唐紅元 ，李政周 ，范璐瑤 ，楊 虹

（西華大學(xué)結(jié)構(gòu)工程研究所，四川 成都 610039）

鋼管混凝土柱是一種高強(qiáng)度、高剛度的組合構(gòu)件.當(dāng)構(gòu)件受壓時(shí)，外部鋼管對(duì)內(nèi)部混凝土起到約束其變形的作用，延緩混凝土在受壓下的開(kāi)裂，而外部鋼管也因?yàn)閮?nèi)部混凝土的填充，使其截面剛度提高[1].鋼管混凝土按截面形式不同，可分為圓鋼管混凝土、方鋼管混凝土和矩形鋼管混凝土.矩形鋼管因節(jié)點(diǎn)構(gòu)造較為簡(jiǎn)單，能提高施工速度，所以在施工方面得到更廣泛的應(yīng)用[1].

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)矩形普通碳鋼鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的相關(guān)理論和試驗(yàn)研究已經(jīng)相對(duì)成熟：韓林海等[2]對(duì)不同約束效應(yīng)系數(shù)和長(zhǎng)寬比的矩形截面鋼管混凝土短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究，分析了兩參數(shù)對(duì)其力學(xué)性能和強(qiáng)度承載力的影響，比較幾種設(shè)計(jì)規(guī)程在進(jìn)行矩形鋼管混凝土強(qiáng)度承載力計(jì)算時(shí)的差異；郭紅香等[3]提出一種將方鋼管混凝土轉(zhuǎn)化為圓鋼管混凝土的極限承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算方法；龍躍凌等[4]針對(duì)矩形鋼管混凝土鋼管長(zhǎng)邊、短邊對(duì)核心混凝土約束作用大小不同和豎向強(qiáng)度不同的特點(diǎn)，提出了一種基于混凝土三軸受力試驗(yàn)的破壞準(zhǔn)則的承載力計(jì)算新方法；Luo等[5]提出了一種基于三剪統(tǒng)一屈服準(zhǔn)則的方鋼管混凝土受壓柱極限強(qiáng)度簡(jiǎn)化分析方法；劉潔等[6]基于極限平衡理論推導(dǎo)了方鋼管混凝土柱軸壓承載力計(jì)算公式；胡紅松等[7]提出了一種在方鋼管混凝土柱試件上部設(shè)置軸力測(cè)量段的試驗(yàn)方法，用于直接測(cè)量軸壓下方鋼管混凝土柱中鋼管和混凝土所承擔(dān)的軸壓力，在此基礎(chǔ)上，提出了方鋼管混凝土柱的軸壓承載力計(jì)算式；王慶利等[8]研究鋼管混凝土軸壓短柱中鋼管和混凝土的應(yīng)力、應(yīng)變等的分布規(guī)律.得出了圓鋼管對(duì)混凝土的約束作用好于方鋼管，方試件在截面彎角處的約束力最大；史慶軒等[9]對(duì)鋼管混凝土柱和鋼管柱試件進(jìn)行軸向往復(fù)加載試驗(yàn)，研究了加載路徑及長(zhǎng)徑比等參數(shù)對(duì)其抗震性能的影響，并討論了鋼管與混凝土間的相互作用；Jung等[10]對(duì)HSB800方形鋼管混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，研究了高強(qiáng)度方鋼管混凝土柱承載力的影響因素；Iba?ez等[11]對(duì)鋼管混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，討論了影響鋼管混凝土柱承載能力的因素；Abhilash等[12]利用軸壓試驗(yàn)研究了各參數(shù)對(duì)半輕集料混凝土填充鋼管混凝土柱軸心受壓承載力的影響；余敏等[13]利用一次二階矩法對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件軸壓承載力設(shè)計(jì)公式進(jìn)行可靠度分析.

由于不銹鋼的力學(xué)性能異于普通碳鋼，前述對(duì)矩形普通碳鋼鋼管混凝土的研究成果是否適用于非矩形不銹鋼鋼管混凝土還需進(jìn)一步探討.當(dāng)前，對(duì)于圓不銹鋼管混凝土，文獻(xiàn)[14-15]研究了影響軸壓短柱的承載力、延性、剛度等因素.同時(shí)，文獻(xiàn)[15-22]驗(yàn)證了普通碳素鋼管混凝土的設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)不銹鋼鋼管混凝土的極限承載力計(jì)算的適用性.Patel等[15]提出了一個(gè)考慮不銹鋼全范圍三階段應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的纖維單元模型.唐紅元等[15]提出了圓不銹鋼管混凝土短柱承載力簡(jiǎn)化計(jì)算公式；廖飛宇[23]利用ABAQUS有限元軟件比較了不銹鋼鋼管混凝土短柱和普通鋼管混凝土短柱的性能差異.

在矩形不銹鋼鋼管混凝土方面，Brian等[19]對(duì)不銹鋼鋼管混凝土短柱進(jìn)行了一系列測(cè)試，以探討其在軸向壓縮或軸向力與彎矩的共同作用下的性能，將試驗(yàn)結(jié)果與幾種常用碳鋼管混凝土柱設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了比較，得到了這些規(guī)范在一定程度上比較保守.Lam[18]研究了混凝土強(qiáng)度對(duì)不銹鋼管混凝土短柱承載力的影響，將試驗(yàn)結(jié)果與歐洲和美國(guó)規(guī)程進(jìn)行對(duì)比，進(jìn)而提出了一種連續(xù)強(qiáng)度法.Young等[24]對(duì)冷彎薄壁高強(qiáng)度不銹鋼管柱進(jìn)行了試驗(yàn)，研究了不同混凝土柱強(qiáng)度等參數(shù)對(duì)柱性能的影響，提出了使用有效寬度概念，考慮了局部屈曲影響的高強(qiáng)不銹鋼鋼管混凝土柱的設(shè)計(jì)建議.Dabaon等[25]對(duì)不銹鋼管混凝土加勁短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，將試驗(yàn)結(jié)果與歐洲規(guī)范和ASCE計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，兩種公式對(duì)矩形不銹鋼管混凝土加勁短柱是非常保守的.

本文以不同截面尺寸的矩形不銹鋼管混凝土短柱為研究對(duì)象進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，在矩形普通碳素鋼管混凝土軸壓短柱現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上，通過(guò)改變不銹鋼管的壁厚、長(zhǎng)寬比等參數(shù)研究矩形不銹鋼管混凝土短柱在軸壓作用下的力學(xué)性能和破壞機(jī)制；隨后，再利用本文和其他學(xué)者的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，與其他規(guī)范得出的計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，研究普通鋼管混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算方法是否適用于不銹鋼管混凝土短柱；最后通過(guò)數(shù)值擬合的方法提出了矩形不銹鋼管混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算方法.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試件采用矩形奧氏體304無(wú)縫不銹鋼管，共7組，壁厚分別為4、5、6 mm，各試件的主要實(shí)測(cè)尺寸見(jiàn)表1.其中：a為矩形鋼管長(zhǎng)邊；b為矩形鋼管短邊；t為不銹鋼管的壁厚；L為試件的高度；fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；σ0.2為不銹鋼名義屈服強(qiáng)度.試件編號(hào)根據(jù)相應(yīng)的參數(shù)命名.

采用矩形奧氏體304無(wú)縫不銹鋼，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[26]的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行檢測(cè)，測(cè)得σ0.2，見(jiàn)表1.本文設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，澆筑核心混凝土之前，先打磨并清洗矩管，然后澆筑核心混凝土，同時(shí)澆筑3個(gè)立方體試塊，在同條件下自然養(yǎng)護(hù)28 d，養(yǎng)護(hù)完成的試件頂?shù)酌娲蚰テ秸饣乐辜虞d時(shí)出現(xiàn)偏壓.混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[27]，測(cè)得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為43.96 MPa.

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

1.2 試驗(yàn)加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)在3 000 kN電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)荷載和應(yīng)變等數(shù)據(jù)信息通過(guò)計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集.利用疊加法Pu=fcAc+fyAs對(duì)試件的承載力進(jìn)行預(yù)估，其中：fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；Ac為核心混凝土的面積；fy取不銹鋼屈服強(qiáng)度σ0.2；As為不銹鋼管橫截面面積.試驗(yàn)采用全程位移控制加載，速率為 0.6 mm/min，試件加載至發(fā)生明顯破壞時(shí)停止.試驗(yàn)加載裝置如圖1（a）所示.應(yīng)變片布置如圖1（b），共12個(gè)應(yīng)變片分別布置在鋼管上中下部表面（H1-a、S1-a和 H1-b、S1-ab），其中，6個(gè)應(yīng)變片檢測(cè)不銹鋼管外壁在加載過(guò)程中的橫向應(yīng)變，另外6個(gè)則檢測(cè)縱向應(yīng)變.同時(shí)，在試件兩相鄰兩面布置 2個(gè)位移計(jì)（（LVDT1、LVDT2）），以校核加載系統(tǒng)的豎向位移.

圖1 加載系統(tǒng)和測(cè)點(diǎn)布置Fig.1 Test setup and arrangement of strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在試驗(yàn)的全過(guò)程中，矩形鋼管混凝土短柱的損傷發(fā)展過(guò)程大體類似.在受荷初期，外觀上無(wú)明顯變化；當(dāng)上升至試件峰值承載力的95%左右時(shí)，試件120 × 60 × 4 和試件 120 × 80 × 4 在距長(zhǎng)邊上端表面 10 cm 左右（試件高度的 28%）.試件 120 × 60 × 5和試件120 × 80 × 5在距長(zhǎng)邊上端表面4 cm左右（試件高度的11%）處開(kāi)始出現(xiàn)輕微鼓曲；隨著位移的持續(xù)增大，試件 120 × 60 × 4 和試件 120 × 60 ×5短邊上端表面在相應(yīng)處也出現(xiàn)輕微鼓曲，試件120 ×80 × 4 和試件 120 × 80 × 5 分別在距短邊上端和下端表面15 cm左右處出現(xiàn)輕微鼓曲，長(zhǎng)邊上端表面鼓曲繼續(xù)加大，試件 120 × 60 × 4 和試件 120 × 80 ×5在距下端表面4 cm左右（試件高度的11%）處開(kāi)始出現(xiàn)輕微鼓曲；加載后期，由于端部效應(yīng)，壁厚為5 mm的試件上、下端出現(xiàn)扁平式褶皺，試件120 × 60 ×5出現(xiàn)“大象足”環(huán)形褶皺比較明顯，最后由于試件變形過(guò)大而終止試驗(yàn)，所有試件均呈現(xiàn)局部向外屈曲破壞.圖2（a）、（b）、（c）為試件的最終破壞形態(tài).

在加載初期，方形鋼管在試驗(yàn)的全過(guò)程中無(wú)明顯變化.對(duì)于試件 120 × 120 × 4 和 120 × 120 × 6，當(dāng)承載力分別下降到1 786 kN（峰值承載力的98.5%）和2 910 kN（接近峰值承載力）時(shí)，在距試件底部13～15 cm和頂部10 cm處出現(xiàn)輕微鼓曲，隨著位移的增加，鼓曲變形明顯增大.對(duì)于試件120 × 120 ×5，當(dāng)承載力下降到2 201 kN（峰值承載力的99%）時(shí)，不銹鋼管中部開(kāi)始出現(xiàn)鼓曲，隨后，同一表面距上、下兩端5 cm及相鄰一面頂端7 cm處開(kāi)始出現(xiàn)鼓曲，隨著荷載的增加，所有鼓曲變形加大，鋼管表面呈現(xiàn)連續(xù)的波狀屈曲，兩個(gè)波峰之間的間距與邊寬大致相等，且在同一截面外相鄰面均為外凸的扁橢球面屈曲，最后所有試件向外局部屈曲發(fā)生破壞，終止試驗(yàn).圖2（e）、（f）、（g）為試件的最終破壞形態(tài).

圖2 試件破壞模式Fig.2 Failure modes of the specimens

2.2 荷載-變形曲線

圖3為試件的荷載-位移曲線，其中，曲線中的位移為加載系統(tǒng)的豎向位移.由圖3所示：曲線一般可分為彈性階段、彈塑性階段、下降段及平穩(wěn)段.1） 在彈性階段，由于混凝土的泊松比小于不銹鋼管，不銹鋼管和核心混凝土一般各自單獨(dú)受力，曲線在此階段呈線性快速增長(zhǎng)；2） 進(jìn)入彈塑性階段后，核心混凝土在軸向壓力作用下，微裂縫將不斷開(kāi)展，當(dāng)其泊松比超過(guò)不銹鋼的泊松比時(shí)，其橫向變形將受到不銹鋼管的約束，曲線呈非線性緩慢增長(zhǎng)；3） 荷載-位移曲線達(dá)到最高點(diǎn)（短柱的極限承載力）之后開(kāi)始下降，說(shuō)明極限荷載之后，核心混凝土由于約束作用提高的承載力不能彌補(bǔ)不銹鋼管減小的縱向內(nèi)力；由于約束作用的減小，不能有效的減緩承載力變化速率，下降階段的下降幅度隨著長(zhǎng)寬比的增加逐漸增大；4） 平滑階段荷載的變化幅度則趨于平緩，部分試件出現(xiàn)小幅上升，這是由于有的短柱經(jīng)過(guò)迅速調(diào)整之后，不銹鋼管對(duì)混凝土的約束作用加強(qiáng)，形成了平緩段之后開(kāi)始出現(xiàn)上升段；5） 隨著鋼管壁厚的增加，由于不銹鋼管面積的增大導(dǎo)致不銹鋼管對(duì)核心混凝土的約束增強(qiáng)，極限承載力逐漸提高，但是達(dá)到極限荷載時(shí)的位移變小.

圖3 荷載-變形曲線Fig.3 Load-displacement curves

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

圖4、5分別對(duì)相同名義壁厚、相同名義長(zhǎng)寬比（η）的矩形不銹鋼管混凝土短柱橫向（負(fù)數(shù)部分）和縱向（正數(shù)部分）應(yīng)變進(jìn)行比較，應(yīng)變由鋼管表面上的應(yīng)變片所測(cè)得.可以看出，不同試件的橫向和縱向應(yīng)變變化規(guī)律基本一致.

由圖4可知： 1） 荷載-橫向應(yīng)變曲線的斜率絕對(duì)值大于荷載-縱向曲線的斜率絕對(duì)值.2） 彈性階段，由于混凝土的泊松比小于不銹鋼管的泊松比，截面長(zhǎng)寬比對(duì)曲線的彈性段沒(méi)有明顯影響；3） 彈塑性階段，隨著長(zhǎng)寬比的增加，相同壁厚的試件所對(duì)應(yīng)的荷載-應(yīng)變曲線的斜率絕對(duì)值隨之減小，這是由于外鋼管對(duì)核心混凝土的橫向變形產(chǎn)生約束限制了混凝土的橫向變形，長(zhǎng)寬比越大，橫向變形約束越??；4） 截面長(zhǎng)寬比越大，其下降段越長(zhǎng)，達(dá)到平滑段的時(shí)間就越晚，本文中，長(zhǎng)寬比為1的試件其曲線趨勢(shì)最為平穩(wěn)，試件延性最好.

圖4 不同長(zhǎng)寬比荷載-應(yīng)變曲線Fig.4 Load-strain curves with different aspect ratios

由圖5可知：同長(zhǎng)寬比的試件，達(dá)到極限承載力時(shí)的位移大致相同，且達(dá)到平滑階段時(shí)，他們的變化趨勢(shì)都基本一致；隨著壁厚的增大，相同長(zhǎng)寬比的試件所對(duì)應(yīng)的荷載-橫向應(yīng)變曲線的斜率絕對(duì)值和荷載-縱向曲線的斜率絕對(duì)值也隨之增大.

圖5 不同壁厚荷載-應(yīng)變曲線Fig.5 Load-strain curves for different wall thicknesses

2.4 長(zhǎng)寬比對(duì)承載力的影響

定義試件的η和試驗(yàn)得到每個(gè)試件的極限承載力與相同壁厚的方形截面試件極限承載力的比值ζ分別為

式中：Ni為每個(gè)試件的極限承載力；Nsqu為相同壁厚的方形截面試件極限承載力.

η與ζ兩者之間的關(guān)系如圖6所示，相同參數(shù)試件的承載力取平均值.由圖6可知：矩形不銹鋼管混凝土短柱的軸壓承載力比值隨長(zhǎng)寬比的增加呈下降趨勢(shì)，這是由于不銹鋼管和混凝土截面面積減少造成的；隨著長(zhǎng)寬比由1.00增大到1.50，再由1.50增大到2.00，壁厚為5 mm的試件的承載力與相同壁厚的方形截面試件承載力的比值由1.00下降到0.78，再由0.78下降到0.73，壁厚為4 mm的試件的ζ由1.00下降到 0.75，再由0.75下降到0.70，不銹鋼管和混凝土截面面積減少幅度降低，因此，ζ的下降幅度逐漸降低.

圖6 長(zhǎng)寬比對(duì)承載力比值的關(guān)系Fig.6 Ralation of cross-sectional aspect ratio on bearing capacity

3 矩形不銹鋼管混凝土短柱承載力

3.1 國(guó)內(nèi)外規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算值對(duì)比

基于本文與其他研究者的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，利用歐洲規(guī)范[28]、日本規(guī)范(AIJ-CFT)[29]、中國(guó)部分規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn) DL/T 5085—2021[30]、DBJ 13-51—2010[31]、CECS 159—2004[32]計(jì)算的承載力與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比.各個(gè)文獻(xiàn)中試件的基本參數(shù)如表2所示.

表2 各試件的基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of all specimens

不同規(guī)范基于各文獻(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的承載力計(jì)算值(N)與試驗(yàn)值(Ntest)見(jiàn)表3所示，其中：CECS采用疊加法計(jì)算；Nexp為預(yù)測(cè)值.

表3 承載力計(jì)算與試驗(yàn)值Tab.3 Calculated and tested values of bearing capacity

由表3可以看出：5種規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)在計(jì)算不銹鋼矩管混凝土短柱承載力計(jì)算結(jié)果較為離散，尤其是N大于2 000 kN之后最為明顯；標(biāo)準(zhǔn)DBJ 13-51—2003[31]的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值最為接近，其比值的平均值為1.14，標(biāo)準(zhǔn)差為0.18；規(guī)范CECS159—2004[32]的計(jì)算值偏差最大，其比值的平均值為1.27，標(biāo)準(zhǔn)差為0.32；其余3種規(guī)范介于兩者之間，其平均值分別為 1.18、1.23、1.25，標(biāo)準(zhǔn)差分別為 0.24、0.18、0.20；普通碳鋼鋼管混凝土承載力計(jì)算公式低估了不銹鋼矩管混凝土短柱的承載力.

3.2 不銹鋼管混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算方法

鋼管混凝土短柱的極限抗壓承載力可由核心混凝土與鋼管兩部分抗壓能力組成，由于鋼管和混凝土的相互作用，其承載力得到了提高.韓林海[1]采用系數(shù)（ξss）表示不銹鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)，即

文獻(xiàn)[1]在參數(shù)分析結(jié)果的基礎(chǔ)上采用了計(jì)算效率相對(duì)較高的纖維模型法得出了普通碳鋼鋼管混凝土短柱承載力計(jì)算式（用于標(biāo)準(zhǔn)DBJ 13-51—2003中）：

式中：fscy為鋼管混凝土組合軸壓強(qiáng)度指標(biāo)，對(duì)于方、矩形鋼管混凝土，fscy=(1.18 + 0.85ξss)fck；Asc為鋼管混凝土的截面面積.

通過(guò)前文計(jì)算可知承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值之比的平均值為1.14，標(biāo)準(zhǔn)差為0.18.由于普通碳鋼鋼管混凝土短柱承載力計(jì)算公式并不適用于不銹鋼管混凝土短柱，現(xiàn)結(jié)合本文及相關(guān)文獻(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過(guò)數(shù)值擬合（如圖7），得到矩形不銹鋼管混凝土短柱軸壓承載力的推薦式為

圖7 基于本文和文獻(xiàn)數(shù)據(jù)的線性擬合分析Fig.7 Linear regression analysis of data obtained in this study and those from literature

利用式（4）和擬合式（5）計(jì)算上述各文獻(xiàn)的承載力，得到試驗(yàn)值與不同計(jì)算值比值對(duì)比圖，見(jiàn)圖8.通過(guò)分析圖8（a）可知：不銹鋼管混凝土短柱軸壓承載力較相同型號(hào)的普通碳鋼鋼管混凝土短柱承載力有所提高，平均高出14%；擬合式（5）的計(jì)算值比式（4）的計(jì)算結(jié)果更加接近試驗(yàn)值，且集中（見(jiàn)圖8（b）），說(shuō)明通過(guò)回歸分析得到的式（5）可以較好地用于矩形不銹鋼管混凝土短柱的承載力計(jì)算.

圖8 試驗(yàn)值與計(jì)算值的關(guān)系Fig.8 Relationship between experimental value and calculated value

4 結(jié) 論

1） 本次試驗(yàn)的矩形不銹鋼管混凝土短柱，在應(yīng)變?yōu)? %時(shí)停止加載，對(duì)應(yīng)的壓縮變形為25 mm左右，其破壞形式都為局部向外屈曲破壞.

2） 矩形不銹鋼管混凝土軸心受壓時(shí)的力學(xué)性能與截面長(zhǎng)寬比和鋼管壁厚等有關(guān)，在具有相同壁厚的鋼管構(gòu)件中，隨著鋼管長(zhǎng)寬比的增加，極限承載力逐漸減小.又因?yàn)橥怃摴軐?duì)核心混凝土的橫向變形產(chǎn)生約束作用，限制了混凝土的橫向變形，長(zhǎng)寬比越大，橫向變形約束越小.同時(shí)，截面長(zhǎng)寬比越大，荷載-縱向應(yīng)變曲線下降段越長(zhǎng)，達(dá)到平滑段的時(shí)間就越晚，試件穩(wěn)定性越差.在穩(wěn)定性方面，方鋼管優(yōu)于矩形鋼管.隨著鋼管壁厚的增加，極限承載力逐漸提高，但是極限荷載對(duì)應(yīng)的軸向位移越小.

3） 歐洲規(guī)范、日本規(guī)范（AIJ 2008）、中國(guó)部分規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)（DBJ 13-51—2003、DL/T 5085—1999、CECS 159—2004）應(yīng)用于計(jì)算不銹鋼矩管混凝土短柱承載力的計(jì)算結(jié)果偏于保守，其中標(biāo)準(zhǔn)DBJ 13-51—2003的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合良好.

4） 本文通過(guò)對(duì)已有文獻(xiàn)中矩形鋼管混凝土短柱試驗(yàn)數(shù)據(jù)的回歸分析，得到了矩形不銹鋼管混凝土短柱承載力的建議公式，通過(guò)對(duì)比分析，表明采用該公式計(jì)算矩形不銹鋼管混凝土短柱軸壓承載力更接近試驗(yàn)結(jié)果.