李 斌，楊曉云，高春彥,3

（1.內(nèi)蒙古科技大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010;2.內(nèi)蒙古黃崗礦業(yè)有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 赤峰025350;3.南京航空航天大學(xué)航空宇航學(xué)院，江蘇 南京210016）

隨著鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在建筑領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)體系越來(lái)越多地應(yīng)用到高層及超高層等復(fù)雜結(jié)構(gòu)體系中，結(jié)構(gòu)形式主要由鋼管混凝土柱與鋼梁(或鋼-混凝土組合梁) 組成，典型工程主要有杭州瑞豐國(guó)際商務(wù)大廈、深圳賽格廣場(chǎng)大廈、臺(tái)北101大廈等[1]．臺(tái)北101大廈設(shè)計(jì)時(shí)，考慮到強(qiáng)烈的臺(tái)風(fēng)以及地震作用等不利因素，地上主樓結(jié)構(gòu)由巨柱、核心筒與外伸桁架梁等構(gòu)件組成，在主樓四周每側(cè)分別采用兩根矩形鋼管混凝土柱，最大尺寸達(dá)到3 m×2.4 m×80 mm，自地下5樓貫通至地上 90樓，柱內(nèi)灌入自填充高性能混凝土[2]．目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要有 Matsui[3]、Kawaguchi[4]、王文達(dá)[5]、王來(lái)[6]、Herrera[7]、張文福[8]等對(duì)由鋼管混凝土柱-鋼梁組成的框架進(jìn)行了一系列靜、動(dòng)力試驗(yàn)研究和理論分析，這些研究成果為鋼管混凝土框架在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供了試驗(yàn)依據(jù)和技術(shù)支持．

眾所周知，鋼管混凝土用作受壓構(gòu)件時(shí)，可以充分發(fā)揮鋼管和混凝土兩種材料協(xié)同工作的優(yōu)勢(shì)，使得承載能力提高，塑性增加，施工方便，取得經(jīng)濟(jì)的效果．但當(dāng)其用作梁式構(gòu)件時(shí)，鋼管對(duì)核心混凝土的約束效果并不明顯．文獻(xiàn)[9]研究表明，矩形鋼管混凝土梁式構(gòu)件屈服后，抗彎承載力并沒(méi)有下降，試件表現(xiàn)出良好的延性和后期承載力，這對(duì)于結(jié)構(gòu)抗震非常有利．基于上述研究成果，本文對(duì)一榀單跨三層全矩形鋼管混凝土框架模型進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，分析了該類框架體系的破壞機(jī)理和破壞特征、承載能力、滯回曲線、延性、強(qiáng)度與剛度退化、耗能能力等．

1 試驗(yàn)研究

1.1 模型設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)以一棟10層矩形鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)辦公樓為背景，試驗(yàn)試件為一榀單跨三層矩形鋼管混凝土框架，由矩形鋼管混凝土梁和方鋼管混凝土柱組成[10]．試件采用1:4比例縮尺制作，試件模型尺寸如圖1所示，柱腳詳圖如圖2所示，框架模型梁柱節(jié)點(diǎn)采用外加強(qiáng)環(huán)連接形式如圖3所示．試件參數(shù)見(jiàn)表1．

圖1 框架模型尺寸Fig.1 Frame model

圖3 節(jié)點(diǎn)詳圖Fig.3 The detail view of joint

圖2 柱腳詳圖Fig.2 The detail view of column foot

表1 框架試件尺寸和參數(shù)Tab.1 Sizes and parameters of specimens

框架試件鋼管內(nèi)灌注C40混凝土，混凝土中摻入聚羧酸減水劑，以增強(qiáng)其流動(dòng)性．由于鋼管柱較長(zhǎng)且內(nèi)徑較小，采用手工逐段澆筑法，混凝土自鋼管上口灌入的同時(shí)利用振搗器在鋼管外部振搗．在柱腳和每層鋼管上都留有5 mm的排氣孔，保證管內(nèi)混凝土的澆筑質(zhì)量．矩形鋼管混凝土梁頂板由三塊鋼板拼焊而成，先焊接兩端鋼板，中間預(yù)留混凝土澆筑孔，長(zhǎng)度為650 mm，待梁混凝土澆筑和自然養(yǎng)護(hù)完畢，將澆筑孔處混凝土磨平后焊接中間蓋板．在梁兩端側(cè)板處留有 5mm的排氣孔，保證混凝土澆筑密實(shí)．排氣孔直徑較小且位于受力影響較小處，分層分段進(jìn)行澆筑．梁柱節(jié)點(diǎn)采用外加強(qiáng)環(huán)連接形式，利用外加強(qiáng)環(huán)板傳遞梁端彎矩，利用豎向焊縫傳遞梁端剪力．

試驗(yàn)用鋼材均采用Q235鋼，鋼管內(nèi)填充C40混凝土，其配合比為，水泥∶水∶砂子∶石子∶粉煤灰∶膨脹劑∶聚羧酸減水劑=1∶0.46∶2.15∶2.92∶0.27∶0.09∶0.01．鋼材和混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2．

表2 材料力學(xué)性能指標(biāo)（MPa）Tab.2 Mechanics properties of materials

1.2 試驗(yàn)加載裝置及加載制度

本次試驗(yàn)采用擬靜力加載，加載裝置如圖4所示．柱頂豎向荷載分別由兩個(gè)2 000 kN液壓千斤頂施加．千斤頂上端設(shè)置滑動(dòng)滾軸，保證試件豎向受壓時(shí)，發(fā)生同步水平移動(dòng)．頂層梁端設(shè)置厚度為40 mm的加載端板，與反力墻上的MTS液壓伺服作動(dòng)器連接，水平側(cè)向力或位移施加在頂層梁軸線處．為保證框架柱下端嵌固，設(shè)計(jì)了500 mm高的鋼筋混凝土基礎(chǔ)梁，用三對(duì)地腳螺栓將其固定，使其在試驗(yàn)過(guò)程中不發(fā)生移動(dòng)或轉(zhuǎn)動(dòng)．

由于本次試驗(yàn)框架平面外計(jì)算高度較大，按照文獻(xiàn)[11]進(jìn)行了平面外穩(wěn)定性驗(yàn)算，滿足要求．為了更好地保證試驗(yàn)框架在加載過(guò)程中不發(fā)生平面外失穩(wěn)，在各層梁兩側(cè)分別安裝了水平側(cè)向保護(hù)裝置．該裝置設(shè)有兩個(gè)軸承，安裝時(shí)軸承不與梁側(cè)面完全接觸，留有3～5 mm間隙，若試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生平面外失穩(wěn)時(shí)，梁會(huì)與軸承接觸，軸承可沿著梁側(cè)板自由滑動(dòng)．

試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，首先將柱頂豎向荷載施加到預(yù)定值后保持恒定不變，然后按照加載制度在梁端施加水平往復(fù)荷載．水平荷載根據(jù)文獻(xiàn)[12]采用荷載-位移混合控制加載．試驗(yàn)前估算的結(jié)構(gòu)屈服荷載為70 kN，在荷載控制階段，荷載增量為10 kN，每級(jí)循環(huán)一周，直至結(jié)構(gòu)屈服．試件屈服后，以屈服位移的倍數(shù)為級(jí)差控制加載，每級(jí)循環(huán)一周；當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，位移控制每級(jí)循環(huán)三周，直至結(jié)構(gòu)變形過(guò)大，承載力降至極限荷載的65%，停止加載．

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test setup

1.3 試驗(yàn)量測(cè)內(nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)的框架梁柱采用外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)，加強(qiáng)環(huán)處剛度較大，對(duì)梁端起加強(qiáng)作用，梁端塑性鉸應(yīng)產(chǎn)生在加強(qiáng)環(huán)板之外．在梁端截面處 40～120 mm范圍內(nèi)，每間隔40 mm粘貼一排應(yīng)變片，共三排，監(jiān)測(cè)塑性鉸的位置和長(zhǎng)度．梁端表面應(yīng)變片位置如圖5所示．

圖5 框架梁應(yīng)變片布置Fig.5 Strain gague layout of frame beam

框架的柱腳四周均設(shè)置加勁肋，加勁肋處剛度較大，不會(huì)產(chǎn)生塑性鉸，框架柱腳塑性鉸應(yīng)產(chǎn)生在加勁肋板以上，應(yīng)變片位置如圖6所示（柱腳近端指離水平荷載加載端較近的一端，遠(yuǎn)端反之）．在梁柱節(jié)點(diǎn)處，梁比柱的總抗彎承載力要小很多，塑性鉸不會(huì)在節(jié)點(diǎn)處的框架柱出現(xiàn)，所以布置少量應(yīng)變片進(jìn)行監(jiān)測(cè)．

圖6 框架柱應(yīng)變片布置Fig.6 Strain gague layout of frame column

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞特征分析

試件呈“強(qiáng)柱弱梁”破壞機(jī)制．加載初期，水平荷載較小時(shí)，框架試件處于彈性工作狀態(tài)．當(dāng)水平荷載（位移）增加到一定數(shù)值時(shí)，二層近載側(cè)距離加強(qiáng)環(huán)板40 mm處的梁端首先達(dá)到屈服，反向加載時(shí)，遠(yuǎn)載側(cè)二層梁端也屈服；繼續(xù)加載，加強(qiáng)環(huán)板外二層梁端截面的頂板、底板、側(cè)板鼓曲程度加重，焊縫撕裂，內(nèi)部混凝土有被壓碎的聲響，如圖7（a）、（b）、（c）所示；此時(shí)一層近載側(cè)梁端、反向加載時(shí)遠(yuǎn)載側(cè)梁端相繼出現(xiàn)頂板、底板鼓曲、與側(cè)板的焊縫撕裂現(xiàn)象；試驗(yàn)結(jié)束前，三層加強(qiáng)環(huán)板外的梁端也達(dá)到了屈服并出現(xiàn)鋼板及焊縫撕裂，靠近加載端的柱腳在加勁肋板以上40～100 mm范圍內(nèi)出現(xiàn)了輕微鼓曲現(xiàn)象．由試驗(yàn)現(xiàn)象和試驗(yàn)結(jié)果可以看出，由于采用外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)，加強(qiáng)環(huán)板的存在使節(jié)點(diǎn)區(qū)域強(qiáng)度和剛度均較大，在節(jié)點(diǎn)形成了剛域，因此本文矩形鋼管混凝土框架模型結(jié)構(gòu)的梁端塑性鉸形成于距加強(qiáng)環(huán)板外約40 mm的控制截面處，即梁的h/3（h為梁高）處；柱腳在加勁肋之上40～100 mm范圍內(nèi)輕微鼓曲．

圖7 破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes

2.2 破壞機(jī)制

在塑性鉸形成過(guò)程中，正向加載時(shí)二層框架梁首先形成塑性鉸1，塑性鉸2晚于鉸1形成，底層梁塑性鉸3先于鉸4出現(xiàn)，頂層梁塑性鉸5先于鉸6出現(xiàn)，如圖8所示．整個(gè)試驗(yàn)加載過(guò)程中，塑性鉸先出現(xiàn)在框架各層梁端，最后是柱腳，且柱腳的塑性鉸是在所有梁端都出塑性鉸后才形成，充分說(shuō)明試件屬于梁鉸破壞機(jī)制，符合“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)原則，柱腳塑性鉸的出現(xiàn)宣告試件破壞．

圖8 框架塑性鉸出現(xiàn)順序Fig.8 The order of plastic hinges

2.3 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載下受力與變形關(guān)系的反映，是結(jié)構(gòu)抗震性能的宏觀表現(xiàn)．試驗(yàn)獲得的水平荷載—頂層梁端位移P-Δ滯回曲線如圖9所示．由圖可知：本次試驗(yàn)框架試件的滯回曲線呈現(xiàn)飽滿的梭形，直至試驗(yàn)結(jié)束也沒(méi)有出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象，說(shuō)明具有良好的抗震性能和耗能能力．屈服之前試件的變形較小，斜率基本保持不變，卸載后殘余變形較?。笤嚰冃卧鲩L(zhǎng)的速率大于荷載的增長(zhǎng)速率，強(qiáng)度和剛度退化緩慢；正向加載時(shí)實(shí)測(cè)的平均強(qiáng)度降低系數(shù)是0.969，相對(duì)剛度P/Δ下降值為3.86%；反向加載時(shí)實(shí)測(cè)的平均強(qiáng)度降低系數(shù)是0.955，相對(duì)剛度P/Δ下降值為9.33%．超過(guò)極限荷載后，試件的承載能力下降．

由文獻(xiàn)[13]可知，結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載下性能的退化特征及規(guī)律主要取決于所采用的建筑材料．本次試驗(yàn)框架試件的滯回曲線沒(méi)有出現(xiàn)與鋼筋混凝土框架類似的捏縮現(xiàn)象，主要是由于在加載過(guò)程中，鋼管對(duì)核心混凝土的緊箍作用使得混凝土的強(qiáng)度提高，塑性性能改善，而混凝土的存在延緩了鋼管發(fā)生局部屈曲，兩者的協(xié)同工作使得塑性鉸依次出現(xiàn)在各層梁端、柱腳，最后結(jié)構(gòu)形成機(jī)構(gòu)而破壞．可知該類框架在循環(huán)荷載下的地震反應(yīng)類似于鋼框架，可以應(yīng)用于工程實(shí)踐中．

圖9 P-Δ滯回曲線Fig.9 P-Δ hysteretic curve

圖10 P-Δ骨架曲線Fig.10 P-Δ skeleton curve

2.4 骨架曲線和延性分析

將試件滯回曲線每次循環(huán)的峰值點(diǎn)連接起來(lái)形成的曲線，稱為骨架曲線．由骨架曲線可以直觀反映出結(jié)構(gòu)的承載力、變形等性能，可進(jìn)一步定量評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)的延性．圖10骨架曲線中已標(biāo)明各特征點(diǎn)．由圖可知，在荷載控制階段，當(dāng)加載到±50kN以前，框架剛度基本保持不變，但已有一定的塑性發(fā)展．當(dāng)加載到±60kN時(shí)，骨架曲線稍有偏轉(zhuǎn)，剛度略有降低，預(yù)示框架將進(jìn)入彈塑性階段．當(dāng)框架頂層的水平荷載增加到±74kN時(shí)，框架二層和一層梁端應(yīng)變先后超過(guò)屈服應(yīng)變，試件P-Δ骨架曲線的斜率在A點(diǎn)明顯減小，表明框架在該點(diǎn)進(jìn)入屈服階段，將A點(diǎn)縱坐標(biāo)值定為Py．

當(dāng)位移為1.5Δy時(shí)，三層梁端應(yīng)變值均大于屈服應(yīng)變，說(shuō)明框架梁端全部達(dá)到屈服．當(dāng)位移為2.5Δy時(shí)，P-Δ骨架曲線達(dá)到最大荷載點(diǎn)B，B點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載為框架承受的極限荷載Pm=105.9kN，此時(shí)柱腳應(yīng)變已達(dá)到甚至超過(guò)屈服應(yīng)變，說(shuō)明柱腳也達(dá)到屈服；水平位移達(dá)到－2.5Δy時(shí)，P-Δ骨架曲線達(dá)到反向最荷載點(diǎn)B＇，相對(duì)應(yīng)的反向極限荷載Pm＇=－99.5kN．

試件超過(guò)極限荷載以后，變形隨著荷載的增加繼續(xù)增長(zhǎng)，荷載呈現(xiàn)緩慢下降趨勢(shì)．當(dāng)頂層水平位移達(dá)到 3.25Δy時(shí)，第一循環(huán)時(shí)荷載降至破壞點(diǎn) C，荷載值為Pu= 0.85Pm= 93 kN，該值高于屈服荷載（即Pu＞Py）．此時(shí)延性系數(shù)μ=3.11；當(dāng)頂層水平位移達(dá)到－3.25Δy時(shí)，第一循環(huán)時(shí)框架達(dá)到反向破壞點(diǎn)C＇，此時(shí)Pu＇=－84.9kN，延性系數(shù)μ＇=3.08．至此框架試件已經(jīng)破壞，加載到3.25Δy第三循環(huán)時(shí)試驗(yàn)停止．

從骨架曲線圖可以看出，試驗(yàn)框架屈服后仍有一定的強(qiáng)度上升段，達(dá)到峰值荷載后結(jié)構(gòu)承載力下降段的斜率不大，表明結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度退化不顯著．試件正、反向位移延性系數(shù)均大于 3，說(shuō)明具有良好的整體變形能力．

2.5 層間位移與轉(zhuǎn)角

表3 層間位移和轉(zhuǎn)角Tab. 3 Story displacement and angle

試驗(yàn)框架各層在屈服、極限和破壞時(shí)的層間位 移轉(zhuǎn)角δ/h（即各層層間位移δ與層高h(yuǎn)的比值）見(jiàn)表3．由表3可知，試驗(yàn)框架破壞時(shí)各層的極限層間變形能力都遠(yuǎn)大于1 /50，說(shuō)明該類框架具有良好的變形能力，完全滿足現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011-2010）對(duì)框架結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的彈塑性層間變形要求．

2.6 強(qiáng)度與剛度退化

本次試驗(yàn)用總體強(qiáng)度退化系數(shù)λj來(lái)衡量試驗(yàn)框架的強(qiáng)度退化情況．總體強(qiáng)度退化系數(shù) λj定義為，在結(jié)構(gòu)屈服之后的位移加載階段，第j次加載的各循環(huán)峰值荷載的平均值 Pj與極限荷載 Pmax的比值．試驗(yàn)框架的總體強(qiáng)度退化曲線如圖11所示．由圖可知，框架模型剛達(dá)到屈服時(shí)總體強(qiáng)度退化現(xiàn)象并不明顯；但在位移控制階段后期，超過(guò)極限荷載之后，強(qiáng)度退化比較明顯，原因在于此時(shí)框架梁端已全部形成塑性鉸，鋼板鼔曲嚴(yán)重甚至被撕裂，核心混凝土被壓碎擠出，柱腳也達(dá)到屈服并發(fā)生了較大變形，此時(shí)鋼管和混凝土的協(xié)同工作能力下降引起的．反向加載時(shí)框架試件的總體強(qiáng)度退化速率基本與正向加載時(shí)相同．

圖11 總體強(qiáng)度退化曲線Fig.11 Overall strength degradation curve

圖12 整體剛度退化曲線Fig.12 Overall stiffness degradation curve

在循環(huán)加載過(guò)程中，結(jié)構(gòu)的剛度逐漸下降，主要體現(xiàn)在從框架整體屈服到峰值荷載前彈塑性上升段、達(dá)到峰值荷載后下降段的剛度退化．以結(jié)構(gòu)屈服后位移加載階段的割線剛度來(lái)反映框架的整體剛度退化，框架各層割線剛度與Δ/Δy的關(guān)系如圖12所示．由圖可知，框架各層的整體剛度退化均呈退化趨勢(shì)，主要是由于框架屈服后，梁端和柱端塑性鉸區(qū)段的鋼管內(nèi)混凝土逐漸開(kāi)裂，甚至被壓碎，損傷較為嚴(yán)重，鋼材塑性的發(fā)展以及焊縫開(kāi)裂引起的．

2.7 結(jié)構(gòu)耗能

在循環(huán)反復(fù)荷載加載過(guò)程中，加載時(shí)框架吸收能量，卸載時(shí)框架放出能量，結(jié)構(gòu)在一個(gè)循環(huán)中吸收的能量減去放出的能量就是結(jié)構(gòu)耗散的能量．彈性階段，沒(méi)有產(chǎn)生殘余應(yīng)變，框架結(jié)構(gòu)通過(guò)剛體震動(dòng)釋放地震能量；進(jìn)入塑性階段，通過(guò)滯回環(huán)耗散能量．本文采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來(lái)評(píng)價(jià)框架的耗能能力，在各位移加載階段的等效粘滯阻尼系數(shù)he見(jiàn)表4．

表4 試件的耗能指標(biāo)Tab.4 Energy dissipation index of specimen

由表4可知：框架結(jié)構(gòu)在屈服初期he值很小，說(shuō)明此時(shí)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)塑性鉸的部位少，塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)能力仍不充分，結(jié)構(gòu)耗散的地震能量較少；隨著梁端水平位移的增加，框架結(jié)構(gòu)的滯回環(huán)越來(lái)越飽滿，對(duì)應(yīng)的he也逐漸增大，一方面是由于越來(lái)越多的框架梁端出現(xiàn)塑性鉸，塑性鉸不斷出現(xiàn)和轉(zhuǎn)動(dòng)；另一方面由于鋼管內(nèi)混凝土的裂縫發(fā)展、鋼管塑性的發(fā)展以及兩種材料間的內(nèi)摩擦等，使得框架結(jié)構(gòu)吸收的能量越來(lái)越多．當(dāng)施加到破環(huán)荷載時(shí)，he值最大，此時(shí)框架結(jié)構(gòu)梁端塑性鉸的發(fā)展已十分充分，當(dāng)柱腳塑性鉸出現(xiàn)時(shí)，結(jié)構(gòu)形成機(jī)構(gòu)而破壞．

3 結(jié)論

(1)矩形鋼管混凝土框架呈“強(qiáng)柱弱梁”破壞機(jī)制，試件破壞時(shí)加強(qiáng)環(huán)板外三層梁端和一層柱腳全部出現(xiàn)塑性鉸，梁的頂板和底板嚴(yán)重鼔曲，頂板與側(cè)板的焊縫撕裂，柱腳輕微鼔曲．

(2)矩形鋼管混凝土框架的滯回曲線飽滿，捏縮現(xiàn)象不明顯，表現(xiàn)出良好的抗震性能和耗能能力．破壞時(shí)位移延性系數(shù)均大于 3，各層層間位移角均大于1/50，滿足罕遇地震作用下層間彈塑性變形要求．

(3)試驗(yàn)框架的整體強(qiáng)度、剛度退化現(xiàn)象并不明顯，試件整體屈服后等效阻尼系數(shù)he呈增加趨勢(shì)，破壞時(shí)he達(dá)到了0.441，說(shuō)明框架耗能性能良好，可以應(yīng)用于實(shí)際工程中．

References

[1] 韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)理論與實(shí)踐(第二版) [M]. 北京:科技出版社,2007.HAN Linhai. Theory and practice of concrete-filled steel tubular structure [M]. Beijing: Science Press, 2007.

[2] 謝紹松, 張敬昌, 鐘俊宏. 世界第一樓—臺(tái)北101大樓之結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J]. 建筑施工.2005,27(10):1-4.XIE Shaosong, ZHANG Jingchang, Zhong Junhong.World's No.1 Skyscraper—Structural Design for Taipei 101[J].Building Construction. 2005,27(10):1-4.

[3] Matsui C. Strength and behavior of frames with concrete filled square steel tubular columns under earthquake loading. Proceeding of 1st international specialty conference on CFST. Harbin, 1985:143-146.

[4] Kawaguchi J, Morino S, Sugimoto T. Elastic-plastic behavior of concrete-filled steel tubular frames. Proceedings of the engineering foundation conference on steel and concrete composite construction Ⅲ, ASCE. New York,USA,1997:272-281.

[5] 王文達(dá), 韓林海, 陶忠.鋼管混凝土柱-鋼梁平面框架抗震性能的試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2006, 27(3): 48-58.WANG Wenda, HAN Linhai, TAO Zhong. Experimental research on seismic behavior of concrete filled CHS and SHS columns and steel beam planar frames[J]. Journal of Building Structures.2006,27(3):48-58.

[6] 王來(lái), 王鐵成, 陳倩. 低周反復(fù)荷載下方鋼管混凝土框架抗震性能的試驗(yàn)研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng).2003, 23(3) : 113- 117.WANG Lai, WANG Tiecheng, CHEN Qian. Experimental study on seismic performance on concrete-filled rectangular tubular frame under low-reversed cyclic loading[J]. Earthquake engineering and engineering vibration.2003, 23(3) : 113-117.

[7] HERRERA, RICLE J M, SAUSE R. Seismic performance evaluation of steel moment resisting frames with concrete filled tubular columns. Proceeding of the international workshop on steel and concrete composite construction. October, Taiwan,2003.

[8] 張文福.單層鋼管混凝土框架恢復(fù)力特性研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2000.ZHANG Wenfu. Research on the restoring force characteristics of the monolayer concrete-filled steel tubular frame[D]. Harbin: Harbin institute of technology, 2000.

[9] 蔣濤.薄壁矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的理論和試驗(yàn)研究[D].上海:同濟(jì)大學(xué),2003.JIANG Tao. Theoretical and experimental research on concrete filled rectangular thin-wall steel tubular structure [D]. Shanghai: Tongji University, 2003.

[10] 楊曉云.矩形鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗震性能研究[D].包頭: 內(nèi)蒙古科技大學(xué), 2014.YANG Xiaoyun. Research on Seismic Behavior of Concrete-filled Rectangular Steel Tubular Frames[D]. Baotou:Inner Mongolia University of Science and Technology, 2014.

[11] CECS159:2004. 矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[S]. 北京:中國(guó)計(jì)劃出版社,2004.CECS159:2004. Technical specification for structures with concrete-filled rectangular steel tube members [S].Beijing: Chinese Planning Press, 2004.

[12] JGJ101-96. 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,1997.JGJ101-96.Test methods for earthquake resistant building[S]. Beijing: Chinese Building Industry Press, 1997.

[13] 李磊,鄭山鎖,王斌, 等.型鋼高強(qiáng)混凝土框架的循環(huán)退化效應(yīng)[J].工程力學(xué),2010,27(8):125-132.LI Lei, ZHENG Shansuo, WANG Bin, et al. Cyclic deterioration effect of the steel reinforced high strength concrete frame[J]. Engineering Mechnics, 2010, 27(8): 125-132.