但离散性较小；纯钢管试件的计算结果远大于钢管HGM 试件的计算结果，因为用叠加理论计算未考虑钢管约束效应对构件承载力的贡献，且6 mm 厚钢管的约束效应要强于4 mm，未被计算的约束效应越大，计算结果越差；对于钢管HGM 试件的计算结果，整体而言，HGM 的强度越高，计算结果越好，因为HGM 的强度越高，钢管对其约束效果越弱。
4 结论
通过对L 形方钢管高强灌浆料组合异形柱进行轴压试验和承载力计算，得到以下结论：
1）壁厚为4 mm 的试件以鼓曲破坏为主，壁厚为6 mm 的试件以弯曲变形为主，随着钢管壁厚从4 mm 增大到6 mm，局部稳定性提高，抑制了试件的局部鼓曲破坏，试件延性平均提高50%以上。
2）在纯钢管内加入高强灌浆料，壁厚为4 mm和6 mm 的构件承载力分别提升118%～170%与63%～92%，加入普通高强灌浆料HGM1、HGM2的试件延性比纯钢管试件低0.7%～10.8%，而加入含钢纤维的HGM3 试件延性比纯钢管试件高23.5 %～50.3%。
3）对于L 形方钢管高强灌浆料组合异形柱的轴压承载力计算，规范AISC 360 建议的钢管混凝土组合柱的轴心受压稳定承载力计算公式所得计算值最接近试验结果，可采用该公式进行L 形方钢管高强灌浆料组合异形柱的轴压承载力的计算。
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