曾 耀，吳 沖，秦 飛

（1.同濟(jì)大學(xué) 橋梁工程系，上海200092；2.重慶市公路工程質(zhì)量檢測(cè)中心，重慶400060）

以承受軸向荷載為主的纜索承重體系橋梁索塔一般采用鋼結(jié)構(gòu)或混凝土結(jié)構(gòu)，其橫截面通常設(shè)計(jì)為具有較高剛度質(zhì)量比的中空截面.鋼－混凝土組合索塔是近年來(lái)發(fā)展迅速的一種新型結(jié)構(gòu)形式，為縮短索塔復(fù)雜的幾何外形帶來(lái)的較長(zhǎng)建設(shè)時(shí)間，阿拉米羅橋索塔由最初設(shè)計(jì)的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)修改為鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)，其外部鋼板不僅作為結(jié)構(gòu)構(gòu)件承載，而且兼做混凝土澆注時(shí)的施工模板，同時(shí)，使用焊釘連接件和T形加勁肋確保混凝土與鋼板共同工作[1].昂船洲大橋的上塔柱部分也采用鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)，為降低后期維護(hù)成本和提高結(jié)構(gòu)的耐久性，鋼結(jié)構(gòu)部分采用不銹鋼，與阿拉米羅橋不同，索塔在鋼與混凝土之間僅使用焊釘連接[2].

連接件是確保鋼與混凝土共同工作，形成鋼－混凝土組合結(jié)構(gòu)的重要構(gòu)件，也是影響組合結(jié)構(gòu)極限承載力的關(guān)鍵因素之一.圓柱頭焊釘和開(kāi)孔板是橋梁結(jié)構(gòu)中較為常用的連接件，它們構(gòu)造簡(jiǎn)單，力學(xué)性能明確，不像鋼筋連接件和型鋼連接件那樣需要根據(jù)受力方向進(jìn)行專門(mén)設(shè)置.已有研究[3－9]表明：在以承受軸力為主的組合構(gòu)件中，連接件不僅確?；炷僚c鋼結(jié)構(gòu)共同工作，而且能有效地防止鋼板過(guò)早屈曲，提高構(gòu)件的整體承載能力；但連接件種類的差異也影響構(gòu)件的力學(xué)性能.

本文通過(guò)軸壓和恒定軸力下往復(fù)彎曲試驗(yàn)，研究在真實(shí)受力狀態(tài)下的使用焊釘和開(kāi)孔板兩類常用連接件的雙層鋼箱截面組合索塔的力學(xué)性能，同時(shí)了解不同種類的連接件在組合索塔中的受力特性和破壞形態(tài).

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型試件

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作5個(gè)具有開(kāi)孔板連接件和5個(gè)具有焊釘連接件的雙層鋼箱組合索塔模型試件，分別命名為DP系列試件和DS系列試件，分別簡(jiǎn)稱開(kāi)孔板試件和焊釘試件.所有試件外形尺寸相同，設(shè)計(jì)如圖1—4所示.開(kāi)孔板開(kāi)孔直徑為30 mm，與鋼箱壁板熔透連接；焊釘規(guī)格為Φ13×80 mm，由螺柱焊焊接在鋼箱壁板上.所有試件連接焊縫全部熔透，端板均開(kāi)有圓孔以澆筑內(nèi)部混凝土.

圖1 DP試件橫截面（a），外部鋼箱（b）和內(nèi)部鋼箱（c）[10]（單位：mm）Fig.1 Section of DP series specimen，outer steel box and inner steel box[10]（unit：mm）

圖2 開(kāi)孔板[10]（單位：mm）Fig.2. Detail of perforated rib[10]（unit：mm）

圖3 DS試件橫截面（a），外部鋼箱（b）和內(nèi)部鋼箱（c）（單位：mm）Fig.3 Section of DS series specimen，outer steel boxand inner steel box（unit：mm）

1.2 材料特性

所有組合索塔模型試件采用同一批材料加工制作，材料特性全部按照中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行測(cè)試.測(cè)得28 d齡期標(biāo)準(zhǔn)立方體混凝土抗壓強(qiáng)度為50.7 MPa，彈性模量為3.34×104MPa；圓柱頭焊釘屈服強(qiáng)度為363 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為452 MPa，彈性模量為2.01×105MPa；開(kāi)孔板和內(nèi)外鋼箱所用4 mm鋼板屈服強(qiáng)度為342 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為464 MPa，彈性模量為2.03×105MPa.

圖4 焊釘布置（單位：mm）Fig.4 Arrangement of studs（unit：mm）

1.3 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)試件與反力架一端固定，一端鉸接，在鉸支端使用豎向和橫向兩套MTS電液伺服加載系統(tǒng)加載，用以模擬索塔真實(shí)受力狀態(tài)，試驗(yàn)裝置如圖5所示.

圖5 試驗(yàn)裝置（單位：mm）Fig.5 Test setup（unit：mm）

1.4 加載方案

通常，軸壓比由構(gòu)件的理論軸向極限承載能力確定.為獲得組合索塔較為真實(shí)的壓彎性能，往復(fù)荷載試驗(yàn)時(shí)利用相同試件通過(guò)軸壓試驗(yàn)得到的實(shí)際軸向極限承載能力來(lái)定義真實(shí)的軸壓比.

1.4.1 軸壓試驗(yàn)

軸壓試件為1個(gè)開(kāi)孔板試件和1個(gè)焊釘試件，分別命名為DP－100和DS－100，試件名稱中數(shù)字代表試驗(yàn)時(shí)的軸力與軸向極限能力比值的百分?jǐn)?shù).試驗(yàn)使用兩步加載：① 預(yù)載：以5 k N·s－1荷載速率加載至1 000 k N，持荷3 min，然后卸載；② 正式加載：以5 k N·s－1荷載速率加至1 500 k N后，轉(zhuǎn)換為0.01 mm·s－1位移增量加載，直至試件破壞.

1.4.2 往復(fù)荷載試驗(yàn)

對(duì)其余4個(gè)開(kāi)孔板試件和4個(gè)焊釘試件進(jìn)行恒定軸力下的往復(fù)荷載試驗(yàn).恒定軸力值大約為軸壓試驗(yàn)得到的極限承載能力的20%，40%以及60%，試件命名規(guī)則如同軸壓試驗(yàn).往復(fù)荷載試驗(yàn)與軸壓試驗(yàn)在同一設(shè)備上進(jìn)行，分三個(gè)步驟加載：① 軸向預(yù)載：以5 k N·s－1荷載速率加載至1 000 k N，持荷3 min，然后卸載；② 軸向加載：以5 k N·s－1荷載速率加至指定軸力；③ 水平往復(fù)加載：保持軸力恒定，水平往復(fù)加載，直至試件破壞.

由于組合索塔試件無(wú)明顯水平屈服力，往復(fù)荷載全部使用位移施加，每級(jí)加載位移為5 mm的整數(shù)倍，每級(jí)位移往復(fù)循環(huán)3次，直至試件破壞.

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 軸壓試驗(yàn)結(jié)果

試件DP－100和DS－100受壓破壞區(qū)域均位于鉸支端附近，其極限承載能力分別為7 952 k N[10]和7 812 k N.DP－100試件破壞區(qū)域鋼板在開(kāi)孔板的連續(xù)約束作用下，屈曲波長(zhǎng)一直被限制在開(kāi)孔板和鋼板壁之間，破壞形態(tài)如圖6所示.由于焊釘僅能以單點(diǎn)的方式約束鋼板的屈曲變形，DS－100試件的外部鋼箱壁板從一開(kāi)始就出現(xiàn)整體屈曲現(xiàn)象，而不像DP－100試件那樣發(fā)生局部屈曲，屈曲波長(zhǎng)在試件軸向略微超過(guò)第一排焊釘高度；同時(shí)，焊釘焊趾處鋼板受拉開(kāi)裂，破壞形態(tài)如圖7所示.

圖6 試件DP－100鋼板局部屈曲Fig.6 Steel plate local bucking（DP－100 specimen）

2.2 往復(fù)彎曲試驗(yàn)結(jié)果

往復(fù)彎曲時(shí)加載的恒定軸力大約為軸壓試驗(yàn)得到的組合索塔試件極限承載能力的20%，40%以及60%，試驗(yàn)時(shí)實(shí)際軸壓比見(jiàn)表1.

圖7 試件DS－100焊釘處鋼板開(kāi)裂Fig.7 Crack of weld seam（DS－100 specimen）

表1 試驗(yàn)軸壓比Tab.1 Axial load level

2.2.1 破壞形態(tài)

往復(fù)彎曲試件可根據(jù)軸壓比的大小分為兩種典型的破壞形態(tài)：無(wú)軸壓以及軸壓比為20%左右的試件展現(xiàn)出的受拉破壞與軸壓比為40%、60%左右的試件展現(xiàn)出的受壓破壞.

受拉破壞主要表現(xiàn)為鋼板在往復(fù)荷載作用下低周疲勞開(kāi)裂，裂縫從豎向角焊縫處沿試件橫截面方向開(kāi)始發(fā)展，隨著循環(huán)荷載的增加，裂縫不斷發(fā)展，直至幾乎貫穿整塊鋼板，但具體的破壞形態(tài)根據(jù)連接件種類的不同有一定的差別.開(kāi)孔板僅在鋼板縱向有連續(xù)約束作用，因此，鋼板局部屈曲可沿試件高度方向自由發(fā)展，試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)受壓側(cè)鋼板產(chǎn)生的局部屈曲在往復(fù)荷載作用下被拉平，破壞時(shí)幾乎無(wú)法見(jiàn)到鋼板受壓引起的屈曲（圖8）.焊釘連接件僅在試件橫截面方向上對(duì)鋼板局部屈曲形成約束，由于焊釘距橫隔板之間距離較短，鋼板屈曲引起的鼓曲波峰峰值較大，受壓側(cè)鋼板局部屈曲引起的鼓曲在試驗(yàn)過(guò)程中難以拉平，導(dǎo)致疲勞裂縫沿鋼板屈曲波峰發(fā)展，同時(shí)，在焊釘焊趾處也出現(xiàn)低周疲勞破壞現(xiàn)象（圖9）.

圖8 試件DP－20受拉破壞Fig.8 Cyclic tension failure（DP－20 specimen）

圖9 試件DS－20受拉破壞Fig.9 Cyclic tension failure（DS－20 specimen）

受壓破壞主要表現(xiàn)為承載方向鋼板屈曲，相應(yīng)位置處內(nèi)部混凝土壓碎.與受拉破壞相同，連接件不同的約束方式對(duì)具體的破壞形態(tài)有一定影響.在開(kāi)孔板的縱向連續(xù)約束作用下，鋼板受壓局部屈曲的波長(zhǎng)被限制在開(kāi)孔板之間（圖10）；而焊釘連接件在

圖10 試件DP－40受壓破壞Fig.10 Cyclic compression failure（DP－40 specimen）

試件橫向約束了鋼板屈曲的發(fā)展，鋼板整體屈曲被限制在橫隔板與焊釘之間，過(guò)小的縱向屈曲波長(zhǎng)導(dǎo)致試件角焊縫受壓破壞，而焊釘焊趾處在往復(fù)荷載作用下出現(xiàn)低周疲勞破壞（圖11）.

圖11 試件DS－40受壓破壞Fig.11 Cyclic compression failure（DS－40 specimen）

2.2.2 荷載—位移曲線

往復(fù)荷載作用下組合索塔試件的水平荷載—位移曲線如圖12—13所示，所有試件在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)均無(wú)法維持相應(yīng)的軸向荷載，幾乎完全喪失承載能力.由圖可知，無(wú)軸力作用試件的水平極限荷載明顯要低于有軸力作用的試件，同時(shí)，其荷載—位移曲線還有較為明顯的捏縮現(xiàn)象出現(xiàn)；軸壓比大約為20%和40%的4個(gè)試件均展現(xiàn)出良好的力學(xué)性能，它們不僅具有較高的水平承載能力，且具有較好的耗能能力；軸壓比大約為60%的兩個(gè)試件雖具有最大的水平承載能力，但荷載—位移曲線以近似于線性的關(guān)系發(fā)展，試件在達(dá)到承載能力后迅速破壞，幾乎未表現(xiàn)出任何耗能能力和延性性能.

3 受力特性分析

3.1 受拉破壞

無(wú)軸力試件在試驗(yàn)初始階段，受拉區(qū)混凝土開(kāi)裂，荷載由鋼板承受；受壓區(qū)鋼板與混凝土共同工作.隨著往復(fù)水平位移的增加，試件受拉焊縫沿試件橫截面方向出現(xiàn)低周疲勞開(kāi)裂，同時(shí)，受壓區(qū)中的混凝土受拉裂縫難以完全閉合，因此，外部荷載完全轉(zhuǎn)移到未開(kāi)裂的鋼板截面和混凝土部分，橫截面開(kāi)始削弱，試件荷載—位移曲線發(fā)生捏縮.隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，鋼板疲勞裂縫和混凝土受拉裂縫不斷發(fā)展，橫截面繼續(xù)削弱，直至試件完全喪失承載能力.

對(duì)軸壓比為20%左右的試件來(lái)說(shuō)，軸壓的存在使受壓區(qū)鋼板屈曲，但由于屈曲波長(zhǎng)受連接件的影響而展現(xiàn)出不同的破壞形態(tài).同時(shí)，軸壓的存在不僅能促進(jìn)受壓區(qū)的混凝土受拉裂縫閉合，而且能有效地延遲混凝土截面受拉開(kāi)裂和鋼板低周疲勞開(kāi)裂引起的橫截面削弱.因此，荷載—位移曲線不僅飽滿且?guī)缀鯚o(wú)捏縮現(xiàn)象發(fā)生，試件的水平極限能力也高于無(wú)軸力試件；但較低的軸力不足以改變?cè)嚰氖芾茐男螒B(tài).

3.2 受壓破壞

在軸壓比為40%左右的試件加載初期，鋼板和混凝土共同承載.隨著水平位移和循環(huán)次數(shù)的增加，試件端部受壓鋼板開(kāi)始出現(xiàn)屈曲，荷載逐漸由鋼板傳遞到混凝土截面.隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，鋼板屈曲引起的鼓曲繼續(xù)增大，并逐漸屈服；開(kāi)孔板試件鋼板的局部屈曲被限制在開(kāi)孔板之間，焊釘試件鋼板的整體屈曲被限制在橫隔板和焊釘之間，這與軸壓試件相同.隨著水平位移的增加，開(kāi)孔板試件中內(nèi)部混凝土在往復(fù)荷載作用下壓碎，對(duì)開(kāi)孔板約束減弱，而開(kāi)孔板自身又無(wú)足夠的能力約束鋼板的屈曲，因此，鋼板在壓力作用下發(fā)生整體屈曲；焊釘試件鋼板的整體屈曲加劇，屈曲波峰變大.試件破壞時(shí)的塑性鉸區(qū)域位于試件承受彎矩的端部，對(duì)開(kāi)孔板試件來(lái)說(shuō)，其長(zhǎng)度大約為兩開(kāi)孔板之間距離；對(duì)焊釘試件來(lái)說(shuō)，其長(zhǎng)度大約為橫隔板與最近一排焊釘之間距離.

圖12 DS試件水平荷載—位移曲線Fig.12 Lateral load－displacement curves（DS specimens）

圖13 DP試件水平荷載—位移曲線[10]Fig.13 Lateral load－displacement curves（DP specimens）[10]

在軸壓比為60%左右的試件的軸力加載過(guò)程中，試件端部鋼板已經(jīng)開(kāi)始屈曲，因此，在水平加載開(kāi)始時(shí)，外部荷載幾乎完全由混凝土截面承受，隨著水平荷載的增加，鋼板逐漸與混凝土共同承載；在較大的水平荷載和較高的軸力共同作用下，鋼板沿試件軸向出現(xiàn)多處屈曲，但屈曲波長(zhǎng)仍受連接件限制；

隨著水平荷載的增加，試件在達(dá)到極限承載能力后立即脆性破壞，承載能力急劇下降.試件受壓鋼板較早局部屈曲和混凝土雙向受力是荷載—位移曲線的飽滿程度明顯降低的主要因素.

4 試件壓彎性能

4.1 規(guī)范計(jì)算原理

壓彎構(gòu)件的承載能力主要取決于兩個(gè)方面：構(gòu)件的橫截面能力和長(zhǎng)度效應(yīng)給構(gòu)件力學(xué)性能帶來(lái)的不利影響.

EuroCode 4規(guī)范[11]和 AISC 2005規(guī)范[12]均基于剛塑性原理來(lái)分析組合壓彎構(gòu)件的截面行為.這種方法完全基于構(gòu)件橫截面內(nèi)力的平衡來(lái)計(jì)算構(gòu)件的橫截面能力，其假設(shè)受壓截面材料全部屈服且應(yīng)力分布為矩形，鋼材具有無(wú)限延性，組合截面極限應(yīng)變受混凝土最大受壓應(yīng)變控制，并忽略混凝土抗拉強(qiáng)度.這個(gè)方法并不關(guān)心鋼與混凝土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系以及構(gòu)件的受力發(fā)展過(guò)程，僅考慮材料強(qiáng)度，非常適合設(shè)計(jì)者用來(lái)直接估計(jì)構(gòu)件截面的極限承載能力.

EuroCode 4規(guī)范計(jì)算截面軸壓強(qiáng)度時(shí)采用直接疊加法，即直接取混凝土和鋼的塑性承載能力之和.在計(jì)算壓彎構(gòu)件時(shí)，也考慮鋼混凝土組合作用，計(jì)算鋼混截面的塑性承載能力.同時(shí)，使用與鋼柱相同的計(jì)算方法來(lái)考慮構(gòu)件長(zhǎng)度效應(yīng)帶來(lái)的不利影響，但與相同截面的鋼柱相比，組合柱的承載能力曲線要高一個(gè)等級(jí).而AISC 2005規(guī)范在計(jì)算截面軸壓強(qiáng)度時(shí)，無(wú)論試件長(zhǎng)短，都會(huì)因?yàn)榭紤]構(gòu)件的長(zhǎng)度效應(yīng)而被折減，這與EuroCode 4規(guī)范在長(zhǎng)細(xì)比小于0.2以下時(shí)不考慮長(zhǎng)度效應(yīng)對(duì)構(gòu)件的彎曲性能的折減作用有一定區(qū)別.由于AISC 2005規(guī)范計(jì)算構(gòu)件壓彎性能時(shí)僅折減構(gòu)件軸向承載能力而不折減構(gòu)件彎曲承載能力，這導(dǎo)致當(dāng)構(gòu)件處于大偏心受壓狀態(tài)時(shí)可能出現(xiàn)不安全的計(jì)算結(jié)果.

4.2 規(guī)范計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果比較

由剛塑性原理可知，按照規(guī)范計(jì)算時(shí)可不考慮焊釘對(duì)構(gòu)件橫截面能力的貢獻(xiàn)，僅將焊釘作為連接件處理.焊釘試件壓彎能力的規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果比較如圖14所示.無(wú)軸力試件的試驗(yàn)結(jié)果小于規(guī)范計(jì)算值，軸壓比為20%左右的試件試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范計(jì)算值吻合較好，其他試件試驗(yàn)結(jié)果均大于規(guī)范計(jì)算結(jié)果，且極限彎矩隨軸壓比的增加而增加.

對(duì)采用開(kāi)孔板連接件的試件來(lái)說(shuō)，當(dāng)不考慮開(kāi)孔板加勁肋的加強(qiáng)作用，即將加勁肋的橫截面面積視作混凝土計(jì)算時(shí)，其規(guī)范計(jì)算值和試驗(yàn)值的比較結(jié)果如圖15所示，無(wú)軸力時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果和理論預(yù)測(cè)值吻合較好，隨著軸壓比的增大，試驗(yàn)結(jié)果越來(lái)越偏離規(guī)范計(jì)算值，且極限彎矩隨軸壓比的增加而增加.當(dāng)假定開(kāi)孔板全截面有效時(shí)，規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較結(jié)果如圖16所示，在軸壓比大約為20%時(shí)，試驗(yàn)結(jié)果和規(guī)范計(jì)算值吻合較好，其比較結(jié)果與焊釘試件相近.

圖14 DS試件軸力—彎矩曲線Fig.14 N—M interaction curves of DS series specimen

圖15 忽略開(kāi)孔板作用時(shí)的DP試件軸力—彎矩曲線Fig.15 N—M interaction curves of DP series specimen ignoring the effect of perforated ribs

圖16 考慮開(kāi)孔板作用時(shí)的DP試件軸力—彎矩曲線Fig.16 N—M interaction curves of DP series specimen considering the effect of perforated ribs

5 結(jié)論

通過(guò)往復(fù)荷載下的鋼混組合索塔壓彎性能試驗(yàn)研究、受力特性分析以及與規(guī)范計(jì)算結(jié)果比較，有如下結(jié)論：

（1）開(kāi)孔板和焊釘均能約束鋼板的屈曲波長(zhǎng)，提高鋼板屈曲抗力，但開(kāi)孔板的連續(xù)約束作用要優(yōu)于焊釘?shù)膯吸c(diǎn)約束作用.

（2）軸壓作用下，連接件的種類對(duì)試件的極限承載能力幾乎無(wú)影響.

（3）往復(fù)壓彎荷載作用下，外層鋼箱的破壞形態(tài)與連接件種類有較為明顯的關(guān)系.

（4）軸壓比不僅控制構(gòu)件的破壞形態(tài)，而且影響構(gòu)件的極限彎矩、延性性能和耗能能力；實(shí)際組合索塔設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)選擇合理的軸壓比.

（5）基于剛塑性原理的規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果有一定差異.

[1] Aparicio A C，Casas J R.The Alamillo cable－stayed bridge：special issues faced in the analysis and construction[J].Proceedings of the ICE，Structures and Buildings，1997，122（4）：432.

[2] Morgenthal G，Sham R，West B.Engineering the tower and main span construction of stonecutters bridge[J].Journal of Bridge Engineering，ASCE，2010，15（2）：144.

[3] Hsu H L，Lin J L.Experimental evaluation on seismic performance of sandwich box columns[J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics，1999，28（8）：823.

[4] Tao Z，Han L H，Wang Z B.Experimental behaviour of stiffened concrete－filled thin－walled hollow steel structural（HSS）stub columns[J].Journal of Constructional Steel Research，2005，61（7）：962.

[5] Tao Z，Han L H，Wang D Y.Experimental behaviour of concrete－filled stiffened thin－walled steel tubular columns[J].Thin－Walled Structures，2007，45（5）：517.

[6] Tao Z，Uy B，Han L H，et al.Analysis and design of concretefilled stiffened thin－walled steel tubular columns under axial compression[J].Thin－Walled Structures，2009，47（12）：1544.

[7] 郭蘭慧，張素梅，徐政，等.帶有加勁肋的大長(zhǎng)寬比薄壁矩形鋼管混凝土試驗(yàn)研究與理論分析[J].土木工程學(xué)報(bào)，2011，44（1）：42.GUO Lanhui，ZHANG Sumei，XU Zheng，et al.Experimental and theoretical analysis of stiffened rectangular composite columns with large height－to－breadth ratios[J].China Civil Engineering Journal，2011，44（1）：42.

[8] Huang C S，Yeh Y K，Hu H T，et al.Axial load behavior of stiffened concrete－filled steel columns[J].Journal of Structure Engineering，ASCE，2002，128（9）：1222.

[9] Cai J，He Z Q.Axial load behavior of square CFT stub column with binding bars[J].Journal of Constructional Steel Research，2006，62（5）：472.

[10] 曾耀，吳沖，周家興，等.鋼－混凝土組合索塔壓彎性能試驗(yàn)研究[J].土木建筑與環(huán)境工程，2012，34（2）：77.ZENG Yao，WU Zhong，ZHOU Jiaxing，et al.Experimental analysis on beam－column behavior of steel－concrete composite pylon[J].Journal of Civil，Architectural ＆ Environmental Engineering，2012，34（2）：77.

[11] Eurocode，EN 1994：design of composite steel and concrete structures：part 1.1：general rules and rules for buildings[S].Brussels：CEN，2004.

[12] AISC.ANSI／AISC 360－05 Specification for structural steel buildings [S]. Chicago： American Institute of Steel Construction，2005.