方中空夹层钢管混凝土偏心受压柱力学性能的研究

方中空夹层钢管混凝土偏心受压柱力学性能的研究 陶　忠　韩林海　黄　宏 (福州大学) 摘 　要 　以长细比和偏心率为变化参数 , 共进行了十二个方中空夹层钢管混凝土偏心受压构件的试验研究。在确 定组成方中空夹层钢管混凝土的钢材和核心混凝土应力Ο应变关系模型的基础上 , 利用数值解法对方中空夹层钢管 混凝土压弯构件的荷载Ο变形全过程关系进行了 , 理论分析结果与试验结果吻合较好。最后 , 提出了方中空夹 层钢管混凝土压弯构件承载能力实用验算。 关键词 　方中空夹层钢管混凝土柱 　长细比 　偏心率 　荷载Ο位移曲线 　承载能力 中图分类号 : TU398 + 19 　文献标识码 : A 文章编号 : 1000Ο131X (2003) 02Ο0033Ο08 CONCRETEΟFILLED DOUBLE SKIN STEEL TUBULAR COL UMN WITH SQUARE SECTION UNDER ECCENTRIC LOADS Tao Zhong 　Han Linhai 　Huang Hong (Fuzhou University) Abstract The concreteΟfilled double skin steel tubular column with square section under eccentric loads is studied in the pa2 per1Twelve pieces of the column are tested in the lab of Fuzhou University1Outside square tube is made of four welded plates ; inside is a weldless steel tube1The concrete is sandwiched in between the two tubes1The main parameters varied in the study are the slenderness ratio and the eccentricity of load1It is found that the computed loadΟdisplacement relations are in good a2 greement with that of the test one1At last , a simplified formula for the bearing capacity of the column is proposed in the paper1 Keywords : concreteΟfilled double skin steel tubular column with square section , slenderness ratio , eccentricity , loadΟ displacement curve , bearing capacity 1 　前 　　言 以往国内外学者已对实心钢管混凝土构件的力学 性能和设计方法进行过深入研究 , 并取得系列成 果[1～4 ] 。随着钢管混凝土在高层建筑和桥梁等结构中 应用的日趋增多 , 近年来 , 一种新型的钢管混凝土结 构形式 ———中空夹层钢管混凝土 (ConcreteΟFilled Dou2 bleΟSkin Steel Tubes) 开始逐渐受到有关研究人员和工 程技术人员的重视。该类结构是将两层钢管同心放 置 , 并在钢管之间填充混凝土而形成的构件 , 常见的 几种截面形式如图 1 所示。 和实心钢管混凝土相比 , 中空夹层钢管混凝土构 收稿日期 : 2002 - 01 - 28 福建省科技重大项目 (2002H007) 资助 件具有截面开展、抗弯刚度大、自重轻和防火性能好 等特点 , 具有很好的应用前景。 国内外学者近十年来对该类结构的力学性能开展 了一些研究工作 ,例如文献[5～8]研究了如图 1 (a)所示 截面形式轴压短试件的力学性能。文献[9 ]研究了图 1 (b)所示截面形式轴压短试件和纯弯构件的力学性能。 文献[10 ,11]进行了图 1(a)所示截面形式压弯构件滞回 性能的试验研究 ;我国学者曾研究过圆形截面的复式钢 管混凝土[12]和空心钢管混凝土柱[3]的力学性能等。这 些研究成果为进一步深入研究中空夹层钢管混凝土构 件的力学性能和设计理论创造了条件。 本文拟研究图 1 (c) 所示方中空夹层钢管混凝 土偏心受压构件的力学性能 , 以往尚未见到该方面研 究的报道。本文拟以长细比和荷载偏心率为参数 , 进 行十二个试件的试验研究。然后在确定组成方中空夹 层钢管混凝土的钢材和核心混凝土应力Ο应变关系模 　第 36 卷第 2 期 土 　木 　工 　程 　学 　报 Vol136 　No12 　2 0 0 3 年 2 月 CHINA CIVIL ENGINEERINGJOURNAL Feb1 　2003 型的基础上 , 利用数值解法计算方中空夹层钢管混凝 土压弯构件的荷载Ο变形全过程关系曲线。最后提出 方中空夹层钢管混凝土压弯构件承载力实用验算方法 , 以期为有关工程实践提供参考。 图 1 　常见中空夹层钢管混凝土构件截面示意图 Fig11 　Typical sections of concreteΟfilled doubleΟskin steel tubes 2 　偏心受压试验研究 211 　试验概况 以长细比和偏心率为变化参数 ,共进行了十二个 试件的试验研究。所有试件均采用了相同的截面形 式 , 其外层方钢管的截面尺寸 Bo ×to 为 120mm × 310mm , 其中 , Bo 和 to 分别为方钢管的外边长和钢 管管壁厚度 ; 内层圆钢管截面尺寸 Di ×t i 为 58mm × 310mm , 其中 Di 和 t i 分别为圆钢管外直径和钢管管 壁厚度 , 这样所设计试件的空心率 Ψ ( = Di/ Bo) 为 01483。试件的基本参数如表 1 所示。 表 1 　试件一览表 Table 1 　Test parameters 序 号 试件 编号 L (mm) λ e (mm) N e (kN) N c1 (kN) N c1/ N e N c2 (kN) N c2/ Ne 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 psc1 - 1a psc1 - 1b psc1 - 2a psc1 - 2b psc1 - 3a psc1 - 3b psc2 - 1a psc2 - 1b psc2 - 2a psc2 - 2b psc2 - 3a psc2 - 3b 1070 1070 1070 1070 1070 1070 2136 2136 2136 2136 2136 2136 2818 2818 2818 2818 2818 2818 5715 5715 5715 5715 5715 5715 441414454500151515154545 856872667750480486920868596570380379 855855697697440440767767562562362362 019990198111045019290191701905018340188401943019860195201954 820820660660412412777777545545351351 019580194001990018800185801848018450189501914019560192401926 外层的方钢管由 4 块钢板拼焊而成 , 焊缝按《钢 结构设计规范》进行设计 , 采用对接焊缝的形式 , 以 保证所有焊缝处钢材强度不低于钢材母材强度 ; 内层 的圆钢管则采用无缝钢管。 钢管端部均在车床上刨平 ,并严格控制同一试件的 内外两层钢管其长度的一致性。试件制作时 ,先将内层 钢管和试件下部端板进行焊接 ,再套装外层钢管并将其 和下部端板进行焊接。为保证试件在浇筑混凝土的过 程中其内、外钢管同心的相对位置保持不变 ,在试件接 近上端的内、外钢管之间焊接短钢筋进行支撑定位。 钢材强度按标准拉伸试验方法确定 , 将钢板和由 沿钢管纵向切割下的钢板条做成每组三个的标准试 件 , 按标准的材料力学方法进行拉伸试验 , 最终测得 外管钢材的屈服强度 ( f yo ) 为 27519MPa , 内管的屈 服强度 ( f yi) 为 37415MPa。 浇筑混凝土时 , 先将试件竖立 , 从顶部灌入混凝 土 , 并用 <30 振捣棒振捣直至混凝土密实。试件采用 自然养护。混凝土立方试块强度由同条件下成型养护 的 15cm 立方试块测得 , 28d 强度值 ( f cu) 4618MPa。 混凝土的用料如下 : 425 号普通硅酸盐水泥 ; 石 灰岩碎石 , 最大粒径 15mm ; 中粗砂 , 砂率为 0135。 混凝土的水灰比为 0138 , 其重量配合比为 : 水∶水泥∶ 砂∶石 = 0138∶1∶1111∶2106。 试验在福州大学力学Ο结构试验中心的 500t 压力机 上进行 ,试件两端采用刀铰加载 ,以期模拟两端为铰接 的边界条件。试验加载和量测装置示意图如图 2 所示。 考虑到加载时应满足试件不同偏心距 ( e)的要求 , 为此在试件两端设置了特别加工制作的加荷板 (图 2b) ,加荷板由高强钢材制成 ,在其上按预定偏心距设 置相应的条形凹槽 ,与刀口铰的刀口相吻合。刀口铰 通过螺栓固定在压力机的上、下承压板上。为保证试 验安全以及试验过程中构件的对中准确 ,在加荷板的 中心位置处设置一孔径为 21mm、深为 20mm 的圆孔 , 试验时在试件两端板中心处各焊一直径为 20mm、长为 15mm 的凸榫 ,和加荷板上的圆孔相吻合。 为了准确测量试件的变形 , 在每个试件中截面处 外钢管的四个表面中部贴纵向及横向各一、共八片电 阻应变片 , 同时在试件弯曲平面内沿柱高设置若干电 测百分表以测定试件在加载过程中的侧向挠度变化情 况。对于长细比为 2818 的构件 , 共设置了三个电测 百分表并沿柱高四分点布置 ; 对于长细比为 5715 的 ·43· 土 　木 　工 　程 　学 　报 2003 年 11 刀口铰　21 试件　31 百分表　41 应变片 51 加荷板　61 凸榫 图 2 　试验加载和量测装置示意图 Fig12 　Test setup and instrumentation layout 构件 , 除沿柱高四分点位置处布置电测百分表外 , 还 在试件中截面位置附近的八分点处增加两个电测百分 表以准确反映试件的侧向挠度变化。所有试件端部均 设置了电测百分表以监测试件的纵向总变形 (如图 2 所示) 。试验过程中的变形试验数据均通过 IMP 数据 采集系统自动采集。 试件采用分级加载制 , 弹性范围内每级荷载为预 计极限荷载的 1/ 10 ; 当钢管压区纤维达到屈服点后 , 每级荷载约为预计极限荷载的 1/ 15 ; 每级荷载的持 荷时间约为 2min , 接近破坏时慢速连续加载。 212 　试验现象与分析 通过对试验的观察 , 发现所有构件在加载过程中 均表现为侧向挠度不断增加、最终丧失稳定而破坏。 图 3 所示为试件在试验结束时典型的挠曲破坏情况。 图 3 　试件典型的破坏形态 Fig13 　Typical failure mode of specimens 在构件初始加载阶段 ,其跨中挠曲变形较小 ,挠度 的增长基本上和荷载的增加成正比。当荷载达到极限 荷载的 60 %～70 %左右时 ,跨中挠度开始明显增加。由 于二阶效应的影响 ,当跨中挠度达到某一临界值时 ,二 阶弯矩增长速度开始大于截面抵抗弯矩增长的速度 ,此 时作用在构件上的荷载达到其极限值。此后 ,构件为维 持其平衡状态 ,作用在构件上的荷载不断下降 ,而变形 则迅速发展。在整个变形过程中 ,少数试件在加载初 期 ,挠曲线存在上下不完全对称的情况 ,但这种现象会 随荷载的增加而消失 ,挠曲线逐渐趋于对称。 经观测和验算 ,本次试件在变形过程中 ,其挠曲线 基本上符合正弦半波曲线。图 4 绘出了试件 psc1Ο3b 和 psc2Ο2a 在不同荷载作用阶段其挠度变形的发展情 况。图中横坐标为加载过程中构件不同位置处的挠度 ( u) ;纵坐标为构件上各点距柱底的高度 ( H) ; n 为作 用在构件上的荷载 ( N)与其极限荷载 ( Ne)的比值。 图 5 所示为构件的荷载 ( N ) 与跨中挠度 ( um) 关系曲线。从中可以看出 , 随着构件长细比和偏心率 的增大 , 构件的刚度减小 , 极限荷载也随之降低 , 达 到极限荷载时其跨中挠度相应增加。同时还可以看 出 , 对于偏心率较大的构件 , 试件的荷载Ο位移曲线 在达到极限荷载时呈现出比较平缓的下降趋势。 图 4 　试件在各级荷载作用下的侧向挠度图 Fig14 　Lateral deflections of specimens under different load interval ·53·　第 36 卷 　第 2 期 陶忠等·方中空夹层钢管混凝土偏心受压柱力学性能的研究 图 5 　NΟum 关系曲线 Fig15 　Load ( N) versus midΟheight lateral deflection ( um) curves 在不同的荷载阶段 , 试件中部截面的纵向应变分 布基本上保持平面 , 中截面的平均应变发展速度随长 细比增加而减小。在极限状态以前 , 构件中截面的中 和轴位置略有上升 , 但并不显著 ; 在极限状态以后 , 截面中和轴位置变化较为显著 , 且随着长细比和偏心 率的增大 , 这种趋势更为明显。由于所有试件在偏心 压力作用下 , 其跨中截面都受到轴力和弯矩的联合作 用 ,在达到极限状态时 ,其外钢管在弯矩受压区边缘纤 维均已达到屈服 ,并进入弹塑性或塑性阶段 ;在弯矩受 拉区边缘纤维则随长细比或偏心率的不同而处于受压 或受拉状态 ,且材料既可能处于弹性阶段也可能处于弹 塑性阶段。图 6 所示为所有试件在弯矩作用下的受拉 区和受压区边缘纤维处应变和荷载的变化关系曲线。 图中每个试件均有两条曲线 ,左边为受拉区边缘纤维应 变变化情况 ,右边则为受压区边缘纤维应变变化情况 , 其中应变以受压为正 ,受拉为负。可以看出 ,在达到极 限荷载以前 ,受压区或受拉区的边缘纤维应变随荷载的 增加而增大 ;但达到极限荷载以后 ,对于大部分试件其 应变基本保持不变并略有下降 ,其原因可能是由于试件 承受的荷载值不断降低 ,同时试件在进入下降段后 ,其 中截面附近处压区及压区两侧边钢管管壁会出现较明 显的局部屈曲 ,产生外凸变形 ,这种钢管壁的局部明显 弯曲变形 ,使得此时量测到的纵向应变已不足以代表真 实的构件截面变形。图 5 用三角形标出了每个试件压 区钢管发生明显的外凸屈曲时的点 ,可见所有局部屈曲 均基本发生在构件到达极限状态以后不久。 图 7 所示为全部试件的荷载与相对压缩率 (Δ/ L ) 的关系曲线。其中 , 相对压缩率本文定义为柱端 百分表测得的变形值 (Δ) 除以构件的长度 ( L ) 。从 中可以看出 , 随着构件长细比的增大 , 其相对压缩率 有减小的趋势 ; 同时随着构件偏心率的增大 , 其相对 压缩率有增大的趋势。同时还可以看出 , 随着构件长 ·63· 土 　木 　工 　程 　学 　报 2003 年 图 6 　受拉区和受压区边缘纤维处 应变随荷载变化的关系曲线 Fig16 　Axial load versus extreme fiber strains at midΟheight of test specimens 图 7 　相对压缩率和荷载关系曲线 Fig17 　Axial load versus nominal compression ratio relationships 细比和偏心率的增大 , 其刚度和极限承载力都有下降 的趋势 , 且偏心率较大的构件在达到极限荷载后较偏 心率较小的试件表现出更平缓的下降段。 从以上分析结果可以看出 , 在本次试验参数范围 内 , 方中空夹层钢管混凝土偏压构件在试验时表现出 的工作行为与实心的方钢管混凝土基本类似[4 ] 。 3 　荷载Ο变形关系分析 要对中空夹层钢管混凝土偏心受压构件进行荷载Ο变形全过程关系的分析 , 首先必须确定其钢材和混 凝土的应力Ο应变关系模型。 文献 [13 ] 在确定组成方钢管混凝土的钢材和核 心混凝土的应力Ο应变关系模型的基础上 , 利用数值 解法成功地计算出方钢管混凝土轴心受压时的荷载Ο 变形全过程关系曲线 , 计算结果和试验结果二者吻合 良好 , 较为深入地认识了其力学性能。本文暂时采用 文献 [13 ] 提供的钢材和核心混凝土应力Ο应变关系 模型来分析方中空夹层钢管混凝土偏压构件的荷载Ο 变形关系。 钢材的应力 (σ) Ο应变 (ε) 关系曲线可分为弹 性段 ( oa) 、弹塑性段 ( ab) 、塑性段 ( bc) 、强化段 ( cd) 和二次塑流 ( de) 等五个阶段 , 如图 8 所示 , 图中的虚线为钢材实际的应力Ο应变关系曲线 , 实线 所示为简化的应力Ο应变关系曲线 , 其中 , fp 、f y 和 f u 分别为钢材的比例极限、屈服极限和抗拉强度极 限 , 各参数的确定方法见文献 [13 ]。 核心混凝土受压时采用如下纵向应力 (σ) Ο应变 (ε) 关系表达式 : y = A·x - B·x2 x β· ( x - 1)η+ x 　　 ( x ≤1) ( x > 1) (1) 其中 x =ε/ε0 , y =σ/σ0 , ε0 和σ0 分别为混凝土 峰值点的应变及其对应的应力[13 ] ; A 、B 、β和η的 确定方法参见文献 [13 ]。核心混凝土受拉时的应力Ο 应变关系按文献 [ 14 ] 提供的模型确定 , 表达式如 下 : σ= σp 112 (ε/ε0) - 012 (ε/ε0) 6 　　(ε≤εp) σp (ε/εp) 101312σ2p (ε/εp - 1) 117 + (ε/εp) (ε>εp) (2) 式中 , σp 为峰值拉应力 , σp = 0126 (115 f ck) 2/ 3 ; εp ·73·　第 36 卷 　第 2 期 陶忠等·方中空夹层钢管混凝土偏心受压柱力学性能的研究 为峰值拉应力对应的应变 , εp = 4311σp (με) 。 在确定了钢材及核心混凝土应力Ο应变关系模型 的基础上 , 即可利用数值方法方便地进行方中空夹层 钢管混凝土偏压构件的荷载Ο变形全过程关系分析。 计算采用如下假设 : (1) 方中空夹层钢管混凝土内、外钢管钢材的纵 向应力Ο应变关系按文献 [ 13 ] 提供的模型来进行计 算 ; 受压区混凝土的应力Ο应变关系按式 (1) 确定 ; 受拉区混凝土的应力Ο应变关系按式 (2) 确定 ; (2) 钢和混凝土之间无相对滑移 , 构件截面在变 形过程中始终保持为平截面 ; (3) 忽略剪力对构件变形的影响 ; (4) 构件挠曲线为正弦半波曲线 , 且考虑构件存 在千分之一杆长的初挠度。 在进行构件荷载Ο变形关系计算时 , 首先将构件 跨中截面分为 n 个单元 , 包括内、外钢管单元和混 凝土单元。图 9 所示为截面的单元划分简图和截面应 变分布图。 图 8 　钢材的σΟε关系 Fig18 　Typical stressΟstrain curves for steel 图 9 　截面单元划分简图和截面应变分布示意图 Fig19 　Section units and distribution of strains 给定构件跨中初始挠度值 um , 根据假设 (4) , 构件的挠曲线方程可以表示为 y = umsin π L z (3) 由此可确定构件跨中截面曲率为 < =π2 L2 um (4) 根据假设 (2) , 跨中截面上每个单元形心处的应 变值可表示为 εi =ε0 + 014) 式 (11) 中 , 方钢管混凝土轴压稳定系数φ可 按下式计算 : φ = 1 (λ ≤λo) aλ2 + bλ+ c (λo < λ ≤λp) d (λ+ 35) 2 (λ > λp) (12) 式中 , 系数 a = 1 + (35 + 2 ·λp - λo) ·e (λp - λo) 2 ; b = e - 2 aλp ; c = 1 - aλ2o - bλo ; e = - d(λp + 35) 3 ; d = [13500 + 4810·ln 235f y ] · 25 f ck + 5 013 · α011 0105 ; λp 和λo 分 别为构件弹性失稳和弹塑性失稳的界限长细比[4 ] 。 文献 [15 ] 分析了不同参数对方中空夹层钢管混 凝土偏压构件力学性能的影响 , 发现不同截面空心率 情况下钢材强度 ( f y) 、混凝土强度 ( f ck = 0167 f cu) 、 名义含钢率 (α) 、偏心距 ( e) 和构件长细比 (λ) 是其中的主要影响参数。其影响规律与实心方钢管混 ·93·　第 36 卷 　第 2 期 陶忠等·方中空夹层钢管混凝土偏心受压柱力学性能的研究 凝土类似。在文献 [17 ] 提出的方钢管混凝土构件承 载力计算公式的基础上 , 本文给出了方中空夹层钢管 混凝土构件的承载力验算公式。其适用范围为 : 混凝 土强度等级 C30～C60、钢材强度等级 Q235～Q390、 名义含钢率 0105～0120、空心率 0～015 以及长细比 为 10～150。 图 12 绘出了典型构件在不同偏心距和长细比情 况下的方中空夹层钢管混凝土典型的 N/ N uΟM/ Mu 相 关曲线 , 和实心方钢管混凝土的曲线非常类似[4 ,15 ] 。 图 12 　N/ NuΟM/ Mu 相关关系 Fig112 　N/ NuΟM/ Mu interaction curve 图 12 中 ,Nu 和 Mu 分别为方中空夹层钢管混凝土 构件的轴压承载力和抗弯承载力 ,Nu 按下式计算[15] : N u = A sc f scy + A si f yi (13) 式中 , f scy为外钢管及其核心混凝土的组合轴压强度 , f scy = (1118 + 0185ξ) ·f ck , ξ= αf yo/ f ck = A so f yo/ Ace f ck , A so 、f yo 、和 A si 、f yi分别为外钢管和内钢管的截 面面积及其屈服强度 , α为名义含钢率 , α = A so/ Ace , Ace为外钢管自身截面内部所包含的空隙面积 , A sc = A so + Ac , Ac 为核心混凝土截面面积。 Mu 可按下式计算[15 ] : Mu = γm W scm f scy + Wsi f yi (14) 式中γm 为抗弯承载力计算系数 , γm = 1104 + 0148 × ln (ξ+ 011) ; Wscm为外钢管及其核心混凝土的组合抗 弯模量 , Wscm = Bo3/ 6 - πDi4/ (32 Bo) ; Wsi为内钢管 截面抗弯模量 , Wsi =πD3i / 32。 利用前述荷载Ο变形数值分析方法 , 文献 [ 15 ] 对方中空夹层钢管混凝土偏压构件进行了大量的参数 分析 , 根据分析结果 , 发现利用式 (11) 可以验算方 中空夹层钢管混凝土压弯构件的承载力[15 ] , 式中的 N u 和 Mu 可分别按照式 (13) 和式 (14) 进行计算。 利用式 (11) 所示的简化计算方法对本次试验构 件进行了验算 , 计算出的简化承载力 ( Nc2) 和试验 结果 ( Ne) 二者的对比情况如图 13 所示 , 在表 1 中 列出了 Nc2的具体计算值 , 其与 Ne 二者比值的平均 值为 01911 , 均方差为 01047 , 可见简化计算结果和试 验结果二者基本吻合 , 且简化计算结果稍偏于安全。 图 13 　承载力简化计算结果与 试验结果比较 Fig113 　Comparison of calculated strength between simplified model and tests 5 　结 　论 (1) 本文以长细比和荷载偏心率为参数 , 进行了 十二个方中空夹层钢管混凝土偏压试件的试验研究。 结果表明 , 该类构件的力学行为和实心方钢管混凝土 偏压构件类似。 (2) 在确定了组成方中空夹层钢管混凝土的钢材 和核心混凝土应力Ο应变关系模型的基础上 , 利用数 值解法计算了方中空夹层钢管混凝土压弯构件的荷载Ο变形全过程关系曲线。理论计算结果与试验结果吻 合较好。 (3) 提供的方中空夹层钢管混凝土压弯构件承载 力实用验算公式与试验结果二者基本吻合 , 且稍偏于 安全 , 可为有关工程实践参考。 参 　考 　文 　献 [1 ] 　蔡绍怀 1 钢管混凝土结构的计算与应用 [M] 1 北京 : 中国建筑工业出版社 11989 [2 ] 　蒋家奋 1 汤关祚 1 三向应力混凝土 [M] 1 北京 : 中国 铁道出版社 11988 [3 ] 　钟善桐 1 钢管混凝土结构 [M] 1 哈尔滨 : 黑龙江科学 技术出版社 11994 [4 ] 　韩林海 1 钢管混凝土结构 [M] 1 北京 : 科学出版社 , 2000 (下转 51 页) ·04· 土 　木 　工 　程 　学 　报 2003 年 压强度 , 但提高程度有限。主要是因为纤维水平 约束集中于角部 , 而截面大部分区域的侧向约束 相对较小 , 当倒角半径较小时 , 角部混凝土强度 的提高对整个柱平均强度的贡献有限。 31 　纤维布的破坏形式随纤维厚度的增加而发生变 化 , 随加固量的增加 , 其破坏从中部纤维受拉破 坏转变为角部的应力集中破坏。 41 　纤维布约束可显著提高混凝土的极限压应变 , 从 而可提高构件延性 , 有利于结构的抗震加固。 51 　由于纤维布约束方柱对其峰值应力提高有限 , 在 实际应用中可偏于安全地不考虑对混凝土强度的 提高影响 , 而玻璃纤维约束混凝土方柱极限压应 变可采用式 (2) 确定。 参 　考 　文 　献 [1 ] 　Amir Mirmiran. 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20 余篇 ,曾获国家军队科技进步三等奖一次。通 讯地址 :350002 　福建省福州市工业路 523 号福州大学土木建筑工程学院 韩林海 　工学博士 ,特聘教授 ,博士生导师。从事组合结构和建筑结构防火等方面的研究工作 ,发表论文 80 多篇。曾获国家教 育委员会科技进步一等奖等科技奖励。 黄 　宏 　硕士研究生 ,从事组合结构方面的研究工作。 ·15·　第 36 卷 　第 2 期 陆新征等·FRP布约束混凝土方柱轴心受压性能的有限元分析