钢管混凝土构件凭借承载力高、变形能力好、施工方便等优点被广泛应用于超高层和空间大跨等结构。这种结构优良的受力性能是建立在钢管与内部混凝土彼此形成有效约束基础上的。为了保证这种约束，对于钢管径厚比（宽厚比）限值，《钢管混凝土结构技术规范》（GB50936—2014）做出了相关规定。较大的壁厚，意味着钢材用量增大，承载力也较高，导致传统钢管混凝土在竖向荷载较小的中低层结构中，经济性较差，不利于其在该类建筑中的推广应用。于是，学者提出了薄壁钢管混凝土，大幅度减少钢管壁厚，获得了较好的经济性能。但薄壁钢管混凝土易发生局部屈曲，同时，导致钢管对核心混凝土的约束作用大幅度降低，进入破坏阶段后，构件承载力及刚度退化较快，严重的还将发生脆性破坏，这对于结构安全十分不利。

为提高薄壁钢管混凝土的局部抗屈曲性能，增强变形能力，调和“薄壁化”与“性能退化”两者矛盾，国内外众多学者提出了带约束的薄壁钢管混凝土组合构件，并对其受力性能、破坏机理等进行了相关研究。圆钢管混凝土约束形式主要包括约束套管、角部隅撑、加劲肋等；方钢管混凝土约束主要为加劲肋、角部隅撑及对穿拉杆等措施^[1-2]。Clotilda等^[3]针对加劲肋薄壁钢管混凝土短柱极限承载能力进行试验研究，结果表明，焊接加劲肋可增强薄壁钢管混凝土短柱的粘结强度和轴压承载力。Jones等^[4]研究了设置内环板的钢管混凝土柱弯曲和剪切性能，发现设置内环板使钢管混凝土的强度有所提高，尤其对抗剪强度作用更加明显。Hamidian等^[5]对螺旋钢筋钢管混凝土构件受力性能进行了分析，重点研究了屈曲后性能，表明螺旋钢筋对构件延性改善明显。Ding等^[6]对钢筋加劲钢管混凝土柱轴压性能进行试验及有限元模拟，考虑了宽厚比、混凝土强度和加劲肋等参数的影响。蔡健等^[7]对设置拉杆的方形截面混凝土柱进行了研究，结果表明，约束拉杆可有效延迟钢管的局部屈曲，提高构件的承载力与变形能力，其约束效果受到拉杆强度、间距等影响。刘永健等^[8]研究了开孔钢板加劲型方钢管混凝土轴压短柱的承载力及破坏模式，发现开孔加劲肋可有效提高钢管壁的稳定性。Yang等^[9]对设置对拉片及角部隅撑的钢管混凝土柱进行了试验研究，结果表明，角部隅撑及对拉片能够推迟钢管的局部屈曲，提高构件的延性，其中角部隅撑效果更好。左志亮等^[10]进行了带约束拉杆的T型钢管混凝土轴压试验，研究了不同拉杆间距、直径、钢板厚度下对试件破坏形式、承载力等影响规律。Yoshiaki等^[11]对薄壁加筋矩形钢管混凝土柱滞回性能进行有限元分析，考虑循环荷载下局部屈曲的影响。查晓雄等^[12]提出了屈强系数的概念，考虑了不同参数变化对构件局部屈曲性能的影响。朱江等^[13]对圆环箍筋、井字形和米字形3种不同形式拉筋的圆钢管混凝土短柱轴压性能进行了试验研究，结果表明，井字形拉筋约束效果较好，试件承载力与变形能力最为突出。童栋华等^[14]对多级加载下圆钢管混凝土短柱轴压受力性能变化进行了试验分析，发现多级加载下早龄期圆钢管混凝土柱徐变较为明显，而对龄期28 d后构件承载力影响较小。Han等^[15]对钢管混凝土叠合柱轴压力学性能进行研究，利用数值模型分析了混凝土与钢管之间的相互作用以及箍筋对整个构件受力性能的影响规律，并提出了承载力简化计算公式。陈志华等^[16]对内置螺旋箍筋加劲方钢管混凝土柱的力学性能进行了试验研究，结果表明螺旋箍筋可有效提高钢管混凝土的承载力，且箍筋间距越小承载力提高越明显。

国内外学者提出的多种约束形式对于提升薄壁钢管混凝土构件轴心受压性能有较好的作用，但对于水平荷载作用，传统约束提供的抗剪刚度较小，薄壁钢管混凝土地震作用下，变形能力差的问题依然突出。因此，作者结合“螺栓箍筋”与“竖向加劲肋”的优点，提出了一种“螺旋加劲肋”约束形式。加劲肋沿钢管螺旋分布，刚度分布均匀，可较好约束薄壁钢管局部变形；同时，螺旋肋水平方向可提供较大的约束刚度，以提高构件整体的抗剪承载力与变形能力。针对该新型薄壁钢管混凝土组合柱进行轴心受压试验，得到破坏模式、极限承载力、变形能力、应变分布等，并在试验的基础上，进行了承载力计算分析。研究结果可为该新型组合构件的工程应用提供技术支持。

1 试验概况 1.1 试件设计

试验共设计制作6根不同约束形式的薄壁钢管混凝土柱，试件截面形式如图1所示，构件设计参数见表1。试验钢管及加劲肋选用Q235级钢材，螺旋肋成型过程首先在钢板上进行放样，按圆弧进行切割后，整体拉伸成型，最后焊接于钢管上。钢材材料性能见表2。为保证加载过程中钢管和混凝土能够同时受力，根据截面尺寸在构件的端部加焊端板；为方便浇筑混凝土端板中心开孔D=160 mm，端板下部开引线槽一道，宽10 mm，深8 mm。

钢管内填C30自密实混凝土，采用32.5级硅酸盐水泥，粗骨料为连续级配碎石，粒径5～10 mm，细骨料为中细砂，拌和用水为自来水，外加剂为聚羧酸高性能减水剂，配合比和材料性能见表3和4。

1.2 试验测试及加载方案

试验采用位移计与应变片测定试件变形与应变情况，试件顶端布置2个位移计测量纵向变形，试件中部布置1个位移计测量水平位移。在距离试件顶部及底部200 cm处各布置纵向应变片2个，试件中部布置纵向及横向应变片各1个，试件背面对应位置相同布置，具体见图2、3。

加载装置为5 000 kN长柱压力试验机。首先将试件放置于压力机上，采用激光投线仪将试件中点与试验机上的下压板中点对中，上下端板铺有细沙。加载方式为荷载和位移相结合的分级加载，试验开始前进行预加载20 kN，以检查测试仪表工作状态，消除间隙等缺陷的影响。正式加载方案如下：首先采用荷载控制，加载速率为1 kN/s，当混凝土开裂明显或钢管出现屈曲后，改为位移控制，加载速率为0.3 mm/min；当试件的竖向位移达到屈服位移的2～3倍，或荷载下降至0.85倍极限荷载时，停止加载。

2 试验过程及现象

试件Z0为1.5 mm厚普通薄壁钢管混凝土柱，如图4所示。在加载初期，构件未出现明显变化，当荷载增加至1 200 kN时，距试件顶部80 mm处出现局部微小鼓曲，见图4（a），同时伴随有“噼啪”声，达到极限荷载前，试件未见明显变化；当荷载增加至1 687.4 kN时，距试件顶端50 mm及300 mm处出现明显鼓曲，鼓曲波纹长度约1/2试件周长，如图4（b）所示。为观察内部混凝土破坏形态，试验结束后将钢管切开，从图4（c）可看出，在距柱顶300 mm处混凝土已明显压碎，整个截面发生破坏，普通薄壁钢管混凝土破坏形式为局部钢管屈曲、外鼓，核心混凝土全截面破碎。

Z1为普通直肋钢管混凝土柱，如图5所示。在加载初期未出现显著变化，当荷载为1 400 kN时，试件端部出现轻微鼓曲；加载至1 700 kN时，距试件顶部250及400 mm处出现轻微鼓曲，如图5（a）、（b）所示；加载至2 010 kN时，距试件顶端约400 mm处出现明显鼓曲，并在竖向加劲肋两侧形成波纹，同时伴随着钢管外油漆开裂声，随荷载继续增大，钢管鼓曲持续增加，直至破坏。切开钢管后发现，鼓曲部位混凝土被压碎，破坏面大致呈45°，见图5（c）。但是，由于加劲肋的存在，混凝土未发生全截面破坏。带肋与普通薄壁钢管混凝土柱破坏形式有所不同，钢管发生鼓曲，内部混凝土破坏面为斜向45°。由于加劲肋的阻隔作用，未发生整截面破坏情况。

Z2为开孔直肋钢管混凝土柱，如图6所示。

加载初期至峰值荷载未见明显变化；当加载至峰值荷载为1 915 kN时，试件顶部三角形加劲肋部位出现局部鼓曲；承载力开始降低，当达到1 800 kN时，试件中部偏上100 mm处鼓曲并出现波纹，波纹长度约为1/4钢管周长；当荷载下降至1 700 kN时，距离试件底部150 mm附近钢管鼓曲，随着加载继续，试件鼓曲更加明显，如图6（a）、（b）所示。切开钢管后发现，钢管鼓曲部位混凝土均压碎外鼓，柱中下部位出现典型的斜裂缝，长度达到一半钢管长度，如图6（c）、（d）所示。开孔直肋薄壁钢管混凝土柱整体性较好，屈曲出现较晚，破坏形式与普通直肋试件相类似，但混凝土破坏截面更长，表明开孔后的加劲肋与混凝土嵌固作用明显，更有利于应力传递。

Z3为内螺旋肋钢管混凝土柱，如图7所示。加载初期无明显变化；加载至1 600 kN时，距试件顶端60 mm处出现鼓曲并逐渐形成波纹，随荷载增加鼓曲逐渐增大，此后加载过程中无新的屈曲显现产生，加载至1 800 kN时，试件中部加劲肋两侧钢板轻微鼓曲，随位移增加，鼓曲沿加劲肋向试件两端发展并呈螺旋状分布，同时伴有油漆开裂声；加载结束后，试件破坏形态如“麻花状”，柱身鼓曲轻微且分布均匀，如图7（a）、（b）所示。切开钢管发现，除试件两端部分混凝土压碎外，其余混凝土沿螺旋加劲肋均匀鼓曲，柱中上部沿螺旋肋方向混凝土出现多条裂缝，混凝土破坏均分布在相邻螺旋加劲肋中间，如图7（c）、（d）所示。内螺旋肋钢管混凝土较前面试件破坏形式差异较大，钢管沿加劲肋之间发生大面积鼓曲，核心混凝土也沿肋之间发生破坏，螺旋肋的分割、加强作用较为明显。

Z4为2.0 mm厚普通薄壁钢管混凝土柱，如图8所示。加载初期，试件无明显变化，当荷载增加至1 800 kN时，钢管中上部出现轻微鼓曲（图8（a））；荷载增加至2 700 kN时，距试件顶部50 mm处出现环状鼓曲（图8（b））；随着加载继续，鼓曲进一步发展直至试件破坏（图8（c））；破坏形式如试件Z0，不再赘述。

Z5为外螺旋肋钢管混凝土柱，如图9所示。

加载初期，试件无明显变化；加载至839 kN时，距试件顶部300 mm处，外包混凝土出现微小斜裂缝；随加载继续，外包混凝土裂缝沿螺旋肋方向不断扩展（图9（a）、（b））；加载至1 270 kN时，试件中部螺旋肋部位出现裂缝并伴随混凝土的脱落（图9（c））；当加载至极限荷载的85%左右时，外包混凝土上部相邻的螺旋裂缝之间出现纵向裂缝，其中柱顶纵向裂缝宽度达3 mm；加载至极限荷载附近时，纵向裂缝由柱上部往中、下部开展，外包混凝土逐渐被压碎脱落；最终，试件破坏。剥开外包混凝土后发现，钢管顶板及中部出现小范围的局部鼓屈，如图9（d）所示。外螺旋肋钢管混凝土柱的破坏形式为外部混凝土沿加劲肋之间开裂，脱落；核心钢管发生较小的局部屈曲。试验表明：单独的外螺旋肋难于对混凝土形成有效约束，螺旋肋变形反而加速了混凝土开裂与脱落，导致外部混凝土难以与核心构件协同工作。

Z6为钢筋–螺旋肋钢管混凝土柱，如图10所示。试验初期，无明显变化；加载至1 500 kN时，试件中部外包混凝土出现一条纵向微裂缝（图10（a））；加载至2 700 kN时，裂缝进一步发展，由柱中贯通至柱顶；当加载至极限荷载时，柱中部出现密集的竖向裂缝，其宽度不断增加；当荷载增加至3 300 kN时，裂缝进一步发展并加深，出现2条贯通柱身的纵向裂缝，宽度约4 mm，同时伴随着混凝土外鼓；当试验结束时，柱中部混凝土脱落，钢筋鼓曲外露，破坏情况见图10（b）。剥开外包混凝土发现，混凝土脱落部位钢筋破坏严重，钢管发生轻微变形（图10（c））。钢筋–螺旋肋钢管混凝土柱破坏模式与试件Z5差别较大，混凝土发生外鼓破坏，未出现两肋之间的连续开裂，钢筋发生弯曲，而核心钢管未发生显著的变形。试验表明：螺旋肋除了约束内部钢管，减少局部屈曲，还可与钢筋联合作用，对外部混凝土形成“块状”分割约束，延缓了混凝土开裂及裂缝发展速度。总体来看，螺旋肋–钢筋约束可保证外部混凝土与核心钢管混凝土较好地协同工作，内部钢管受到核心混凝土与螺旋肋的双重约束作用，抗屈曲性能提升明显。

3 试验结果分析 3.1 荷载–位移曲线

图11为Z0～Z3试件荷载–位移曲线对比。由图11可发现：直肋与开孔直肋钢管混凝土刚度比普通钢管与螺旋肋钢管混凝土初始刚度大，同时，其承载能力也更高；直肋与开孔直肋试件比普通钢管混凝土极限承载力分别提高19%和14%。螺旋肋对于竖向承载力贡献不大，仅比普通钢管混凝土提高7%左右。从变形能力上看，直肋、开孔直肋以及螺旋加劲肋均可改善薄壁钢管混凝土的变形能力；其中开孔直肋以及螺旋加劲肋效果最为显著。加劲肋开孔后，与混凝土贯通粘结；竖向荷载作用下，钢管外鼓，内部混凝土对钢管形成一定的拉结作用，延缓其横向变形，进而提高其变形能力。螺旋加劲肋利用其刚度，对钢管横向形成一定的约束作用，也达到减小横向变形，提高构件整体变形能力的目的。总的来看，螺旋加劲肋对于竖向荷载作用下构件整体强度与刚度直接贡献不大，主要是对钢管的横向变形产生约束作用，进而提高构件整体的受力性能。

图12为Z4～Z6试件荷载–位移曲线对比。

从图12可见：普通钢管混凝土初始刚度较大，而外螺旋钢管混凝土柱刚度相应较小。从承载力角度分析，外螺旋钢管混凝土柱的承载力最低，仅为普通钢管混凝土柱的75%左右；峰值荷载过后，基本呈两阶段破坏。外部混凝土破坏阶段，仅依靠螺旋肋难以对外部混凝土形成有效约束；同时，螺旋肋的挤压作用导致裂缝沿螺旋肋快速发展，并与核心钢管混凝土脱离，构件刚度与强度快速损失。核心钢管混凝土工作阶段，外部混凝土退出工作后，荷载由核心钢管混凝土承担，由于螺旋肋与钢管的约束作用，构件变形能力得以恢复。总体来看，外螺旋钢管混凝土柱，由于外部混凝土裂缝发展较快，难以与核心构件协同工作，受力性能相对较差。

针对上述情况，试验在螺旋肋外部增设了4根纵向钢筋，以达到对外部混凝土形成有效约束的目的。从试验结果来看，钢筋–螺旋肋钢管混凝土柱承载力大幅度提升，变形能力显著改善，比普通构件承载能力提高了22.5%，变形能力提高20%左右。螺旋肋与钢筋联合作用，对外部混凝土形成“块状”分割，延缓了混凝土开裂；受螺旋肋挤压形成的裂缝，由于钢筋的阻隔作用，仅能局部发展。外部混凝土与核心钢管混凝土较好的协同工作能力，保证了构件整体的刚度与强度。螺旋加劲肋对核心钢管与外部混凝土均起到较强的约束作用，通过螺旋肋，两者变形也保持了协调；组合柱各部分互相约束、协同工作，构件受力性能得到明显改善。

表5为各试件的荷载与位移特征值。设置直肋后，与普通薄壁钢管混凝土相比，构件屈服荷载提升27%，屈服位移大致相同，极限承载力提升19%，破坏位移提升13%。直肋开孔后，构件屈服荷载提升31%，屈服位移提高19%，极限承载力提升14%，极限荷载位移大致相当。内螺旋肋试件，屈服荷载提高14%，极限荷载提升7%，屈服位移提高25%，破坏位移提升90%。

图13为各试件关键性能参数变化对比。由图13可见，试件2（开孔直肋）的变形能力、安全储备较好；试件3（内螺旋肋）在变形能力、承载力裕度方面相对较好；试件6（螺旋肋–钢筋）在承载力裕度、变形能力和安全储备方面均较好，综合性能最为突出。

总体来看，竖向加劲肋刚度较大，对构件承载力提高效果明显，变形能力一般；加劲肋开孔后，虽承载力产生一定损失，但可对钢管横向变形产生较大的拉结作用，进而提高构件的变形能力。螺旋加劲肋对竖向强度直接作用不显著，主要通过约束钢管横向变形而发挥作用，对构件变形能力有明显提升，可预期对组合柱抗水平荷载作用效果较好。对于外包混凝土形式，单一螺旋肋难以形成有效约束，导致外部混凝土严重破坏，过早退出工作。螺旋肋–钢筋约束效果较好，可保证外部混凝土与核心构件变形协调，组合柱各部分互为支撑，协同工作，构件整体受力性能较好；与此同时，由于外部混凝土的防护作用，内部钢管抗火与耐久性也得到明显改善，大大降低了后期维护成本

3.2 荷载–应变曲线

图14为各试件钢管横向与纵向荷载–应变曲线。由图14（a）、（b）、（c）、（d）可见：加载初期基本呈线性变化，随荷载继续增加，Z0、Z1、Z2试件钢管纵向与横向应变的差距逐渐增大；与其他试件钢管相比，Z3试件钢管在达到极限承载力之前，纵向和横向应变差距相对较小；Z0、Z1和Z2试件钢管的荷载–应变曲线变化规律较为接近，试件屈服后，有明显的下降区间；Z3试件钢管应变值相对较小，且变化较为平缓；螺旋加劲肋可有效限制钢管横向变形，试件变形更加协调。由图14（e）、（f）、（g）可见：弹性阶段呈线性变化，进入弹塑性阶段后，Z5试件钢管竖向应变变化较小，承载力发生突降，内部钢管在此阶段，难以参与受力，随着外部混凝土退出工作，核心钢管开始承担荷载，应变持续增大；相比Z4和Z5，Z6试件钢管的横、纵向应变相对较小，且变化较为平缓，钢筋与外螺旋肋联合约束下，核心钢管的受力性能得到提升，这与宏观试验情况基本一致。

图15为钢管与加劲肋荷载–应变对比曲线。由图15可见：弹性阶段，Z1钢管和加劲肋应变趋势基本一致，加劲肋与钢管共同受力，随着荷载增加，钢管与加劲肋的变形不再协调，发生“开叉”情况；试件Z2的直肋开孔后，钢管与加劲肋的荷载–应变曲线“开叉”较晚，加劲肋开孔后与混凝土结合更强，对钢管横向变形，有一定拉结作用，二者变形协调阶段更长；与Z1、Z2相比，Z3的试件应变更加协调，各阶段的应变规律十分接近，表明在整个受力过程中，螺旋肋可与钢管较好地协同工作。总体来看，从构件各部分协同工作角度出发，直肋效果最差，开孔直肋在构件屈服前，共同工作较好。螺旋加劲肋在受力全过程，均可与钢管协同工作。

3.3 横向变形系数

通过荷载与横向变形系数 $U $ （ $ U = \left| {{\varepsilon _{\rm{h}}}/{\varepsilon _{\rm{v}}}} \right|$ ，其中， $ \varepsilon_{\rm{h}}$ 和 $\varepsilon_{\rm{v}} $ 分别为钢管中部横向应变和纵向应变）分析试件在轴向荷载作用下的受力状态。图16（a）为直径260 mm的试件横向变形系数曲线。由图16（a）可看出，试件Z3、Z2、Z1、Z0的总体横向变形系数逐渐增大，螺旋肋试件横向变形系数最小，能够有效限制试件的横向变形，约束效果最好。图16（b）为直径360 mm的试件横向变形系数曲线。由图16（b）可见，试件Z6、Z5、Z4的横向变形系数逐渐增大，螺旋肋可较好限制钢管横向变形，当钢筋与螺旋肋联合作用后，约束效果得到进一步加强。

4 破坏模式与承载力分析 4.1 破坏模式

对内螺旋肋及钢筋–外螺旋肋钢管混凝土柱工作机制及破坏模式进行分析。加劲肋沿钢管内壁螺旋分布，内部混凝土受到螺旋肋的阻隔作用，“滑移问题”得到克服，加劲肋呈一定角度，对钢管横、纵向起到一定的约束作用；竖向荷载作用下，螺旋肋受压变形，两个加劲肋之间的混凝土受压发生破坏。当混凝土发生破坏，相应位置钢管失去混凝土的支撑作用，进而发生屈曲。因此，内螺旋肋钢管混凝土破坏位置发生在加劲肋之间，由于螺旋肋为连续约束，屈曲也呈连续发展，如图17（a）所示。

钢筋–外螺旋肋钢管混凝土各部分协同工作机制如下：钢筋–螺旋肋对外部混凝土形成块状分割，竖向荷载作用下，混凝土发生环向变形；由于钢筋的阻挡作用，两者发生挤压，最终钢筋发生弯曲破坏；混凝土受到螺旋肋与钢筋的“块状”约束，裂缝发展得到限制，不再发生螺旋开裂，如图17（b）所示。一方面，螺旋加劲肋与钢筋联合作用约束外部混凝土；另一方面，其限制内部钢管变形，起到了传递荷载与变形的作用。总体来看，钢筋–外螺旋肋钢管混凝土受力较为合理，外部混凝土可与核心构件协同工作，钢管同时受到螺旋肋与内部混凝土的双重约束，抗屈曲性能得到较大提升，受力性能得到明显改善。

4.2 承载力计算

通过研究发现钢筋–外螺旋肋钢管混凝土柱受力性能较好，针对其承载力进行计算。在钢筋–螺旋肋钢管混凝土协同工作机理的基础上，根据叠加理论，对其承载力进行分析。该构件承载力主要由4部分构成：外部混凝土承载力N₁、竖向钢筋承载力N₂、螺旋肋钢管承载力N₃及核心混凝土承载力N₄。外部混凝土承载力主要由该部分截面面积和抗压强度决定，由于外部混凝土未受到钢管的约束作用，强度没有增大，且在受力过程中，受到一定的螺旋肋挤压作用，需引入折减系数，根据试验情况得到，具体计算公式如下：

${N_1} = {\alpha _1} \times {A_{{\rm{c}}1}} \times {f_{{\rm{ck}}1}}$

(1)

式中：α₁为外部混凝土折减系数，根据试验情况取0.75； ${A_{{\rm{c}}1}}$ 为外部混凝土截面积； ${f_{{\rm{ck}}1}}$ 为外部混凝土轴心抗压强度标准值。竖向钢筋承载力主要由其截面大小和强度决定，计算公式如下：

${N_2} = {A_{{\rm{s}}1}} \times {f_{{\rm{y}}1}}$

(2)

式中， ${A_{{\rm{s}}1}}$ 为钢筋截面积， ${f_{{\rm{y}}1}}$ 为钢筋屈服强度。

螺旋肋钢管承载力计算时在钢管截面积和强度的基础上，考虑了钢管径厚比过大而引起的承载力损失 $\;\beta $ 、螺旋肋约束效应引起的钢管承载力增强系数 ${\delta _1}$ ，计算公式如下：

$ {N}_{3}=\beta \times {A}_{{\rm{s}}2}\times {f}_{{\rm{y}}2}(1+{\delta }_{1})$

(3)

式中： $\;\beta $ 为考虑D/t的钢管强度折减系数，根据《架空输电线路杆跨结构设计技术规定》（DL/T5154）计算得到 $ \;\beta =0.75+\dfrac{6\;025}{(D/t){f}_{{\rm{y}}2}}$ ； ${A_{{\rm{s}}2}}$ 为钢管面积； ${f_{{\rm{y}}2}}$ 为钢管屈服强度； ${\delta _1}$ 为考虑螺旋肋约束引起的钢管承载力增强系数，其主要受到螺旋肋的宽厚比（b/t）、螺距（L/D）和螺旋肋数量（n）的影响，通过试验，得到其计算公式为 $ {\delta _1} = 0.01 b/t + 0.02 L/D + 0.05 n$ ，其中，b为螺旋肋宽度，t为螺旋肋厚度，L为螺旋肋螺距，D为钢管直径，n为螺旋肋肢数。

核心混凝土承载力计算时，加在其面积与抗压强度的基础上，考虑螺旋肋钢管对核心混凝土的约束作用，引入增强系数δ₂，计算公式如下：

$ {N}_{4}={A}_{{\rm{c}}2}\times {f}_{{\rm{ck}}2}(1+{\delta }_{2})$

(4)

式中： ${A_{{\rm{c}}2}}$ 为核心混凝土面积； ${f_{{\rm{ck}}2}}$ 为核心混凝土轴心抗压强度标准值； ${\delta _2}$ 为螺旋肋钢管对核心混凝土增强系数，根据钢管与混凝土强度比值得到：

$ {\delta }_{2}=\frac{\beta \times {A}_{{\rm{s}}2}\times {f}_{{\rm{y}}2}(1+{\delta }_{1})}{{A}_{{\rm{c}}2}\times {f}_{{\rm{ck}}2}}$

(5)

该组合柱极限承载力计算公式为：

$ \begin{aligned}[b]{N}_{\rm{u}}=&{\alpha }_{1}\times {A}_{{\rm{c}}1}\times {f}_{{\rm{ck}}1}+{A}_{{\rm{s}}1}\times {f}_{{\rm{y}}1}+\beta \times {A}_{{\rm{s}}2}\times f{}_{{\rm{s}}2}\times \\ & (1+{\delta }_{1})+{A}_{{\rm{c}}2}\times {f}_{{\rm{ck}}2}(1+{\delta }_{2})\end{aligned}$

(6)

按上述公式和材性试验结果，对–钢筋–螺旋肋钢管混凝土柱极限受压承载力进行计算，得到承载力为3 511 kN，试验结果为3 551 kN，两者较为接近，误差大约为1.1%。在此基础上，对该组合柱的承载力设计值进行计算，根据工程经验，引入安全系数0.7，计算公式如下：

${N_{\rm{k}}} = 0.7{N_{\rm{u}}}$

(7)

根据材性实验测得混凝土和钢材强度：混凝土强度f_c=17.29 MPa，钢管钢材强度f =233 MPa，钢筋强度f =415.78 MPa，代入式（6）中，计算得到该组合柱承载力设计值为1885 kN；根据《混凝土结构设计规范》和《钢结构设计规范》中C30混凝土强度f_c =14.3 MPa，Q235钢材强度f =215 MPa，HRB335钢材强度f =300 MPa，代入式（7），得到统一的承载力设计值为1 482 kN。试验测得该组合柱的屈服荷载为2 070 kN，实测承载力较计算值高28.4%左右，安全裕度较高。

5 结　论

通过对不同约束形式的薄壁钢管混凝土组合柱轴压试验研究，主要得到以下结论：

1）普通、直肋和开孔直肋薄壁钢管混凝土柱破坏模式大致一致，钢管发生局部鼓曲，内部混凝土压溃，破坏较为集中。内螺旋肋钢管混凝土柱破坏模式为钢管沿两加劲肋之间螺旋屈曲，混凝土也呈螺旋压溃形式，屈曲沿试件高度均匀发生，变形更加协调。

2）直肋、开孔直肋与螺旋肋均能在一定程度上改善薄壁钢管混凝土柱的轴压受力性能，但其作用机理差异较大。直肋与开孔直肋可提供较大的竖向刚度，极限承载力比普通构件提高15%以上；而螺旋肋对于竖向刚度贡献不大，承载力仅提高7%，主要依靠限制钢管环向变形提供约束，对构件变形能力提升较明显。

3）外螺旋钢管混凝土柱破坏模式为外部混凝土沿螺旋肋开裂，并脱落，外部混凝土难以与核心构件协同工作，力学性能较低。当增设钢筋后，外部混凝土受到螺旋肋与钢筋联合约束，抗裂性能大幅度提升，与核心构件协同工作良好；钢管受到混凝土与螺旋肋双重约束，屈曲较为轻微，破坏模式较为合理。

4）钢筋–螺旋肋钢管混凝土叠合柱受力性能较好，与普通钢管混凝土相比，承载力提高22.5%，变形能力提高20%；内部钢管受到外部混凝土保护，可大大降低防火及耐腐蚀等后期维护费用。

5）在钢筋–螺旋肋钢管混凝土柱协同工作机制的基础上，提出了该新型组合构件轴心受压极限承载力计算方法，计算结果与试验值吻合较好，设计承载力安全裕度较高。