改性鋼管全再生粗骨料混凝土短柱的軸壓試驗(yàn)

陳 娟，許成祥，鄧 曦

(1.長(zhǎng)江大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州434023;2.防災(zāi)科技學(xué)院，河北 燕郊065201)

0 引 言

天然骨料的開采以及建筑廢棄物給生態(tài)環(huán)境造成了嚴(yán)重影響，混凝土的再生利用對(duì)環(huán)境保護(hù)以及社會(huì)的可持續(xù)發(fā)展具有重要意義。國(guó)內(nèi)外大量研究都證實(shí)再生骨料存在壓碎指標(biāo)高、骨料強(qiáng)度低、空隙率高等缺陷［1-4］，目前對(duì)其研究仍主要集中在材料特性及構(gòu)件的基本力學(xué)性能方面，且均以再生骨料取代率為重要的試驗(yàn)參數(shù)之一，對(duì)以100%再生粗骨料配制的再生混凝土以及性能增強(qiáng)方面尚鮮有研究，對(duì)于近年來(lái)研究頗多的鋼管再生混凝土亦是如此。將再生混凝土和鋼管混凝土結(jié)合成鋼管再生混凝土組合結(jié)構(gòu)，對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行研究，具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。對(duì)鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)的研究，國(guó)外始于20 世紀(jì)90 年代末，國(guó)內(nèi)則于2005 年開始，且以鋼管再生混凝土軸壓短柱力學(xué)性能的研究居多。Konno［5-6］、吳鳳英［7］、楊有福［8］、邱昌龍［9］、邱慈長(zhǎng)［10］、陳杰［11］、馬靜［12］、李軍濤［13］、陳夢(mèng)成［14］對(duì)鋼管再生混凝土短柱進(jìn)行了軸心受壓荷載下的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，鋼管再生混凝土柱的力學(xué)性能和普通鋼管混凝土柱相似，但在再生骨料取代率對(duì)鋼管再生混凝土性能的影響規(guī)律方面結(jié)論不一致。劉軼翔和查曉雄［15］對(duì)干冰和聚異氰酸鹽改性后的鋼管再生混凝土短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明這兩種改性方法效果都不好;肖建莊等［16］對(duì)鋼管約束再生混凝土軸壓短柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究。上述研究中都將再生骨料取代率作為研究參數(shù)之一，很多研究者沒(méi)注意到再生骨料吸水率大這一特性，不論再生骨料的取代率為多少均采用相同配合比，這導(dǎo)致除了再生骨料取代率這一變量外，實(shí)際的水灰比會(huì)由于再生骨料的吸水而降低;再生骨料取代率越大，這一影響越明顯，從而使得再生骨料取代率對(duì)鋼管再生混凝土強(qiáng)度變化的影響規(guī)律不一致。實(shí)際上，若考慮再生骨料的吸水，配制混凝土?xí)r根據(jù)再生骨料的吸水率加入附加用水保持理論水灰比不變，則一般情況下隨再生骨料取代率的增大，再生混凝土的性能有較大的降低。

由于再生骨料的固有缺陷使其在工程應(yīng)用中受到很大的限制，粗骨料全部使用再生骨料則影響更大，為了進(jìn)一步研究鋼管再生混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能，充分應(yīng)用再生骨料，促進(jìn)其在工程中的實(shí)際應(yīng)用，本文考慮到硅粉的填充效應(yīng)和火山灰活性、鋼纖維對(duì)混凝土的增強(qiáng)效應(yīng)，設(shè)計(jì)了試驗(yàn)參數(shù)為摻硅粉及不同鋼纖維摻量的圓形和方形鋼管全再生骨料混凝土(粗骨料全部為再生骨料)短柱構(gòu)件，通過(guò)軸心受壓試驗(yàn)，研究硅粉及鋼纖維對(duì)構(gòu)件的受力機(jī)理、破壞形態(tài)及承載力等性能的影響。

1 試驗(yàn)概述

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用的主要材料為32.5 MPa 的復(fù)合硅酸鹽水泥、河砂、5 ～20 mm 連續(xù)級(jí)配的碎石、再生粗骨料、硅粉、高效減水劑FDN、鋼絲切斷型弓形鋼纖維以及圓形無(wú)縫鋼管(133 mm×4.1 mm)和焊接方形鋼管(120 mm×2.84 mm)。其中再生骨料為引江濟(jì)漢工程中廢棄混凝土試塊經(jīng)人工、錘式破碎機(jī)破碎，篩分成5 ～10 mm、10 ～20 mm 的粒徑按3∶7 的比例混合而成，原廢棄混凝土試塊設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C30 左右，再生骨料經(jīng)洗凈烘干后備用，粗骨料基本性能見(jiàn)表1 所示。實(shí)測(cè)圓形截面無(wú)縫鋼管的屈服強(qiáng)度為299.7 MPa，抗拉強(qiáng)度為433.5 MPa，焊接方形截面鋼管的屈服強(qiáng)度為242.5 MPa，抗拉強(qiáng)度為340.1 MPa。本文根據(jù)天然骨料配制的基準(zhǔn)混凝土的配合比配制了5 組混凝土，考慮到本次試驗(yàn)中再生骨料吸水率為天然骨料的10 倍，且再生混凝土中的粗骨料全部為再生粗骨料，為了消除粗骨料吸水造成水灰比降低對(duì)再生混凝土強(qiáng)度的影響，因此在再生骨料混凝土的拌合用水中增加了按再生骨料吸水率計(jì)算的附加水，各混凝土配合比見(jiàn)表2 所示。為了研究在摻硅粉的基礎(chǔ)上不同鋼纖維摻量對(duì)鋼管再生混凝土極限承載力及變形特征的影響，其中構(gòu)件C0.5、C1.0、C1.5、S0.5、S1.0 和S1.5 的混凝土用10%的硅粉等量取代水泥，且鋼纖維的體積摻量分別為0.5%、1.0%和1.5%，構(gòu)件的基本信息見(jiàn)表3。

表1 粗骨料基本性能Tab.1 Properties of coarse aggregate

表2 混凝土配合比Tab.2 The mix of concrete kg

表3 構(gòu)件詳細(xì)參數(shù)及實(shí)測(cè)結(jié)果1Tab.3 Details andtest results of specimens

1.2 構(gòu)件設(shè)計(jì)與制作

同一參數(shù)的構(gòu)件分別做2 個(gè)，一共20 個(gè)構(gòu)件，圓形截面柱鋼管外徑為133 mm，平均壁厚為4.1 mm，方形截面柱鋼管邊長(zhǎng)為120 mm，平均壁厚為2.84 mm。構(gòu)件制作時(shí)，先將鋼管加工成設(shè)計(jì)長(zhǎng)度，圓形截面柱高為390 mm，方形截面柱高為400 mm，鋼管兩端截面經(jīng)工廠刨平，確保構(gòu)件在加載中與加載端垂直。加工好的鋼管一端焊上比鋼管截面略大的10 mm 厚的鋼板封底，混凝土采用強(qiáng)制式攪拌機(jī)攪拌均勻后從鋼管頂部分兩次灌入，在振動(dòng)臺(tái)上振動(dòng)密實(shí)，然后用刮刀抹平，并使混凝土稍高出鋼管，同時(shí)澆筑3 個(gè)100 mm 的立方體試塊。鋼管混凝土短柱構(gòu)件在未焊蓋板的一端澆水養(yǎng)護(hù)，同批試塊在水中養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)至28 d 后進(jìn)行加載試驗(yàn)。

1.3 加載方法及量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)采用5 000 kN 微機(jī)控制液壓伺服長(zhǎng)柱壓力機(jī)進(jìn)行加載，加載裝置見(jiàn)圖1。加載前用角磨機(jī)將高出鋼管端面的混凝土打磨平整，構(gòu)件放在壓力機(jī)上對(duì)中后開始加載，為保證短柱的軸心受壓狀態(tài)，加載時(shí)在柱的上端放置一個(gè)球形鉸。試驗(yàn)采用分級(jí)加載，在達(dá)到預(yù)計(jì)峰值荷載的75%以前，每級(jí)荷載為預(yù)計(jì)峰值荷載的1/15，達(dá)到預(yù)計(jì)峰值荷載的75%以后，每級(jí)荷載為預(yù)計(jì)峰值荷載的1/30，每級(jí)荷載持續(xù)2 min 后采集數(shù)據(jù)然后進(jìn)行下一級(jí)加載，當(dāng)試件變形明顯增大時(shí)緩慢連續(xù)加載，同時(shí)采集數(shù)據(jù)，當(dāng)鋼管進(jìn)入強(qiáng)化階段后結(jié)束試驗(yàn)。

圖1 加載裝置圖Fig.1 Test setup

試驗(yàn)量測(cè)包括:構(gòu)件縱向變形以及鋼管的縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變。構(gòu)件縱向變形由布設(shè)在構(gòu)件兩側(cè)量程為50 mm 的導(dǎo)桿式電測(cè)位移計(jì)量測(cè)，量測(cè)的標(biāo)距為整個(gè)柱高;采用粘貼在構(gòu)件高度中部的電阻應(yīng)變片量測(cè)鋼管的應(yīng)變，縱橫向各均勻布置4 片應(yīng)變片。所有數(shù)據(jù)由DH3816 應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)采集記錄。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)破壞過(guò)程及形態(tài)

各構(gòu)件在加載過(guò)程中的試驗(yàn)現(xiàn)象基本相同:在臨近極限強(qiáng)度的90%左右前，除有鐵銹掉落外觀察不到其他現(xiàn)象;臨近極限荷載時(shí)，鋼管局部屈曲，隨后構(gòu)件變形迅速發(fā)展從而進(jìn)入破壞階段;構(gòu)件達(dá)到峰值承載力后，圓形截面構(gòu)件的承載力有所下降，但幅度不大，在荷載變化不大的情況下，變形不斷增大，鋼管進(jìn)入強(qiáng)化段后構(gòu)件的承載能力又繼續(xù)增大。方形截面構(gòu)件臨近峰值承載力時(shí)變形急速發(fā)展，達(dá)到峰值承載力后，承載能力迅速下降，下降到一定程度后因鋼管強(qiáng)化承載力又繼續(xù)增大，鋼管形成數(shù)個(gè)褶皺試驗(yàn)停止。

鋼管全再生骨料混凝土柱的破壞模式與普通鋼管混凝土柱相同，圓形截面構(gòu)件發(fā)生剪切型破壞，方形截面構(gòu)件破壞時(shí)鋼管表面出現(xiàn)若干處局部凸曲，試驗(yàn)結(jié)束時(shí)所有構(gòu)件的鋼管均未開裂，構(gòu)件的破壞形態(tài)見(jiàn)圖2 所示。

圖2 構(gòu)件的破壞特征Fig.2 Typical failure modes

2.2 荷載—應(yīng)變關(guān)系曲線

圖3 、圖4 所示為構(gòu)件的荷載—縱向平均應(yīng)變關(guān)系曲線，縱向平均應(yīng)變?yōu)? 個(gè)位移計(jì)標(biāo)距范圍內(nèi)的應(yīng)變平均值，各構(gòu)件的實(shí)測(cè)峰值承載力及相應(yīng)的峰值應(yīng)變見(jiàn)表1。結(jié)果表明:圓形截面構(gòu)件的荷載—縱向平均應(yīng)變關(guān)系曲線形狀相同，加載初期為直線，且初始斜率基本相同，接近峰值時(shí)呈曲線，峰值后隨位移增大荷載平緩下降，下降至約85%～90%峰值荷載后，構(gòu)件的承載力隨位移增大而增大;方形截面構(gòu)件的荷載—縱向平均應(yīng)變曲線形狀大體一致，加載初期為直線，初始斜率基本相同，峰值后呈曲線，峰值后隨位移增大軸力下降顯著，下降至約59%～74%峰值軸力后，構(gòu)件的軸力隨位移增大而增大或上下波動(dòng)。從曲線的形狀來(lái)看，經(jīng)硅粉和鋼纖維改性后，鋼管全再生骨料混凝土柱的峰值承載力提高且曲線下降段更平緩，但方形截面構(gòu)件的不如圓形截面構(gòu)件的明顯。

圖3 圓形截面構(gòu)件荷載—應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.3 Load versus longitudinal strain curve of circular specimens

圖4 方形截面構(gòu)件荷載—應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.4 Load versus longitudinal strain curve of square specimens

2.3 峰值承載力和應(yīng)變

將構(gòu)件的平均峰值承載力和峰值應(yīng)變進(jìn)行比較，如圖5、圖6 所示。對(duì)比圖5、圖6 和表1 中的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，相同參數(shù)的兩個(gè)鋼管混凝土短柱構(gòu)件實(shí)測(cè)峰值承載力很接近，相差不超過(guò)6%，在摻硅粉的基礎(chǔ)上隨鋼纖維摻量的增大呈增大趨勢(shì)，但在鋼纖維體積摻量為1.0%時(shí)有個(gè)落點(diǎn)。與未改性的鋼管全再生骨料混凝土短柱相比，硅粉摻量為10%、鋼纖維體積摻量為1.5%的鋼管全再生骨料混凝土短柱的峰值承載力有較大提高，圓形截面的構(gòu)件提高了18.9%，方形截面的構(gòu)件提高了17.8%，均超過(guò)了鋼管普通混凝土短柱構(gòu)件的峰值承載力。

由于應(yīng)變采集系統(tǒng)導(dǎo)致的誤差，各構(gòu)件的峰值應(yīng)變沒(méi)有明顯的規(guī)律，兩種截面的鋼管全再生骨料混凝土柱的峰值應(yīng)變均比普通鋼管混凝土柱的小，經(jīng)硅粉和鋼纖維改性后，圓柱的峰值應(yīng)變隨鋼纖維體積摻量增大呈增大趨勢(shì)，但鋼纖維體積摻量達(dá)1.5%時(shí)又有降低;方柱的峰值應(yīng)變則隨鋼纖維體積摻量增大呈降低趨勢(shì)，但鋼纖維體積摻量達(dá)1.5%時(shí)又有提高。對(duì)于硅粉和鋼纖維對(duì)鋼管全再生骨料混凝土柱的峰值應(yīng)變的影響還有待進(jìn)一步研究。

圖5 構(gòu)件峰值承載力Fig.5 Ultimate load of specimens

圖6 構(gòu)件峰值應(yīng)變Fig.6 The strain corresponding to ultimate load of specimens

由以上分析可知，由于再生骨料固有的缺陷使得鋼管全再生骨料混凝土柱的承載力較鋼管普通混凝土柱降低較大，可以采用硅粉和鋼纖維雙摻的方法改善全再生骨料混凝土的性能，從而提高鋼管全再生骨料混凝土柱的承載力和延性，改性后的鋼管全再生骨料混凝土短柱的極限承載力和延性超過(guò)了鋼管普通混凝土短柱。

2.4 橫向變形系數(shù)

將試驗(yàn)中圓形鋼管中部4 個(gè)環(huán)向應(yīng)變片測(cè)得的數(shù)據(jù)平均值除以鋼管中部4 個(gè)軸向應(yīng)變片測(cè)得的數(shù)據(jù)平均值定義為橫向變形系數(shù)，各構(gòu)件荷載—橫向變形系數(shù)關(guān)系曲線如圖7 所示。把每個(gè)構(gòu)件橫向變形系數(shù)開始迅速增大時(shí)的荷載與峰值荷載的比值δ，以及峰值荷載時(shí)各構(gòu)件的橫向變形系數(shù)vNu列于表4，由于儀器原因，構(gòu)件C1.0 的應(yīng)變測(cè)試出現(xiàn)問(wèn)題，故在圖7、表4 中未列出其結(jié)果。由圖7 并對(duì)比表4中的數(shù)據(jù)可知，未改性的鋼管全再生骨料混凝土柱和普通鋼管混凝土柱均在荷載達(dá)到峰值荷載85%左右時(shí)橫向變形系數(shù)開始迅速增大，經(jīng)硅粉和鋼纖維改性后，鋼管全再生骨料混凝土柱在荷載達(dá)峰值荷載90%左右時(shí)橫向變形系數(shù)迅速增大;由于再生骨料的缺陷使得在加載過(guò)程中混凝土中的裂縫擴(kuò)展更迅速，未經(jīng)改性的鋼管全再生骨料混凝土達(dá)峰值荷載時(shí)的橫向變形系數(shù)在所有構(gòu)件中最大，比普通鋼管混凝土增大70.4%，經(jīng)改性后峰值荷載時(shí)的橫向變形系數(shù)迅速減小，比普通鋼管混凝土柱的稍低。由以上分析可知，硅粉的填充效應(yīng)和火山灰活性以及鋼纖維的內(nèi)約束作用能改善鋼管全再生骨料混凝土柱的性能，鋼管提供環(huán)向約束，鋼纖維提供內(nèi)部約束。

圖7 荷載—橫向變形系數(shù)關(guān)系曲線Fig.7 Load versus lateral deformation coefficient curve

表4 橫向變形系數(shù)Tab.4 Lateral deformation coefficient

3 軸壓承載力計(jì)算

國(guó)內(nèi)外對(duì)鋼管混凝土柱的軸心受壓承載力進(jìn)行了大量研究，并給出了相應(yīng)的計(jì)算公式，主要有統(tǒng)一強(qiáng)度理論、套箍混凝土理論及疊加計(jì)算理論，本文利用蔡紹懷［17］的鋼管高強(qiáng)混凝土柱軸心受壓承載力計(jì)算公式，鋼—混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程—電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DL/T 5085-1999、福建工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》DBJ 13-51-2003、英國(guó)橋梁規(guī)范BS5400(1979)、日本建設(shè)學(xué)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)AIJ(1997)、戰(zhàn)時(shí)軍港搶修早強(qiáng)型組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程GJB 4142-2000(2001)、歐洲規(guī)范EC4(1994)和美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)AISC360-2005 規(guī)程中的公式對(duì)圓形和方形截面的鋼管全再生骨料混凝土軸心受壓短柱的承載力進(jìn)行了計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比值，以及相應(yīng)的均值和方差均列于表5。計(jì)算過(guò)程中，鋼材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度取實(shí)測(cè)值，混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度取fc=0.95·0.8fcu，混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度取f'c=0.95·0.833fcu，其中fcu為混凝土100 mm 立方體抗壓強(qiáng)度，100 mm 立方體抗壓強(qiáng)度換算成150 mm 立方體抗壓強(qiáng)度時(shí)乘以0.95 的換算系數(shù)。

由表5 中的結(jié)果可見(jiàn)，對(duì)于圓形截面的鋼管再生混凝土柱，蔡紹懷、DL/T 5085-1999、DBJ 13-51-2003 和BS5400(1979)的計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果大，而AIJ(1997)、EC4(1994)和AISC360-2005 的計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果小，其中EC4(1994)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近且偏于安全，AIJ(1997)和AISC360-2005 有較大的安全富裕。對(duì)于方形截面的鋼管再生混凝土柱，DBJ 13-51-2003 和GJB 4142-2000(2001)的計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果大，而BS5400(1979)、AIJ(1997)、EC4(1994)和AISC360-2005 的計(jì)算結(jié)果比試驗(yàn)結(jié)果小，其中EC4(1994)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最為接近且偏于安全，BS5400(1979)、AIJ(1997)和AISC360-2005 有較大的安全富裕。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，再生骨料、改性材料對(duì)再生混凝土的影響已體現(xiàn)在混凝土的抗壓強(qiáng)度上，在計(jì)算鋼管再生混凝土短柱的承載力時(shí)可僅考慮再生混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度，不需再考慮再生骨料取代率、改性材料的影響。

表5 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Tab.5 Comparisons between predicted ultimate strengths and test results

4 結(jié) 論

①鋼管全再生骨料混凝土柱的力學(xué)性能和普通鋼管混凝土柱相似，但是峰值承載力和峰值應(yīng)變均比普通鋼管混凝土柱小。

②在全再生骨料混凝土中摻入硅粉和鋼纖維能較大程度改善鋼管全再生骨料混凝土柱的承載力，構(gòu)件的延性也有提高，在摻硅粉的基礎(chǔ)上，隨鋼纖維摻量的增加，短柱峰值承載力呈上升趨勢(shì)，但是峰值應(yīng)變規(guī)律不明顯。

③本文對(duì)鋼管全再生骨料混凝土的改性進(jìn)行了初步研究，要使再生骨料最大化應(yīng)用于鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，并降低再生骨料對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)帶來(lái)的不利影響，其改性方法以及相應(yīng)的性能還需進(jìn)一步研究。

④通過(guò)對(duì)不同硅粉、鋼纖維摻量的鋼管全再生骨料混凝土柱軸壓承載力的計(jì)算，規(guī)程EC4(1994)能較好的評(píng)定圓形截面和方形截面的鋼管全再生骨料混凝土柱的峰值承載力，承載力計(jì)算時(shí)不需另外考慮再生骨料取代率和改性材料的影響。

［1］ TAVAKOLI M，SOROUSHIAN P.Strength of recycled aggregate concrete made with using field-demolished concrete as aggregate［J］.ACI Material，1996，93(2):182-190.

［2］ ABBASA A，F(xiàn)ATHIFAZLB G，ISGOR O B，et al.Durability of recycled aggregate concrete designed with equivalent mortar volume method［J］.Cement and Concrete Composites，2009，31(8):555-563.

［3］ ZAHARIEVA R，BUYLE-BODIN F，SKOCZYLAS F，et al.Assessment of the surface permeation properties of recycled aggregate concrete［J］.Cement and Concrete Composites，2003，25(2):223-232.

［4］ 孫巖，孫可偉，郭遠(yuǎn)臣.再生混凝土的利用現(xiàn)狀及性能研究［J］.混凝土，2010(3):105-107.

［5］ KONNO K，SATO Y，KAKUTA Y，et al.The property of recycled concrete column encased by steel tube subjected to axial compression［J］.Transactions of the Japan Concrete Institute，1997，19:351-358.

［6］ KONNO K，SATO Y，UEDO T，et al.Mechanical property of recycled concrete under lateral confinement［J］.Transactions of the Japan Concrete Institute，1998，20:287-292.

［7］ 吳鳳英，楊有福.鋼管再生混凝土軸壓短柱力學(xué)性能初探［J］.福州大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2005，33(supp.):305-308，315.

［8］ YANG Y F，HAN L H.Compressive and flexural behaviour of recycled aggregate concrete filled steel tubes(RACFST)under short-term loadings［J］.Steel and Composite Structures，2006，6(3):257-284.

［9］ 邱昌龍.再生混凝土研究及鋼管再生混凝土短柱力學(xué)性能分析［D］.成都:西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，2009.

［10］邱慈長(zhǎng)，王清遠(yuǎn)，石宵爽，等.薄壁鋼管再生混凝土軸壓實(shí)驗(yàn)研究［J］.實(shí)驗(yàn)力學(xué)，2011，26(1):8-15.

［11］陳杰.鋼管再生混凝土短柱軸壓力學(xué)性能研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，2011.

［12］馬靜，王振波.圓鋼管再生混凝土軸壓短柱承載力試驗(yàn)研究［J］.貴州大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，29(3):104-107.

［13］李軍濤，陳宗平，劉峰.鋼管再生混凝土軸壓性能試驗(yàn)研究［J］.混凝土，2012(7):13-15，8.

［14］陳夢(mèng)成，劉京劍，黃宏.方鋼管再生混凝土軸壓短柱研究［J］.廣西大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2014，39(4):693-700.

［15］劉軼翔，查曉雄.再生混凝土的改性及其在鋼管混凝土中應(yīng)用的試驗(yàn)研究［J］.建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2011，13(1):36-42.

［16］肖建莊，楊潔，黃一杰，等.鋼管約束再生混凝土軸壓試驗(yàn)研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2011，32(6):92-98.

［17］蔡紹懷.現(xiàn)代鋼管混凝土結(jié)構(gòu)［M］.北京:人民交通出版社，2003:136-144.