陳夢(mèng)成，張凡孟，2，黃 宏，王 超

(1.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013；2.合肥市市政設(shè)計(jì)研究總院有限公司，安徽 合肥 230041)

鋼管混凝土是一種組合結(jié)構(gòu)，結(jié)合了鋼管和混凝土的優(yōu)點(diǎn)[1-2]，方鋼管混凝土柱不僅具備塑、韌性好和承載力高的優(yōu)點(diǎn)，而且施工方便，適用廣泛，但是方鋼管混凝土柱表面易發(fā)生腐蝕，影響自身耐久性。近年來(lái)，由于自然環(huán)境的影響，在結(jié)構(gòu)耐久性方面，酸雨污染已經(jīng)成為重要影響因素之一。在受到酸雨或其他因素腐蝕影響時(shí)，鋼管混凝土試件乃至整體結(jié)構(gòu)的承載力和耐久性均會(huì)產(chǎn)生較大的退化。因此鋼管混凝土結(jié)構(gòu)大規(guī)模運(yùn)用于工程中時(shí)，腐蝕將是結(jié)構(gòu)工程師們面臨的一個(gè)重要問(wèn)題。

近年來(lái)，研究學(xué)者進(jìn)行了大量鋼管混凝土柱抗震方面的研究。文獻(xiàn)[3]考慮長(zhǎng)細(xì)比等參數(shù)的影響，設(shè)計(jì)制作了6根試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析其抗震性能試驗(yàn)現(xiàn)象，同時(shí)結(jié)合有限元軟件ABAQUS的模擬分析試驗(yàn)結(jié)果。研究表明：鋼管混凝土比混凝土構(gòu)件有更強(qiáng)的塑性變形能力；隨著軸壓比增大，試件水平承載力逐漸提高，耗能能力、剛度逐漸降低。文獻(xiàn)[4]研究低周反復(fù)荷載作用下試件的抗震性能，分析方鋼管混凝土柱在水平地震作用下的變形、承載能力和耗能能力的變化，以及剛度退化及結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制。同時(shí)，研究含鋼率、軸壓比和長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件延性的影響。結(jié)果表明：延性影響因素作用由小到大依次為含鋼率、軸壓比和長(zhǎng)細(xì)比。文獻(xiàn)[5]制作12根試件，在往復(fù)荷載作用下進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)，研究?jī)?nèi)填混凝土強(qiáng)度、寬厚比和軸壓比等不同試驗(yàn)參數(shù)的影響。結(jié)果表明：方鋼管混凝土柱具有良好的滯回性能及抗局部屈曲能力。文獻(xiàn)[6]設(shè)計(jì)制作6個(gè)方鋼管再生混凝土柱試件，考慮軸壓比和再生粗骨料取代率兩個(gè)變化參數(shù)，采用擬靜力試驗(yàn)對(duì)試件抗震性能進(jìn)行研究。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：可再生試件與普通試件的破壞過(guò)程較相似，試件破壞表現(xiàn)為鋼管根部明顯的鼓曲破壞；滯回曲線較飽滿，其形狀由梭形發(fā)展至弓形。有關(guān)銹蝕后鋼管混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的研究有少量文獻(xiàn)[7-8]涉及，但銹蝕后鋼管混凝土構(gòu)件抗震性能退化研究尚未見報(bào)道。

本文制作12根方鋼管混凝土柱試件并進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，對(duì)模擬酸雨銹蝕后的鋼管混凝土抗震性能退化規(guī)律進(jìn)行研究。在進(jìn)行荷載試驗(yàn)前，將其中9根試件浸泡于模擬酸雨溶液(根據(jù)江西地區(qū)的酸雨情況[9]配制而成)中，通過(guò)通直流電方式加速腐蝕。觀察方鋼管混凝土試件在低周往復(fù)荷載下的破壞形態(tài)，研究不同腐蝕水平和軸壓比對(duì)方鋼管混凝土柱滯回曲線、骨架曲線、延性系數(shù)以及等效黏滯阻尼系數(shù)等退化規(guī)律的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

為了對(duì)酸雨腐蝕環(huán)境下方鋼管混凝土柱的抗震性能退化規(guī)律進(jìn)行研究分析，試驗(yàn)中設(shè)計(jì)并制作12根試件，考慮軸壓比和名義腐蝕程度兩個(gè)變化參數(shù)，軸壓比分別取0.2、0.4和0.5，名義腐蝕程度分別取30%、20%、10%和0%，試件基本參數(shù)見表1。

表1 試件基本參數(shù)

注：以TS-0A為例，TS表示試驗(yàn)試件，0表示腐蝕程度(%)，A為軸壓比類型，A、B、C分別對(duì)應(yīng)軸壓比0.2、0.4和0.5工況。L為方鋼管邊長(zhǎng)，t為實(shí)測(cè)方鋼管壁厚，fcu為混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度，fy為試驗(yàn)測(cè)得的鋼材屈服強(qiáng)度，λ為長(zhǎng)細(xì)比，n為軸壓比。

試件制作時(shí)，所有方鋼管均采用焊接管，鋼板牌號(hào)為Q235，厚度為3.64 mm?；炷林惺褂玫燃?jí)為42.5R的海螺牌普通硅酸鹽水泥，粗骨料選取天然碎石，最大粒徑為25 mm，細(xì)骨料選取天然砂，采用自來(lái)水進(jìn)行人工拌合，配合比水∶水泥∶碎石∶砂=0.4∶1∶2.56∶1.10。澆注混凝土?xí)r將鋼管豎立，由頂部向鋼管內(nèi)部灌入混凝土，利用插入式振搗棒對(duì)其進(jìn)行振搗。試件自然養(yǎng)護(hù)，兩周后去除表面浮漿，再用高強(qiáng)環(huán)氧砂漿進(jìn)行表面抹平，硬化后打磨平整，焊上蓋板，以保證受荷初期核心混凝土與外鋼管共同受力，試件如圖1所示。鋼材屈服強(qiáng)度根據(jù)文獻(xiàn)[11]的規(guī)定進(jìn)行拉伸試驗(yàn)測(cè)得，鋼材組分見表2。

圖1 方鋼管混凝土試件

材質(zhì)母材化學(xué)成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%MnCSiPSQ3450.360.080.140.020.023

1.2 加速銹蝕試驗(yàn)

(a)模擬酸雨溶液浸泡試驗(yàn)示意

(b)直流電加速腐蝕試驗(yàn)示意圖2 電化學(xué)快速腐蝕試驗(yàn)裝置示意

1.3 低周往復(fù)荷載試驗(yàn)

為降低試件內(nèi)部缺陷的影響，試驗(yàn)開始后，首先用100 t千斤頂對(duì)柱頂施加軸向預(yù)壓力，當(dāng)軸壓力施加到目標(biāo)軸壓值的50%時(shí)卸載，然后按照試驗(yàn)要求施加軸向壓力至目標(biāo)值，并保持此狀態(tài)直至試驗(yàn)結(jié)束。軸向壓力目標(biāo)值可根據(jù)文獻(xiàn)[12]計(jì)算得到。試驗(yàn)過(guò)程中，軸向壓力值會(huì)發(fā)生波動(dòng)，因此需監(jiān)測(cè)并將波動(dòng)控制在5%以內(nèi)。使用荷載-位移雙控制方法進(jìn)行加載，試件屈服前，分別按0.25倍、0.5倍和0.7倍的Py(試件的屈服荷載)對(duì)試件進(jìn)行加載；屈服后，位移加載采用δy、2δy、3δy、4δy、5δy(δy為荷載Py對(duì)應(yīng)的位移)的方式。屈服前，按3級(jí)加載，每1級(jí)需循環(huán)1次；屈服后按7級(jí)加載，每級(jí)循環(huán)3次。

圖3 試驗(yàn)加載裝置1—法蘭支架A；2—法蘭支架B；3—千斤頂頂板；4—主體拉桿；5—千斤頂拉桿；6—球餃；7—光滑套筒；8—固定槽；9—千斤頂；10—夾具；11—可調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)接板；12—MTS作動(dòng)器；13—試件

圖4 加載制度示意

1.4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量

試驗(yàn)過(guò)程中，荷載(P)和位移(δ)分別由力和位移傳感器獲得，這些傳感器均為MTS作動(dòng)器控制系統(tǒng)自帶。應(yīng)變片布置方式為：每根試件外鋼管上下兩個(gè)面、夾具兩側(cè)對(duì)稱粘貼8片電阻應(yīng)變片(應(yīng)變片分別距夾具30和60 mm)；同理，在實(shí)際前后兩個(gè)側(cè)面、夾具兩側(cè)對(duì)稱粘貼8片電阻應(yīng)變花，如圖5所示。

圖5 應(yīng)變片布置圖

2 試件破壞特征分析

本文共進(jìn)行了12根(3根無(wú)腐蝕，9根腐蝕)方鋼管混凝土試件的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)。試件破壞形態(tài)如圖6所示，其破壞特征如下：

(1)9根腐蝕程度小于20%的試件，在位移加載δy和力的循環(huán)加載過(guò)程中，未出現(xiàn)明顯現(xiàn)象；位移加載2δy的第1次循環(huán)時(shí)，鋼管混凝土柱的側(cè)向荷載到達(dá)最大值，位移加載2δy第2次循環(huán)過(guò)程中，混凝土發(fā)出碎裂聲，同時(shí)，試件靠近夾具處的外鋼管壁出現(xiàn)輕微鼓曲，位移加載2δy第3次循環(huán)時(shí)，外鋼管壁發(fā)生明顯鼓曲；3δy的循環(huán)過(guò)程中，鋼管混凝土柱的上下外鋼管壁均出現(xiàn)嚴(yán)重鼓曲，試件側(cè)壁亦出現(xiàn)明顯鼓曲；持續(xù)加載，則試件鼓曲處發(fā)生焊縫開裂，該過(guò)程中混凝土碎渣掉落，當(dāng)試件側(cè)向承載力快速降低到極限載荷(85%峰值荷載)以下時(shí)，停止試驗(yàn)。

(2)9根腐蝕后的試件(腐蝕程度20%以內(nèi))最終破壞形態(tài)基本相同：試件都發(fā)生鼓曲破壞，出現(xiàn)焊縫開裂，破壞位置都出現(xiàn)在試件與剛性?shī)A具連接處靠近千斤頂?shù)囊粋?cè)，表明剛性?shī)A具在千斤頂施加軸向壓力過(guò)程中具有一定的抵抗約束作用。

(3)試件TS-30B和TS-30A的腐蝕程度為30%，試件在荷載加載階段出現(xiàn)焊縫開裂，且開裂長(zhǎng)度較大，但試件仍能工作；在位移加載階段，試件在2δy循環(huán)過(guò)程中均發(fā)生破壞，柱內(nèi)混凝土被壓碎并掉出。荷載加載階段，TS-30C試件未出現(xiàn)焊縫開裂現(xiàn)象，但試驗(yàn)剛進(jìn)入位移循環(huán)加載階段，試件的焊縫就突然開裂，裂縫位于試件施加軸力端的端部，柱內(nèi)混凝土被壓碎，發(fā)生脆性破壞。

(a)TS-0A (b)TS-10A (c)TS-20A

(d)TS-30A (e)TS-0B (f)TS-10B

(g)TS-20B (h)TS-30B (i)TS-0C

(j)TS-10C (k)TS-20C (l)TS-30C圖6 試件破壞形態(tài)

3 結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

圖7為試驗(yàn)得到的P-δ滯回曲線。

(1)滯回曲線在荷載控制加載階段是一條重合線段，說(shuō)明試件在荷載控制加載階段基本處于彈性工作階段，且此階段未出現(xiàn)較明顯的殘余變形，同時(shí)試件初始彈性剛度也無(wú)明顯變化。

(2)側(cè)向荷載在位移控制加載階段中隨試驗(yàn)的進(jìn)行逐漸增加，試件側(cè)向荷載達(dá)到峰值后下降，此時(shí)殘余變形已經(jīng)產(chǎn)生，因?yàn)楫?dāng)試驗(yàn)將側(cè)向荷載卸載為0時(shí)，構(gòu)件的位移不為0，同時(shí)通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)殘余變形會(huì)隨位移循環(huán)次數(shù)的增加而增大。殘余變形產(chǎn)生的原因有多種：主要原因是試驗(yàn)過(guò)程中位移與荷載相比存在一定的滯后；滯回曲線在位移控制加載階段逐漸向位移軸傾斜，這說(shuō)明隨著位移循環(huán)次數(shù)增加，試件的剛度和承載力均發(fā)生了退化。

(3)隨著腐蝕程度增加，曲線形狀由飽滿向梭形轉(zhuǎn)化，捏縮現(xiàn)象逐漸趨于明顯，說(shuō)明其滯回能力逐漸下降，同時(shí)，試件的剛度、承載力、延性以及耗能能力均下降。

(4)隨著軸壓比增加，各級(jí)循環(huán)位移下的滯回環(huán)面積及滯回位移逐漸減小，其耗能能力稍有下降。

(a)TS-0A

(b)TS-10A

(c)TS-20A

(d)TS-30A

(e)TS-0B

(f)TS-10B

(g)TS-20B

(h)TS-30B

(i)TS-0C

(j)TS-10C

(k)TS-20C

(l)TS-30C圖7 方鋼管混凝土試件荷載(P)-位移(δ)滯回曲線

3.2 骨架曲線

試件變形與受力的關(guān)系主要通過(guò)骨架曲線反映，同時(shí)骨架曲線也能反映結(jié)構(gòu)的抗震性能。圖8為軸壓比分別取0.2、0.4和0.5時(shí)不同腐蝕水平下的試件骨架曲線對(duì)比。圖8(a)、圖8(b)和圖8(c)均體現(xiàn)出了腐蝕水平對(duì)試件骨架曲線的影響。試件的側(cè)向承載力、耗能能力和延性系數(shù)均隨腐蝕程度的增加而減小。導(dǎo)致以上參數(shù)減小的主要原因?yàn)椋焊g后的鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用迅速下降，核心混凝土抵抗變形的能力與外鋼管抵抗局部屈曲的能力也隨之降低。試驗(yàn)結(jié)果分析表明：在實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中鋼材和焊縫必須做好防銹蝕處理，方鋼管混凝土柱的腐蝕程度超過(guò)20%時(shí)，試驗(yàn)延性嚴(yán)重下降，鋼管對(duì)混凝土的套箍作用不再明顯，最終引發(fā)試件的脆性破壞。

(a)軸壓比為0.2

(b)軸壓比為0.4

(c)軸壓比為0.5圖8 不同軸壓比工況的骨架曲線

3.3 延性系數(shù)和耗能能力

延性既可反映出結(jié)構(gòu)與試件在非彈性階段的變形能力，又可用于評(píng)價(jià)其抗震性能。用延性系數(shù)μ代表延性的大小，其計(jì)算公式為

μ=δu/δy

( 1 )

式中：μ為延性系數(shù)；δu為極限荷載對(duì)應(yīng)的位移值；δy為試件屈服時(shí)的位移。

結(jié)構(gòu)的耗能能力通常使用等效黏滯阻尼系數(shù)he表示，其計(jì)算公式為

he=S曲線ABCD/[2π(S△OBE+S△ODF)]

( 2 )

式中：(S△OBE+S△ODF)為滯回環(huán)極值對(duì)應(yīng)的三角形面積；S曲線ABCD為滯回環(huán)的面積，如圖9所示。he越小，結(jié)構(gòu)的耗能能力越弱，抗震性能就越差。

圖9 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算圖

表3為不同腐蝕水平和軸壓比情況下試件變形過(guò)程中屈服、峰值及極限荷載試驗(yàn)值。表4為依據(jù)表3和式( 2 )計(jì)算得到的延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)。

從表3和表4可以看出：

(1)隨著腐蝕水平的增加，試件側(cè)向荷載屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)與極限點(diǎn)均下降，試件的延性系數(shù)逐漸降低；除了少數(shù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)反常外，隨著軸壓比增加，試件的屈服、峰值、極限荷載及試件的屈服、峰值和極限位移下降。

(2)全部試件破壞時(shí)，其he的范圍為0.207～0.304；由文獻(xiàn)[6]可知，相應(yīng)鋼筋混凝土試件破壞時(shí)，he的范圍為0.1～0.2。該現(xiàn)象充分說(shuō)明即使方鋼管混凝土試件的腐蝕水平達(dá)到30%，其耗能能力也優(yōu)于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，也就是說(shuō)，鋼管混凝土柱的抗震性能優(yōu)于鋼筋混凝土柱。

(3)破壞點(diǎn)的he隨軸壓比和腐蝕水平的增加呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，即抗震性能減弱。

表3 試件屈服、峰值及極限荷載試驗(yàn)值

注：試驗(yàn)中，試件TS-30C焊縫過(guò)早破壞，未收集到其試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

表4 試件延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)

4 壓彎承載力計(jì)算

20世紀(jì)80年代至今，國(guó)內(nèi)外眾多科研團(tuán)隊(duì)研究并制定了有關(guān)鋼管混凝土抗震性能的規(guī)范和規(guī)程，例如國(guó)內(nèi)的GB 50936—2014[12]、DB36/J 001—2007[13]、CECS 159—2004[14]和CECS 254—2012[15]；國(guó)外有美國(guó)的結(jié)構(gòu)鋼建筑荷載和阻力系數(shù)設(shè)計(jì)規(guī)范[16]和日本鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)施工建議[17]等。本文依據(jù)文獻(xiàn)[12-17]進(jìn)行計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果Nuc與試驗(yàn)數(shù)據(jù)Nut進(jìn)行對(duì)比分析，考察文獻(xiàn)[12-17]的適用性，統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表5和表6。

(1)文獻(xiàn)[15]計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[17]計(jì)算結(jié)果均小于實(shí)測(cè)值，但其Nuc/Nut平均值分別為0.55、0.54，使設(shè)計(jì)偏于保守，最終結(jié)果將導(dǎo)致工程造價(jià)過(guò)高；文獻(xiàn)[14]計(jì)算結(jié)果大于實(shí)測(cè)值，Nuc/Nut平均值為1.61，使設(shè)計(jì)偏于不安全。

(2)對(duì)比文獻(xiàn)[13]、文獻(xiàn)[12]、文獻(xiàn)[16]的計(jì)算值以及試驗(yàn)結(jié)果，其Nuc/Nut平均值分別為0.83、0.80和0.74。計(jì)算方鋼管混凝土柱的壓彎承載力時(shí)，由于使用國(guó)外設(shè)計(jì)規(guī)范存在諸多不便，不建議采用文獻(xiàn)[16]；將文獻(xiàn)[12]和文獻(xiàn)[13]進(jìn)行對(duì)比后發(fā)現(xiàn)文獻(xiàn)[12]計(jì)算結(jié)果偏保守；根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建議工程設(shè)計(jì)中承載能力極限狀態(tài)下采用文獻(xiàn)[12]計(jì)算結(jié)果除以0.80，或采用文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果除以0.83。

(3)將腐蝕程度為30%的試件刪除，而后取其余9個(gè)試件Nuc/Nut的平均值填入表6，原因?yàn)檎麄€(gè)鋼管混凝土柱試件中，焊縫的腐蝕最嚴(yán)重，低周往復(fù)荷載作用條件下，腐蝕程度大于20%的試件中焊縫首先開裂，隨后MTS施加的側(cè)向荷載僅由混凝土獨(dú)立承受，而混凝土也在低周往復(fù)荷載的作用下迅速破壞，最終導(dǎo)致試件整體破壞。表5中文獻(xiàn)[12]和文獻(xiàn)[13]的設(shè)計(jì)值大于試件實(shí)際破壞時(shí)的極限承載力，也驗(yàn)證了焊縫過(guò)早破壞的試驗(yàn)結(jié)果。

表5 試件Nuc與Nut對(duì)比結(jié)果

注：使用文獻(xiàn)[12-15]計(jì)算鋼管混凝土側(cè)向承載力時(shí)，混凝土抗壓強(qiáng)度值采用實(shí)驗(yàn)室軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；使用文獻(xiàn)[16]對(duì)承載力進(jìn)行計(jì)算時(shí)，混凝土抗壓強(qiáng)度值取0.8倍立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；使用文獻(xiàn)[17]對(duì)承載力進(jìn)行計(jì)算時(shí)，混凝土抗壓強(qiáng)度值取0.85倍軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值。

表6 試件Nut/Nuc的統(tǒng)計(jì)特征值

5 結(jié)論

本文對(duì)模擬酸雨銹蝕后的鋼管混凝土抗震性能退化規(guī)律進(jìn)行研究，得到以下結(jié)論：

(1)試件破壞均源于側(cè)向承載力突然下降，引起側(cè)向承載力下降的原因?yàn)楹缚p破裂。腐蝕程度不高于20%的試件延性下降緩慢且焊縫開裂長(zhǎng)度不大，腐蝕水平超過(guò)20%后試件延性下降明顯，并出現(xiàn)焊縫撕裂長(zhǎng)度大和脆性破壞等現(xiàn)象，以上現(xiàn)象均說(shuō)明焊縫對(duì)試件的抗震能力影響較大。

(2)隨著腐蝕程度的增加，滯回曲線形狀由紡錘形向扁平形轉(zhuǎn)變，其屈服、峰值和極限荷載均下降，滯回環(huán)面積和位移循環(huán)周次也呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

(3)骨架曲線在試件屈服前線性上升，屈服后非線性上升。此現(xiàn)象說(shuō)明與混凝土結(jié)構(gòu)相比，方鋼管混凝土柱具有更優(yōu)良的耗能與承載能力；位移加載后期，隨著腐蝕水平的增加，試件骨架曲線的下降速率增大。

(4)以腐蝕水平為主要控制變量時(shí)，隨著腐蝕水平的增加，試件的骨架曲線明顯下降，試件破壞時(shí)的耗能能力降低，試件的延性系數(shù)降低。以軸壓比為主要控制變量時(shí)，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)及耗能能力隨軸壓比的增加出現(xiàn)下降趨勢(shì)。

(5)對(duì)比文獻(xiàn)[13]的計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[12]的計(jì)算結(jié)果，可知后者偏于保守。當(dāng)需采用承載能力極限狀態(tài)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，建議工程設(shè)計(jì)采用前者計(jì)算的結(jié)果除以0.83，或后者計(jì)算的結(jié)果除以0.80。

參考文獻(xiàn)：

[1]韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu):理論與實(shí)踐[M].北京:科學(xué)出版社,2004.

[2]鐘善桐.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M].3版.北京:清華大學(xué)出版社,2003.

[3]聶瑞鋒,徐培蓁,閻宇.方鋼管混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究和仿真分析[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2012,40(11):1596-1602.

NIE Ruifeng,XU Peizhen,YAN Yu.Experimental Research and Finite Element Analysis on Seismic Behavior of Concrete-filled Square Steel Tubular Columns[J].Journal of Tongji University:Natural Science,2012,40(11):1596-1602.

[4]李黎明,李寧,陳志華,等.方鋼管混凝土柱的抗震性能試驗(yàn)研究[J].吉林大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版,2008,38(4):817-822.

LI Liming,LI Ning,CHEN Zhihua,et al.Anti-seismic Test on Concrete-filled Square Steel Tube Column[J].Journal of Jilin University:Engineering and Technology Edition,2008,38(4):817-822.

[5]呂西林,陸偉東.反復(fù)荷載作用下方鋼管混凝土柱的抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2000,21(2):2-11.

Lü Xilin,LU Weidong.Seismic Behavior of Concrete-filled Rectangular Steel Tubular Columns under Cyclic Loading[J].Journal of Building Structures,2000,21(2):2-11.

[6]張向?qū)?陳宗平,薛建陽(yáng),等.方鋼管再生混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2014,35(9):11-19.

ZHANG Xianggang,CHEN Zongping,XUE Jianyang,et al.Experimental Study on Seismic Behavior of Recycled Aggregate Concrete Filled Square Steel Tube Columns[J].Journal of Building Structures,2014,35(9):11-19.

[7]魯軍凱.酸雨和凍融環(huán)境對(duì)再生及鋼管再生混凝土性能影響的研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2011.

[8]孟二從,蘇益聲,陳朋朋,等.低周反復(fù)荷載下方鋼管再生混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究[J].廣西大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2015(4):790-797.

MENG Ercong,SU Yisheng,CHEN Pengpeng,et al.Experimental Study on Seismic Behavior of Recycled-concrete-filled Square Steel Tube Columns under Cyclic Reversed Loading[J].Journal of Guangxi University:Natural Science Edition,2015(4):790-797.

[9]陳夢(mèng)成,羅晶,許開成.江西省酸雨特征分析及預(yù)測(cè)模型[J].環(huán)境科學(xué)與技術(shù),2014,37(10):167-170.

CHEN Mengcheng,LUO Jing,XU Kaicheng.Characteristics and Prediction Model of Jiangxi Acid Rain[J].Environmental Science & Technology,2014,37(10):167-170.

[10]張凡孟.模擬酸雨腐蝕后方鋼管混凝土構(gòu)件抗震性能試驗(yàn)研究[D].南昌:華東交通大學(xué),2016.

[11]中華人民共和國(guó)國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局，中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì).GB/T 228.1—2010 金屬材料拉伸試驗(yàn) 第一部分:室溫試驗(yàn)方法[S].北京:中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社,2011.

[12]中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.GB 50936—2014 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2014.

[13]江西省建設(shè)廳.DB 36/J001—2007 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,2008.

[14]中國(guó)工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì).CECS 159—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.

[15]中國(guó)工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì).CECS 254—2012 實(shí)心與空心鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[S].北京:中國(guó)計(jì)劃出版社,2012.

[16]American Institute of Steel Construction.Load and Resis-tance Factor Design Specification for Structural Steel Buildings[S].2nd ed.Chicago:American Institute of Steel Construction,1999.

[17]Architectural Institute of Japan.Recommendations for Design and Construction of Concrete Filled Steel Tubular Structures[S].Tokyo:Architectural Institute of Japan,1996.