2.4 大直径钢管混凝土力学性能研究

2.4.1 大直径钢管混凝土研究概况

2.4.1.1 大直径钢管混凝土工程概况

钢管混凝土组合结构是充分发挥钢管对混凝土的套箍约束作用，使混凝土处于三向受压状态而提高混凝土强度，同时利用内填核心混凝土的支撑作用，提高钢管壁的几何稳定性，改变空钢管的失稳模态而提高结构稳定性和承载能力。图2-69所示为钢管混凝土轴压时应力示意。但是，有关钢管混凝土受力机理研究，钢管混凝土的钢管直径一般小于200 mm，而大直径钢管混凝土受力机理研究成果较少，未见定性研究成果。

随着山区桥梁不断向大跨、高耸等几何尺寸发展，钢管混凝土截面尺寸也随之增大，如图2-70所示。例如，我国第一座钢管混凝土拱桥四川旺苍东河大桥钢管混凝土截面直径为800 mm；四川雅西高速公路腊八斤大桥组合高墩的钢管混凝土截面直径达1 320 mm；四川合江长江一桥主拱主管截面直径达1 320 mm；四川汶马高速克枯大桥是全国首座预应力钢管混凝土桁梁桥，桥墩钢管混凝土截面直径为1 300 mm；四川合江长江公路大桥作为第一座达500 m飞燕式钢管混凝土拱桥，主拱主管截面直径为1 300 mm；四川凉山金阳河大桥钢管混凝土桥墩截面直径甚至达到1 900 mm，实际工程应用尺寸见表2-11。由此可见，大直径钢管混凝土在山区桥梁建设的应用已然成为普遍趋势。

实际工程中钢管尺寸不断增大，已经超出现行钢管混凝土设计规范对于钢管混凝土尺寸的规定。如《公路钢管混凝土拱桥设计规范》规定钢管管径不超过1 500 mm；《钢管混凝土结构技术规程》规定钢管混凝土管径不小于200 mm；《钢管混凝土结构技术规范》（GB 50936—2014）规定钢管混凝土管径不小于100 mm等。

当前钢管混凝土规范均是基于小尺寸钢管混凝土试验研究结果提出的。钢管管径增加后，在轴压过程中钢管对核心混凝土的约束可能会减弱，钢管横向不能有效地约束核心混凝土，同一截面上不同位置处的约束作用也不一致，从而出现预估承载力过大的情况；管径增大后，钢管混凝土力学性能发生改变，破坏模式、峰值应力及对应峰值应变、横向变形系数、损伤分析以及承载力等都发生改变。目前，对于大直径钢管混凝土的研究相对较少，且不能反映与小尺寸钢管混凝土约束作用和轴压力学性能的差别。因此，开展相关研究，一方面为大直径钢管混凝土在实际工程应用提供理论支撑，另一方面为今后受力更复杂、更大直径钢管混凝土研究提供基础。

2.4.1.2 钢管混凝土受压机理研究概况

国内外学者对圆钢管混凝土试件的研究工作主要分为两种方式：一是钢管混凝土的力学性能的试验研究；二是运用有限元软件法对钢管混凝土力学性能进行分析研究。对钢管混凝土受压机理的试验研究总体规律为：①钢管混凝土构件截面尺寸越大，极限承载力越大，管径越大，试验承载力与规范承载力计算值的比值的趋势结论不一致；②钢管混凝土存在尺寸效应，约束效应系数越小，钢管对核心混凝土约束作用越小，尺寸效应越大；当混凝土轴心抗压强度增加时，混凝土脆性增加，钢管对混凝土的约束作用减弱，尺寸效应增强。上述相关文献资料研究试件尺寸统计见表2-12。

由此可见，研究尺寸大部分集中在100~200 mm，占研究尺寸收集样本的73.2％；钢管管径尺寸小于300 mm的大约占整体样本的90％，而钢管管径尺寸大于600 mm的还不到整体样本的4％，钢管混凝土研究试件管径与工程实际使用尺寸相差较大。综合文献和实际工程资料，定义大直径钢管混凝土为管径不小于600 mm的钢管混凝土。

从已有资料可知，对于大直径钢管混凝土的约束效应以及力学性能方面的研究很少，仅有少量大直径钢管混凝土的研究结论，值得深入研究探讨。

2.4.1.3 大直径钢管混凝土研究内容

（1）大直径钢管混凝土轴压力学性能研究。开展了12个不同直径（219~600 mm）、不同含钢率（4％~6％）的圆钢管混凝土短柱的轴压试验，据此研究钢管管径对钢管混凝土破坏模式、受压极限承载力、峰值应力、峰值应变、组合弹性模量以及钢管屈服后力学行为的影响规律。

（2）大直径钢管混凝土约束效应研究。采用数值模拟和缩尺模型试验相结合，揭示钢管管径对加载过程中钢管和核心混凝土内力分配、混凝土不同位置处应力分布和钢管对核心混凝土的约束作用的影响规律。

（3）大直径钢管混凝土极限承载力计算方法。根据试验数据分析，参考各类规范计算承载力并进行对比分析，建立大直径钢管混凝土轴压承载力的计算方法。

2.4.2 大直径钢管混凝土有限元分析

2.4.2.1 计算软件

采用通用有限元软件ABAQUS建立钢管混凝土轴压短柱的有限元模型。有限元模型中混凝土本构模型采用塑性损伤模型，考虑到核心混凝土所受被动约束的复杂性，对混凝土塑性损伤模型中的重要参数进行合理选取。对试验尺寸进行非线性计算与试验结果比较，验证有限元模型准确性，为大直径钢管混凝土轴压进行进一步参数研究分析奠定基础。

2.4.2.2 有限元模型

1）单元类型选取

钢管的壁厚和加载端板厚度相对于核心混凝土尺寸较小，因此，钢管和加载端板均采用四节点四边形有限薄膜应变线性减缩积分壳单元（S4R），在壳单元厚度方向，采用9个积分点的Simpson积分。S4R单元仅在几何非线性分析中考虑壳单元厚度的变化，在壳单元厚度方向应力为零，应变只考虑来自泊松比的影响。核心混凝土采用八节点线性减缩积分单元（C3D8R），有限元模型如图2-71所示。

2）网格划分

网格划分尺寸大小对有限元计算非常重要，网格尺寸过大，有限元分析计算结果可能出现严重偏差甚至是错误；网格尺寸过小，将耗费大量的计算时间和运行空间，对计算机要求较高，同时还有可能出现计算收敛问题。因而为保证计算精度，采用映射网格划分方式，网格三向尺寸相差不大，建立网格大小为5~40 mm的有限元模型进行试算，结果显示，当网格尺寸小于30 mm之后，改变网格尺寸对有限元计算结果的影响很小，因此，有限元模型的划分网格大小选取20 mm。

3）材料本构关系

（1）钢材的本构关系模型。对于建筑工程中常用钢材的应力-应变关系曲线一般分为弹性段（ Oa ）、弹塑性段（ ab ）、塑性段（ bc ）、强化段（ cd ）和二次塑流段（ de ）五个阶段，如图2-72所示。计算有限元模型，钢材弹性模量取试验测量值，弹性阶段泊松比取0.3。图中的虚线为钢材实际的本构曲线，实线为简化的本构曲线，简化的本构关系曲线数学表达式为

其中 ε _e ＝0.8f _y / E _s ， ε _e1 ＝1.5 ε _e ， ε _e2 ＝10 ε _e1 ， ε _e3 ＝100 ε _e1

（2）混凝土的本构关系模型。混凝土具有不均匀性，且存在天生微裂纹，其工作性能较为复杂。原因是：钢管混凝土受力，钢管约束核心混凝土使得混凝土处于三向受压状态；同时核心混凝土的存在避免或延缓钢管的过早局部屈曲，这两种材料的相互作用使得混凝土的工作性能较为复杂。

钢管混凝土轴心受压时核心混凝土的侧压力是被动的。受荷初期，核心混凝土处于单向受压状态；随着荷载的增大，核心混凝土的纵向、横向变形不断增大，当混凝土横向变形超过钢管的横向变形时，钢管会对核心混凝土产生约束作用，此时，核心混凝土处于三向受压状态。若钢管能够提供足够的约束作用，核心混凝土本构曲线无下降段；反之，若钢管不能够提供足够的约束作用，本构曲线则会有下降段，且随着约束作用的降低，下降段切线斜率的绝对值不断增大。

核心混凝土的应力-应变关系曲线除了和混凝土本身的特性有关，还和结构的约束效应系数 ζ 有关，其计算式为

式中 A _s 、 A _c ——钢管横截面积、混凝土横截面积；

f _y 、 f _ck ——混凝土轴心抗压强度标准值、钢材屈服强度；

α ——钢管混凝土截面含钢率。

钢管混凝土约束效应系数 ζ 对混凝土本构关系的影响主要表现为： ζ 值越大，钢管提供的约束作用越强，随着变形的增加，核心混凝土应力-应变关系曲线下降段出现得越晚，甚至无下降段；反之， ζ 值越小，钢管对于核心混凝土的约束作用越小，则混凝土的本构关系曲线出现下降段越早，且下降段的下降趋势随 ζ 值的减小而逐渐增大，如图2-73所示。

采用刘威提出的核心混凝土应力-应变关系，具体数学表达式如下

其中

4）界面滑移模拟

有限元模型中所有界面法线方向的接触均采用硬接触。面-面接触一般选择刚度较大的面为主面，因此对于加端板与钢管以及加端板与核心混凝土两对接触面中均选择加端板为主面，钢管和核心混凝土均为从面。

钢管混凝土在受力状态下，由于材质本身的差别，钢管与混凝土的变形不一致，因此，研究钢管混凝土力学性能时，考虑界面切线的黏结与滑移，即模拟钢管与核心混凝土的各自变形是必须的。黏结滑移模拟采用库仑摩擦模型（图2-74），界面可以传递剪应力，直到剪应力达到临界值 τ _crit ，界面之间允许产生相对滑移，滑移过程中界面剪应力保持为 τ _crit 不变。界面临界剪应力与界面接触压力成比例，且不小于平均界面黏结力 τ _bond （图2-75），即

式中 μ ——界面摩擦系数，钢管与混凝土界面摩擦系数的取值在0.2~0.6，综合文献的研究成果，本节界面摩擦系数取0.6；

τ _bond ——钢管与核心混凝土之间的平均界面黏结力，本节研究的圆钢管混凝土可根据Roeder（1999）的研究成果，按下式计算

式中 d ——核心混凝土的直径。

5）边界条件

本节研究的模型中，钢管混凝土位于顶部与底部两个解析刚体之间，边界条件施加在解析刚体中心，与钢管混凝土柱底部接触的解析刚体参考点的六个方向的自由度都固定，与钢管混凝土柱顶部接触的解析刚体参考点除加载方向外的五个方向的自由度都被固定住。加载方式通过顶部解析刚体中心参考点进行位移加载。加载在垂直于顶部截面的方向，加载位移值为试件高度的6％。

6）特征点选取及计算尺寸

为研究大直径钢管混凝土的约束作用和轴压受力性能，有限元计算参数为径厚比和钢管管径，构件与后续模型试验构件一致。径厚比为70、100和150，管径为219~600 mm，试件计算尺寸见表2-13。为避免端部效应，选取中截面为分析截面。在中截面上选取3个特征点（图2-76），①、②、③点分别为圆心、二分之一半径点、钢管与混凝土交界点，以研究截面上不同位置核心混凝土应力、应变分布和发展。

2.4.2.3 有限元结果分析

1）荷载-位移曲线

图2-77所示为有限元所有试件荷载（ N _cl ）-位移关系曲线，可由图见，所有钢管混凝土试件具有相似的荷载-位移关系曲线趋势，径厚比、管径对圆钢管混凝土短柱的轴向荷载-位移趋势影响不大，加载过程分为弹性段、弹塑性段和强化段三个阶段。其他条件不变，随着试件管径增大，荷载-位移曲线弹性阶段越长，弹塑性阶段短且过渡段陡峭；随着试件径厚比增大，荷载-位移曲线弹性阶段越长，弹塑性阶段短。在加载初期，钢管混凝土试件处于弹性阶段，试件荷载-位移曲线均呈线性增长，其纵向压缩变形增长缓慢，随着加载继续，圆钢管混凝土的承载力达到极限承载力之后有较长的水平段，试件有比较长的延性段。

图2-78所示为钢管混凝土轴压破坏形态及应力云图。在轴压作用下，试件发生了鼓屈破坏，颜色较深的部位应力较大，特别是在试件中部位置。

2）等效应力-应变曲线

根据钢管混凝土统一理论，采用圆钢管混凝土轴心受压时的名义压应力 σ _sc ＝ N _cl / A _sc ，用整体试件的纵向压应变，即核心混凝土的纵向压缩应变 ε _c ＝ l / L （ L 为试件高度）来研究圆钢管混凝土轴压短柱的变形性能。 σ _sc - ε _c 关系曲线离散性较小，是统一荷载-变形关系的表征，如图2-79所示，所有试件具有相似的 σ _sc - ε _c 关系曲线趋势。从图中可得规律：①随着管径增大，试件的名义应力呈现减小的趋势，且 σ _sc - ε _c 关系曲线斜率增大；试件径厚比对圆钢管混凝土的 σ _sc - ε _c 关系有一定的影响。②试件直径为400 mm时，壁厚6 mm的试件比壁厚4 mm的试件有更大的峰值应力和峰值应力对应的应变；径厚比小的试件峰值应力及峰值应力对应的应变更大，这是因为其约束效应系数 ζ 较大时，钢管对核心混凝土起到较大的约束作用，提高了组合截面的承载能力和试件的延性。

3）组合弹性模量

根据已经得到的试件在轴心受压全过程中 σ _sc - ε _c 关系曲线，取0.6 N _c 前 σ _sc - ε _c 关系曲线斜率作为其组合弹性模量，所得到试件组合弹性模量见表2-14。如图2-80所示为钢管混凝土 E _sc - ε _c 曲线。研究表明，钢管管径越大，试件初始组合弹性模量 E _sc0 越大；径厚比越大的钢管混凝土试件有更小的初始组合弹性模量 E _sc0 ，组合弹性模量即试件抵抗轴向压缩的刚度。

随着圆钢管混凝土被压缩，试件的组合弹性模量逐渐降低，随着轴向压力的施加，核心混凝土微裂纹不断变大成宏观裂纹，宏观裂纹不断拓展逐渐被压碎，试件的组合强度和刚度逐渐降低，最终失去承载能力而破坏。用弹性模量的变化来定义损伤是当前研究系统较为有效的方法，为了定量分析试件的损伤程度，引入组合损伤度 D ＝1- E _sc / E _sc0 。所得到的 D-ε _c 关系曲线如图2-81所示。在试件加载初期， E _sc ＝ E _sc0 ， D ＝0，即试件没有发生损伤。在加载末期，损伤度接近1.0，试件已经接近完全破坏。所有试件的损伤趋势相似，径厚比和管径对圆钢管混凝土的 D-ε _c 关系影响不大。从上述分析可知， E _sc - ε _c 曲线和 D-ε _c 曲线所揭示的其实均为钢管混凝土在轴心受压过程中，试件组合弹性模量不断退化和损伤不断积累的规律。

4）截面应力分布和发展

图2-82所示揭示了钢管混凝土特征点加载过程中应力变化情况，钢管混凝土截面上不同位置核心混凝土的应力随荷载变化不一致，在加载初期圆心点、二分之一半径点和边界点的应力变化一致，曲线呈直线增长；随着荷载的增加，曲线逐渐偏离直线，钢管开始局部屈服，这直接影响钢管对钢管混凝土界面上特征点的约束作用，边界点的应力开始下降，但外钢管对圆心点的约束作用仍然较好，圆心点特征点的应力仍然在增加，随着进一步加载，二分之一半径特征点的应力也开始下降，圆心点的应力基本持平或小幅度下降，且沿半径方向，由内到外特征点的应力逐渐减低。这主要是因为同截面不同位置核心混凝土受钢管约束作用不同，钢管管径越大，约束作用越弱。

图2-83揭示了核心混凝土特征点加载过程中应力-应变关系曲线，在加载初期，圆心点、二分之一半径点和边界点的应力-应变曲线变化一致；随着加载继续，钢管开始局部屈服，边界点的应力开始下降，钢管对混凝土截面边界点的约束作用减弱，对圆心处的约束作用继续增加。直至达到极限荷载，混凝土截面处应力基本无下降。

2.4.3 模型试验研究

2.4.3.1 试验概况

有限元计算分析表明，钢管直径增大后，钢管横向不能有效地约束核心混凝土，同一截面上不同位置处的约束作用也不一致，钢管混凝土力学性能、破坏模式、峰值应力及对应峰值应变、横向变形系数、损伤分析以及承载力等均发生改变。因此，通过大直径钢管混凝土轴压约束效应和力学性能试验研究，准确揭示钢管管径、径厚比对轴压力学性能和约束效应的影响规律。①进行12个不同直径（219~600 mm）、不同径厚比（70~150）的圆钢管混凝土短柱轴压试验；②将钢管混凝土轴压承载力试验值与名义承载力公式计算值进行对比，分析研究大直径钢管混凝土极限承载力提升幅度及其影响因素；③将大直径钢管混凝土试验数据与有限元分析数据对比研究，建立大直径钢管混凝土受力机理和承载能力计算方法。

2.4.3.2 试验设计

1）试件的设计及制作

钢管管径设计4种，分别为219 mm、325 mm、400 mm和600 mm；径厚比设计3种，分别为70、100和150。试件的长径比 L / D 为2~2.5，钢管型号为Q235。对比YD325、YD400、YD600三组试验组，探究钢管管径对钢管混凝土轴压力学性能和约束效应的影响；对比YD400、YD400B和YD600、YD600B两对试验组，探究径厚比对钢管混凝土轴压力学性能和约束效应的影响。YD219为基础试验组，试验共6组12个试件，设计参数见表2-15。

按照试验精度和质量要求，完成钢管混凝土试件的加工、制作、养护等工作，其主要过程如图2-84所示。

2）材料性能

（1）钢材。试验钢板厚度分别为3 mm、4 mm和6 mm，每种厚度钢板均加工3个拉伸试件。按照规范规定对试验钢管卷制材料进行材料力学性能测试。钢材留样尺寸如图2-85所示。

依照标准试验方法进行拉伸试验的钢管材料性能见表2-16，图2-86为拉伸加载设备，图2-87为材性试件拉伸之后的破坏现象。

图2-88给出了各种钢管钢材性能试件的拉伸应力-应变曲线，通过钢材拉伸试验得到的应力-应变曲线分析，可以得到钢材的屈服应力 f _y 以及弹性模量 E _s 。

（2）混凝土。试验所有钢管混凝土试件均采用C15商品混凝土统一浇注，通过强度指标和工作性能的测试确保试件质量，混凝土配合比见表2-17。

留样2组共6个150 mm×150 mm×150 mm标准立方体试块和2组共6个150 mm×150 mm×300 mm标准弹性模量试件，图2-89所示为混凝土材性试件。采用电液伺服压力试验机进行轴压试验，图2-90所示为加载设备。

混凝土材料性能试验结果见表2-18。

3）试验加载方案

（1）试验设备。试验采用2000T液压加载系统加载。为了测量钢管混凝土在轴压作用下的应变，在试件中截面按间隔90°位置粘贴4组应变片，每组包括1个纵向应变片和1个横向应变片，以测量钢管的纵向应变和横向应变；为测量轴压作用下混凝土的应变，在内部混凝土中截面上圆心点、二分之一半径点和钢管混凝土交界点在纵、横向各埋设一个应变计，以测量混凝土的纵向应变和横向应变。为了测量钢管混凝土的压缩变形，在试件周围按间隔90°对称布置4个位移传感器。位移计、应变计、应变片的布置及试件加载设置如图2-91所示。

（2）加载方案。试验正式加载前进行预压，预压荷载取预计极限荷载的30％，试验采用分级加载形式，分四个阶段进行：①荷载加至预计极限荷载的40％，每级所加荷载值取预计极限荷载的1/10，每级荷载加载持续时间2 min；②荷载加至预计极限荷载的40％~50％，每级所加荷载值取预计极限荷载的1/20，每级荷载加载持续时间2 min；③当荷载加至极限荷载的60％~80％时，加载速度采取慢速连续加载，每级所加荷载值取预计极限荷载的1/20，每级荷载加载持续时间2 min；④当荷载加至荷载-位移曲线呈现下降趋势后改为位移控制，加载速率定为1 mm/min左右。

荷载的卸载准则：①试件轴向压缩量达到试件高度的6％；②钢管外表面出现爆裂或焊缝爆裂；③试件承载力下降至极限荷载的85％。

2.4.3.3 试验结果

1）试验受力全过程及破坏形态

完成了6组共计12个不同直径的圆钢管混凝土试件的轴压试验。在加载初期，试件处于弹性阶段，钢管表面无明显变化。随着荷载增加接近极限荷载的60％时，试件进入弹塑性阶段，钢管表面有少量白色油漆脱落，且试件上下两端部出现局部鼓屈，试件轴向压缩变形随荷载增长而快速增加，试件整体膨胀。试验加载的荷载继续增加，钢管屈服部位逐渐增多，中部位置开始出现鼓屈，当荷载接近极限荷载时，试件内部发出混凝土破坏的响声。管径和径厚比对试件破坏模式基本无影响，试件均呈腰鼓型破坏，如图2-92所示。由于管内混凝土强度较低，钢管外表面有明显皱褶破坏现象。

图2-93所示揭示了12根钢管混凝土轴压试件的荷载-位移曲线与有限元模型对比结果：①所有试件均具有相似的荷载-位移关系，管径和径厚比对大直径钢管混凝试件的荷载-位移关系曲线趋势影响不大；②在加载初期，钢管混凝土试件的荷载-位移曲线大致为一直线，直至加载到极限荷载的60％，试件荷载-位移曲线逐渐偏离初始直线，之后荷载随着位移缓慢增长，达到极限荷载后，荷载-位移曲线趋向于水平直线；③试验实测钢管混凝土荷载-位移曲线与有限元分析荷载-位移曲线吻合较好。

2）荷载-应变曲线

图2-94所示为钢管混凝土试件的荷载-纵向应变曲线，该曲线表明钢管混凝土轴压试件力学性能稳定，相同参数的两个试件，试验数据离散性小。加载前期试件处于弹性阶段，试件的纵向压缩应变增长缓慢，荷载-纵向应变曲线呈线性变化；当荷载继续增大至0.6 N _e 时，试件进入弹塑性阶段，此时钢管屈服，不能有效限制内部核心混凝土微裂缝的发展，纵向变形明显增大，试件纵向应变急速增长，此时荷载-纵向应变曲线出现明显拐点；随后荷载-纵向应变曲线一直呈缓慢增长趋势，试件呈现优异的延性性能。

3）名义应力-应变曲线

试件的名义应力为荷载除以试件的截面面积（ σ _sc ＝ N _e / A _sc ），图2-95所示为钢管混凝土轴压试件的名义应力-纵向应变关系曲线，图中每条曲线均为各组两个相同尺寸试件名义应力-纵向应变曲线的算术平均值。

2.4.3.4 试验结果分析

1）组合弹性模量

根据钢管混凝土试件破坏过程和试件荷载-位移曲线的分析可知，加载过程中荷载在0.6 N _e 前时，试件处于弹性阶段，因此，假定0.6 N _e 为分界点，取名义应力纵向应变曲线段斜率作为试件的组合弹性模量，试验数据见表2-19。

图2-96所示为钢管管径和径厚比对钢管混凝土组合弹性模量的影响规律：①随着管径增加，试件组合弹性模量未发现单调递增或者单调递减的趋势，但整体上有增大的趋势。主要原因是：弹性模量是试件轴压弹性阶段的一种性质，在该阶段钢管与混凝土单独承受轴向压力，钢管和核心混凝土相互作用力很小。②随着试件径厚比的增加，试件组合弹性模量呈现减小趋势，相比于试件YD400，试件YD400A径厚比从70增加到100，试件组合弹性模量从21 399 MPa减小至17 695 MPa，这是因为钢管的弹性模量大于混凝土的弹性模量，随着径厚比的增加，钢管面积占总面积比例减小，钢管对核心混凝土约束作用减弱。

2）损伤分析

随着钢管混凝土在轴心受压下轴向压缩，试件组合弹性模量呈现逐渐降低趋势，核心混凝土本身存在微裂纹，随着轴向压力的增加，微裂纹继续加大，汇合成宏观裂纹，宏观裂纹不断加大，核心混凝土逐渐被压缩，试件的组合强度逐渐降低，最终失去承载能力，试件完全破坏。为了定量分析试件的损伤程度，引用文献中试件的组合损伤度 D ＝1- E _sc / E _sc0 ， E _sc0 为试件初始组合弹性模量（试件抵抗轴向压缩的刚度）。图2-97所示为钢管混凝土试件的组合弹性模量 E _sc -纵向应变 ε 曲线，图2-98所示为钢管混凝土试件组合损伤度 D 纵向应变 ε 关系曲线。

图中表现的规律为：①试件径厚比为100时，随着管径增加，钢管混凝土的初始刚度有增大趋势，刚度退化速率也随之增快；②径厚比对钢管混凝土刚度退化有一定影响，径厚比越小，退化速率越慢。试件管径为400 mm时，径厚比从100降至70，初始刚度从17.1 GPa升至21.3 GPa。试件管径为600 mm时，径厚比从150降至100，初始刚度从15.9 GPa升至17.1 GPa，径厚比越小，退化速率越慢。

3）钢管混凝土峰值应力和峰值应变

峰值应力和峰值应变是研究钢管混凝土轴压力学性能的主要内容之一。峰值应力 σ _e 表示钢管混凝土试件在极限荷载时截面的应力，峰值应变是钢管混凝土试件截面峰值应力对应的应变值，用 ε _e 表示。表2-20所列为试验中所有钢管混凝土试件的峰值应力和所对应的峰值应变数据。

图2-99所示为钢管管径和径厚比对钢管混凝土峰值应力的影响，图2-100所示为钢管管径和径厚比对钢管混凝土峰值应变的影响。

图2-99揭示的主要规律为：①管径对钢管混凝土峰值应力存在一定的影响。相同径厚比的钢管混凝土试件，随着试件直径的增大，其峰值应力均有减小的趋势。例如，对于径厚比均为100的三组试件，钢管管径由325 mm增加到600 mm时，其峰值应力从20.5 MPa下降至19.33 MPa，峰值应力分别减小5.7％。这是因为管径增加后，大直径钢管混凝土中钢管对核心混凝土的约束作用弱于同径厚比小直径钢管混凝土。②钢管混凝土径厚比对峰值应力也存在一定的影响，随着径厚比的增加，相同直径的试件的峰值应力呈现下降的趋势。例如，对于钢管管径为400 mm的两组试件，径厚比由70增加到100时，钢管混凝土峰值应力从27.45 MPa下降至20.01 MPa；对于钢管管径为600 mm的两组试件，径厚比从100增加至150时，钢管混凝土峰值应力由19.37 MPa下降至14.43 MPa，其下降趋势显著。这是因为钢管混凝土中钢管的约束作用抑制了核心混凝土内部裂缝的开展，径厚比的增加，相当于减小钢管所占面积，钢管对核心混凝土的约束作用也随之减弱。

图2-100揭示的主要规律为：①管径对钢管混凝土峰值应变存在一定的影响。对于径厚比为100的钢管混凝土试件YD325、YD400和YD600，其峰值应变的均值分别为5 368 με、4707 με、3 945 με，随着管径的增大，峰值应变分别减小 12.3％、26.5％；②径厚比对钢管混凝土峰值应变也存在一定的影响，径厚比越大，其试件峰值应变越小。例如，对于钢管管径为400 mm的两组试件，径厚比由70增加到100时，钢管混凝土峰值应变从5 083 με下降至4 707 με，峰值应变减小7.4％，这也是因为试件径厚比增加，钢管对核心混凝土的约束作用减弱，不能较好地抑制核心混凝土内部裂缝发展。

4）横向变形系数

图2-101所示为名义应力-钢管纵向应变曲线、名义应力-钢管横向应变曲线以及横向变形系数随名义应力增长的变化规律。

图2-101揭示的主要规律为：①在加载初期，试件的横向变形系数在0.28~0.31波动，接近钢材的泊松比；随后试件进入弹塑阶段，管内混凝土微裂纹发展而开始横向膨胀并挤压钢管。试件径厚比为100时，管径从325 mm增加至600 mm，分别达到极限强度的90％、80％和60％左右时，横向应变的增长速率较纵向应变加快，横向变形系数开始增长，这是因为管径增大后，钢管对核心混凝土的约束作用减弱，混凝土受到的横向约束减弱，试件横向变形系数越早开始增长。在本试验中，试件横向变形系数变化规律受管径影响较小；②径厚比越大，横向变形系数越早开始增长，且增长速率较缓慢。对于试件YD600B，达到极限强度的50％左右，横向变形系数就出现增长，钢管对核心的横向约束作用更弱，试件横向变形系数变化规律受径厚比影响较小，随着荷载继续加载，钢管逐渐屈服，钢管不能有效约束混凝土的横向变形，致使横向应变的增加幅度较纵向应变大；达到极限荷载后，管内混凝土横向膨胀进一步加快，横向变形系数也显著增长，甚至大于0.5，截面横向变形显著发展，在试件外壁可观察到整体膨胀和局部屈曲。

5）截面不同位置核心混凝土应变分布

钢管混凝土截面上，不同位置核心混凝土的应变分布规律，是研究钢管混凝土约束作用的重点。图2-102所示为加载过程中不同位置处核心混凝土应变发展情况。混凝土纵向应变为埋设在混凝土内部的应变计实测应变值。

图2-102揭示的主要规律为：①加载初期，试件处于弹性阶段，试件中截面上圆心点的应变和边界点的应变在弹性段影响不大，圆心点、二分之一半径点和边界点的纵向应变基本一致；进入弹塑性段，钢管逐渐开始屈服，中截面上圆心点、二分之一半径点和边界的纵向应变开始不均匀变化；直至加载结束各特征点的纵向应变差值越来越大；②对于相同（相近）含钢率的三组试件，试件尺寸由325 mm增加到600 mm，中截面上圆心点的纵向应变与边界点的纵向应变差值由581增加至1312，这是因为截面尺寸变大后，钢管对核心混凝土的约束作用变弱，钢管抑制核心混凝土破坏的能力减弱；③对于相同（相近）直径的两组试件，随着壁厚从4 mm增加到6 mm，中截面上圆心点的纵向应变与边界点的纵向应变差值由890减小至840。这是因为径厚比的降低增加了钢管所占面积，钢管对核心混凝土的约束作用随之增强。

6）承载力提升幅度

钢管混凝土轴压承载力试验结果 N _e 见表2-21，同时给出了名义承载力 N _c （不考虑钢管与核心混凝土之间的相互作用，单纯取钢管和混凝土的承载力之和），按下式计算

DI 为承载力提升幅度，定义为极限承载力与名义承载力的比值，即

根据试验测试结果，图2-103所示揭示了管径对试件承载力 N _e 的影响规律：①试件径厚比相等时，随着管径的增大，试件的极限承载力越高，但承载力提升幅度越小。例如，径厚比为100的钢管混凝土试件，钢管管径从325 mm增加至400 mm和600 mm时，其试件钢管混凝土极限承载力的提升幅度由1.38分别下降到1.3和1.23。这是由于随着试件管径的增大，钢管对核心混凝土的约束作用减弱，从而使得核心混凝土微裂纹未受到有效抑制，核心混凝土更早破坏。②随着径厚比的减小，试件的极限承载力越高，承载力提升幅度越大。例如，管径为400 mm试件径厚比从100减小到70时，试件极限承载力提升幅度由1.3增加到1.36，直径为600 mm的试件径厚比由150减小到100时，试件极限承载力提升率由1.17增加到1.23，这是由于试件径厚比越小，钢管对混凝土的约束作用越强，很好地抑制了混凝土的脆性破坏，试件的承载能力增加。

2.4.4 参数分析

2.4.4.1 主要目标任务

根据有限元计算分析和模型试验数据成果，对大直径钢管混凝土的力学行为和极限承载力计算公式进行探讨。主要包括：①用有限元模型进行混凝土强度、钢材强度等试验未研究因素对大直径钢管混凝土轴压力学性能和约束效应的影响研究，同时进行更大直径的钢管混凝土的探究；②将钢管混凝土轴压承载力试验结果与公式计算结果进行对比分析，进而对大直径钢管混凝土轴压承载力计算公式进行修正。对比规范包括EC4（Eurocode 4）、AIJ 2008、AISC 360-10、GB 50936—2014、JTG/T D65-06—2015、CECS 28：2012。

2.4.4.2 参数分析

1）大直径钢管混凝土约束效应和轴压力学性能

有限元分析中钢材强度为Q235、混凝土强度等级为C15，径厚比 D / t ＝80，试件长径比 L / D ＝2，钢管管径分别为300 mm、900 mm、1 200 mm、1 500 mm和1 800 mm。有限元模型具体参数见表2-22。钢管混凝土截面上选取3个点为特征点，如图2-76所示。

图2-104所示为超大直径钢管混凝土轴压荷载-位移曲线。由图可知，所有钢管混凝土试件具有相似的荷载-位移关系曲线趋势，加载过程分为弹性段、塑性段和强化段三个阶段。其他条件不变，随着试件管径增大，荷载-位移曲线弹性阶段变长，弹塑性阶段短且过渡段陡峭；随着试件径厚比增大，荷载-位移曲线弹性阶段变长，弹塑性阶段短。在加载初期，钢管混凝土试件处于弹性阶段，试件荷载-位移关系曲线呈直线，其纵向压缩变形增长缓慢；随着加载继续，圆钢管混凝土的承载力达到极限承载力之后呈现较长的水平段，原因是当圆钢管达到屈服时，圆钢管仍然能对核心混凝土起到约束作用，使得试件有比较长的延性段。

图2-105所示为加载过程中超大直径钢管混凝土应力 σ _sc -纵向应变 ε _c 关系曲线。应力 σ _sc ＝ N _c / A _sc ，其中 N _c 为轴向荷载， A _sc 为圆钢管混凝土横截面面积。从图中可以看出：随着管径增大，试件的峰值应力呈现减小的趋势，且 σ _sc - ε _c 关系曲线斜率增大。这是由于管径增大后，圆钢管对核心混凝土约束作用减弱，组合截面的承载能力减弱。

图2-106所示为超大直径钢管混凝土试件组合弹性模量 E _sc - ε _c 关系曲线，图2-107所示为超大直径钢管混凝土组合损伤度 D-ε _c 关系曲线。从图中可以看出，随着管径增大，钢管混凝土试件的初始弹性模量 E _sc0 越大，且刚度退化速率越快。

图2-108所示为加载过程中超大直径钢管混凝土中截面不同位置核心混凝土的应力、应变发展情况。从图中可以看出，中截面上不同位置核心混凝土的应力、应变随荷载变化规律不一致，在加载初期中截面圆心点、二分之一半径点和边界点的应力变化一致，曲线呈直线增长；随着荷载的增加，曲线逐渐偏离直线，随着进一步加载，二分之一半径点的应力基本持平，圆心点的应力仍然在增加。这主要是因为同截面不同位置核心混凝土受钢管约束作用不同，越靠近钢管外壁约束作用越弱。

图2-109所示为管径对圆心点与交界点应力、应变差值的影响。随着管径增加，中截面上圆心点的应力与交界点的应力差值增大，5种管径钢管混凝土中截面圆心点、边界点应力差值分别为27.51 MPa、31.1 MPa、32.5 MPa、34.52 MPa和36.52 MPa。中截面圆心点的应变与交界点的应变差值也随管径增大而增大。这主要是因为管径增大，钢管对核心混凝土不同位置处的约束作用强弱也不同，相比之下，圆心点所受约束作用最强。

图2-110所示为管径对钢管混凝土轴压承载力比值 N _c1 / N _c 的影响，由图可见，管径越大，试件有限元承载力值与名义承载力值比值越小，这是由于管径增大后，钢管对核心混凝土约束作用减弱，不能有效约束核心混凝土的横向变形，核心混凝土的强度变小，钢管混凝土总体承载能力变弱。

2）其他因素对大直径钢管混凝土约束效应和轴压力学性能影响

重点探索混凝土强度、钢材强度和约束效应系数对大直径钢管混凝土轴压的力学性能及约束效应作用的影响。试件长径比 L / D ＝2，混凝土强度选取C30和C40，约束效应系数选取为0.71、0.9、1.21，钢材型号选取Q235和Q345，试验钢管管径分别为300 mm、900 mm和1 500 mm。有限元模型具体参数见表2-23。钢管混凝土截面上选取几个点为特征点，具体如图2-76所示。

图2-111所示为混凝土强度对钢管混凝土试件荷载-位移曲线影响，随着混凝土强度增大，荷载-位移曲线弹性阶段变长，弹塑性阶段短且过渡段陡峭。图2-112所示为钢材强度对钢管混凝土试件荷载-位移曲线影响，随着钢材强度增大，荷载-位移曲线弹性阶段变长，弹塑性阶段长且过渡段平缓。图2-113所示为约束效应系数对钢管混凝土试件荷载-位移曲线影响，随着约束效应系数增大，试件承载力增大且荷载-位移曲线弹塑性段曲线平缓，这是因为试件约束效应系数增加，钢管对核心混凝土的约束作用增强。

图2-114所示为加载过程中混凝土强度对超大直径钢管混凝土应力 σ _sc -纵向应变 ε _c 关系曲线影响。应力 σ _sc ＝ N _c2 / A _sc ，其中 N _c2 为轴向荷载， A _sc 为圆钢管混凝土横截面面积。从图中可以看出：随着混凝土强度增大，试件的峰值应力呈现增大的趋势， σ _sc - ε _c 关系曲线斜率增大；图2-115所示为钢材强度对超大直径钢管混凝土应力 σ _sc -纵向应变 ε _c 关系曲线影响。随着钢材强度增大，试件的峰值应力呈现增大的趋势， σ _sc - ε _c 关系曲线斜率减小，钢管对核心混凝土约束作用加强；图2-116所示为试件约束效应系数对超大直径钢管混凝土应力 σ _sc -纵向应变 ε _c 关系曲线影响。随着试件约束效应系数增大，试件的峰值应力呈现增大的趋势， σ _sc - ε _c 关系曲线斜率减小，这是因为约束效应系数的增加，钢管对混凝土的约束能力加强。

图2-117所示为混凝土强度对试件中截面圆心点与交界点应力、应变差值的影响，随着混凝土强度增加，特征点应力差值增大。图2-118所示为钢

材强度对中截面圆心点与交界点应力、应变差值的影响，随着钢材强度增加，特征点应力差值增大。图2-119所示为约束效应系数对圆心点与交界点应力、应变差值的影响，随着约束效应系数增加，特征点应力差值减小。例如钢管混凝土管径为300 mm时，3种约束效应系数钢管混凝土中截面圆心点、交界点应力差值分别为23.2 MPa、25.7 MPa和32.3 MPa。这主要是因为管径增大，钢管对核心混凝土不同位置处的约束作用强弱不同，相比之下，圆心点所受约束作用最强。

图2-120所示为各个因素对钢管混凝土轴压承载力 N _c1 / N _c 的影响，由图可见，混凝土强度越大，试件有限元承载力值与名义承载力值比值越小；钢材强度越大，试件有限元承载力值与名义承载力值比值越大；约束效应系数越大，试件有限元承载力值与名义承载力值比值越大。这是由于约束效应系数增大后，钢管对核心混凝土约束作用增强，可以有效抑制核心混凝土的变形，试件总体承载能力加强。

2.4.4.3 承载力计算方法探讨

1）各规范公式

（1）EC4规范。Eurocode 4规范考虑了钢管和混凝土的相互作用，关于钢管混凝土承载力计算公式为

式中 I _s ——钢管截面惯性矩（mm ⁴ ）；

I _c ——混凝土截面惯性矩（mm ⁴ ）。

（2）AIJ 2008规范。日本AIJ规范通过对钢管混凝土承载力定义一个提升系数来考虑钢管混凝土的强度提升，规范计算公式为

式中 η ——应力上升系数，取 η ＝0.27；

F ——钢管应力强度（N/mm ² ）， F ＝min（ f _y ，0.7 f _u ）。

（3）AISC-10规范。美国AISC规范对于钢管混凝土承载力公式并没有考虑钢管与核心混凝土之间的约束作用对核心混凝土强度的提升，定义当钢管屈服时核心混凝土强度约为 。规范计算公式为

式中 f _y ——钢材屈服应力（N/mm ² ）；

f _c ——核心混凝土强度（N/mm ² ）；

A _s ——钢管截面面积（mm ² ）；

A _c ——核心混凝土截面面积（mm ² ）。

（4）GB 50936规范。GB 50936规范对圆钢管混凝土承载力公式考虑了钢管和核心混凝土的相互作用，即通过约束效应系数来表达相互作用。规范承载力计算公式为

式中 α ——核心混凝土强度等级有关系数，对小于C50的混凝土 α 取2.0，C50~C80的混凝土 α 取1.8；

θ ——钢管混凝土的约束效应系数， θ ＝ 。

（5）JTG/T D65-06规范。JTG/T D65-06 规范中圆钢管混凝土承载力公式是以统一强度理论为基础，考虑钢管对核心混凝土的约束作用，其承载力计算公式为

其中

式中 ζ ₀ ——钢管混凝土的约束效应系数；

f _sd ——钢管抗拉强度设计值（MPa）；

f _cd ——钢管内核心混凝土抗压强度设计值（MPa）；

A _sc ——钢管混凝土截面面积（mm ² ）。

（6）CECS 28规范。CECS 28规范对圆钢管混凝土承载力公式是以极限平衡理论为基础，考虑钢管对核心混凝土的约束作用，其规范承载力计算公式为

式中 α ——核心混凝土强度等级有关系数，对小于C50的混凝土 α 取2.0，C50~C80的混凝土 α 取1.8；

［ θ ］——核心混凝土等级有关的约束效应系数界限值，对小于C50的混凝土取1.0，C50~C80的混凝土取1.56；

f _a ——钢管的抗拉、抗压强度设计值（MPa）；

f _c ——混凝土的抗压强度设计值（MPa）；

φ ₁ ——考虑长细比影响的承载力折减系数， L / D ≤4时，取 φ ₁ ＝1， L / D ＞4时，取 ；

φ _e ——考虑偏心率影响的承载力折减系数，均小于1.0。

2）试验结果与公式计算结果对比

表2-24为试件试验轴压极限承载力以及规范公式计算的极限承载力结果。从中可知，AIJ 2008、AISC 360-10规范承载力计算值与试验承载力值相差较大；EC4、GB 50936—2014、JTG/T D65-06—2015、CECS 28：2012由于考虑钢管与核心混凝土的作用，规范承载力计算值与试验承载力值相差较小。随着钢管管径增大，GB 50936—2014、JTG/T D65-06—2015、CECS 28：2012规范承载力计算值与试验承载力值差值增大。随着试件径厚比增大，GB 50936—2014、JTG/T D65-06—2015、CECS 28：2012规范承载力计算值与试验承载力值差值增大。

表2-25为钢管混凝土承载力试验值与规范公式计算值的比值。图2-121分析了不同规范对于试验值/计算值随管径和径厚比的变化规律：①随着试件管径的增加，试验轴压承载力与规范计算轴压承载力的比值呈现逐渐减小的趋势。这可能因为钢管混凝土管径越大，钢管与核心混凝土的相互作用越不同，而规范公式没有考虑相互作用的变化或者对大直径钢管混凝土的约束作用变化规律不明确；②随着试件径厚比的增大，试验轴压承载力与规范计算轴压承载力的比值有小幅度的减小，是因钢管径厚比增大，相当于减弱钢管对核心混凝土的约束作用。

EC4、GB 50936—2014、JTG/T D65-06—2015、CECS 28：2012对钢管混凝土的轴压承载力的计算精度较高，能较准确地反映小直径钢管混凝土的实际承载能力，但现行规范均未考虑或不明确大直径钢管混凝土的约束作用对其承载力的影响，随着管径的增加，规范公式承载力计算有被高估的趋势。规范AIJ 2008、AISC 360-10未考虑钢管与核心混凝土的约束作用，计算公式相对保守，但随着管径的增加，试验轴压承载力与规范计算承载力的比值有不断减小的趋势，降低了规范的准确性。

从图表中还可以看出，承载力实测值的变化反映出相同管径的试件，径厚比越小对应的峰值承载力越大，且试件的管径越大，径厚比对峰值承载力的影响越明显。例如，相比于试件YD400和YD400A对照组，YD600和YD600B试件峰值承载力下降越明显。随着管径增大，试件承载力值实测值与计算值的比值越大，且随试件径厚比增大变化不大。试件径厚比为100时，YD325、YD400和YD600承载力实测值较规范CECS 28计算值分别高8％、0和-6％，实测结果较规范JTG/TD 65-06计算值分别高5％、-1％和-12％。由此可见现有规范对管径大于400 mm的钢管混凝土承载力计算值均偏大，可能原因是一方面对大尺寸钢管混凝土未考虑尺寸效应影响，另一方面对大尺寸钢管混凝土力学性能及约束效应影响规律不明确。

3）大直径钢管混凝土轴压承载力计算公式的修正

根据规范JTG/TD 65-06对大直径钢管混凝土轴压承载力计算公式，对比其他规范在直径为400 mm以下时更准确，对直径为600 mm的钢管混凝土预估轴压承载力偏差值达到12％，因此，对规范JTG/TD 65-06承载力计算公式进行修正，如图2-122所示。试验研究的12根构件和有限元参数分析（300~1 800 mm）结果表明轴压试验承载力与规范承载力计算值相差较大，据此建立修正大直径钢管混凝土轴压承载力计算公式，见表2-26。

对于规范JTG/TD 65-06中承载力为 kA _sc f _cd ，图2-123所示为钢管混凝土试件 k - ζ 曲线。图2-124所示为修正后的钢管混凝土轴压承载力计算公式计算值与试验承载力值的比值。由此可见，修正后的承载力计算公式与试验值的比值比规范JTG/TD 65-06承载力计算与试验比值更接近1.0。因此，大直径钢管混凝土轴压承载力计算公式修正后为

2.4.5 研究评述与展望

2.4.5.1 研究评述

通过数值模拟和模型试验的技术途径，深入研究了大直径钢管混凝土轴心受压时约束作用和力学性能，主要研究评述：

（1）进行了6组共计12个钢管混凝土试件轴压试验。试验参数为钢管管径（219~600 mm）和径厚比（70、100、150），分析了管径和径厚比对钢管混凝土的约束作用和轴压力学性能的影响。试验结果表明：钢管管径对钢管混凝土试件轴压破坏模式、试件荷载-位移曲线趋势基本无影响，试件破坏模式均呈腰鼓型破坏，加载破坏过程均呈现弹性段、弹塑性段和塑性段三个阶段。钢管管径越大，荷载-位移曲线弹性段越长，弹塑性阶段短，反之则弹塑性阶段长且过渡平缓；试件极限承载力提升幅度越小；试件加载过程中的峰值应力及其对应的峰值应变有减小的趋势，试件的初始弹性模量越大，且刚度退化速度也越快，试件横向变形系数越早开始变化；截面上圆心点与钢管混凝土交界点的应变差别越大且差值随管径增大而增大，即钢管对核心混凝土圆心点的约束作用强于钢管混凝土交界点。

（2）试验结果分析规律表明，随着径厚比的增加，试件加载过程中的峰值应力及其对应的峰值应变减小，组合弹性模量越小，刚度退化速度越快，横向变形系数越早开始变化，并且变化速度越快、同截面上圆心点的应变与交界点的应变的差值越大，极限承载力提升幅度越小。

（3）利用有限元软件ABAQUS实现了对钢管混凝土轴心受压时的荷载-变形全过程关系曲线的计算。有限元结果分析表明钢管混凝土轴心受压短柱破坏形态和荷载-位移曲线几乎不受管径和径厚比影响；所有试件荷载-位移关系曲线趋势基本一致；在其他条件不变情况下，管径越大，试件的名义峰值应力及其对应的峰值应变呈现减小的趋势；管径越大，试件初始组合弹性模量 E _sc0 （组合弹性模量即试件抵抗轴向压缩的刚度）越大，径厚比越大的钢管混凝土试件有更小的初始组合弹性模量 E _sc0 。

（4）有限元结果分析可知：同一截面上，不同位置核心混凝土应力、应变分布以及发展趋势不同，钢管对核心混凝土不同位置处的约束作用不同，从圆心处到选取的二分之一半径特征点直至钢管与混凝土交界点处呈现逐渐变弱的趋势。

2.4.5.2 工作展望

（1）大直径钢管混凝土约束效应研究。本次试验钢管内混凝土强度等级较低，而实际工程钢管混凝土强度等级一般高于C30混凝土，因此，需要开展大直径钢管混凝土采用实际工程中混凝土强度的研究。

（2）大直径钢管混凝土偏压、大直径钢管混凝土长柱力学性能研究。本次试验未考虑长细比、偏心受压等影响，因此，对计入钢管混凝土长细比、偏心率等多方面因素对钢管混凝土力学性能和约束作用的影响需要深入研究。

（3）更大直径钢管混凝土试件约束效应和轴压力学性能研究。本次试验钢管直径较以往试验的钢管混凝土试件直径大很多，但也，仅为实际桥梁工程采用钢管混凝土直径规格的0.3。因此，开发试验装备，开展更接近桥梁实际工程直径的钢管混凝土构件模型试验具有重要的工程和科学价值。 hJws9N6wDwHI0h4w2T5QsIOmddzIikouyYRTLsvq/bgIOUJ+Ieh4JDDDs67E4KkA