王東鋒，邵永波，歐佳靈

(1. 西南石油大學機電工程學院，成都 610500；2. 西南石油大學土木工程與測繪學院，成都 610500)

鋼管混凝土(Concrete filled steel tube，CFST)構件是由中空鋼管填充混凝土而制成的構件[1]。鋼管混凝土構件承受軸壓荷載時，由于外圍鋼管的約束作用，使核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，顯著提高了混凝土的抗壓強度。核心混凝土的存在能有效抑制空鋼管的變形，防止鋼管軸壓作用下失穩(wěn)。鋼管和混凝土協(xié)同作用，使得鋼管混凝土構件具有優(yōu)異的力學性能。

鋼管混凝土構件服役過程中，不可避免的會受到環(huán)境腐蝕的影響。許多學者對含腐蝕缺陷鋼管混凝土進行了試驗[2-8]、理論[9-11]、數(shù)值[12-13]研究，研究了包括截面形狀、加載方式、腐蝕類型等參數(shù)對鋼管混凝土構件力學性能的影響。Han等[14]對持續(xù)荷載和氯離子腐蝕兩種情況下的方鋼管混凝土進行了試驗研究，分析了長期荷載和腐蝕對鋼管混凝土構件性能的影響?；ㄓ仔堑萚15]建立了鋼管混凝土在長期軸拉荷載與氯離子腐蝕共同作用下的力學性能有限元模型。王慶利等[16]對長期荷載-氯鹽腐蝕耦合作用下圓鋼管混凝土軸壓短柱進行了試驗研究，試驗表明腐蝕率對鋼管混凝土構件的承載力有顯著影響。以往的研究多數(shù)是針對鋼管混凝土構件的整體腐蝕，而實際工程中，鋼管混凝土長期處于潮濕、酸雨或海洋等復雜環(huán)境中，容易產(chǎn)生局部的腐蝕缺陷。腐蝕缺陷的存在導致鋼管的有效橫截面面積減小，使得鋼管混凝土中鋼管及核心混凝土承載力均有所下降，進而影響結構安全性和耐久性[17]。為解決鋼管混凝土構件承載力不足的問題，有學者提出用碳纖維增強復合材料(Carbon fiber reinforced polymer，CFRP)加固鋼管混凝土構件。近年來，已有許多圍繞CFRP 加固鋼管混凝土構件的試驗[18-24]、理論[25 - 26]和有限元[27-29]研究，研究了鋼管厚度、CFRP 層數(shù)、混凝土強度及截面形狀等參數(shù)對CFRP加固鋼管混凝土構件力學性能的影響。對于CFRP加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱的軸壓承載力研究卻鮮有涉及。分析腐蝕缺陷對圓鋼管混凝土柱的軸壓承載力影響規(guī)律，研究CFRP 對腐蝕缺陷鋼管混凝土柱的加固效果，對評估及保障結構安全具有重要的指導意義和工程實用價值。

本文分別對不含腐蝕圓鋼管混凝土短柱、含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱以及CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱的軸壓承載力進行試驗研究。對比研究不同腐蝕長度、腐蝕深度和腐蝕角度對圓鋼管混凝土短柱軸壓承載力的影響規(guī)律，以及CFRP 加固對含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱的力學性能影響。

1 試驗設計

1.1 試驗方案

試驗共設計19 個試件，包括1 個不含腐蝕圓鋼管混凝土(T4.5-CFST)試件、8 個含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土(C-CCFST)試件和10 個CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土(CFRP-C-CCFST)試件。試件核心混凝土采用同批次人工攪拌混凝土澆筑制成，所用鋼管為熱軋無縫鋼管，長度l=399 mm，外徑d=133 mm，厚度t=4.5 mm。為模擬試件腐蝕缺陷，采用銑削加工方式對鋼管外表面進行材料去除，如圖1 所示。值得說明的是機械加工產(chǎn)生的腐蝕并不完全符合實際自然腐蝕的情況，考慮到自然腐蝕的隨機性及復雜性，難以通過試驗的方式對其進行參數(shù)化研究，故本試驗采用材料去除的方式模擬腐蝕缺陷，以此方式[30-31]模擬腐蝕缺陷被認為是可行的。為防止腐蝕缺陷處因應力集中對CFRP 造成損傷，試件加工過程中對鋼管壁厚突變處進行倒角處理。在實際工程中，建議對凹凸不平的腐蝕表面進行平整及鈍化處理之后再涂抹粘接劑，從而形成相對光滑的接觸表面，以防止纖維因應力集中導致斷裂，降低加固效果。

圖1 C-CCFST 試件 /mmFig. 1 C-CCFST Specimens

圓鋼管混凝土短柱腐蝕尺寸主要考慮三個影響因素，分別為腐蝕長度CL、腐蝕深度CD和腐蝕角度CA。腐蝕長度包括：140 mm、160 mm及180 mm。腐蝕深度包括：1 mm、2 mm 及3 mm。腐蝕角度包括90°、150°、210°及360°。除上述腐蝕尺寸參數(shù)外，還考慮了CFRP 層數(shù)對CFRP-C-CCFST 試件的影響，CFRP 層數(shù)n包括：2 層、3 層及4 層。未使用CFRP 加固的C-CCFST 試件，CFRP 層數(shù)即為0 層。試件命名規(guī)則如下：1)字母“T”表示鋼管的厚度，其后數(shù)字為鋼管的厚度值；2)“CFST”表示不含腐蝕鋼管混凝土試件；3)字母“L”、“D”、“A”分別表示腐蝕長度、腐蝕深度和腐蝕角度；4)字母后面的數(shù)字表示對應的腐蝕參數(shù)值；5)最后一個數(shù)字表示碳纖維布層數(shù)。試件基本參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.2 材料屬性

鋼管材料力學屬性根據(jù)《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[32]進行拉伸試驗獲得，測得應力-應變曲線如圖2 所示。鋼管材料力學屬性試驗獲得數(shù)據(jù)如表2 所示，表2 中Es、fy、fu、μs以及ε 分別代表鋼材的彈性模量、屈服強度、極限抗拉強度、泊松比以及延伸率。CFRP 材料拉伸試件依據(jù)《定向纖維增強聚合物基復合材料拉伸性能試驗方法》(GB/T 3354-2014)[33]制作，尺寸為230 mm×12.5 mm×1.336 mm，其中8 層CFRP 片材總厚度為1.336 mm。采用萬能試驗機進行拉伸試驗，引伸計測量拉伸試件的應變，拉伸速率為2 mm/min，測得應力-應變曲線如圖3 所示，5 個CFRP 拉伸試件試驗確定的CFRP材料參數(shù)見 表3。表3 中Ecf、fcf、δcf、Wcf以及tcf分別代表CFRP 的彈性模量、極限抗拉強度、延伸率、單位面積質量以及厚度。核心混凝土材料屬性采用與試件制作時澆筑并且同一條件下養(yǎng)護成型的150 mm×150 mm×150 mm 立方體試塊，依據(jù)《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081-2002)[34]進行試驗，測得混凝土平均立方抗壓強度為50.6 MPa。

表3 CFRP 材料參數(shù)Table 3 Material properties of CFRP

圖3 CFRP 應力-應變曲線Fig. 3 Stress-strain curves of CFRP

表2 鋼管材料屬性Table 2 Material properties of steel tube

圖2 鋼材應力-應變曲線Fig. 2 Stress-strain curves of steel

1.3 加載及測量方案

試驗軸壓加載裝置為WDYS-5000B 微機控制電液伺服萬能試驗機，最大加載荷載為5000 kN，加載裝置見圖4。鋼管和CFRP 表面進行測點布置，應變片位置如圖5 所示，其中點1、點3 和點5 處粘貼縱向和環(huán)向應變片，點2 和點4 粘貼縱向應變片。試件上端板布置位移計用以測量試件的軸向位移，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動采集試驗荷載、應變和位移數(shù)據(jù)信息。試驗開始前，采用有限元分析軟件對試件極限承載力做出預估。試驗采用分級加載的方式進行。加載前，先對試件進行循環(huán)預加載，采用位移控制使試件上端板與試驗機上承板接觸，切換荷載控制緩慢加載至荷載大小為試件預估極限承載力的10%，停止加載，緩慢卸載為零，循環(huán)此過程，直至試件不再偏壓；正式加載時，在試件彈性階段采用荷載控制方式加載，保持每2 min 加載預估極限承載力的1/10；當荷載達到預估極限承載力的60%時，將每次加載荷載減小到預估極限承載力的1/20；當荷載達到預估極限承載力的80%時，將加載方式調(diào)整為位移控制，保持2 mm/min 的速率加載至試件軸向位移為10 mm 時停止試驗。

圖4 加載方案Fig. 4 Loading scheme

圖5 測點位置Fig. 5 Distribution of measuring points

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象及失效模式

圖6 給出了T4.5-CFST 試件和C-CCFST 試件軸壓承載力試驗典型失效模式。圖6(a)為T4.5-CFST試件失效模式。加載初期，試件外觀無明顯變化。進一步持續(xù)加載，軸向變形快速增長而荷載保持穩(wěn)定，試件表面出現(xiàn)鼓曲，并逐漸發(fā)展，試件呈腰鼓形，為外部鋼管屈服失效。圖6(b)和圖6(c)均為C-CCFST 試件最終失效模式。C-CCFST 試件加載初期，外觀無明顯變化。當荷載達到極限承載力附近時，試件腐蝕缺陷區(qū)域兩端首先出現(xiàn)局部屈曲。達到極限承載力后，軸向變形快速增長而荷載持續(xù)下降，下降至平穩(wěn)以后停止加載。觀察各試件表面，發(fā)現(xiàn)腐蝕深度為2 mm，腐蝕角度為150°，腐蝕長度分別為140 mm、160 mm 和180 mm的試件均發(fā)生局部屈曲，局部屈曲程度較為接近。相比T4.5-L160-D2-A150-0 試件，腐蝕深度為1 mm 的T4.5-L160-D1-A150-0 試件以及腐蝕角度為90°的T4.5-L160-D2-A90-0 試件并未出現(xiàn)明顯的局部屈曲現(xiàn)象，如圖6(b)所示。圖6 表明：未加固含腐蝕缺陷試件與不含腐蝕試件失效模式存在明顯差異，腐蝕缺陷的存在可能導致圓鋼管混凝土試件的失效模式發(fā)生改變。腐蝕深度為3 mm的T4.5-L160-D3-A150-0 試件以及腐蝕角度為360°的T4.5-L160-D2-A360-0 試件，局部屈曲現(xiàn)象最為顯著。這表明腐蝕缺陷區(qū)域局部屈曲的程度可能與約束作用減小程度有關。

圖6 T4.5-CFST 試件和C-CCFST 試件失效模式Fig. 6 Failure modes of T4.5-CFST specimen and C-CCFST specimens

圖7 所示為CFRP-C-CCFST 試件軸壓承載力試驗的失效模式。加載初期，試件外觀變形不明顯。隨著荷載增大，偶爾聽到“噼啪”清脆膠裂聲，荷載繼續(xù)增大，膠裂的聲音基本消失。隨后試件達到極限承載力，大量CFRP 瞬間斷裂，軸向變形急劇增加，并伴隨巨大響聲，此時認為試件失效，失效模式為CFRP 斷裂。持續(xù)加載，直至試件軸向發(fā)生過大變形，停止試驗。觀察試件表面，發(fā)現(xiàn)所有試件中部腐蝕缺陷區(qū)域CFRP 斷裂，斷裂后的CFRP 基本呈塊狀或條狀，并且與鋼管脫開，露出鋼管表面。除試件T4.5-L180-D2-A150-3、T4.5-L160-D2-A150-3 以及T4.5-L160-D2-A360-3 之外，其余試件均未出現(xiàn)局部屈曲，表明CFRP 加固能夠有效抑制腐蝕區(qū)域鋼管的局部屈曲。

圖7 CFRP-C-CCFST 試件失效模式Fig. 7 Failure modes of CFRP-C-CCFST specimens

2.2 荷載-軸向位移曲線

圖8 給出了各試件的荷載-軸向位移曲線。圖8(a)為T4.5-CFST 試件的荷載-軸向位移曲線，加載初期，荷載隨軸向位移變化線性增加，為彈性階段。隨著軸向位移的增加，曲線呈現(xiàn)出非線性響應，進入彈塑性階段。經(jīng)過短暫彈塑性階段后進入塑性階段，位移增長速率明顯加快，荷載基本保持穩(wěn)定。圖8(b)～圖8(i)為C-CCFST 試件和CFRPC-CCFST 試件的荷載-軸向位移曲線。對于C-CCFST試件，加載初期，荷載-軸向位移曲線基本呈線性發(fā)展，達到極限承載力以后，荷載略微下降，最終進入塑性階段，荷載保持穩(wěn)定。圖8 中的荷載-軸向位移曲線表明：C-CCFST 試件的極限承載力均低于T4.5-CFST 試件的極限承載力。原因是當外部鋼管產(chǎn)生腐蝕缺陷后，鋼管有效橫截面面積減小，導致鋼管混凝土構件中鋼管部分所能承受的荷載減小，并且削弱外部鋼管對核心混凝土的約束作用，降低構件的極限承載力。采用CFRP進行加固的CFRP-C-CCFST 試件加載至彈塑性階段后與C-CCFST 試件和T4.5-CFST 試件的荷載位移曲線有所不同。進一步持續(xù)加載，荷載隨軸向位移再次呈現(xiàn)線性關系，表明CFRP 開始發(fā)揮約束作用，試件達到極限承載力后，荷載急劇下降，腐蝕缺陷處CFRP 斷裂，CFRP-C-CCFST 試件失效。圖8 表明：相比C-CCFST 試件，CFRP-CCCFST 試件在彈性階段具有更大的軸壓剛度。此外，如圖8(b)所示，軸壓剛度隨著CFRP 層數(shù)的增加而增大。采用CFRP 進行加固的CFRP-CCCFST 試件與C-CCFST 試件極限承載力相比表現(xiàn)出顯著的提升作用，這是由于鋼管屈服后隨著軸向持續(xù)加載，CFRP 仍能夠為核心混凝土提供約束，且CFRP 限制了腐蝕區(qū)域鋼管局部向外屈曲。值得注意的是，采用2 層～4 層CFRP 加固后的含腐蝕缺陷試件極限承載力均高于未腐蝕試件(T4.5-CFST)極限承載力，表明CFRP 具有良好的加固效果。

圖8 試件荷載-軸向位移曲線Fig. 8 Load versus axial displacement curves of specimens

2.3 極限承載力分析

表1 給出了所有試件的極限承載力試驗值Nu、C-CCFST 試件的極限承載力退化率Rd及CFRP-CCCFST 試件的極限承載力提高率Re。極限承載力退化率是指C-CCFST 試件極限承載力相對于T4.5-CFST 試件極限承載力的折減百分比，極限承載力提高率是指CFRP-C-CCFST 試件極限承載力相對于C-CCFST 試件極限承載力的提高百分比。圖9 所示為含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件的極限承載力與腐蝕參數(shù)之間的關系。

圖9(a)為腐蝕深度為2 mm，腐蝕角度為150°時，C-CCFST 及CFRP-C-CCFST 試件極限承載力與腐蝕長度之間的關系。對比不含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件，C-CCFST 極限承載力分別退化5.1%、12.1%和9.6%。對比發(fā)現(xiàn)，隨著腐蝕長度的增加，含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件的極限承載力并沒有顯著降低。相反，腐蝕長度為180 mm的T4.5-L180-D2-A150-0 試件極限承載力比腐蝕長度為160 mm 的T4.5-L160-D2-A150-0 試件極限承載力有所提高。這是由于失效總是在薄弱橫截面發(fā)生，而不同腐蝕長度的試件橫截面仍然一致，這導致試件極限承載力對腐蝕長度變化并不敏感。采用3 層CFRP 分別對腐蝕長度分別為140 mm、160 mm 和180 mm 的C-CCFST 試件進行加固，加固后極限承載力提高率分別為：29.0%、39.9%和36.9%。

圖9 極限承載力-腐蝕參數(shù)Fig. 9 Parametric analysis of ultimate strengths

圖9(b)為腐蝕長度為160 mm，腐蝕角度為150°時，C-CCFST 試件及CFRP-C-CCFST 試件極限承載力與腐蝕深度之間的關系。與不含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件進行對比，腐蝕深度為1 mm、2 mm 和3 mm 的C-CCFST 試件的極限承載力分別退化3.0%、12.1%和20.2%。隨著腐蝕深度的增加，C-CCFST 試件的極限承載力基本呈線性下降趨勢，表明腐蝕深度對圓鋼管混凝土的極限承載力具有顯著影響。采用3 層CFRP 對腐蝕深度為1 mm、2 mm 和3 mm 的C-CCFST 試件進行加固，加固后極限承載力提高率分別為：35.5%、39.9%和39.6%。

圖9(c)為腐蝕長度為160 mm，腐蝕深度為2 mm 時，C-CCFST 試 件 及CFRP-C-CCFST 試 件極限承載力與腐蝕角度之間的關系。對比不含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件，極限承載力分別退化5.6%、12.1%、7.9%和22.9%。相對于C-CCFST試件，采用3 層CFRP 加固的CFRP-C-CCFST 試件極限承載力提升率分別為：35.6%、39.9%、35.8%和49.8%。值得注意的是，從圖9(c)可以看出，隨著腐蝕角度的增加極限承載力整體呈下降趨勢，相對于腐蝕角度為150°的試件，腐蝕角度為210°的試件極限承載力出現(xiàn)略微上升，原因可能是由于試驗誤差所導致。

試件極限承載力與加固CFRP 層數(shù)的關系如圖9(d)所示。為考慮CFRP 層數(shù)對試件極限承載力的影響，試驗方案分別采用2 層、3 層和4 層CFRP 對腐蝕長度為160 mm，腐蝕深度為2 mm，腐蝕角度為150°的試件進行加固。圖9(d)中表明：2 層～4 層CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件的極限承載力隨著CFRP 層數(shù)的增加而增大。原因是CFRP 層數(shù)增加能夠增強極限承載力狀態(tài)下CFRP 對核心混凝土的約束作用。

通過對含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件的不同腐蝕參數(shù)進行試驗研究表明：腐蝕深度和腐蝕角度對圓鋼管混凝土試件的極限承載力影響較大，腐蝕長度的影響相對較小。采用CFRP 加固，能夠顯著提升含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件極限承載力，且在當前參數(shù)范圍內(nèi)CFRP 加固層數(shù)越多，極限承載力越大。

2.4 荷載-應變分析

部分試件荷載-應變曲線關系如圖10 所示。圖10 中εsl、εst分別表示鋼管表面縱向應變與鋼管表面環(huán)向應變，εy為鋼管屈服應變。

由圖10(a)可以看出，試件T4.5-CFST 在軸壓過程中點1 處和點3 處的縱向和環(huán)向應變基本重合。當縱向和環(huán)向應變達到屈服應變值時，試件荷載達到極限承載力。對于C-CCFST 試件，圖10(b)可知，試件T4.5-L160-D2-A150-0 點3 處鋼管縱向應變與環(huán)向應變在極限承載力前已達到鋼管屈服應變值，而點1 處的鋼管縱向與環(huán)向應變則是在極限承載力后才達到鋼管屈服應變值。相較于試件T4.5-CFST，試件T4.5-L160-D2-A150-0 的腐蝕缺陷區(qū)域在軸壓過程中過早屈服。從圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，加載初期，點1 處出現(xiàn)縱向拉應變，環(huán)向壓應變，原因可能是端板焊接不平。

對于CFRP-C-CCFST 試件，從圖10(c)～圖10(d)可以看出，點1 處縱向應變在試件極限承載力之前均達到屈服應變值，而環(huán)向應變在試件達到極限承載力時達到屈服應變值。點3 處縱向和環(huán)向應變均在試件極限承載力之前達到屈服應變值。采用2 層及3 層CFRP 分別加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件，在達到鋼管縱向和環(huán)向屈服應變值時，T4.5-L160-D2-A150-2 和T4.5-L160-D2-A150-3試件承受荷載均高于未加固含腐蝕缺陷試件T4.5-L160-D2-A150-0，由于CFRP 的存在，點1 處縱向應變峰值點出現(xiàn)在屈服應變值之后，表明鋼管屈服后CFRP 仍能夠對試件起約束作用。

圖10 鋼管表面荷載-應變曲線Fig. 10 Load versus strain curves of surface of steel tube

對于T4.5-L160-D1-A150-3 和T4.5-L160-D3-A150-3 試件點1 處和點3 處鋼管表面和CFRP 表面的荷載-應變曲線如圖11 所示。 εcfl和 εcft分別表示CFRP 表面的縱向和環(huán)向應變。由圖11 可知，試驗過程中，點1 處和點3 處CFRP 與鋼管應變基本重合，表明CFRP 與鋼管具有良好的協(xié)同變形能力。

圖11 鋼管和CFRP 表面荷載-應變曲線Fig. 11 Load versus strain curves of surface of steel tube and CFRP

3 極限承載力計算

為計算CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱軸壓極限承載力，參考文獻[25]中的理論分析方法，在其原有理論假定基礎上，對調(diào)整后的理論公式增添如下假定：1)腐蝕缺陷處鋼管滿足Von Mises 屈服準則，并且完成應力重分布后，其余鋼管部分應力狀態(tài)不再改變；2)忽略鋼管腐蝕缺陷對混凝土造成的約束應力分布不均的影響；3)忽略腐蝕長度對構件極限承載力的影響；其余假定參考文獻[25]。

根據(jù)腐蝕橫截面環(huán)向應力平衡：

腐蝕后鋼管截面面積As表示為：

極限承載力計算值Nl列于表1 中，可以發(fā)現(xiàn)，在添加安全系數(shù)前Nl′/Nu的均值為1.04，方差為0.044；添加安全系數(shù)后Nl/Nu的均值為0.99，方差為0.041。說明式(5)計算結果與試驗結果吻合良好，且相對保守。

4 結論

對不含腐蝕圓鋼管混凝土短柱、含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱和CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱進行軸壓承載力試驗。從失效模式、荷載-軸向位移曲線、極限承載力以及荷載-應變曲線四個方面對圓鋼管混凝土短柱的力學性能進行了分析。在已有研究基礎上，推導得到CFRP加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱極限承載力計算公式。得出以下結論：

(1) 不含腐蝕圓鋼管混凝土試件為外部鋼管屈服失效。含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件T4.5-L160-D1-A150-0 及試件T4.5-L160-D2-A90-0，并未出現(xiàn)明顯的局部屈曲現(xiàn)象，其余試件均在腐蝕區(qū)域出現(xiàn)鋼管局部屈曲。CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件失效模式為腐蝕缺陷區(qū)域CFRP 斷裂。CFRP 加固能夠有效抑制腐蝕區(qū)域鋼管局部屈曲。

(2) 相對于不含腐蝕圓鋼管混凝土試件，含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件極限承載力下降范圍為3.0%～22.9%；相對于含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件，采用CFRP 進行加固的含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件極限承載力提升范圍為26.8%～49.8%。在當前參數(shù)范圍內(nèi)，隨著CFRP 層數(shù)的增加，CFRP-C-CCFST 試件的軸壓剛度及極限承載力不斷增大。

(3) 通過含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件的不同腐蝕參數(shù)進行試驗研究表明：腐蝕深度和腐蝕角度對圓鋼管混凝土的極限承載力影響較大，腐蝕長度的影響相對較小。

(4) 對采用CFRP 進行加固的含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土試件同一位置處CFRP 表面荷載-應變曲線和鋼管表面荷載-應變曲線進行對比，CFRP 與鋼管具有良好的協(xié)同變形能力。

(5) 得到CFRP 加固含腐蝕缺陷圓鋼管混凝土短柱軸壓極限承載力的計算公式，并與試驗值作對比，Nl/Nu的均值為0.99，方差為0.041，驗證了理論公式的準確性。