內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的抗彎性能

王先鐵，龐亞紅，高歡，韓軍科，朱彬榮，謝川東

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055；2.中國電力科學研究院有限公司，北京 100085)

格構式鋼骨鋼管混凝土構件是指在鋼管混凝土柱中埋入鋼骨(角鋼)，鋼骨之間用綴板連接，并在鋼管內壁焊接縱向加勁肋的一種新型組合構件。與傳統鋼管混凝土構件相比，鋼骨和縱向加勁肋可增強鋼材對核心混凝土的約束，從而提高構件的強度和剛度，減小外鋼管的厚度；混凝土可防止鋼骨與加勁肋的局部屈曲。與內配工字鋼、交叉工字鋼等鋼管混凝土構件相比，格構式鋼骨離截面中和軸較遠，可增大受彎構件的截面模量，改善截面的力學性能，在同等約束條件下可減少鋼材用量。目前，學者們對內配縱向加勁肋、工字鋼、鋼骨等鋼管混凝土構件的力學性能開展了一系列研究。Kitada[1]對鋼管壁焊接縱向加勁肋的鋼管混凝土構件進行了試驗研究，結果表明，在鋼管壁焊接縱向加勁肋能改善鋼管的穩定性，延緩鋼管的局部屈曲，增強鋼材對核心混凝土的約束作用，從而提高構件的承載能力。Zhu等[2]對26個鋼骨方鋼管高強混凝土柱進行了軸心受壓試驗，結果表明，鋼管混凝土構件內配鋼骨能改變構件的破壞模式和屈服后的性能。Chen等[3]對內配角鋼的鋼管混凝土柱進行了軸拉試驗，結果表明，配有鋼筋或角鋼的鋼管混凝土柱彈性剛度提升較為明顯，承載力提升有限。Elchalakani等[4]、Kennedy[5]對矩形、方形、圓形鋼管混凝土構件進行了純彎試驗，結果表明，鋼管與混凝土能協同工作，并且鋼管內填充混凝土可提高構件的強度和延性。Chang等[6]采用有限元方法對鋼骨鋼管混凝土柱的力學性能和破壞機理進行了對比分析，結果表明，鋼骨鋼管混凝土柱比普通鋼管混凝土柱具有更高的承載力和剛度。何益斌等[7]對2個鋼管混凝土構件、11個鋼骨鋼管混凝土構件進行了偏心受壓試驗，結果表明，內置鋼骨可有效提高鋼骨鋼管混凝土構件的偏壓極限承載力。王博等[8]采用統一強度理論對軸心受壓鋼骨組合L形鋼管混凝土短柱的核心混凝土、型鋼鋼骨在三向受壓應力狀態下的極限承載力進行了分析。劉曉等[9]對配有工字形鋼骨的鋼管高強混凝土構件進行了抗彎試驗，主要研究參數為配骨指標和鋼骨加載方向(強軸和弱軸)，結果表明，極限彎矩隨配骨指標的增加呈非線性增長。徐菲等[10]對4組格構式鋼骨鋼管混凝土柱進行了軸壓試驗，結果表明，鋼骨鋼管混凝土柱的受力過程均經歷彈性階段、屈服階段和破壞階段，鋼骨能與鋼管、混凝土共同工作，協同變形。查曉雄等[11]對內配鋼筋、圓鋼管及工字鋼的鋼管混凝土構件進行了純彎試驗，并給出承載力計算公式，結果表明，內配加勁件的鋼管混凝土構件在純彎作用下具有較好的延性。

綜上所述，學者們對內配縱向加勁肋、工字鋼、鋼骨等鋼管混凝土構件的受壓、受彎性能開展了一些研究，但對具有良好力學性能的格構式鋼骨鋼管混凝土組合構件缺乏充分的試驗和理論研究。筆者對外鋼管帶縱向加勁肋、同時內配格構式鋼骨的鋼管混凝土構件的受彎性能開展研究，探究該類構件在純彎荷載作用下的受力性能、破壞模式，明確其受力機理，并采用相關規范對試驗試件的抗彎承載力和剛度進行計算，將計算結果與試驗結果進行對比。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗設計了4組共8個試件，每組2個試件完全相同，試件長度為3 000 mm，試驗主要變化參數為試件鋼管是否配有縱向加勁肋或試件是否內配格構式鋼骨。試件編號分別為CW-1-1～CW-4-2。其中，CW-1為普通鋼管混凝土試件，CW-2為鋼管設置縱向加勁肋的試件，CW-3為內配格構式鋼骨的試件，CW-4為鋼管設置縱向加勁肋、同時內配格構式鋼骨的試件。為了對比內配格構式鋼骨鋼管混凝土試件在不同方向的抗彎性能，加載時，每組的1號試件使內配格構式鋼骨的實軸通過加載平面，2號試件使內配格構式鋼骨的虛軸通過加載平面，即每組的2號試件均相對1號試件旋轉45°放置。試件主要參數如表1所示，試件整體構造圖和截面形式如圖1、圖2所示。

表1 試件參數

圖1 試件整體示意圖

圖2 截面示意圖

1.2 材料力學性能

鋼管和角鋼強度等級分別為Q345B和Q235B，按照《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試驗制備》(GB/T 2975—2018)[12]的要求分別在不同強度的鋼板上沿縱向切割標準試樣，每組3個，按《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[13]進行鋼材拉伸試驗，鋼材材性試驗結果如表2所示。

表2 鋼材材性試驗結果

混凝土強度等級為C50。按照《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081—2019)[14]的相關要求進行試樣制作和養護，28 d后測得混凝土軸心抗壓強度fcu為53.5 MPa，彈性模量Ec為3.53×104MPa。

1.3 加載裝置與測量方案

試驗在500 t電液伺服壓力試驗機上進行，試驗裝置如圖3所示，采用三分點加載方式。為模擬簡支邊界條件，制作了兩個帶有一定寬度的弧形支座，如圖3所示，左側支座只允許試件發生繞垂直于加載面方向的轉動，右側支座只允許試件發生軸向位移和繞垂直于加載面方向的轉動。

圖3 試驗裝置

測點布置如圖4所示。在試件跨中截面間隔布置縱向和環向應變片，在純彎段四分點處間隔布置環向應變片，以測量試件純彎段各截面的縱向和環向應變。在試件支座、加載點、跨中位置布置位移計，以測量試件的豎向位移。

圖4 測點布置Fig.4 Arrangement of measurement

為了檢查試驗裝置、測試儀器是否正常工作，先預加載2次，第1次加載至承載力設計值的60%，再卸載到0%，如此再反復一次。第3次加載采用分級加載，彈性范圍內荷載級差為5 kN，持荷2 min后，再施加下一級荷載；當荷載達到約60%預估極限荷載后，慢速連續加載；跨中最大撓度δm超過L/50(L為試件長度)后，采用δm控制加載至破壞。

2 試驗結果

2.1 試驗現象及破壞模式

各組試件試驗現象和破壞形態基本一致，如圖5所示。加載初期試件均無明顯變化，隨著荷載的增加，試件輕微彎曲，荷載進一步增加，試件跨中撓度不斷增大，兩端向上翹起，彎曲逐漸明顯；同時，由于在加載點卡槽處應力集中，內部混凝土局部壓碎，鋼管在加載點處輕微鼓曲。整個加載過程中，試件均表現出優異的延性和變形能力；由于混凝土對鋼管壁的支撐作用，各試件純彎段鋼管均未出現局部鼓曲，圖6為試件CW-4-2在加載過程中撓度沿試件長度的變化情況。由圖6可知，試驗過程中，內配格構式鋼骨鋼管混凝土試件的撓曲線基本呈對稱的正弦半波曲線。

圖5 試件破壞形態

圖6 試件CW-4-2撓度曲線Fig.6 Deflection curves of CW-4-2

試驗結束后，割開部分試件的外鋼管，觀察試件受拉區、受壓區內部混凝土的破壞情況，如圖7所示。由圖7(a)可以看出，試件CW-3-1受壓區混凝土出現縱向裂縫，表明試件破壞時受壓區混凝土在壓應力作用下被劈裂，裂縫沿長度方向發展，但寬度方向較小。對比不同組試件受拉區混凝土裂縫的開展情況可知：與配有格構式鋼骨的試件CW-3相比，僅設有縱向加勁肋的試件CW-2受拉區裂縫間距更小，分布更為密集；試件CW-3與同時設有縱向加勁肋和格構式鋼骨的試件CW-4裂縫開展情況相似。由此可知，試件內設格構式鋼骨能有效減少受拉區混凝土裂縫的產生，其原因為格構式鋼骨增強了試件的整體性，對混凝土的約束作用更強，在受力過程中可為受拉區混凝土分擔更多的拉力，從而延緩受拉區混凝土裂縫的產生和發展。

圖7 混凝土開裂情況

2.2 彎矩-跨中撓度曲線

各組試件的彎矩-跨中撓度曲線如圖8所示。加載時，CW-1組試件放置方式相同，因此兩個試件的彎矩-跨中撓度曲線基本重合；CW-2、CW-3、CW-4組試件第2個試件均相對第1個試件旋轉45°放置，當中和軸位于形心軸時，上述兩種不同放置方式的試件截面慣性矩相同。加載過程中受彎試件受拉區混凝土抗拉能力較差，實際中和軸位置高于形心軸，導致二者在受力過程中截面慣性矩和抗彎剛度有所不同，故每組兩個試件的剛度和極限承載力并不完全一致，但相差不大。

圖8 彎矩-跨中撓度曲線Fig.8 Momentmid-span-deflection

由圖8可知，該曲線均包括彈性階段、彈塑性階段以及塑性強化階段。加載初期，試件處于彈性階段，彎矩與跨中撓度呈線性增加；隨著荷載的增大，試件進入彈塑性階段，曲線斜率變小，剛度下降明顯，此時，隨著跨中撓度的增加，彎矩增長幅度減小；隨后試件進入塑性強化階段，跨中撓度快速發展，彎矩增長速度進一步減緩。

試件在試驗過程中荷載下降時，極限抗彎承載力取最大荷載對應的彎矩值；當試件延性較好、在試驗過程中荷載未出現下降時，極限抗彎承載力取鋼管受拉區最外邊緣應變達到10 000×10-6時所對應的彎矩值[15]。各試件的極限抗彎承載力如表3所示。由表3可知，與內部無任何加勁的試件CW-1相比，內配縱向加勁肋試件CW-2截面含鋼率提高了0.3%，極限承載力提高了5.4%；內配格構式鋼骨試件CW-3截面含鋼率提高了0.6%，極限承載力提高了11.3%；內部同時設置縱向加勁肋和格構式鋼骨試件CW-4截面含鋼率提高了0.9%，極限承載力提高了16.4%。內配縱向加勁肋或格構式鋼骨均會提高試件的抗彎承載力，與試件CW-1相比，試件CW-3截面含鋼率提升百分比為試件CW-2的2倍，但試件CW-3承載力提升百分比為試件CW-2的2.2倍。因此，格構式鋼骨對試件抗彎承載力的提升更明顯。

表3 試件極限抗彎承載力

2.3 應變分析

1)平截面驗證

圖9為各試件彎矩為100～600 kN·m時跨中截面縱向應變分布情況。由圖9可知，各試件中和軸高度隨荷載的增加沿截面逐漸上升，各級荷載下應變-截面高度曲線基本呈直線，即加載過程中純彎段跨中截面的應變沿截面高度呈線性變化，應變發展符合平截面假定。

圖9 各試件跨中截面縱向應變分布Fig.9 Longitudinal strain distribution of specimen

2)應變發展

試件跨中截面縱向應變發展情況基本一致，如圖10所示。加載初期，鋼管處于彈性階段，應變呈線性增長，受拉區應變發展速度大于受壓區，受拉區首先進入屈服；隨著受拉區鋼管的屈服，試件由彈性階段進入彈塑性階段，剛度逐漸下降；隨后受壓區鋼管進入屈服，試件進入塑性強化階段，應變發展加快，試件承載力仍持續增長，但增長速度減慢；加載結束時，所有縱向測點應變均達到屈服應變。

對比各試件應變發展情況可知，所有試件受拉區鋼管屈服時所對應的彎矩接近，均為300 kN·m左右，各試件應變發展的主要差別在于受壓區鋼管屈服時所對應的彎矩。相比于未加勁試件CW-1和帶縱向加勁肋試件CW-2，內配格構式鋼骨試件CW-3、CW-4的受壓區鋼管屈服明顯延遲。

2.4 抗彎剛度

根據受彎試件跨中截面處曲率與跨中截面最大受拉側和最大受壓側的應變關系，得到受彎試件跨中截面處曲率φ的計算公式[16]。

(1)

式中：εH3、εH1分別為試件跨中截面下部受拉側和上部受壓側的縱向應變；D為鋼管直徑。

由式(1)計算得到試件跨中截面的彎矩-曲率曲線，如圖11所示。由圖11可知，各試件的彎矩-曲率曲線包括3個階段：彈性階段，試件截面中和軸與截面形心軸基本重合，鋼材處于彈性階段；彈塑性階段，隨著荷載增加，中和軸向上部受壓區移動，試件下部受拉區擴大，受拉區鋼管屈服；塑性強化階段，隨著荷載的進一步增大，受壓區鋼管屈服，受拉區鋼管進入強化階段，此時試件曲率快速增加，彎矩持續增長，但增長速度減慢。各試件在加載過程中均表現出優異的延性和變形能力。

圖11 彎矩-曲率曲線Fig.11 Bending moment-curvature

以試件受彎極限承載力試驗值的0.2倍所對應的割線剛度作為初始抗彎剛度K0，以受彎極限承載力試驗值的0.6倍所對應的割線剛度作為使用階段的抗彎剛度Ku[15]。各試件不同階段的抗彎剛度如表4所示，由表4可知：與內部無任何加勁措施的試件CW-1相比，內配縱向加勁肋試件CW-2的初始抗彎剛度提高了5.2%，使用階段抗彎剛度提高了5.5%；內配格構式鋼骨試件CW-3的初始抗彎剛度提高了11%，使用階段抗彎剛度提高了9.6%；同時設置縱向加勁肋和格構式鋼骨的試件CW-4初始抗彎剛度提高了14.9%，使用階段抗彎剛度提高了14.4%。

表4 試件抗彎剛度

3 非線性有限元分析

3.1 材料本構模型

采用有限元軟件ABAQUS對試件進行數值模擬。鋼材采用五折線模型，受壓與受拉的應力-應變關系相同[17]。混凝土材料采用損傷塑性模型[18]，泊松比為0.2，膨脹角為30°，雙軸受壓強度與單軸受壓強度之比為1.16，屈服常數為0.666 7。

3.2 有限元模型

縱向加勁肋、鋼骨、混凝土及鋼管均選用8節點減縮積分實體單元(C3D8R)。鋼管和混凝土之間的相互作用采用接觸模擬，法向為硬接觸，切向為罰摩擦，摩擦系數取0.60[19]。在試件底部距左右兩側150 mm處設置鉸接，一側約束試件沿X、Y、Z方向的平動和繞Y、Z軸的轉動，另一側約束試件沿X、Y方向的平動和繞Y、Z軸的轉動，在試件Z軸方向三分點處施加沿Y軸負方向的豎向位移荷載，試件有限元模型如圖12所示。

圖12 有限元模型

3.3 有限元模擬結果與試驗結果對比

有限元與試驗破壞形態、荷載-位移曲線對比如圖13、圖14所示。由圖可知，二者破壞形態基本一致，有限元與試驗彎矩-位移曲線吻合較好，二者承載力接近，初始剛度略有差異，其原因為有限元分析中加載方式和邊界條件均為理想狀態，而試驗過程中存在接觸間隙和加載誤差等導致試驗初始剛度略低于有限元模擬結果。總體上，有限元分析能較好地反映試件的受力過程。

圖13 有限元模擬與試驗破壞形態對比Fig.13 Comparison of failure mode between FEM and

圖14 有限元模擬與試驗彎矩-位移曲線對比Fig.14 Comparison of bending moment-displacement curves between FEM and

3.4 應力發展過程

Mises準則是用于判斷材料是否屈服的應力準則，該準則一般用于判斷延性較好的材料，因此，在有限元模擬內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件時，鋼管、加勁肋和格構式鋼骨的應力狀態由Mises應力反映。對于脆性材料，一般采用第一強度理論，認為材料破壞的主要原因是最大拉應力達到允許應力，因此，在有限元模擬內配格構式鋼骨鋼管構件時，混凝土的應力狀態由其沿軸線方向的應力(即S33)反映。

圖15為外鋼管設置縱向加勁肋、同時內配格構式鋼骨試件CW-4的應力發展過程。加載初期，試件處于彈性階段，鋼管與混凝土共同工作，隨著荷載的增加，受拉區外側混凝土開裂并不斷向上延伸，試件中和軸上移，下部鋼管承受較大的拉力；當受拉區鋼管跨中進入屈服時(圖15(a))，試件進入彈塑性階段，鋼管塑性區逐漸擴展，受拉區鋼骨開始屈服(圖15(b))，此時受壓區外側混凝土達到抗壓強度(圖15(c))；隨著荷載的繼續增加，受壓區最外側鋼管也逐漸屈服(圖15(d))，受壓區鋼骨應力增大(圖

圖15 試件應力發展過程Fig.15 Stress development process of

15(e))，混凝土塑性區由外向內擴展(圖15(f))，試件進入塑性強化階段，荷載增長速度明顯減緩。隨著純彎段鋼管大面積屈服(圖15(g))、鋼骨受壓屈服(圖15(h))、大部分混凝土達到抗壓強度(圖15(i))。加載過程中試件中和軸不斷上升，由直線變為曲線(圖15(j))。

4 參數分析

為全面了解內配格構式鋼骨鋼管混凝土受彎構件的力學性能，以試驗試件為基本模型，采用有限元方法分析鋼管徑厚比、鋼骨肢件間距、鋼骨尺寸、鋼骨及混凝土強度對內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件受彎性能的影響。

4.1 鋼管徑厚比

圖16為外鋼管徑厚比分別為80、67、57的內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的彎矩-位移曲線。由圖可知：各構件均表現出良好的延性；隨著外鋼管徑厚比減小，構件承載力顯著增大，其原因為：鋼管混凝土構件受彎時，由于混凝土抗拉能力差，受拉區混凝土很快出現裂縫退出工作，試件中和軸不斷上升，混凝土受壓區面積減小，鋼管是承受彎曲荷載的主要受力部件。因此，外鋼管徑厚比減小，構件含鋼率提高，其承載力明顯增大。

圖16 不同鋼管徑厚比構件的彎矩-位移曲線Fig.16 Bending moment-displacement curves of members with different diameter-thickness ratios of steel

4.2 鋼骨尺寸

圖17 不同鋼骨尺寸構件的彎矩-位移曲線Fig.17 Bending moment-displacement curves of members with different steel-reinforced

4.3 鋼骨肢件間距

圖18為鋼骨肢件間距分別為160、180、200、220、240 mm的內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的彎矩-位移曲線。由圖可知，隨著鋼骨肢件間距增大，內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的承載力略有提升。其主要原因為隨著鋼骨間距的增大，自身抗彎抵抗矩越大，則鋼骨本身抗彎強度越大，但對于整個截面，鋼骨所承擔的荷載較小，其主要作用是約束核心混凝土，延緩構件在受力過程中中和軸的上移，因此，在一定范圍內改變其肢件間距，對構件的抗彎承載力影響較小。

圖18 不同鋼骨肢件間距構件的彎矩-位移曲線Fig.18 Bending moment-displacement curves of members with different steel limb spacing of

4.4 鋼骨強度等級

圖19為鋼骨強度等級分別為Q235、Q345、Q420的內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的彎矩-位移曲線。由圖可知，隨著鋼骨強度的提高，構件的抗彎承載力僅有小幅提升。這是由于雖然格構式鋼骨強度提高，但鋼骨在受彎過程中并未屈服，且對整個構件截面來說，格構式鋼骨的總用鋼量相對較少，因此，改變鋼骨強度對構件受彎性能影響較小。

圖19 不同鋼骨強度構件的彎矩-位移曲線Fig.19 Bending moment-displacement curves of members with different steel-reinforced

4.5 混凝土強度等級

圖20為混凝土強度等級分別為C30、C45、C60的內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件的彎矩-位移曲線。由圖20可知，隨著混凝土強度等級的提高，構件抗彎承載力略有增長。混凝土強度等級對構件抗彎承載力影響較小，這是由于構件受彎時參與受壓的混凝土較少，混凝土的主要作用是支撐鋼管，防止其受彎屈曲。

圖20 不同混凝土強度構件的彎矩-位移曲線Fig.20 Bending moment-displacement curves of members with different concrete

5 承載力與剛度計算

5.1 承載力計算

對于內配格構式鋼骨及縱向加勁肋的鋼管混凝土構件，《特殊鋼管混凝土構件設計規程》(CECS 408:2015)[20]規定其抗彎承載力Mu1為素鋼管混凝土構件與格構式鋼骨(及縱向加勁肋)的抗彎承載力之和。

Mu1=M01+Mb

(2)

式中：M01為素混凝土抗彎承載力；Mb為格構式鋼骨抗彎承載力。

規范計算值Mu1與試驗值Mu對比如表5所示。對于普通鋼管混凝土試件，規范計算值與試驗值吻合較好；但對于帶加勁件的試件，計算結果偏于保守，特別是對CW-4試件，其偏差接近12%。分析其原因，該公式僅為內配件抗彎承載力與鋼管混凝土抗彎承載力的簡單疊加，未考慮到兩者的相互作用能提高試件的整體抗彎承載力。

表5 抗彎承載力計算值與試驗值對比

5.2 剛度計算

《特殊鋼管混凝土構件設計規程》(CECS 408：2015)、美國規范AISC 360-16[21]和歐洲規范EC 4[22]中內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件抗彎剛度的計算公式分別為式(3)～式(5)。

EI=EsoIso+EcIc+EsiIsi

(3)

EI=EsoIso+C3EcIc+EsiIsi

(4)

EI=EsoIso+0.6EcIc+EsiIsi

(5)

將試驗所得初始抗彎剛度K0和使用階段抗彎剛度Ku分別與《特殊鋼管混凝土構件設計規程》(CECS 408：2015)、美國規范AISC 360-16和歐洲規范EC 4公式計算值進行對比，如表6所示。

表6 抗彎剛度計算值與試驗值對比

由于混凝土抗拉性能較差，構件受拉區混凝土在加載初期即出現開裂，導致截面中和軸上移，參與受壓的混凝土面積減小，所以對于構件整體抗彎剛度的貢獻較低，在對構件剛度進行計算時，應對混凝土剛度進行相應折減。由式(3)～式(5)可知，各規范對于內配格構式鋼骨鋼管混凝土構件抗彎剛度的計算均為鋼管、核心混凝土、格構式鋼骨抗彎剛度的疊加，3種規范的主要區別在于核心混凝土對構件抗彎剛度的貢獻大小，《特殊鋼管混凝土構件設計規程》(CECS 408：2015)未對核心混凝土剛度進行折減，美國規范AISC 360-16和歐洲規范EC 4規范對核心混凝土抗彎剛度折減的方式類似，只是折減系數不同。從計算結果對比可知，采用美國AISC 360-16規范、歐洲規范EC 4得到的抗彎剛度計算值與試驗值最接近，對于普通鋼管混凝土構件的剛度計算結果大于試驗結果，對于內配加勁件(縱向加勁肋、格構式鋼骨)的鋼管混凝土構件，剛度計算結果略小于試驗結果，偏于安全。采用《特殊鋼管混凝土構件設計規程》(CECS 408:2015)的剛度計算值明顯大于試驗值。

6 結論

對4組不同內部加勁形式的鋼管混凝土試件進行受彎試驗，通過有限元數值模擬和理論分析，得出以下結論：

1)與內部無任何加勁措施的試件相比，縱向加勁肋使試件截面含鋼率增大了0.3%，承載力提升了5.4%；格構式鋼骨使試件截面含鋼率增大了0.6%，承載力提升了11.3%；同時設置縱向加勁肋和格構式鋼骨使試件截面含鋼率增大了0.9%，承載力提升了16.4%。

2)受拉區鋼管屈服是試件從彈性階段進入彈塑性階段的轉折點，受壓區鋼管屈服后，試件逐漸從彈塑性階段進入塑性強化階段。

3)鋼管徑厚比、鋼骨尺寸及鋼骨強度對構件抗彎性能影響較大，而混凝土強度、鋼骨肢件間距對其抗彎性能影響較小。

4)中國規范對于格構式鋼骨鋼管混凝土構件承載力的計算偏于保守。采用美國和歐洲規范計算的構件剛度值與試驗值接近，采用中國規范計算的構件剛度值明顯大于試驗值。