型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值研究
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馬 輝， 毛肇瑋， 薛建陽(yáng)， 劉云賀， 王振山
（1西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，西安710048；
2西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安710055）
[摘要]在17個(gè)型鋼再生混凝土組合柱低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合型鋼再生混凝土組合柱試驗(yàn)位移延性系數(shù)和極限角變形，給出了滿足型鋼再生混凝土組合柱抗震延性要求的軸壓比限值。采用大小偏心受壓界限破壞理論推導(dǎo)了發(fā)生彎曲破壞時(shí)型鋼再生混凝土組合柱的標(biāo)準(zhǔn)軸壓比計(jì)算公式。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合抗震等級(jí)的要求，考慮體積配箍率、剪跨比對(duì)型鋼再生混凝土組合柱抗震性能的影響，最終提出了不同剪跨比、不同配箍率以及不同抗震等級(jí)下型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值。研究結(jié)果可為型鋼再生混凝土組合柱的抗震設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。
0 引言
軸壓比是影響型鋼再生混凝土組合柱抗震性能的重要因素之一，研究表明，型鋼再生混凝土組合柱抗震延性及耗能能力隨著軸壓比增大而減��；當(dāng)軸壓比較小時(shí)，型鋼再生混凝土組合柱表現(xiàn)出較好的抗震性能，而當(dāng)軸壓比達(dá)到一定數(shù)值時(shí)，型鋼再生混凝土組合柱則表現(xiàn)出較差的抗震性能，故設(shè)計(jì)合理的軸壓比對(duì)于型鋼再生混凝土組合柱抗震性能的發(fā)揮至關(guān)重要。為了使結(jié)構(gòu)或型鋼再生混凝土組合柱具有較好的抗震性能，必須給出相應(yīng)的軸壓比限值，這是工程實(shí)際應(yīng)用中須解決的關(guān)鍵問(wèn)題之一。
為此，現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范>( GB 50011-2010)、《型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ
138-2001)對(duì)鋼筋混凝土柱和型鋼混凝土組合柱給出了相應(yīng)的軸壓比限值。對(duì)框架柱進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，為了保證柱具有一定的延性，規(guī)定框架柱軸壓比不宜超過(guò)某一限值，該限值與框架柱抗震等級(jí)等有關(guān)，而該值即為軸壓比限值。型鋼再生混凝土組合柱是一種新型組合構(gòu)件，其特點(diǎn)是采用了再生混凝土材料，由于再生混凝土材料本身不足，使得現(xiàn)有的普通型鋼混凝土組合柱的軸壓比限值并不適合于型鋼再生混凝土組合柱情況，因此，需給出符合型鋼再生混凝土組合柱特征的軸壓比限值，這對(duì)其推廣應(yīng)用至關(guān)重要。對(duì)型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值作了初步研究，但并未考慮不同剪跨比和體積配箍率對(duì)此類柱軸壓比限值的影響，故有必要對(duì)其展開(kāi)進(jìn)一步研究。本文試圖通過(guò)試驗(yàn)和理論方法給出型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值，為其抗震設(shè)計(jì)提供參考。
1 基于試驗(yàn)的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值
確定軸壓比限值的目的是為了保證型鋼再生混凝土組合柱在地震作用下的延性要求，本文首先從型鋼再生混凝土組合柱試驗(yàn)研究方面著手，依據(jù)其抗震延性特征，給出型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值。
從現(xiàn)有研究成果看，當(dāng)型鋼混凝土組合柱位移延性系數(shù)μ≥3時(shí)，認(rèn)為其抗震延性較好；當(dāng)μ<3時(shí)，相應(yīng)的軸壓比限值不滿足延性要求。這說(shuō)明μ≥3時(shí)相應(yīng)的軸壓比限值滿足結(jié)構(gòu)或構(gòu)件延性要求，這一判斷標(biāo)準(zhǔn)被許多學(xué)者接受。此外，日本規(guī)范規(guī)定：當(dāng)型鋼混凝土組合柱極限角變形0=△u／L≥0.01rad時(shí)（其中△u和L分別為組合柱水平極限位移和柱高），認(rèn)為型鋼混凝土組合柱軸壓比限值可滿足其延性要求。綜上所述，可根據(jù)位移延性系數(shù)μ和極限角變形θ來(lái)確定型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值，即當(dāng)組合柱同時(shí)滿足位移延性系數(shù)μ≥3和極限角變形θ≥0.01rad時(shí)，可認(rèn)為型鋼混凝土組合柱相應(yīng)的軸壓比限值能夠保證其抗震延性。
在實(shí)際情況中，型鋼再生混凝土組合柱實(shí)際軸壓比nk可采用軸壓力標(biāo)準(zhǔn)值進(jìn)行計(jì)算，而其設(shè)計(jì)軸壓比nd和實(shí)際軸壓比nk的關(guān)系可近似按下式進(jìn)行換算：
式中：Nk為軸壓力標(biāo)準(zhǔn)值；fck為再生混凝土強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；Ac為再生混凝土截面面積；fak為型鋼強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；Aa為型鋼截面面積。
由17個(gè)型鋼再生混凝土組合柱低周反復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果糾計(jì)算得到的各試件軸壓比如表1所示。對(duì)表1中的數(shù)據(jù)做如下分析：
(1)試件極限角變形均大于0.01 rad，說(shuō)明型鋼再生混凝土組合柱均能滿足極限角變形限值要求。
(2) SRRCl~SRRC8試件發(fā)生剪切斜壓破壞，除SRRC5試件（低軸壓比）外，其余試件位移延性系數(shù)μ均沒(méi)有達(dá)到3，延性較差；但SRRC5試件的位移延性系數(shù)為4. 06 >3,表現(xiàn)出較好的抗震性能。發(fā)生剪切斜壓破壞的SRRCl~SRRC8試件剪跨比均為A= 1.4<1.5，屬于超短柱范圍，其位移延性比一般的短柱(1.5≤A≤2)更差�，F(xiàn)行規(guī)范規(guī)定，對(duì)這類超短柱應(yīng)進(jìn)行專門的研究并采用必要的抗震措施，但并沒(méi)有給出軸壓比限值。本文從試驗(yàn)結(jié)果出發(fā)，定量給出λ= 1.4<1.5的組合柱軸壓比限值。由表1可知，只有SRRC5試件的位移延性系數(shù)大于3，其設(shè)計(jì)軸壓比nd為0. 282，約0.3，故可將型鋼再生混凝土短柱的軸壓比限值定為0.3，此時(shí)能夠保證型鋼再生混凝土組合柱的抗震延性要求。
(3) SRRC10~SRRC17試件發(fā)生彎曲破壞(λ>2)，除SRRC15試件（高軸壓比）外，其余試件位移延性系數(shù)均大于3，滿足延性破壞要求；當(dāng)試件軸壓比較大時(shí)，即使發(fā)生彎曲破壞，其延性仍不能得到保證，表明控制軸壓比對(duì)型鋼再生混凝土組合柱延性發(fā)揮至關(guān)重要。由表l可知，在延性較好的情況下（μ≥3），發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱設(shè)計(jì)軸壓比在0. 282~0.576之間，故可將μ≥3且發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值定為0. 282~0.576之間。
(4) SRRC9試件發(fā)生彎剪破壞，其延性系數(shù)沒(méi)有達(dá)到3，不滿足延性破壞要求，故對(duì)于發(fā)生彎剪破壞的型鋼再生混凝土組合柱來(lái)說(shuō)，需采用一定的措施（如增大體積配箍率）來(lái)確保其抗震性能。
2 基于大小偏心受壓界限破壞的標(biāo)準(zhǔn)軸壓比限值計(jì)算
確定型鋼混凝土組合柱軸壓比限值的理論方法主要有疊加理論法和大小偏心
受壓界限破壞法兩種。疊加理論法的關(guān)鍵是軸力在型鋼混凝土組合柱中的分配問(wèn)題，但確定軸力分配系數(shù)較難。國(guó)內(nèi)外對(duì)型鋼再生混凝土組合柱抗震性能的研究較少，對(duì)再生混凝土和型鋼的軸力分配關(guān)系尚不明確，故采用疊加理論法來(lái)計(jì)算型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值存在困難。由試驗(yàn)結(jié)果可知，試件延性破壞時(shí)主要以發(fā)生彎曲破壞為主，符合大小偏心受壓界限破壞條件，故本文采用大小偏心受壓界限破壞理論來(lái)計(jì)算型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值。
由于大小偏心受壓界限破壞法計(jì)算軸壓比限值時(shí)只適合于延性破壞情況，故該方法主要用于計(jì)算以彎曲破壞為主的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值。采用該方法的前提是先判別型鋼再生混凝土組合柱界限破壞狀態(tài)，對(duì)型鋼再生混凝土偏心受壓柱的研究結(jié)果，該類組合柱偏心受壓界限破壞特征與普通型鋼混凝土情況類似，故大小偏心受壓界限破壞理論仍適合于型鋼再生混凝土組合柱。對(duì)于型鋼再生混凝土組合柱來(lái)說(shuō)，以受拉區(qū)型鋼翼緣達(dá)到屈服應(yīng)變，同時(shí)再生混凝土受壓區(qū)達(dá)到極限壓應(yīng)變值而被壓碎的狀態(tài)作為其大小偏心受壓的界限破壞。型鋼再生混凝土組合柱偏心受壓研究結(jié)果表明，此類組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)，型鋼翼緣基本都能達(dá)到屈服，而型鋼腹板應(yīng)力狀態(tài)及應(yīng)變分布十分復(fù)雜，距型鋼受壓翼緣較近的型鋼腹板能達(dá)到屈服，而對(duì)于距型鋼受壓翼緣較遠(yuǎn)的型鋼腹板來(lái)說(shuō)，腹板的一部分處于受壓狀態(tài)而另一部分則處于受拉狀態(tài)，此時(shí)腹板屈服狀態(tài)難以判定。圖1為偏心受壓型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼與再生混凝土的應(yīng)力及應(yīng)變分布圖。
圖1中εs’為組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼受壓翼緣應(yīng)變值；εs，εsw, εrcu分別為組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼受拉翼緣、腹板屈服應(yīng)變和再生混凝土極限壓應(yīng)變；Aιf，Ayf分別為型鋼受拉和受壓翼緣截面面積；Aw為型鋼腹板截面面積；hw為型鋼腹板高度；a,as’分別為型鋼受拉和受壓翼緣至截面邊緣的垂直距離frc為再生混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；fs,fs'分別為型鋼抗拉、抗壓屈服強(qiáng)度；h1為組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼腹板應(yīng)變恰好達(dá)到屈服應(yīng)變的點(diǎn)至截面受壓邊緣的距離；h2為組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼腹板應(yīng)變零點(diǎn)至截面受壓邊緣的距離。其中h1，h2分別按下式計(jì)算：
研究結(jié)果表明，當(dāng)不考慮型鋼與再生混凝土之間的粘結(jié)滑移時(shí)，偏心受壓柱截面應(yīng)變基本符合平截面假定。為便于分析，忽略受拉區(qū)再生混凝土抗拉作用和型鋼應(yīng)力強(qiáng)化效應(yīng)。
當(dāng)型鋼再生混凝土組合柱為對(duì)稱配筋時(shí)，型鋼受壓及受拉翼緣對(duì)稱分布，發(fā)生界限破壞時(shí)它們分別達(dá)到其抗壓和抗拉屈服強(qiáng)度，此時(shí)組合柱截面承受的豎向軸壓力由型鋼腹板的合力以及受壓區(qū)再生混凝土的合力來(lái)平衡，根據(jù)力平衡條件可得：
式中：N為組合柱承擔(dān)的豎向軸壓力；Nrc為截面受壓區(qū)再生混凝土合力大��；Nw為型鋼截面腹板合力大小。
型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生大小偏心受壓界限破壞時(shí)，受壓區(qū)再生混凝土的合力Nrc可由下式計(jì)算：
式中：Ac為再生混凝土截面面積；ξb為界限破壞時(shí)的相對(duì)受壓區(qū)高度，可按下式近似計(jì)算得到：
式中：β為再生混凝土受壓區(qū)高度系數(shù)，C40再生混凝土受壓區(qū)高度系數(shù)可取0.78；εrcu取0.003；Es為型鋼彈性模量。
由式(6)計(jì)算得到ξb=0.526。
圖2為型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生界限破壞時(shí)型鋼腹板應(yīng)力分布情況，圖中a為距離型鋼受壓翼緣較近且達(dá)到型鋼抗壓屈服強(qiáng)度的腹板高度；c為型鋼腹板處于受拉區(qū)的高度。
在計(jì)算型鋼腹板合力大小時(shí)，根據(jù)平截面假定可知，型鋼腹板受拉區(qū)部分的合力與反對(duì)稱的腹板受壓區(qū)部分的合力可相互抵消，故型鋼腹板合力僅為腹板受壓區(qū)中高度為a的屈服區(qū)部分的合力大小。
根據(jù)上述型鋼腹板受力分析可得：
式中：Nw為型鋼腹板承受的內(nèi)力；tw為型鋼腹板厚度；a=h1-as’，見(jiàn)圖1。
將式(2)和式(3)代入式(7)可得：
由式(4)，(5)，(8)可得型鋼再生混凝土組合柱承擔(dān)的豎向軸向壓力N為：
從式(9)可知，在其他條件一定的情況下，型鋼再生混凝土組合柱軸壓力限值由型鋼腹板面積大小決定，故配鋼率對(duì)其豎向承載力影響很大，增大配鋼率可以提高構(gòu)件豎向承載力。
此時(shí)，型鋼再生混凝土組合柱在軸向壓力作用下的軸壓比n計(jì)算公式為：
引入配鋼率ps=Aa/A =Aa／(Aa+Ac)和型鋼腹板配鋼率pw=Aw／(Aa+Ac)，其中A。為型鋼截面面積，將其代人式(10)化簡(jiǎn)可得：
式(11)相關(guān)參數(shù)的數(shù)值給出，將參數(shù)的數(shù)值代人式(11)可計(jì)算得到發(fā)生彎曲破
壞的型鋼再生混凝土組合柱標(biāo)準(zhǔn)軸壓比，通過(guò)式(1)將型鋼再生混凝土組合柱標(biāo)準(zhǔn)軸壓比值換算成設(shè)計(jì)軸壓比。
按照上述方法，對(duì)表1中發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知，發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱設(shè)計(jì)軸壓比均在0.6以上，除SRRC15試件外，其余試件位移延性系數(shù)均大于3，滿足延性要求，設(shè)計(jì)軸壓比最大可達(dá)0. 655，說(shuō)明型鋼再生混凝土組合柱設(shè)計(jì)軸壓比達(dá)到0. 65時(shí)仍具有較好的抗震延性，即延性能夠得到保證。
通過(guò)大小偏心受壓界限破壞法計(jì)算的型鋼再生混凝土組合柱設(shè)計(jì)軸壓比也存在不足之處，該方法計(jì)算型鋼再生混凝土組合柱軸壓比時(shí)無(wú)法真實(shí)反映軸向力在型鋼和再生混凝土之間的分配，且也不能很好地考慮其他因素（如體積配箍率等）對(duì)組合柱軸壓比限值的影響，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果存在一定誤差，但該方法簡(jiǎn)單實(shí)用且在一定程度上滿足計(jì)算要求，故采用大小偏心受壓界限破壞方法對(duì)發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱設(shè)計(jì)軸壓比進(jìn)行計(jì)算是可行的。
3 型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值的確定
由第1節(jié)分析可知，不同剪跨比下型鋼再生混凝土組合柱延性相差很大，故為保證其抗震延性，需分別確定不同剪跨比型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值。通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)剪跨比λ>2.0時(shí)，試件發(fā)生彎曲破壞，延性總體較好，表現(xiàn)出較好的抗震性能；當(dāng)剪跨比λ<1.5時(shí)，試件發(fā)生剪切斜壓破壞，延性總體較差，表現(xiàn)出較差的抗震性能；當(dāng)剪跨比λ介于上述值之間時(shí)，試件發(fā)生彎剪破壞，抗震延性介于上述兩者之間。因此，本文在確定型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值時(shí)，分別就剪跨比λ>2.0，1.5≤λ≤2.0和λ<1.5三種情況加以討論。對(duì)剪跨比A> 2.0的型鋼再生混凝土組合柱通過(guò)試驗(yàn)研究和大小偏心受壓界限破壞法確定其軸壓比限值，而其他兩種情況則通過(guò)試驗(yàn)研究確定。
3.1剪跨比λ>2.0的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值
由表1及表2可知，試驗(yàn)得到的設(shè)計(jì)軸壓比值基本均小于采用大小偏心受壓界限破壞法計(jì)算得到的設(shè)計(jì)軸壓比值，故可按大小偏心受壓界限破壞法計(jì)算的設(shè)計(jì)軸壓比值來(lái)確定型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值�？傮w上看，發(fā)生彎曲破壞且延性系數(shù)大于3的型鋼再生混凝土組合柱計(jì)算的設(shè)計(jì)軸壓比平均值約為0.644，接近0.65，鑒于再生混凝土性能離散性較大，為了保證型鋼再生混凝土組合柱延性，可適當(dāng)降低設(shè)計(jì)軸壓比值，本文取0.6作為發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值。由于組合結(jié)構(gòu)常使用在高層建筑中，組合柱抗震等級(jí)一般情況下為一級(jí)，故將0.6作為型鋼再生混凝土組合柱一級(jí)抗震等級(jí)時(shí)的軸壓比限值；而二、三級(jí)抗震等級(jí)時(shí)的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值可在一級(jí)抗震等級(jí)的基礎(chǔ)上分別增加0.1和0.2，即為0.70，0.80。當(dāng)λ>2.0，且再生混凝土強(qiáng)度等級(jí)不宜大于C60時(shí)，型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值匯總見(jiàn)表3。
3.2剪跨比1.5≤λ≤2.0和λ< 1.5的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值
從破壞形態(tài)特征可知，剪跨比為1.5≤λ≤2.0的型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生彎剪型破壞，延性系數(shù)為2. 77，接近于3。故再生混凝土強(qiáng)度等級(jí)不宜大于C60且剪跨比為1.5≤λ≤2.0的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值可在表3數(shù)值的基礎(chǔ)上減0. 05，結(jié)果見(jiàn)表4。
剪跨比為λ<1.5的型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生剪切斜壓破壞，屬于脆性破壞。由表1可知，除SRRC5試件外，其余試件的延性較差，故對(duì)剪跨比λ<1.5的型鋼再生混凝土組合柱，其軸壓比限值更為嚴(yán)格。本文結(jié)合試驗(yàn)得到的設(shè)計(jì)軸壓比給出再生混凝土強(qiáng)度等級(jí)不宜大于C60的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值，見(jiàn)表5。在實(shí)際工程中，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量避免形成超短柱，當(dāng)不可避免時(shí)，除了需滿足表5規(guī)定的軸壓比限值外，還應(yīng)采取專門的構(gòu)造措施（如增加體積配箍率、配鋼率以及設(shè)計(jì)抗剪件等）以保證其抗震性能。
3.3體積配箍率對(duì)軸壓比限值的影響
增大體積配箍率對(duì)于提高型鋼再生混凝土組合柱的抗震性能具有一定的有利影響。從試驗(yàn)結(jié)果可知，隨著體積配箍率增加，型鋼再生混凝土組合柱抗震延性提高，耗能能力顯著增強(qiáng)。選取典型試件分析體積配箍率對(duì)型鋼再生混凝土組合柱位移延性系數(shù)的影響，見(jiàn)表6。
對(duì)于小剪跨比(λ=1.4)試件，體積配箍率為2.04%的試件位移延性系數(shù)較體積配箍率為
1.02%的試件位移延性系數(shù)增大了26.61%；對(duì)于大剪跨比(A=3.25)試件，體積配箍率為2.04%的試件位移延性系數(shù)較體積配箍率為1.02%的試件位移延性系數(shù)增大了16. 29%。顯然，隨著體積配箍率增加，小剪跨比試件位移延性系數(shù)提高比大剪跨比試件的明顯，這主要是因?yàn)樾〖艨绫仍嚰l(fā)生剪切斜壓破壞，而箍筋恰好起到一定的抗剪作用和約束再生混凝土的作用，從而提高了試件的延性；而大剪跨比試件發(fā)生彎曲破壞，箍筋相對(duì)所起作用減弱，但仍能起到約束混凝土的作用，也使得試件延性有一定的提高，但提高程度小于小剪跨比試件，故增大體積配箍率能較好地改善型鋼再生混凝土組合柱抗震延性。
由表1可知，增大軸壓比對(duì)型鋼再生混凝土組合柱的抗震性能是不利的，而由對(duì)表6的分析可知，增加體積配箍率可在一定程度上減小增大軸壓比對(duì)組合柱抗震性能不利的影響。因此，確定組合柱軸壓比限值時(shí)需考慮體積配箍率的影響。
鑒于此，型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值可隨體積配箍率增加而適當(dāng)增大，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果并在表3～5基礎(chǔ)上給出了隨著體積配箍率增大的再生混凝土強(qiáng)度等級(jí)不宜大于C60的型鋼再生混凝土組合柱軸壓比限值，見(jiàn)表7。對(duì)剪跨比λ<1.5的再生混凝土組合柱需采取專門的抗震措施。
4 結(jié)論
本文通過(guò)對(duì)型鋼再生混凝土組合柱軸壓比試驗(yàn)研究和理論推導(dǎo)給出了其軸壓比限值，主要得到以下結(jié)論：
(1) SRRCl~SRRC8試件(λ=1.4<1.5)發(fā)生剪切斜壓破壞，除試件SRRC5外，其余試件位移延性系數(shù)μ均沒(méi)有達(dá)到3，延性較差，表現(xiàn)出較差的抗震性能；SRRC10~ SRRC17試件(λ>2)發(fā)生彎曲破壞，除試件SRRC15外，其余試件位移延性系數(shù)均大于3，滿足延性破壞要求。根據(jù)位移延性要求，給出了型鋼再生混凝土組合柱發(fā)生彎曲破壞的軸壓比限值。
(2)采用大小偏心受壓界限破壞理論推導(dǎo)了發(fā)生彎曲破壞的型鋼再生混凝土組合柱標(biāo)準(zhǔn)軸壓比計(jì)算公式。
(3)根據(jù)試驗(yàn)得到的設(shè)計(jì)軸壓比值和計(jì)算得到的設(shè)計(jì)軸壓比值，給出了不同剪跨比、體積配箍率下型鋼再生混凝土組合柱的軸壓比限值。
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