随着桥梁建设向着深沟峡谷、复杂跨线、越江通道、远洋深海等场景发展，桥梁结构也向着高墩大跨、大尺度发展^[1]。对于高耸桥墩、缆索承重桥梁桥塔、超大跨拱桥拱肋这类大尺度受压结构，采用钢筋混凝土结构在混凝土收缩徐变、恒活载和温度作用的耦合影响下易产生开裂；采用钢结构由于要克服钢壁板受压稳定问题，需要设置大量加劲构造，用钢量大、构造复杂、制造难度大、一次性建养成本高^[2]；钢管混凝土组合结构综合集成上述两种结构的性能优势而被广泛应用，体现了较高承载力、较大刚度和较好的韧性和抗震性能^[3-5]。大尺度场景下，由于圆形截面尺寸受到大直径钢管制造的限制，钢管混凝土构件也进一步发展至方形、矩形或多边形的大尺寸箱形截面^[6]；这种在钢壁板围成的闭口箱形截面内填充混凝土构成组合截面协同受力的组合结构，被定义为钢箱混凝土结构^[2]，其相对传统钢管混凝土的典型特点是截面尺寸大、形状造型多样。比如，南京长江五桥的钢箱混凝土桥塔截面尺寸为5.6 m×7 m，灞河元朔大桥的钢箱混凝土桥塔截面尺寸达10 m×11 m，西班牙的Alamillo Bridge钢箱混凝土截面尺寸达8.7 m×11.9 m，在建的沱江特大桥桥塔底部钢箱混凝土最大断面尺寸高达8.5 m×20 m，截面尺寸不断突破。

与小尺寸钢管混凝土构件不同，大尺寸钢箱混凝土构件受制于经济性约束，通常截面含钢率α_s较低、约束效应系数ζ较小，钢板宽厚比D/T较大，呈现弱约束效应特征。文献[7]对比研究了国内外多本行业规范，提出了弱约束效应的内涵：α_s≤0.04、ξ≤0.6、D/T≥60。弱约束效应下，钢箱对核心混凝土的约束作用下降，钢箱可能过早局部鼓曲而与混凝土变形不协调，难以充分发挥组合结构的受力优势^[8-9]。此外，矩形钢箱混凝土的约束效应不如圆形或方形钢管混凝土显著，长短边约束效应不一、核心混凝土应力分布差异大、钢箱屈曲形态更为复杂、承载力计算方法尚未统一^[10-12]。为研究钢箱混凝土的弱约束效应，一些学者开展了矩形薄壁钢箱混凝土的试验研究，文献[13]开展了24个矩形薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验，约束效应系数ξ=0.5~1.3，研究发现此类结构具有较好的承载能力和延性，但轴压力学性能受约束效应系数的影响规律不明显，仍需进一步研究。文献[14]开展了4个矩形薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验，约束效应系数ξ=1.0~1.1，试验表明薄壁钢箱混凝土承载能力提升约25%，钢箱对混凝土的弱约束效应不容忽视。文献[15]对26个带肋薄壁方钢管短柱进行轴压试验，截面参数α_s=0.04~0.09、D/T=60~100，试验结果表明, 弱约束效应下的方钢管对混凝土的约束作用较弱，钢管过早屈服、下降段陡峭、后期延性较差，文献[16]在32个矩形薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验中也得出了类似结论。文献[17]开展了4个薄壁矩形钢管混凝土短柱轴压试验，约束效应系数ξ=1.4~1.8，研究表明虽然矩形钢管混凝土约束效应不及方钢管混凝土，但其弱约束效应仍不可忽略，文献[18]在9个矩形薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验中也得出了类似结论。

上述研究综合分析了截面含钢率、约束效应系数、钢板宽厚比等表征约束效应的参数对薄壁钢箱混凝土力学性能的影响，但这些约束效应参数范围仍在规范下限以上，对于截面含钢率、约束效应系数极小、钢板宽厚比极大的钢箱混凝土构件，研究成果还缺乏指导作用。而超小含钢率钢箱混凝土由于无需绑扎钢筋和安拆模板、钢材消耗少，对比普通钢筋混凝土有较强的竞争优势，具备较大的应用潜力。为探明弱约束效应薄壁钢箱混凝土的力学行为，本文首先开展了9个短柱轴压试验，弱约束效应参数设置：含钢率α_s=0.02~0.10、约束效应系数ξ=0.26~1.30、钢板宽厚比D/T=83~413，获得构件破坏模式、荷载-位移曲线、极限承载能力、组合强度、轴压刚度、截面应变分布等力学行为，并分析了薄壁钢箱对混凝土的约束作用、薄壁钢箱与混凝土的变形协调关系；其次，开展了6个相同含钢率的圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土短柱轴压试验，讨论了矩形薄壁钢箱混凝土与圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土的力学行为差异；最后，考虑薄壁钢箱对混凝土强度的提升贡献，建立了弱约束效应钢箱混凝土短柱轴压承载力计算方法。本文研究成果可为拓宽薄壁钢箱混凝土应用场景提供技术支撑。

钢箱混凝土构件尺寸根据某斜拉桥钢箱混凝土桥塔截面进行缩尺设计，缩尺比例为1∶ 50。根据不同含钢率设计3组钢箱混凝土构件，每组构件进行3次重复性试验，共计9个构件。含钢率分别设计为α_s=0.02(J2构件)、0.05(J5构件)、0.10(J10构件)，约束效应系数ξ=0.26~1.30，长边D/T=83~413，短边D/T=33~163。J2、J5构件含钢率、约束效应系数小于或接近《公路钢管混凝土拱桥设计规范》(JTG/T D65-06—2015)^[19]的下限值，钢板长宽比大于或接近规范中的上限；J10构件为正常约束效应对照组，其含钢率、约束效应系数、长宽比均处于规范界定范围。此外，为了对比矩形钢箱混凝土与圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土构件的轴压力学性能差异，以J5构件作为基准组，增设了3个圆形钢管混凝土构件(Y构件)和3个普通钢筋混凝土构件(P构件)。3种构件的截面面积、含钢率一致，截面形式见图 1，截面参数设计见表 1。N_ue为构件实测承载力，其中P-1构件未加强构件两端而出现两端破坏，影响对照组分析，不罗列测试数据；σ_sc为构件截面的实测等效应力，σ_sc=N_ue/A_sc，A_sc为全截面面积。为避免端部效应，构件高度均为1 m，为截面边长或直径的3~4倍。

Fig. 1

图 1 不同构件的截面形式 Fig. 1 Section forms of different components

表 1

表 1 构件参数 Tab. 1 Parameters of components 试件编号 截面尺寸 钢箱壁厚/mm αs ξ Nue/kN σsc/MPa J2-1 330 mm×130 mm 1.0 0.02 0.26 3 603 68.84 J2-2 330 mm×130 mm 1.0 0.02 0.26 2 950 68.76 J2-3 330 mm×130 mm 1.0 0.02 0.26 3 720 71.08 J5-1 330 mm×130 mm 2.0 0.05 0.60 3 500 81.59 J5-2 330 mm×130 mm 2.0 0.05 0.60 3 510 81.82 J5-3 330 mm×130 mm 2.0 0.05 0.60 3 540 82.52 J10-1 330 mm×130 mm 4.0 0.10 1.30 4 007 93.40 J10-3 330 mm×130 mm 4.0 0.10 1.30 4 114 95.90 J10-4 330 mm×130 mm 4.0 0.10 1.30 4 047 94.34 Y-1 ϕ233 mm 2.5 0.05 0.60 3 568 83.17 Y-2 ϕ233 mm 2.5 0.05 0.60 3 491 81.38 Y-3 ϕ233 mm 2.5 0.05 0.60 3 545 82.63 P-1 330 mm×130 mm 0.05 P-2 330 mm×130 mm 0.05 3 120 72.73 P-3 330 mm×130 mm 0.05 3 390 79.02

表 1 构件参数 Tab. 1 Parameters of components

钢箱制作时，在平钢板上相应位置焊接加劲肋，形成薄壁钢板加劲单元，再弯折钢板形成3条棱边连续的开口箱形截面并预留一道棱边对接缝，最后将对接缝焊接形成钢箱。钢管制作时，将平钢板卷制成圆并预留一道对接缝，焊接对接缝形成钢管。普通钢筋骨架制作时，按设计尺寸绑扎形成钢筋骨架，将钢筋骨架放入木模板并安装固定。制作完成的钢箱、钢管、钢筋骨架如图 2所示，根据试验需求预埋传感器后，从顶部连续灌入混凝土并磨平顶面后，封盖围焊顶部加载端板和端部加劲板后，即完成构件制作。普通钢筋混凝土拆模养护后，两端缠裹3层碳纤维布加强。

Fig. 2

图 2 构件制作 Fig. 2 Processing of components

试验混凝土的水灰比为0.378，砂与石子的质量配比为1∶ 1.224，中石与大石比例为3∶ 7；浇筑时坍落度为255 mm，扩展度为650 mm，扩展时间15 s。混凝土实测28 d立方体抗压强度f_c=52.8 MPa，28 d轴心抗压强度f′_c=43.2 MPa。钢箱、钢管的实测钢材屈服强度f_y=227.6 MPa，抗拉极限强度f_u=330.8 MPa。

轴压试验在2 000 t级微机控制电液伺服压剪试验机进行，加载方案和测点布置如图 3所示。正式加载前3次预加载以消除非弹性变形，预加载以5%N_ue一级加载至20%N_ue。正式加载分3个阶段进行：1)以10%N_ue一级加载至40%N_ue，每级持续时间2 min；2)以5%N_ue一级加载至70%N_ue，每级持续时间2 min；3)转为位移加载，以0.5 mm/min的加载速率加载至结构破坏，加载全过程中记录数据、拍照摄影留底。试验卸载准则：1)轴向压缩量达到试件高度的5%；2)钢箱(管)外表面出现爆裂或焊缝胀开；3)加载值下降至20%N_ue。三者出现其一时试验加载立即停止。

Fig. 3

图 3 加载方案与测点布设 Fig. 3 Loading scheme and measuring point layout

为研究截面应变分布规律，在J试件中间截面的加劲肋位置、两加劲肋间隔中点、4个角部区域、角部与加劲肋间隔中点布置横向和竖向钢应变片；在Y试件0°、90°、180°、270°正交布置横向、竖向钢应变片；在P试件边长中部和角部布置横向和竖向混凝土应变片。试件压缩变形采用两个拉线式位移计来测量，钢箱(管)面外鼓曲变形通过在构件中部截面、顶部截面架设弹杆式位移计来测量。此外，为测试轴压作用下的核心混凝土应变，在J试件、Y试件、P试件中部均设置1个混凝土埋入式应变计。

钢箱混凝土短柱最终破坏形态如图 4所示，加载过程中J2、J5构件由于含钢率小、宽厚比大，在30%N_ue~40%N_ue时钢板就开始局部鼓曲，钢箱屈服后混凝土也很快达到ε_cu=0.002极限压应变，压溃时呈脆性破坏、核心混凝土出现爆裂声，此后承载力骤降、下降段陡峭，钢箱鼓突继续增大；而正常含钢率构件J10在下降段才开始产生局部鼓曲，且极限状态混凝土压溃声音减弱、下降段放缓。可见，在弱约束效应下，构件延性随含钢率的减小而降低。此外，从钢箱鼓曲情况可看出，J2构件产生5~6个半波鼓曲，鼓曲数量密集但变形峰值小；J5构件产生3~4个半波鼓曲，鼓曲数量和变形峰值适中；J10构件产生1~2个半波鼓曲，鼓曲数量少但变形峰值大。说明弱约束效应下随着含钢率的降低，构件大部分区域出现局部鼓曲，钢箱对混凝土约束作用不足；而大含钢率构件仅局部鼓曲，其余部位仍能继续约束核心混凝土，抗变形能力更强。加载过程中，鼓曲均是先出现在长边，再是短边鼓曲贯通构件4条棱边，且长边鼓曲变形更大，说明短边约束效应优于长边。

Fig. 4

图 4 薄壁钢箱混凝土的破坏模式 Fig. 4 Failure mode of CFTSB

如图 5所示，圆形钢管混凝土构件最终为剪切破坏，加载过程中的破坏阶次为：40%N_ue时钢管轻微鼓曲，钢管屈服后混凝土很快达到ε_cu=0.002极限压应变，核心混凝土压溃时无爆裂声，下降段承载力缓慢、鼓曲继续增大、延性较好。小含钢率的圆形钢管混凝土钢管鼓曲数量和剪切变形角度与矩形钢箱混凝土相近。普通钢筋混凝土破坏阶次：80%N_ue时构件外表面出现纵向开裂，达到极限状态时一条斜裂缝发展为主裂缝，最后形成多条平行斜裂缝，混凝土被压溃，压溃时声音较小、承载力骤降，下降段保护层混凝土不断剥落，箍筋间的纵筋相继鼓出。

Fig. 5

图 5 不同结构破坏模式对比 Fig. 5 Comparison of failure mode of different structures

图 6为薄壁钢箱混凝土的荷载-压缩变形曲线，根据曲线特征点分为弹性段(OA段)、弹塑性段(AB段)、塑性强化段(BC段)、下降段(CE段)。OA段：荷载与位移呈线性增长，压缩变形增长缓慢，A点(75%N_ue) 为核心混凝土损伤开裂起点。AB段：核心混凝土在轴向荷载作用下裂缝不断开展，横向变形系数超过钢箱泊松比，其变形受到外部钢箱的约束，二者产生相互作用力，使混凝土由单轴受压转向三向受压；且随着纵向变形的增加，这种约束作用不断增加，接着在B点达到90%N_ue时钢材屈服。BC段: 钢箱持续约束核心混凝土，钢箱横向应变增长迅速，由于含钢率、约束效应系数较小，钢箱对混凝土的约束作用不足且约束持续时间短暂，塑性强化段很短，很快进入下降段; C点为承载力极限状态，J2、J5、J10试件的承载力分别为2 950、3 516、4 056 kN，极限承载力随含钢率的增加近似呈线性增长趋势。CE段：混凝土脆性压匮后，承载力在CD段急剧下降至20%N_ue，DE段荷载不变而变形急剧增大，仅剩钢箱截面的承载力、延性贡献。

Fig. 6

图 6 钢箱混凝土构件荷载-位移曲线 Fig. 6 Load-displacement curve of CFTSB

图 7展示了矩形钢箱混凝土、圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土的荷载-位移曲线，在截面面积和含钢率相同的情况下，钢箱混凝土承载力比普通钢筋混凝土提升约10%，但由于薄壁钢箱大面积鼓突后内部素混凝土起到主要承载作用，破坏模式类似素混凝土的脆性破坏。弱约束效应下，矩形钢箱混凝土和圆形钢管混凝土在下降段之前曲线规律相近、承载能力相当。二者区别在下降段：一是圆形截面的延性明显优于矩形截面；二是圆形截面在下降段还能继续约束核心混凝土，剩余承载力由钢管和部分混凝土共同组成，而矩形截面在下降段后期基本不再约束内部混凝土，剩余承载力仅剩钢箱截面面积的贡献。

Fig. 7

图 7 不同构件的荷载-位移曲线 Fig. 7 Load-displacement curve of different structures

借鉴钢管混凝土“统一理论”，引入钢箱混凝土截面的平均压应力作为其等效组合应力σ_sc=N/A_sc。图 8给出了钢箱混凝土构件的等效应力-应变曲线，将曲线峰值点的组合应力定义为截面的组合强度f_sc，J2、J5、J10构件的组合强度分别为68.8 MPa、81.6 MPa和93.4 MPa。如图 9所示，截面组合强度f_sc是混凝土28 d轴心抗压强度f′_c的1.5~2.1倍，且提高程度随约束效应系数ξ的增大而增加，可见钢箱对核心混凝土的弱约束效应不应被忽略。取等效应力-应变曲线弹性段的割线模量作为截面组合弹模E_sc(表征构件轴压刚度)，如图 10所示，E_sc随ξ的增大而近似线性增大，该试验结果补充了规范在极小含钢率下的查表范围。

Fig. 8

图 8 薄壁钢箱混凝土的等效应力-应变曲线 Fig. 8 Equivalent stress-strain curve of CFTSB

Fig. 9

图 9 组合强度与约束效应系数的关系 Fig. 9 Relationship between composite strength and confinement coefficient

Fig. 10

图 10 组合弹模与约束效应系数的关系 Fig. 10 Relationship between composite modulus of elastic and confinement coefficient

如图 11所示为矩形钢箱混凝土、圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土的等效应力-应变曲线，弱约束效应下，钢箱混凝土与圆形钢管混凝土的组合强度、轴压刚度基本一致。在截面面积和含钢率相同的情况下，钢箱混凝土比普通钢箱混凝土组合强度提升20.9%，组合弹模提升4.8%，表明在混凝土外设置薄壁钢箱，不仅可以简化普通钢筋混凝土的密集钢筋绑扎、大量模板安拆等工艺工序，而且还提高了构件强度和刚度。

Fig. 11

图 11 不同结构的等效应力-应变曲线 Fig. 11 Equivalent stress-strain curve of different structures

图 12为矩形薄壁钢箱混凝土(J5试件)长边中点、短边中点、核心混凝土在加载全过程中的应变演变规律，可以反映钢箱对混凝土约束状态、钢箱与混凝土变形协调关系, 其中，负值应变为竖向应变，正值应变为横向应变。根据曲线特征点划分为5个阶段。

Fig. 12

图 12 薄壁钢箱混凝土的荷载-应变曲线 Fig. 12 Load-strain curve of CFTSB

OA段：由于钢材比混凝土泊松比更大，钢箱与混凝土单独受力，二者竖向应变曲线基本重合；由于钢箱长边、短边与混凝土还未产生约束效应，长短边的应变曲线也基本重合。A点(40%N_ue)为钢箱局部鼓曲起点。

AB段：钢箱鼓曲后与混凝土部分脱离，钢箱竖向、横向应变不再增长，但混凝土竖向应变发展加快，二者开始出现变形不协调现象，核心混凝土起主要承载贡献；混凝土在荷载作用下内部微裂纹萌生并发展，B点(75%N_ue)为混凝土表面开裂时刻。

BC段：混凝土开裂后竖向应变增长加快，混凝土横向变形系数超过钢箱泊松比，钢箱开始约束核心混凝土，钢箱横向应变开始缓慢增长；短边横向应变比长边增长更快，表明短边约束效应比长边更强；C点(90%N_ue)钢箱竖向应变开始屈服。

CD段：混凝土裂缝发展较多，截面应力部分转移给钢箱，钢箱竖向应变突然增大；混凝土横向变形继续增长，钢箱持续约束核心混凝土而横向应变骤增；钢箱横向应变屈服后，核心混凝土很快达到极限压应变，由于薄壁钢箱约束效应不足，极限状态后立即进入下降段。

DE段：混凝土压溃后承载力突降，仅剩钢箱承载。

作为对比，图 13给出了圆形钢管混凝土4个象限点和核心混凝土的荷载-应变曲线，与矩形钢箱混凝土的差异表现在：1)变形协同行为不同, 圆形钢管混凝土在弹性、弹塑性段，核心混凝土与钢管竖向应变增长规律始终同步，钢管与混凝土变形协调性比矩形截面更好；2)截面应变分布不同, 圆形截面4个象限点和核心混凝土的应变差异较小，应变分布比矩形截面更均匀；3)约束效应持久性不同, 钢管横向应变在AB段、BC段、CD段、DE段始终缓慢增长，表明钢管约束核心混凝土的历程较长，而矩形钢箱混凝土只在BC段、CD段对核心混凝土有短暂的约束效应；4)极限状态瞬间的力学行为不同, 矩形截面由于薄壁钢箱约束效应较弱，达极限状态后马上进入下降段。而圆形钢管混凝土达到极限状态后荷载轻微下降2%~5%并伴有短暂平台段，可能原因为：极限状态时内部混凝土裂缝发展较多，有效承压面积瞬时减少，荷载微微下降2%~5%；下降后混凝土横向变形立即受到钢管有效约束而进入平台段，钢管横向应变骤增，钢管横向应变屈服后，缓慢进入下降段。

Fig. 13

图 13 圆形钢管混凝土的荷载-应变曲线 Fig. 13 Load-strain curve of circular CFST

图 14为矩形钢箱混凝土、圆形钢管混凝土构件达到极限状态时的实测竖向应变分布。从J2、J5、J10构件的截面应变分布情况来看，矩形截面应变分布不均匀，呈现明显的区域分布特征。核心混凝土竖向应变明显大于钢箱表面应变，说明极限状态时混凝土起主要承载作用。而圆形钢管混凝土全截面应变分布均匀，钢管与混凝土受力协同。此外，钢箱4个角部及6个PBL加劲肋处应变值较大，为“强约束”区域；而角部与加劲肋之间、加劲肋与加劲肋之间为“浅约束”区域；应变从“强约束”区向“浅约束”区顺势过渡，呈现“核心混凝土应变＞角部应变>加劲肋处应应变>浅约束区应变”的分布规律。

Fig. 14

图 14 截面纵向应变分布(10-6) Fig. 14 Longitudinal strain distribution(10-6)

《矩形钢管混凝土结构技术规程》(CECS 159:2018)^[20]不考虑矩形钢管混凝土的约束效应，认为其承载能力为钢材和混凝土的简单叠加。从试验结果可见，薄壁钢箱对核心混凝土强度有一定的提升作用，若完全忽略此约束效应，保守设计思想可能引发材料浪费。《战时军港抢修早强型组合结构设计规程》(GJB 4142—2000)提出了考虑约束效应的方钢管混凝土承载力计算公式。文献[16-17]考虑薄壁钢箱对混凝土的约束效应，引入混凝土强度提高系数建立了相关计算公式。但这些公式基本上是针对约束效应系数ξ＞1.0而建立的，对含钢率、约束效应系数极低的薄壁钢箱混凝土适应性不足。

为此，本文借鉴钢管混凝土“统一理论”，建立了考虑弱约束效应的钢箱混凝土短柱轴压承载力短柱计算公式，本公式适用条件为ξ≤1.5。将钢箱混凝土视为一种组合材料，用截面的整体几何特性(全截面面积A_sc和抵抗矩I_sc等)和截面组合性能指标(组合抗压强度f_sc、组合弹模E_sc等)来计算构件承载力，不再区分钢箱和混凝土。该方法考虑了钢箱约束效应对混凝土的抗压强度提升，并且公式简单、使用方便。所提计算公式为

其中: ξ为考虑加劲肋贡献的截面约束效应系数，f′_c为28 d混凝土轴心抗压强度。

为验证所提计算方法的可靠性，以文献[13]和文献[14]开展的薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验为例，采用本文公式获得理论承载力N_u，并与试验实测值N_ue进行误差分析。文献[13]约束效应系数设计为ξ=0.49~1.58，文献[14]约束效应系数设计为ξ=1.04~1.12。如表 2所示，对于文献[13]中的24个构件，N_u/N_ue的平均值为1.06, 平均误差为6%；如表 3所示，对于文献[14]中的4个构件，N_u/N_ue的平均值为1.03, 平均误差为3%，表明本文计算方法与试验结果吻合较好，计算精度可靠，可为薄壁钢箱混凝土结构设计提供有益指导。

表 2

表 2 理论值与文献[13]试验值对比 Tab. 2 Comparison of theoretical values with experimental values in literature[13] 构件编号 b×h×t ξ Asc/mm2 fsc/MPa Nu/kN Nue/kN Nu/Nue rc1 100 mm×100 mm×2.86 mm 0.72 10 000 79.50 795 780 1.02 rc2 120 mm×120 mm×2.86 mm 0.58 14 400 75.85 1 092 1 021 1.07 rc3 110 mm×100 mm×2.86 mm 0.68 11 000 78.55 864 852 1.01 rc4 150 mm×135 mm×2.86 mm 0.49 20 250 72.72 1 473 1 380 1.07 rc5 90 mm×70 mm×2.86 mm 0.94 6 300 84.30 531 565 0.94 rc6 100 mm×75 mm×2.86 mm 0.85 7 500 82.64 620 656 0.94 rc7 120 mm×90 mm×2.86 mm 0.69 10 800 78.92 852 780 1.09 rc8 140 mm×105 mm×2.86 mm 0.58 14 700 75.85 1 115 1 065 1.05 rc9 150 mm×115 mm×2.86 mm 0.53 17 250 74.31 1 282 1 235 1.04 rc10 160 mm×120 mm×7.60 mm 1.58 19 200 88.10 1 692 1 795 0.94 rc11 130 mm×85 mm×2.86 mm 0.69 11 050 78.93 872 790 1.10 rc12 140 mm×80 mm×2.86 mm 0.70 11 200 79.13 886 810 1.09

表 2 理论值与文献[13]试验值对比 Tab. 2 Comparison of theoretical values with experimental values in literature[13]

表 3

表 3 理论值与文献[14]试验值对比 Tab. 3 Comparison of theoretical values with experimental values in literature[14] 构件编号 b×h×t ξ Asc/mm2 fsc/MPa Nu/kN Nue/kN Nu/Nue HSR12 100 mm×120 mm×3.8 mm 1.12 12 000 87.87 1 055 1 075 0.98 HSR14 100 mm×140 mm×3.8 mm 1.04 14 000 86.97 1 217 1 157 1.05

表 3 理论值与文献[14]试验值对比 Tab. 3 Comparison of theoretical values with experimental values in literature[14]

开展了9个薄壁钢箱混凝土短柱轴压试验和6个圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土短柱对照组试验，获得了构件破坏模式、荷载-位移曲线、极限承载能力、组合强度、轴压刚度、截面应变分布等力学行为。与圆形钢管混凝土、普通钢筋混凝土构件进行对比分析，系统阐明了薄壁钢箱对混凝土的弱约束效应、薄壁钢箱与混凝土的变形协调关系。最后，根据“统一理论”，考虑弱约束效应的钢箱混凝土短柱轴压承载力短柱计算公式。主要研究结论如下：

1) 薄壁钢箱混凝土极限承载力和轴压刚度随含钢率、约束效应系数的增大而增大，随钢板宽厚比的增大而减小；弱约束效应下，薄壁钢箱在30%N_ue~ 40%N_ue时就开始局部鼓曲，此后钢箱与混凝土出现变形不协调现象，混凝土达到极限状态时破坏瞬间为脆性压溃，截面有效承压面积减小、下降段陡峭、承载力下降迅速，但后期依靠钢箱维持承载而延性较好。

2) 薄壁钢箱混凝土截面约束效应区域分布特性明显，短边约束效应优于长边；核心混凝土应变比钢箱表面更大，混凝土起主要承载贡献；核心混凝土区域、截面角部、PBL加劲肋处应变值较大，为“强约束”区域；而角部与加劲肋之间、加劲肋与加劲肋之间为“浅约束”区域。

3) 在极小含钢率情况下，矩形薄壁钢箱混凝土和圆形钢管混凝土在弹性、弹塑性阶段的力学行为相似、极限承载力和轴压刚度相近，但圆形截面呈延性破坏，圆形钢管对核心混凝土的约束效应更强且约束持续历程更长；薄壁钢箱混凝土比普通钢筋混凝土承载能力提升约15%、轴压刚度提升约5%，且施工无需绑扎钢筋和安拆模板，在结构方案设计时具备竞争优势与潜力。

4) 根据“统一理论”，考虑弱约束效应的钢箱混凝土短柱轴压承载力短柱计算公式，经验证该方法计算精度可靠，可为薄壁钢箱混凝土结构设计提供有益指导。