第32卷第1期Vol32No.1 工程力学 2015年1月n.2015 Engineering mechanics 8 文章编号：1000-4750(2015)01-0088-08 港珠澳大桥桥梁钢管复合桩设计方法研究 孟凡超，吴伟胜，刘明虎'，马建林2，邓科 (1.中交公路规划设计院有限公司，北京100088：2.西南交通大学土木工程学院岩士工程系，成都61O03) 摘要，介绍了港珠澳大桥项目概况及桥烫概管复合排工程设计方案。通过现场调研、瓷料收集、理论计算、数 内外物植型试验蟑手段，开展了大宜径钢合复量金心的的 性能试验和理论分析研究。详细分析了锅管 与士柱体的共同作用肌理与协同工作性 并验证了所提出的设计方法的正确性 、抗 、竖向和水平承我能力 研究成果对于完善钢管复合柱设计计算理论、优化施工工艺、相 关规范修订、拓宽应用范围等提供了技术支持及实践依据， 关键词：桥梁工程：钢管复合桩：受力机理：刚度：承线能力：模型试验 中文分类号：U44 文献标志码：A dor10.60525.issn1000-4750.2013.07.0656 STUDY OF COMPOSITE STEEL PILE IN THE DESIGN OF HONG KONG-ZHUHAI-MACAO BRIDGE MENG Fan-chao',WU Wei-sheng',LIU Ming-hu',MA Jian-lin2,DENG Ke' 2.Southwest Jiaotong University.School of Civil Engincering.G al Engineering Department.Chendu 610031.China) Abstract:This paper eneral project review of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge and the specialized n of co es.Bas re sical mo ga n,data collection,the and numerica or and out ph test,the mecha properties exper retical analysisof large dia meter composite steel piles has been performed.The interaction mec steel pipe and concrete have been studied,and the calculating method has been proposed and verified for the compressive stiffness,bending stiffness and the vertical and horizontal bearing capacity of composite steel pile. This research will contribute to improving the design calculation theory,optimizing the construction technology. revising relevant specifications,broadening the application scopes of composite steel piles. Key words:bridge engineering.composite steel pile:action mechanism:stiffness:bearing capacity:model test 港珠澳大桥跨越珠江口伶们洋海域，是连接香 香港界内桥梁长约6.0km,粤港分界线至珠澳口岸 港特别行政区、广东省珠海市、澳门特别行政区的 之间的海中桥隧主体工程（简称“主体工程”长约 超级跨海通道，是列入《国家高速公路网规划》的 29.6km。主体工程采用桥隧组合方案，其中桥梁长 重要交通建设项目，是具有国家战略意义的世界级 约22.9km,沉管隧道长约6km,为实现桥隧转换 跨海通道 设置两个长度各为625m的隧道人工岛。主体工程 项目包括三项内容：海中桥隧工程、三地口岸 由粤港澳三地共同建设 地连接线。海中桥隧工程总长约35.6km,其中 主体工程桥梁工程包括青州航道桥主跨458m 收日期：2013-07-23：修改日期：2013-12-13 工程师，学士，工程设大师，要 吴伟胜1969一男，浙江人 教授级高级工程师，学士， 要从事桥梁结构设计研究Ea a163.com】 C)14-01 China Academie Joumal Electronie Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net
第 32 卷第 1 期 Vol.32 No.1 工 程 力 学 2015 年 1 月 Jan. 2015 ENGINEERING MECHANICS 88 ——————————————— 收稿日期：2013-07-23；修改日期：2013-12-13 基金项目：国家科技支撑计划项目港珠澳大桥跨海集群工程建设关键技术研究与示范项目(2011BAG07B00) 通讯作者：刘明虎(1971―)，男，湖北人，教授级高级工程师，学士，主要从事桥梁与地下工程结构设计研究(E-mail: liuminghu@vip.sina.com). 作者简介：孟凡超(1959―)，男，四川人，教授级高级工程师，学士，工程设计大师，主要从事桥梁结构设计研究(E-mail: mengfanchao@hpdi.com.cn)； 吴伟胜(1969―)，男，浙江人，教授级高级工程师，学士，主要从事桥梁结构设计研究(E-mail: wuws@163.com)； 马建林(1958―)，男，四川人，教授，博士，博导，主要从事岩土工程研究及教学(E-mail: majianlin01@126.com)； 邓 科(1977―)，男，广东人，高级工程师，博士，主要从事桥梁结构设计研究(E-mail: dengke_1977@163.com). 文章编号：1000-4750(2015)01-0088-08 港珠澳大桥桥梁钢管复合桩设计方法研究 孟凡超 1 ，吴伟胜 1 ，刘明虎 1 ，马建林 2 ，邓 科 1 (1. 中交公路规划设计院有限公司，北京 100088；2. 西南交通大学土木工程学院岩土工程系，成都 610031) 摘 要：介绍了港珠澳大桥项目概况及桥梁钢管复合桩工程设计方案。通过现场调研、资料收集、理论计算、数 值模拟、室内外物理模型试验等手段，开展了大直径钢管复合桩受力性能试验和理论分析研究。详细分析了钢管 与混凝土桩体的共同作用机理与协同工作性能，提出了钢管复合桩抗压刚度、抗弯刚度、竖向和水平承载能力计 算方法，并验证了所提出的设计方法的正确性。研究成果对于完善钢管复合桩设计计算理论、优化施工工艺、相 关规范修订、拓宽应用范围等提供了技术支持及实践依据。 关键词：桥梁工程；钢管复合桩；受力机理；刚度；承载能力；模型试验 中文分类号：U44 文献标志码：A doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2013.07.0656 STUDY OF COMPOSITE STEEL PILE IN THE DESIGN OF HONG KONG-ZHUHAI-MACAO BRIDGE MENG Fan-chao1 , WU Wei-sheng1 , LIU Ming-hu1 , MA Jian-lin2 , DENG Ke1 (1. CCCC Highway Consultants Co., Ltd. Beijing 100088, China; 2. Southwest Jiaotong University, School of Civil Engineering, Geotechnical Engineering Department, Chendu 610031, China) Abstract: This paper presents a general project review of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge and the specialized design of composite steel piles. Based on the result of site investigation, data collection, theoretical calculation and numerical simulation, indoor and outdoor physical model test, the mechanical properties experiment and theoretical analysis of large diameter composite steel piles has been performed. The interaction mechanism of steel pipe and concrete have been studied, and the calculating method has been proposed and verified for the compressive stiffness, bending stiffness and the vertical and horizontal bearing capacity of composite steel pile. This research will contribute to improving the design calculation theory, optimizing the construction technology, revising relevant specifications, broadening the application scopes of composite steel piles. Key words: bridge engineering; composite steel pile; action mechanism; stiffness; bearing capacity; model test 港珠澳大桥跨越珠江口伶仃洋海域，是连接香 港特别行政区、广东省珠海市、澳门特别行政区的 超级跨海通道，是列入《国家高速公路网规划》的 重要交通建设项目，是具有国家战略意义的世界级 跨海通道。 项目包括三项内容：海中桥隧工程、三地口岸、 三地连接线。海中桥隧工程总长约 35.6 km，其中 香港界内桥梁长约 6.0 km，粤港分界线至珠澳口岸 之间的海中桥隧主体工程(简称“主体工程”)长约 29.6 km。主体工程采用桥隧组合方案，其中桥梁长 约 22.9 km，沉管隧道长约 6 km，为实现桥隧转换 设置两个长度各为 625m 的隧道人工岛。主体工程 由粤港澳三地共同建设。 主体工程桥梁工程包括青州航道桥(主跨 458m
程 力 学 双塔双索面钢箱梁斜拉桥)，、江海直达船航道桥（主 超高层建筑、大型深水港口码头和跨海大桥工程等 跨2×258m三塔中央索面钢箱梁斜拉桥)、九洲航道 结构中，但目前国内外对于钢管复合桩复合结构的 桥主跨268m双塔中央索面组合梁斜拉桥)、深水 受力机理、协同工作性能以及设计计算理论还不完 风非通航孔桥(110m钢箱连续梁)及浅水区非通航 善，缺多系统理论研究一。工程上常常只是把钢 孔桥(85m组合连续梁)。按6车道高速公路标准 管作为钻孔桩的临时护壁，设计时未将钢管与核 设，设计行车速度100km/h 混凝士作为复合体加以共同考虑。目前钢管复合桩 1桥梁基础设计方案 计算理论和设计方法的研究大大落后于工程应用。 有鉴于此，港珠澳大桥在制管复合桩设计过程中 为将港珠澳大桥的阻水率控制在10%以内，基 对钢管复合桩的沉降 、承载力计算理论以及桩的 础需埋置在海床以下 由于全线地质条件复杂 理结构形式等方面开展了系统的理论分析和试验 部分区域覆盖层厚，预制沉箱或沉井方案对不同地 研究，在充分了解其承载特性和荷载传递机理的基 质的适应性差，而且下沉较深、规模大、造价高， 础上，获取了大直径钢管复合桩的各项设计参数及 因此桥梁工程基础采用耕基础方案， 计算理论依据，并将研究成果应用于设计 在广泛吸收国内外跨海桥梁基础建设的有益 2.1模型试验 经验的基础上，通过对打入、钻孔灌注桩和钢管 2.11试验日的 复合桩综合比选，最终确定采用钢管复合桩，钢管 在考虑剪力环和泥皮防腐涂层效应基础上，以 与钢筋混凝土共同组成桩结构主体。 大直径钢管复合桩在复杂受荷情况下（竖向、水平向 通航孔桥基础采用变直径钢管复合桩。桩身由 荷载及弯矩作用下)的工作特性为研究对象，采用现 两部分组成：有钢管段 无钢管段。有钢管段的 场调研、资料收集、室内外试验、理论计算、数馆 度根据地质条件、结构受力、沉桩能力、施工期承 模拟等多种技术路线，研究在压、弯、剪荷域共同 载等综合确定。复合桩钢管内径2450mm,纲管壁 作用下大直径钢管复合桩的工作特性、承载能力 厚分2种：下部约2m范用壁厚36mm, 其余壁厚 变形特征等 ,考察钢管复合桩的协同工作性能及可 25mm。钢管对接时内壁对齐，采用全熔透对接焊 靠性，为复合桩的各项设计参数及计算理论提供试 在顶部一定区段钢管内壁设置10道剪力环。复合 验数据支撑和参考依据」 桩混凝土强度等级采用水下C35,柱身根据受力配 12试件及加载装置 置钢筋。非通航孔桥复合桩钢管内径2150mm(高墩 区y1950mm(低墩区)，桩身根据受力配置锅筋。 根据模型试验的相似性原则，共制作14个试 其 件。其中，12个试件钢管内壁带防腐涂层，2个不 余与通航孔桥相同。 带防腐涂层，2个增大轴力试验，共进行16次模型 2 受力机理与设计方法研究 试验，见表1。试件加载段长度1.2m, 错固段长度 0.4m. 钢管面积与核心混凝士面积之比（管混比）为 大直径银管复合排由干且有承拔力高、证性 4.1%:剪力环采用宽度b=6mm、厚度d卡3mm的钢 好、可靠性好、便于施 风险可控 费用相对经 片，间距分别为1D=30cm)、1.5D(=45cm)、 济等优点，特别是在承受荷载时， “钢管+核心混 2D=60cm、3D90cm).混皮厚度≈01mm(根据 餐上”桩以复合体形式表现出良好的共同工作性 工程现场试桩试验确定)，采用原设计的配筋率进行 能，使其在深海桩基工程中具有极大的发展前景。 虽然钢管复合桩以其优越的力学性能越来越 试件配筋设计，纵向配筋为8中8。钢管和混凝土均 采用原设计材料类型和强度等级。剪力环与钢管内 受到工程界的重视和青睐，已经广泛应用于高层利 壁之间采用焊接连接。 表1试件尺寸及相关参数 Table I Dimension and relevant parameters of tested member 的要 试验序号 型号 试验类型如载类型 W-ZY 钢筋混 394 3500 5 4100 压弯剪 A w-PY 凝土整 2500 85 4n0 压弯明 (C)1994-019China Academie Jourmnal Electronie Publishing House.All rights reserved.http:/www.cnki.ne
工 程 力 学 89 双塔双索面钢箱梁斜拉桥)、江海直达船航道桥(主 跨 2×258m 三塔中央索面钢箱梁斜拉桥)、九洲航道 桥(主跨 268m 双塔中央索面组合梁斜拉桥)、深水 区非通航孔桥(110m 钢箱连续梁)及浅水区非通航 孔桥(85m 组合连续梁)。按 6 车道高速公路标准建 设，设计行车速度 100 km/h。 1 桥梁基础设计方案 为将港珠澳大桥的阻水率控制在 10%以内，基 础需埋置在海床以下。由于全线地质条件复杂，大 部分区域覆盖层厚，预制沉箱或沉井方案对不同地 质的适应性差，而且下沉较深、规模大、造价高， 因此桥梁工程基础采用桩基础方案。 在广泛吸收国内外跨海桥梁基础建设的有益 经验的基础上，通过对打入桩、钻孔灌注桩和钢管 复合桩综合比选，最终确定采用钢管复合桩，钢管 与钢筋混凝土共同组成桩结构主体。 通航孔桥基础采用变直径钢管复合桩。桩身由 两部分组成：有钢管段、无钢管段。有钢管段的长 度根据地质条件、结构受力、沉桩能力、施工期承 载等综合确定。复合桩钢管内径 2450mm，钢管壁 厚分 2 种：下部约 2m 范围壁厚 36mm，其余壁厚 25mm。钢管对接时内壁对齐，采用全熔透对接焊。 在顶部一定区段钢管内壁设置 10 道剪力环。复合 桩混凝土强度等级采用水下 C35，桩身根据受力配 置钢筋。非通航孔桥复合桩钢管内径 2150mm(高墩 区)/1950mm(低墩区)，桩身根据受力配置钢筋。其 余与通航孔桥相同。 2 受力机理与设计方法研究 大直径钢管复合桩由于具有承载力高、延性 好、可靠性好、便于施工、风险可控、费用相对经 济等优点，特别是在承受荷载时，“钢管+核心混 凝土”桩以复合体形式表现出良好的共同工作性 能，使其在深海桩基工程中具有极大的发展前景。 虽然钢管复合桩以其优越的力学性能越来越 受到工程界的重视和青睐，已经广泛应用于高层和 超高层建筑、大型深水港口码头和跨海大桥工程等 结构中，但目前国内外对于钢管复合桩复合结构的 受力机理、协同工作性能以及设计计算理论还不完 善，缺乏系统理论研究[1―6]。工程上常常只是把钢 管作为钻孔桩的临时护壁，设计时未将钢管与核心 混凝土作为复合体加以共同考虑。目前钢管复合桩 计算理论和设计方法的研究大大落后于工程应用。 有鉴于此，港珠澳大桥在钢管复合桩设计过程中， 对钢管复合桩的沉降、承载力计算理论以及桩的合 理结构形式等方面开展了系统的理论分析和试验 研究，在充分了解其承载特性和荷载传递机理的基 础上，获取了大直径钢管复合桩的各项设计参数及 计算理论依据，并将研究成果应用于设计。 2.1 模型试验 2.1.1 试验目的 在考虑剪力环和泥皮/防腐涂层效应基础上，以 大直径钢管复合桩在复杂受荷情况下(竖向、水平向 荷载及弯矩作用下)的工作特性为研究对象，采用现 场调研、资料收集、室内外试验、理论计算、数值 模拟等多种技术路线，研究在压、弯、剪荷载共同 作用下大直径钢管复合桩的工作特性、承载能力、 变形特征等，考察钢管复合桩的协同工作性能及可 靠性，为复合桩的各项设计参数及计算理论提供试 验数据支撑和参考依据。 2.1.2 试件及加载装置 根据模型试验的相似性原则，共制作 14 个试 件。其中，12 个试件钢管内壁带防腐涂层，2 个不 带防腐涂层，2 个增大轴力试验，共进行 16 次模型 试验，见表 1。试件加载段长度 1.2m，锚固段长度 0.4m。钢管面积与核心混凝土面积之比(管混比)为 4.1%；剪力环采用宽度 b=6mm、厚度 d=3mm 的钢 片，间距分别为 1D(=30cm) 、 1.5D(=45cm) 、 2D(=60cm)、3D(=90cm)；泥皮厚度≈0.1mm(根据 工程现场试桩试验确定)。采用原设计的配筋率进行 试件配筋设计，纵向配筋为 8 8。钢管和混凝土均 采用原设计材料类型和强度等级。剪力环与钢管内 壁之间采用焊接连接。 表 1 试件尺寸及相关参数 Table 1 Dimension and relevant parameters of tested member 试验序号 试件 编号 简要 说明 钢管 型号 直径 D/mm 厚度 t/mm 径厚比 D/t 测试段长 度 l/mm 桩径比 l/D 总桩长 L/mm 试验类型 加载类型 1 W-ZY 294 2500 8.5 4100 压-弯-剪 A 2 W-PY 钢筋混 凝土桩 294 2500 8.5 4100 压-弯-剪 D
90 力 练表 试序号 试 管 直径Dmm学度 径厚比测试段长桃轻比 总桩长 试数类型 如钱类型 锅管无力环 20 压弯 推出 G.LPY 钢管有剪力环 33 G-LTC 无泥皮 300x 30m 1002500833 4100 推出 G-N-PY d300x3 300 3 10 2500 833 4100 压泻明 B 8 4300x3 300 3 100 2500 833 4100 压明 9 4300x 30 3 100 23500 83 4100 出 10 3 833 推出 (无防腐涂层) 430x3 300 100 2300 4100 11 G-J-N-PYI ◆300x3 300 3 100 2500 833 4100 压弯剪 12 G-J-N-PYI 4300x 300 3 100 2500 833 4100 压鸡明 15 G-J-N-PY3 003 300 3 100 2500833 4100 压弯剪 D 16 G-J-N-PY3 6300×3 300 3 100 2500 833 4100 压，弯D (增加轴力) 注：加载类型定义见表2 表2试验施加荷载F实际加载值 213刚度试验结 Table 2 Imposed load F in test/reality loading value 试验测得桩顶横向荷载桩顶水平变形全过程 工况 曲线如图2所示。 WpY(无钢管)试件在加战过程中，加载瑞被压 N 862/1940 A 13132 坏，达到试极限状态，出现较大位移。其金钢管复 25 B 812 31 合桩桩顶的受力及变形均处于弹塑性范用之内，结 78402 39 3 D 果表明：至0.8倍~1.0倍工作荷载时，测试桩顶截 ·:加至1.7倍工作荷载后，试件未达到破坏而后继续增加至最终 面处受力变形处于线弹性工作范围：钢管与核心混 凝土共同作用，变形协调，钢管复合柱截面变形基 试验采用国际先进的电脑控制电液伺服压剪 本符合平截面假定。在0.8倍1.0倍工作荷线之后 试验机MTS)和电液伺服协调加载试验系统实现试 部分钢管复合桩进入弹塑性阶段。 件的竖向、水平向荷载的施加。加载装置及试件应 变测试成面位置如图1所示 上相力版 图2试件荷载位移关系曲线 1)无钢管混凝土桩 置及试件安装 加至1.2倍工作荷载时，无钢管混凝土桩端部 Fig.1 Loading device and installation of tested member in test C)19942019 China Academie Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.ne
90 工 程 力 学 (续表) 试验序号 试件 编号 简要 说明 钢管 型号 直径 D/mm 厚度 t/mm 径厚比 D/t 测试段长 度 l/mm 桩径比 l/D 总桩长 L/mm 试验类型 加载类型 3 G-PY 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 D 4 G-ZTC 钢管无剪力环 无泥皮 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 推出 A 5 G-J-PY 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 D 6 G-J-TC 钢管有剪力环 无泥皮 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 推出 C 7 G-N-PY 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 B 8 G-N-PY2 (无防腐层) 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 B 9 G-N-TC 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 推出 C 10 G-N-TC2 (无防腐涂层) 钢管无剪力环 有泥皮 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 推出 C 11 G-J-N-PY1 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 B 12 G-J-N-PY1 (增加轴力) 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 B 13 G-J-N-PY2 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 D 14 G-J-N-TC 钢管有剪力环 有泥皮 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 推出 C 15 G-J-N-PY3 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 D 16 G-J-N-PY3 (增加轴力) 300×3 300 3 100 2500 8.33 4100 压-弯-剪 D 注：加载类型定义见表 2。 表 2 试验施加荷载 F/实际加载值 Table 2 Imposed load F in test/reality loading value 工况 试验轴力/kN 试验弯矩/kNm 试验剪力/ kN 荷载加载类型 Nmax 862/1940* 30 25 A Nmin 13/132* 30 25 B Mmax 812 39 31 C Vmax 78/402* 39 31 D *：加至 1.7 倍工作荷载后，试件未达到破坏而后继续增加至最终 荷载(增大轴力试验)。 试验采用国际先进的电脑控制电液伺服压剪 试验机(MTS)和电液伺服协调加载试验系统实现试 件的竖向、水平向荷载的施加。加载装置及试件应 变测试截面位置如图 1 所示。 图 1 试验加载装置及试件安装 Fig.1 Loading device and installation of tested member in test 2.1.3 刚度试验结果 试验测得桩顶横向荷载-桩顶水平变形全过程 曲线如图 2 所示。 W-PY(无钢管)试件在加载过程中，加载端被压 坏，达到其极限状态，出现较大位移。其余钢管复 合桩桩顶的受力及变形均处于弹塑性范围之内，结 果表明：至 0.8 倍~1.0 倍工作荷载时，测试桩顶截 面处受力-变形处于线弹性工作范围；钢管与核心混 凝土共同作用，变形协调，钢管复合桩截面变形基 本符合平截面假定。在 0.8 倍~1.0 倍工作荷载之后， 部分钢管复合桩进入弹塑性阶段。 横向荷载V/kN 图 2 试件荷载-位移关系曲线 Fig.2 Load-displacement relation curve of tested member 2.1.4 应力-应变试验结果 1) 无钢管混凝土桩 加至 1.2 倍工作荷载时，无钢管混凝土桩端部
程 力 学 91 出现可见横向微裂纹，加至17倍工作荷载时， 钢管混凝土桩顶部也开始出现可见横向微裂纹，如 图3所示 图5钢管复个 Fig.5 Com 试桩TA斯而 图3于报管报凝土试柱试秘结里衡面位置显图、 Fig3 The result of pile test of concrete pile without steel tube 8 (sectional position shown in figure 1) 无钢管混凝土桩在压弯剪组合作用下，桩身中 12 部截面应变随轴压增大而增大，如图4所示。当轴 向压力不变时，桩身表面应变实测值受施加弯矩利 剪力的增大略有变化，但变化幅度较小。除1.6倍 1.7倍工作荷载级别外，桩中C截面变形总体上呈 现平截面变形状态。对于无钢管混凝土桩，除了内 50 250 部配筋外，基本可视为材料均匀体，因此在压弯剪 组合作用下，桩中截面呈现平截面变形状态是可以 图6钢管复合桩截面纵向应变分布 预见的。 Fig6 Longitudinal strain distribution in section of composite steel pile 设置剪力环且存在泥皮的钢管复合桩在压弯 剪组合作用下，桩身D截面处的应变如图7所示 与无泥皮的制管有合排相似，制管的应套俏大于核 心混凝土 不同之处在于，由于泥皮和防腐涂层的 存在，同时钢管的刚度比核心混凝土小，导致桩项 传来的轴力主要由核心混凝土承担，另外顶部施加 轴力的加载点较为集中，因此对于核心混凝土中心 处压应变大，往外逐渐变小，因此最终致使钢管复 150 20250 合桩截面纵向应变沿截面呈“m”形分布 图4无钢管混凝士桩面纵向应变沿载面分布 Fig.4 -50 -100 2)钢管复合桩 试件如图5所示。设置剪力环且不存在泥皮的 钢管复合桩在压弯剪组合作用下，桩身D截面处的 应变如图6所示 由于试验加载位置在钢管处， -350 后通过剪力环传递给核心混凝土，因此钢管的应 值要比核心混凝土的应变值大，呈现倒“V”形分 布，载面中心处核心混凝土的应变值较小，两侧郁 250 管纵向应变值最大。整个试验过程中，钢管复合树 图银管复合排面纵向应变分有 钢管表面并无颈缩、压溃及鼓包等现象出现。 Fig.7 udin ain distribution in s (C)1994-019 China Academie Joumal Electronie Publishing House.All rights reserved.http://www.enki.ne
工 程 力 学 91 出现可见横向微裂纹，加至 1.7 倍工作荷载时，无 钢管混凝土桩顶部也开始出现可见横向微裂纹，如 图 3 所示。 测试桩端(E 断面) 测试桩顶(A 断面) 图 3 无钢管混凝土试桩试验结果(断面位置见图) Fig.3 The result of pile test of concrete pile without steel tube (sectional position shown in figure 1) 无钢管混凝土桩在压弯剪组合作用下，桩身中 部截面应变随轴压增大而增大，如图 4 所示。当轴 向压力不变时，桩身表面应变实测值受施加弯矩和 剪力的增大略有变化，但变化幅度较小。除 1.6 倍、 1.7 倍工作荷载级别外，桩中 C 截面变形总体上呈 现平截面变形状态。对于无钢管混凝土桩，除了内 部配筋外，基本可视为材料均匀体，因此在压弯剪 组合作用下，桩中截面呈现平截面变形状态是可以 预见的。 图 4 无钢管混凝土桩截面纵向应变沿截面分布 Fig.4 Section longitudinal strain of concrete pile without steel tube is distributed along section 2) 钢管复合桩 试件如图 5 所示。设置剪力环且不存在泥皮的 钢管复合桩在压弯剪组合作用下，桩身 D 截面处的 应变如图 6 所示。由于试验加载位置在钢管处，然 后通过剪力环传递给核心混凝土，因此钢管的应变 值要比核心混凝土的应变值大，呈现倒“V”形分 布，截面中心处核心混凝土的应变值较小，两侧钢 管纵向应变值最大。整个试验过程中，钢管复合桩 钢管表面并无颈缩、压溃及鼓包等现象出现。 图 5 钢管复合桩 Fig.5 Composite steel pile 图 6 钢管复合桩截面纵向应变分布 Fig.6 Longitudinal strain distribution in section of composite steel pile 设置剪力环且存在泥皮的钢管复合桩在压弯 剪组合作用下，桩身 D 截面处的应变如图 7 所示。 与无泥皮的钢管复合桩相似，钢管的应变值大于核 心混凝土。不同之处在于，由于泥皮和防腐涂层的 存在，同时钢管的刚度比核心混凝土小，导致桩顶 传来的轴力主要由核心混凝土承担，另外顶部施加 轴力的加载点较为集中，因此对于核心混凝土中心 处压应变大，往外逐渐变小，因此最终致使钢管复 合桩截面纵向应变沿截面呈“m”形分布。 图 7 钢管复合桩截面纵向应变分布 Fig.7 Longitudinal strain distribution in section of composite steel pile
92 力 学 3)推出试验 2 加至1.7倍工作荷载后，试件未达到破坏而后 式中：k,为考虑泥皮效应的折减系数。无泥皮时 继续增加至最终荷载（增大轴力试验），5次推出试验 ky=1:有泥皮时kN≤1：k为考虑剪力环加固 均表明，压弯剪钢管复合桩推出试验最终破坏位 效应的修正系数。无剪力环时k,=1:有剪力环时 置为试件与承台连接处，钢管屈曲破坏如图8所示 k≥1：k,F为考虑防腐涂层的折减系数。无防腐 M 涂层时k,=1:有防腐涂层时kF≤1（针对本次模型 钢管 试验所采用的防腐涂层材料及施做工艺) 根据港珠澳大桥的工程设计，钢管复合桩内部 承台 医曲破场 存在泥皮、剪力环和防腐涂层，由于钢管对混凝土 有环箍效应，k=1.023,因此设计时可取k=1,即 认为存在剪力环的情形，泥皮和防腐涂层的存在使 图8推出试验示意图及试验破坏形式 得钢管复合桩的抗压刚度不低于钢管和混凝土抗 Fig 8 Push out test and damage form 压如度之和. 通过对荷载滑移曲线（如图9）进行分析，确定 222抗营刚度 冬组推出试桩的初始滑移荷载及粘结破坏荷载，此 在考虑国内外相关现行规范和设计计算常采 5根钢管复合桩的初始滑移荷载范围在30OkN 用的钢管复合桩刚度计算方法的基础上，结合本次 400kN 钢管复合桩模型试验，研究泥皮、剪力环、防腐涂 根据试验结果研究分析得出试件钢管与混凝 层对其抗弯则度的影响，给出考虑泥皮、前力环 土的极限粘结强度值为0,242MPa0.404MPa。 防腐涂层影响的钢管复合桩抗弯刚度计算公式： 当P≤0.8~1.0F时： EI=kE,l,+kE。 (3a 当0.81.0F<P≤17F时 El=k E1+kEI (3h 式中： P为试验施加荷载 F为钢管复合桩工作有 载：入为考虑荷载水平效应的系数：人，为考虑钢 管复合桩使用寿命的折减系数。海洋环境中主要考 虑钢管的长期腐蚀问题，由腐蚀后利余壁厚与原设 计壁厚钢管的惯性矩之比确定。为考虑泥皮、防腐 涂层、剪力环的影响系数：其中： 图9荷载滑移曲线对比 Fig9 Load-slide curve comparison k=kN·k·kE (4) 2.2钢管复合桩刚度计算方法 式中：ky为考虑泥皮效应的折减系数。无泥皮时 2.2.1抗压刚度 =，有泥皮时kx≤1：k,为考虑剪力环加强 钢管复合柱轴压刚度计算公式 太的修正系 无剪力环时=1,有剪力环 EA=knE,A,+ k≥1：kF为考虑防腐涂层的折减系数，无防腐 式中：k为考虑钢管复合桩使用寿命期间的刚度 涂层时kF=1,有防腐涂层时kF≤1。 折减系数。在海洋环境中主要考虑钢管的长期腐蚀 根据工程设计，钢管复合桩内部存在泥皮、剪 问题，由腐蚀后剩余厚度与原设计厚度比值确定： 力环和防腐涂层的情形，由于钢管对混凝土有环箱 k为考虑泥皮、防腐涂层、剪力环的综合影响系 效应，根据试验结果，可以总结出钢管复合桩的抗 弯刚度计算参数如表3所示。 数：其中： C)1994-2019 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved. http://www.cnki.ne
92 工 程 力 学 3) 推出试验 加至 1.7 倍工作荷载后，试件未达到破坏而后 继续增加至最终荷载(增大轴力试验)，5 次推出试验 均表明，压-弯-剪钢管复合桩推出试验最终破坏位 置为试件与承台连接处，钢管屈曲破坏如图 8 所示。 图 8 推出试验示意图及试验破坏形式 Fig.8 Push out test and damage form 通过对荷载-滑移曲线(如图 9)进行分析，确定 各组推出试桩的初始滑移荷载及粘结破坏荷载，此 5 根钢管复合桩的初始滑移荷载范围在 300kN~ 400kN。 根据试验结果研究分析得出试件钢管与混凝 土的极限粘结强度值为 0.242MPa~0.404MPa。 推出荷载 N/kN 图 9 荷载-滑移曲线对比 Fig.9 Load-slide curve comparison 2.2 钢管复合桩刚度计算方法 2.2.1 抗压刚度 钢管复合桩轴压刚度计算公式： EA k EA k EA ys s s yc c c (1) 式中： ys k 为考虑钢管复合桩使用寿命期间的刚度 折减系数。在海洋环境中主要考虑钢管的长期腐蚀 问题，由腐蚀后剩余厚度与原设计厚度比值确定； yc k 为考虑泥皮、防腐涂层、剪力环的综合影响系 数；其中： yc yN yJ yF k k kk (2) 式中： yN k 为考虑泥皮效应的折减系数。无泥皮时 yN k =1；有泥皮时 yN k ≤1； yJ k 为考虑剪力环加固 效应的修正系数。无剪力环时 yJ k =1；有剪力环时 yJ k ≥1； yF k 为考虑防腐涂层的折减系数。无防腐 涂层时 yF k =1；有防腐涂层时 yF k ≤1(针对本次模型 试验所采用的防腐涂层材料及施做工艺)。 根据港珠澳大桥的工程设计，钢管复合桩内部 存在泥皮、剪力环和防腐涂层，由于钢管对混凝土 有环箍效应，kyc=1.023，因此设计时可取 kyc=1，即 认为存在剪力环的情形，泥皮和防腐涂层的存在使 得钢管复合桩的抗压刚度不低于钢管和混凝土抗 压刚度之和。 2.2.2 抗弯刚度 在考虑国内外相关现行规范和设计计算常采 用的钢管复合桩刚度计算方法的基础上，结合本次 钢管复合桩模型试验，研究泥皮、剪力环、防腐涂 层对其抗弯刚度的影响，给出考虑泥皮、剪力环、 防腐涂层影响的钢管复合桩抗弯刚度计算公式： 当 P F ≤ 0.8 ~ 1.0 时： E ws s s wc c c I k EI k EI (3a) 当0.8 ~ 1.0 1.7 F P F ≤ 时： E ws s s wc c c I k EI k EI (3b) 式中：P 为试验施加荷载；F 为钢管复合桩工作荷 载； 为考虑荷载水平效应的系数； ws k 为考虑钢 管复合桩使用寿命的折减系数。海洋环境中主要考 虑钢管的长期腐蚀问题，由腐蚀后剩余壁厚与原设 计壁厚钢管的惯性矩之比确定。为考虑泥皮、防腐 涂层、剪力环的影响系数；其中： wc wN wJ wF k k kk (4) 式中： wN k 为考虑泥皮效应的折减系数。无泥皮时 wN k =1，有泥皮时 wN k ≤1； wJ k 为考虑剪力环加强 效应的修正系数。无剪力环时 wJ k =1，有剪力环时 wJ k ≥1； wF k 为考虑防腐涂层的折减系数，无防腐 涂层时 wF k =1，有防腐涂层时 1 wF k ≤ 。 根据工程设计，钢管复合桩内部存在泥皮、剪 力环和防腐涂层的情形，由于钢管对混凝土有环箍 效应，根据试验结果，可以总结出钢管复合桩的抗 弯刚度计算参数如表 3 所示。 压曲破坏
工 程 力 学 表3钢管复合桩抗弯刷度计算参数 2.3承载力计算方法 Table Bending stifess calculation par mnosite 23.1竖向承找力计算方法 steel pile 1)内部强度破坏 表4给出了按留国内外想范计算值与模型试哈 10D 1.140 所得结果的对比情况”-。由表可知，7种规范 15D 1.023 算结果与试验结果误差为183%44.7%及-8.9% 其中ACI(2005)规范计算结果最小，比试验结果小 20D 1013 89%,偏干安全：AISC2005)却范计算结果最大 30D 0990 比试验结果大44.7% 偏于不安全。7种规范计算 值的平均值为2688kN,比试验结果大21%。其主 ：你，1≤n≤18 要原因是上述各规范没有考虑带剪力环泥皮防腐 可以看出，剪力环可起到增大钢管复合桩抗 涂层综合效应间题。因此在按内部强度控制标准进 压、抗弯刚度的作用。在存在泥皮和防腐涂层条件 行设计计算时，建议采用ACI(2005)进行带有泥 下时，当剪力环间距≤2D时，剪力环加强作用明 皮-防腐涂层剪力环的钢管复合桩承载力极限值 显，钢管与核心混凝土联结牢固可靠，钢管复合 算：在考虑适当提高分项安全系数的条件下，也可 组合刚度系数k≥1。此时，泥皮和防腐涂层对钢 采用《钢管混凝土结构技术规程》DB13-51-2003、 管复合桩刚度的弱化作用可不考虑。 GB4142-2000以及BS5400(2005)出的相关计算 公式进行钢管复合桩承载力极限值的计算 表4G-J-N-PY3钢管复合桩承载力计算表 Table4 Calculation of bearing capacity of G-J-N-PY3 composite steel pile 419 Bs540205)DB13-51.203 EC4200) GB41422000 试验站果 2022 297 32153 26455 26267 2695 2639 2221 21 表了单桩极限承载力结果 Table 5 Results of single pile bearing capacity testing 方法规背 分类 外部强度整制标准 内部清度控制标淮 DIN4014 J20 D63-2007AC(205)A(997)AISC(2005) 德国 日本 s5400 沉动 DBJ13-51-2003EC42004)GD4142-200制标 20051 承 N 580936464352340856641252690771026911713918094 1420573839 51.66 57.48 46.54 76.17 108.95 0.72 91.31 104.16 101.55 65.66 江总 最小 最大 2)外部强度破坏和沉降变形超限 极限承载力较其他两种控制标准的结果都大，其中 按照外部强度破坏和沉降变形超限计算可按 A山(1997)规范确定的承载力最大，较由单桩外部强 昭德国范DN4014DN1054.2005).日本1R2000 度控制标准确定的单排承栽力大105%1g30%。 桩基规范和《公路桥涵地基与基础设计规范》 桩外部强度控制标准确定的钢管复合桩极限承载 JTGD63-2007进行，此不赘述。 力最小。其中，《公路桥函地基与基础设计规范》 根据上述三种控制标准计算港珠澳大桥内径 TGD63.2007给出的理论值最小.仅为52.34MN 2150mm的钢管句合桩极阻承截力结果汇总加表5 这主题是绘给定的、桩瑞中风化花岗岩承撞力标准 所示。按单桩内部强度控制标准确定的钢管复合桩 偏低的缘故.德国规范DN4014和日本规范R2000 C)1994-019 China Academie Joumal Electronie Publishing House.All rights reserved.http://www.enki.ne
工 程 力 学 93 表 3 钢管复合桩抗弯刚度计算参数 Table 3 Bending stiffness calculation parameter of composite steel pile 剪力键间距 kwc λ 1.0D 1.140 1 n 1.5D 1.023 24 25 n 2.0D 1.013 19 20 n 3.0D 0.990 19 20 n 注：n=P/F，1≤ ≤n 1.8 。 可以看出，剪力环可起到增大钢管复合桩抗 压、抗弯刚度的作用。在存在泥皮和防腐涂层条件 下时，当剪力环间距≤ 2D 时，剪力环加强作用明 显，钢管与核心混凝土联结牢固可靠，钢管复合桩 组合刚度系数 kwc≥1。此时，泥皮和防腐涂层对钢 管复合桩刚度的弱化作用可不考虑。 2.3 承载力计算方法 2.3.1 竖向承载力计算方法 1) 内部强度破坏 表 4 给出了按照国内外规范计算值与模型试验 所得结果的对比情况[7―12]。由表可知，7 种规范计 算结果与试验结果误差为 18.3%~44.7%及8.9%。 其中 ACI(2005)规范计算结果最小，比试验结果小 8.9%，偏于安全；AISC(2005)规范计算结果最大， 比试验结果大 44.7%，偏于不安全。7 种规范计算 值的平均值为 2688kN，比试验结果大 21%。其主 要原因是上述各规范没有考虑带剪力环-泥皮-防腐 涂层综合效应问题。因此在按内部强度控制标准进 行设计计算时，建议采用 ACI(2005) 进行带有泥 皮-防腐涂层-剪力环的钢管复合桩承载力极限值计 算；在考虑适当提高分项安全系数的条件下，也可 采用《钢管混凝土结构技术规程》DBJ13-51-2003、 GJB4142-2000 以及 BS5400(2005)给出的相关计算 公式进行钢管复合桩承载力极限值的计算。 表 4 G-J-N-PY3 钢管复合桩承载力计算表 Table 4 Calculation of bearing capacity of G-J-N-PY3 composite steel pile 规范 ACI (2005) AIJ (1997) AISC (2005) BS5400(2005) DBJ13-51-2003 EC4(2004) GJB4142-2000 试验结果 承载力/kN 2022 2977 3215.3 2645.5 2626.7 2695 2639 2221 对比/(%) 8.9 34.04 44.7 19.1 18.3 21.3 18.8 排序 ① ⑥ ⑦ ④ ② ⑤ ③ 表 5 单桩极限承载力结果 Table 5 Results of single pile bearing capacity testing 方法规范 外部强度控制标准 内部强度控制标准 分类 德国 DIN4014 日本 RJ2000 JTG D63-2007 ACI(2005) AIJ(1997) AISC(2005) BS5400 (2005) DBJ13-51-2003 EC4(2004) GJB4142-2000 沉降控 制标准 极限 承载力/kN 58093 64643 52340 85664 122526 90777 102691 117139 118094 114205 73839 / (%) 平均压应力 混凝土标准值 51.66 57.48 46.54 76.17 108.95 80.72 91.31 104.16 105.01 101.55 65.66 汇总 最小 最大 2) 外部强度破坏和沉降变形超限 按照外部强度破坏和沉降变形超限计算可按 照德国规范 DIN4014(DIN1054，2005)、日本 JR2000 桩基规范和《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTGD63-2007 进行，此不赘述。 根据上述三种控制标准计算港珠澳大桥内径 2150mm 的钢管复合桩极限承载力结果汇总如表 5 所示。按单桩内部强度控制标准确定的钢管复合桩 极限承载力较其他两种控制标准的结果都大，其中 AIJ(1997)规范确定的承载力最大，较由单桩外部强 度控制标准确定的单桩承载力大 105%~193%。单 桩外部强度控制标准确定的钢管复合桩极限承载 力最小。其中，《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTGD63-2007 给出的理论值最小，仅为 52.34MN。 这主要是给定的、桩端中风化花岗岩承载力标准值 偏低的缘故。德国规范 DIN4014 和日本规范 RJ2000
烧 给出的计算值较接近。可见 由外强度控制标准计 复合桩内部强度控制标准所计算的桩项极限水平 算得出的单桩极限承载力以及相应的单桩平均压 向载偏大 不宜作为其水平极限承载力。土体中钢 成力，满是计要求，应作为飘管复合肝单洗竖向 管复合耕横向变形不仅取决于排身刚度，也取决于 承载力的设计依据。 桩周土体的水平抗力特性。 2.32水平承栽力计算方法 2.3.3钢管复合桩承载力计算 与竖向承载力计算相似，钢管复合桩水平承载 通过上述研究可知，港珠澳大桥钢管复合桩单 能力的丧失一般表现为两种形式： 桩竖向极限承载力受桩身外部强度标准所控制，单 )桩身材料的强度不够，桩身被压坏或拉坏 桩横向极限承载力受桩顶允许位移标准所控制。钢 (内部强度破坏) 管复合桩单桩极限承载力设计应按外部强度控制 2)桩发生过大位移而不适于继续承载（水平变 标准进行，并依据现行相关桩基规范进行承载力 形控制。 沉降变形和桩身强度等相关方面的设计与验算。在 根据上述两种控制标准计算港珠澳大桥内径 进行钢管复合桩竖向水平向承载力、竖向沉降横 2150mm的钢管复合桩极限承载力结果汇总如表6 向变形和桩身内部强度设计计算和验算时， 可采用 所示。由表6 可知 钢管复合桩水平承线力由桥梁 木文2.2节所述的刚度修正公式，进行单桩承载力 结构横向位移即由桩顶允许水平位移控制。由钢管 及沉降变形的设计计算 表6钢管复合桩水平承载力对比 Table6 Comparison of horizontal bearin ity of composite steel pile 分类 术平限承载力水N身最大矩N·m顶最大水平位移m地商处水平位移m 备注 钢管复合性 65235 6275x10 6 最大矩控 (横向位移控勒 1470.84 141×10d 19.1 横向位移控制 3结论 [】陈宝春，王来永，欧智，韩林 .钢管混凝士偏心受 变试验研究工程力学，2003,20(6) 针对港珠澳大桥地层、基础、施工和环境特点 首次开展了复杂受力条件下有无钢管、有/无剪力 Chen Baochun,Wang Laiyong.Ou Zhijing Han Linhai. 环、有无泥皮、有无防腐涂层共同作用的钢管复 of 合桩承载能力、变形特性及变化规律的系统试验研 entrically-loaded conrete-fld steel []Engineering Mechanics,2003,20(6):154-159.(in 究，由此得到了钢管复合桩的刚度和承载能力计算 方法。研究成果不仅为港珠澳大桥钢管复合桩基础 康希良 的设计方法和结构优化提供了可靠的技术支持，还 7,24110 对完善钢管复合桩设计计算理论、优化施工工艺 Kang Xiliang.Zhao Hongtie.Xue Jianyang.Cher 相关规范修订、拓宽应用范围等提供了技术支持及 实践依据， Zongping.Theoretical analysis of the composite axial compression 参考文献： 韩林解管混凝士结构北京：科学出版 于清，陶忠，陈志波，吴足钢管约束混凝士纯弯构 件抗弯力学性能研究).工程力学，2008,253187 Han Linhai Steel tuhe co e structure [M].Beijing 193 Science Press,2000:2.(in Chiese) 【2钟善.钢管混凝土结构M哈尔滨：黑龙江科学技 confined concret 术出版社，1994：1一14 and Techn 6康希良，程耀芳，张丽，赵鸿铁.钢管混凝土粘结滑 1-14.(in Chinese) 移本构关系理论分析0.工程力学，2009,26(10,74 C)1994-2019 China Academie Joumal Electronie Publishing House All rights reserved. http://www.cnki.net
94 工 程 力 学 给出的计算值较接近。可见，由外强度控制标准计 算得出的单桩极限承载力以及相应的单桩平均压 应力，满足设计要求，应作为钢管复合桩单桩竖向 承载力的设计依据。 2.3.2 水平承载力计算方法 与竖向承载力计算相似，钢管复合桩水平承载 能力的丧失一般表现为两种形式： 1) 桩身材料的强度不够，桩身被压坏或拉坏 (内部强度破坏)。 2) 桩发生过大位移而不适于继续承载(水平变 形控制)。 根据上述两种控制标准计算港珠澳大桥内径 2150mm 的钢管复合桩极限承载力结果汇总如表 6 所示。由表 6 可知，钢管复合桩水平承载力由桥梁 结构横向位移即由桩顶允许水平位移控制。由钢管 复合桩内部强度控制标准所计算的桩顶极限水平 荷载偏大，不宜作为其水平极限承载力。土体中钢 管复合桩横向变形不仅取决于桩身刚度，也取决于 桩周土体的水平抗力特性。 2.3.3 钢管复合桩承载力计算 通过上述研究可知，港珠澳大桥钢管复合桩单 桩竖向极限承载力受桩身外部强度标准所控制，单 桩横向极限承载力受桩顶允许位移标准所控制。钢 管复合桩单桩极限承载力设计应按外部强度控制 标准进行，并依据现行相关桩基规范进行承载力、 沉降变形和桩身强度等相关方面的设计与验算。在 进行钢管复合桩竖向/水平向承载力、竖向沉降/横 向变形和桩身内部强度设计计算和验算时，可采用 本文 2.2 节所述的刚度修正公式，进行单桩承载力 及沉降变形的设计计算。 表 6 钢管复合桩水平承载力对比 Table 6 Comparison of horizontal bearing capacity of composite steel pile 分类 水平极限承载力/kN 桩身最大弯矩/(kN·m) 桩顶最大水平位移/mm 地面处水平位移/mm 备注 钢管复合桩 (桩身强度控制) 6523.5 6.275×104 204 84.64 最大弯矩控制 钢管复合桩 (横向位移控制) 1470.84 1.41×104 50 19.1 横向位移控制 3 结论 针对港珠澳大桥地层、基础、施工和环境特点， 首次开展了复杂受力条件下有/无钢管、有/无剪力 环、有/无泥皮、有/无防腐涂层共同作用的钢管复 合桩承载能力、变形特性及变化规律的系统试验研 究，由此得到了钢管复合桩的刚度和承载能力计算 方法。研究成果不仅为港珠澳大桥钢管复合桩基础 的设计方法和结构优化提供了可靠的技术支持，还 对完善钢管复合桩设计计算理论、优化施工工艺、 相关规范修订、拓宽应用范围等提供了技术支持及 实践依据。 参考文献： [1] 韩林海. 钢管混凝土结构[M]. 北京: 科学出版社, 2000: 2―5. Han Linhai. Steel tube concrete structure [M]. Beijing: Science Press, 2000: 2―5. (in Chiese) [2] 钟善桐. 钢管混凝土结构[M]. 哈尔滨: 黑龙江科学技 术出版社, 1994: 1―14. Zhong Shantong. Steel tube concrete structure [M]. Harbin: Helongjiang Science and Technology Press, 1994: 1―14. (in Chinese) [3] 陈宝春, 王来永, 欧智菁, 韩林海. 钢管混凝土偏心受 压应力-应变试验研究[J]. 工程力学, 2003, 20(6): 154―159. Chen Baochun, Wang Laiyong, Ou Zhijing, Han Linhai. Experimental study of stress-stain relation of eccentrically-loaded concrete-filled steel tubular columns [J]. Engineering Mechanics, 2003, 20(6): 154―159. (in Chinese) [4] 康希良, 赵鸿铁, 薛建阳, 陈宗平. 钢管混凝土柱组合 轴压刚度的理论分析[J]. 工程力学, 2007, 24(1): 101― 105. Kang Xiliang, Zhao Hongtie, Xue Jianyang, Chen Zongping. Theoretical analysis of the composite axial compression stiffness for CFST members [J]. Engineering Mechanics, 2007, 24(1): 101―105. (in Chinese) [5] 于清, 陶忠, 陈志波, 吴颖星. 钢管约束混凝土纯弯构 件抗弯力学性能研究[J]. 工程力学, 2008, 25(3): 187― 193. Yu Qing, Tao Zhong, Chen Zhibo, Wu Yingxing. Flexural behavior of steel tube confined concrete members under pure bending [J]. Engineering Mechanics, 2008, 25(3): 187―193. (in Chinese) [6] 康希良, 程耀芳, 张丽, 赵鸿铁. 钢管混凝土粘结-滑 移本构关系理论分析[J]. 工程力学, 2009, 26(10): 74―
程 力 学 9DLT5085-1999,钢-混凝土组合就够设计规程S.北 Kang Xiliang.Chen Yaofang.Zhang Li,Zhao Hongtie. 京：中国电力出版社1999 Thcoretical analysis of bond-slip constitutive ralationship DLT 5085-1999,Design code for stcel- for CFST Engineering Mechanics,2009,2(10) composite strure [S].Beijing:China Electric Power Press. (in Chinese jC0189.铜管混凝士结构设计与施工规程S.北京 AU. for design and ICIOL89 Steel tuhe crete structure design and Architectural Institute of lanan (AmD 1997 construction code IS1 Beiiing:China Architecture and [BS400.Steel,concrete and composite bridges,Part 5: Code of practice for design of composite bridges [S] 8] 结构设计与施工规程S1.北 京：中国计刻出版社199 12 UK: Parts CECS28:90,Steel structural design S]London.UK:British Sreel (now Cous,1992. 1992.(in Chinese) (上接第87页) 间李云， 再生骨料与再生混凝士的 ,26516-19.4 of normal cross-section of steel recycled conrete Xi d 1陈宗平，张客德，苏益生，等.型铜混凝土异形柱正裁 而承载力的理论研究).西安建筑科技大学学报（自然 科学版)，2005,373)345-349,355. 6薛建 王秀 ,型钢再生混凝土梁受剪性 Chen Zongping.Zhang Xide,Su Yisheng,et al. 201545769 or SRC Xi'an onerete beams [] (Natural Science Edition).2005.37(3):345-349.355 Building Structure.2013.43(7):69-72.(in Chinese) (in Chinese)】 王妮，陈宗平，李启良，等 型钢再生混凝士组合油 JG138 压性能试验研究) 工程力学，2013,306：133一14 al.Expen四 GJ138-2001.Tect IS China ol 2殷小激，B西林，卢文胜，配十字型钢的型混凝士柱 30(6):133-141.(in Chinese 恢复力模型) 工程力学，2014,31(1上97 103 [S肖建庄.再生混凝土M北京：中国建筑工业出版社 Lu Wensheng Resilience 208:7 Chinese) [13]Chen C.Lin N.Analytical model for predicting axial [9)崔卫光.型钢再生混凝土组合住正裁面受力性能试验 capacity and behavior of concrete encased stee 研究D1西安：西安建筑科技大学，2011. of Constructiona Cui Weiguang.Experimental study on mechanical behaviors (C)1994-019 China Academie Joumal Electronie Publishing House.All rights reserved.http://www.enki.net
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