圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱重復(fù)加載偏壓試驗(yàn)

曹萬林，牛海成，2，周中一，董宏英

（1.北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，100124北京；2.河南理工大學(xué)土木工程學(xué)院，454000河南焦作）

圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱重復(fù)加載偏壓試驗(yàn)

曹萬林1，牛海成1，2，周中一1，董宏英1

（1.北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，100124北京；2.河南理工大學(xué)土木工程學(xué)院，454000河南焦作）

為研究圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱偏心受壓性能，完成了4個(gè)試件的單調(diào)重復(fù)加載試驗(yàn).4個(gè)試件分為兩組，第一組試件包括圓鋼管普通混凝土柱和圓鋼管再生混凝土柱，偏心距100 mm；第二組試件與第一組試件相同，區(qū)別在于偏心距為160mm.通過試驗(yàn)，得到了荷載－位移曲線、荷載－應(yīng)變曲線、應(yīng)變沿截面高度分布情況，分析了各試件的破壞特征、承載力、剛度、延性和耗能等.利用國內(nèi)外相關(guān)規(guī)程對(duì)圓鋼管再生混凝土偏心受壓柱進(jìn)行承載力計(jì)算，并與試驗(yàn)結(jié)果比對(duì).研究表明：圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土偏心受壓柱的損傷破壞過程與普通混凝土柱相似，承載能力和變形性能較普通混凝土試件有所提高；截面應(yīng)變分布與平截面假定符合較好；隨著偏心距增大，試件承載力降低，剛度退化加劇，變形能力增強(qiáng).

圓鋼管混凝土柱；高強(qiáng)再生混凝土；偏心受壓；試驗(yàn)研究

再生骨料是將廢棄混凝土塊破碎、分級(jí)，并按一定級(jí)配混合后形成的骨料，由于再生骨料表面附著較多原有水泥砂漿以及破碎過程中產(chǎn)生的裂紋，使再生混凝土的綜合力學(xué)性能比普通混凝土有所降低［1－4］.將再生混凝土灌入鋼管形成鋼管再生混凝土，利用外包鋼管對(duì)內(nèi)部再生混凝土的約束作用，可顯著改善再生混凝土的性能缺陷，從而推廣再生混凝土在實(shí)際工程中的應(yīng)用.

目前，國內(nèi)外對(duì)鋼管再生混凝土受壓力學(xué)性能的研究主要集中于軸心受壓，偏心受壓的研究成果非常少.由于施工誤差，結(jié)構(gòu)布置和抗震設(shè)計(jì)的需要，鋼管混凝土柱大多受到彎矩和軸力共同作用.因此，鋼管再生混凝土柱偏心受壓力學(xué)性能與普通鋼管混凝土柱差異如何，能否應(yīng)用于單層與多層工業(yè)廠房、橋墩以及高層與超高層等建筑結(jié)構(gòu)中的承重構(gòu)件，尚需進(jìn)行系統(tǒng)深入的研究.Yang等［5］通過20個(gè)圓、方形鋼管混凝土柱（直徑 165 mm，邊長150 mm，C40）偏壓試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)圓、方形普通混凝土試件承載力比再生混凝土試件分別高1.7%～9.1%、1.4%～13.5%；張衛(wèi)東等［6］對(duì)15根外徑219 mm、不同再生粗骨料取代率（0、25%、50%、75%和100%）的鋼管再生混凝土短柱（C35）進(jìn)行偏壓試驗(yàn)，結(jié)果表明：鋼管再生混凝土偏壓承載力隨再生粗骨料取代率的增大而降低；陳宗平等［7－9］進(jìn)行了20個(gè)鋼管再生混凝土柱（直徑113.5 mm，邊長120 mm，C40）的偏壓試驗(yàn)，結(jié)果表明：偏心距、長細(xì)比對(duì)鋼管再生混凝土偏壓柱的受力性能影響顯著，再生粗骨料取代率對(duì)其影響不大；Ferhoune［10］研究了16個(gè)矩形鋼管礦渣混凝土柱（截面尺寸100 mm×70 mm，C25）偏壓性能，分別沿兩個(gè)主軸方向施加荷載，得到了與陳宗平等相似的結(jié)論.綜上所述，現(xiàn)有研究成果多基于縮尺模型試件，試件截面尺寸較小，原型試件試驗(yàn)十分欠缺；而且再生混凝土的強(qiáng)度等級(jí)主要集中在C30～C40，沒有發(fā)現(xiàn)高強(qiáng)再生混凝土的研究報(bào)道.本文設(shè)計(jì)了4個(gè)圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱，通過單調(diào)重復(fù)加載偏心受壓試驗(yàn)，分析了不同偏心距下圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱與普通鋼管混凝土柱承載力、耗能、延性、剛度等力學(xué)性能的差異.

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了4個(gè)直徑508mm、高2 500 mm的圓鋼管高強(qiáng)混凝土試件，編號(hào)分別為YGXPY－1、YGXPY－2、YGDPY－1、YGDPY－2.YGXPY－1為圓鋼管高強(qiáng)普通混凝土柱；YGXPY－2為圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱，偏心距100 mm；YGDPY－1為圓鋼管高強(qiáng)普通混凝土柱；YGDPY－2為圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱，偏心距160mm.鋼管采用Q345B級(jí)鋼材，壁厚8.8 mm，截面含鋼率7.3%.為保證高強(qiáng)混凝土的和易性，通過摻入粉煤灰和礦粉制備設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C70的高強(qiáng)普通混凝土和再生混凝土.再生粗骨料來自北京市某拆除混凝土房屋，經(jīng)破碎、除雜、清洗、篩分后得到粒徑5～25mm的再生粗骨料，其物理指標(biāo)見表1.混凝土配合比為水∶水泥∶礦粉∶粉煤灰∶砂∶石＝0.38∶1.00∶0.13∶0.13∶1.34∶1.85，各試件設(shè)計(jì)見圖1.

表1 粗骨料性能指標(biāo)

實(shí)測材料力學(xué)性能：圓鋼管鋼材屈服強(qiáng)度355.8 MPa，極限強(qiáng)度441.9 MPa，彈性模量2.06× 105MPa，延伸率30.3%.試驗(yàn)前，實(shí)測普通混凝土立方體抗壓強(qiáng)度70.91 MPa，彈性模量3.54×104MPa；再生混凝土立方體抗壓強(qiáng)度72.36 MPa，彈性模量3.17×104MPa.

圖1 試件設(shè)計(jì)（mm）

1.2 加載制度與測點(diǎn)布置

加載制度：采用北京工業(yè)大學(xué)工程結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)中心的4 000 t多功能電液伺服加載系統(tǒng)對(duì)試件進(jìn)行加載，試件兩端設(shè)置滾軸鉸支座.采用單向重復(fù)加載，即加載－卸載－再加載的方式以研究試件在彈塑性變形過程中剛度隨循環(huán)加載次數(shù)的退化過程和殘余變形的發(fā)展過程.為防止試件完全卸載后在重力作用下外傾，每次加載后僅卸載至2 000 kN，以保持試件的穩(wěn)定性.試驗(yàn)加載裝置見圖2.正式加載前，首先預(yù)加載2 000 kN，持荷5 min，觀察各測點(diǎn)是否正常工作.隨后，正式加載開始，按預(yù)估極限荷載分級(jí)，每級(jí)加載約為極限荷載的10%，持荷5～10 min，觀測試件變形和損傷情況.加載至極限荷載的80%后，每級(jí)加載改為極限荷載的5%，同時(shí)降低加載速率.達(dá)到極限荷載后采用位移控制加載，試件承載力顯著下降時(shí)試驗(yàn)結(jié)束.試驗(yàn)過程中，用IMP數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄荷載、位移和應(yīng)變，人工記錄試件損傷破壞過程.

圖2 加載裝置

測點(diǎn)布置：為量測試件的軸向變形，共布置3個(gè)位移計(jì).位移計(jì)1－1測量試件的總體豎向變形，位移計(jì)1－2、1－3分別布置在柱受壓側(cè)與受拉測，以測量試件中部1 200mm標(biāo)距范圍內(nèi)的變形；在垂直于柱的水平方向，沿高度共布置5個(gè)位移計(jì)，以測量試件的側(cè)向變形.每個(gè)試件中部截面沿半個(gè)圓周均勻布置電阻應(yīng)變片，共7個(gè)測點(diǎn)，每個(gè)測點(diǎn)沿環(huán)向及縱向各布置一個(gè)應(yīng)變片.位移測點(diǎn)及應(yīng)變測點(diǎn)布置見圖3.

圖3 加載裝置和測點(diǎn)布置（mm）

2 結(jié)果及分析

2.1 破壞特征

試件YGXPY－1：加載初期，試件處于彈性階段，鋼管應(yīng)力較小，軸向變形和跨中側(cè)向變形與荷載呈線性變化，加載至8 123 kN時(shí)，試件端部出現(xiàn)均勻的斜向短滑移線，隨后，滑移線向跨中延伸并逐漸形成交叉滑移線.荷載增至10 236 kN（峰值荷載）時(shí)，跨中側(cè)向位移達(dá)12.21 mm，滑移線處漆皮褶皺并發(fā)生輕微開裂；隨著彈塑性變形的發(fā)展，承載力逐漸下降，側(cè)向位移急劇增大，跨中受壓區(qū)漆皮爆裂，鋼管鼓屈并逐漸形成水平鼓曲環(huán)，受拉區(qū)未出現(xiàn)明顯的局部屈曲.承載力下降至峰值荷載的85%（8 714 kN）時(shí)，側(cè)向位移為33.86 mm.停止試驗(yàn)時(shí)，試件由于整體喪失穩(wěn)定而破壞，中部出現(xiàn)明顯側(cè)向彎曲變形.試件破壞形態(tài)見圖4（a）.

試件YGXPY－2：加載過程中，試件損傷過程和破壞形態(tài)與試件 YGXPY－1相似.當(dāng)荷載達(dá)到9 045 kN時(shí)，跨中受壓區(qū)出現(xiàn)明顯的滑移線；試件峰值荷載為11 258 kN，相應(yīng)的側(cè)向位移為13.13 mm.與試件YGXPY－1相比，破壞形態(tài)主要區(qū)別在于受壓區(qū)漆皮爆裂范圍大，鋼管向外鼓屈嚴(yán)重.當(dāng)承載力下降至峰值荷載的85%（9 573 kN）時(shí)，側(cè)向位移達(dá)45.13 mm，試件破壞形態(tài)見圖4（b）.

試件YGDPY－1：加載初期，試件的軸向變形和側(cè)向變形較小，處于彈性工作階段；加載至7 069 kN時(shí)，試件受壓區(qū)中部出現(xiàn)若干條斜向長滑移線，隨著荷載的增加，受壓區(qū)鋼管漆皮起鼓且起鼓范圍向試件兩端緩慢擴(kuò)展；荷載增至7 890 kN（峰值荷載）時(shí)，跨中側(cè)向位移達(dá)17.15 mm，受壓區(qū)中上部漆皮開裂；隨著彈塑性變形的發(fā)展，承載力緩慢下降，側(cè)向位移急劇增大，跨中受壓區(qū)漆皮爆裂，鋼管發(fā)生局部屈曲但不明顯；承載力下降至峰值荷載的85%（6 781 kN）時(shí)，側(cè)向位移達(dá)49.81 mm，試件破壞形態(tài)見圖4（c）.

試件YGDPY－2：加載過程中，試件損傷過程和破壞形態(tài)與試件YGDPY－1相似.荷載達(dá)到7 196 kN時(shí)，受壓區(qū)上部出現(xiàn)若干條短滑移線；試件峰值荷載為8 633 kN，相應(yīng)的側(cè)向位移為18.11 mm.與試件YGDPY－1相比，破壞形態(tài)主要區(qū)別在于受壓區(qū)中部鋼管鼓屈嚴(yán)重，形成明顯的鼓曲環(huán).當(dāng)承載力下降至峰值荷載的 85%（7 364 kN）時(shí)，側(cè)向位移為58.95 mm，試件破壞形態(tài)見圖4（d）.

2.2 荷載－位移曲線

實(shí)測各試件荷載N－豎向位移Δ曲線見圖5，縱坐標(biāo)N為對(duì)試件施加的豎向荷載，橫坐標(biāo)Δ為試件中段1 200mm標(biāo)距內(nèi)的相對(duì)位移.Δ取1 200mm標(biāo)距受壓側(cè)與受拉測位移計(jì)實(shí)測相對(duì)位移的均值，試件骨架曲線比較見圖6.

由圖5可見，加載初期，4個(gè)試件的荷載－位移曲線基本呈彈性，試件剛度保持不變，卸載后殘余變形很小；隨著荷載的增加，試件進(jìn)入彈塑性階段，曲線滯回環(huán)頂點(diǎn)處由尖角逐漸變得圓滑，說明試件屈服后塑性變形逐漸增大，剛度逐步退化；當(dāng)豎向荷載達(dá)到極限承載力后，曲線出現(xiàn)微小水平段，偏心距較大的試件水平段較長；隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加，試件承載力緩慢下降，豎向位移迅速增大，剛度退化加劇，卸載后殘余變形逐漸增大.

圖4 試件破壞形態(tài)

圖5 荷載－豎向位移曲線

圖6 骨架曲線比較

分析圖6可知：1）不論偏心距大小，試件達(dá)到峰值荷載之前，骨架曲線基本重和，說明鋼管再生混凝土試件與普通混凝土試件偏壓力學(xué)性能非常接近.再生混凝土試件剛度比普通混凝土試件略低，同級(jí)荷載作用下軸向變形略大.峰值荷載之后，再生混凝土試件曲線下降段逐漸與普通混凝土試件重合，說明前者承載力降低速率略快于后者；2）偏心距對(duì)試件承載力影響較大，隨著偏心距大的增大，試件極限承載力降低，但峰值荷載后曲線下降段平緩，延性更好.

2.3 承載力

實(shí)測各試件特征點(diǎn)荷載列于表2，Ny為屈服荷載，它為實(shí)測柱高中部1 200mm標(biāo)距范圍內(nèi)平均應(yīng)變達(dá)到鋼材屈服應(yīng)變（1.727×10－3）時(shí)的荷載值；Nu表示峰值荷載，Ny／Nu為屈強(qiáng)比.

由表2可知：1）不論偏心距大小，鋼管再生混凝土試件的屈服荷載與普通混凝土試件非常接近，但峰值荷載比普通混凝土試件高10%左右，主要原因是再生混凝土抗壓強(qiáng)度比普通混凝土略高，說明混凝土類型對(duì)圓鋼管混凝土柱承載力影響不大；2）偏心距由 100 mm增至 160 mm時(shí)，與試件YGXPY－1相比，試件YGDPY－1屈服荷載和峰值荷載分別降低25.29%和22.92%；試件YGDPY－2屈服荷載和峰值荷載相較于試件YGXPY－2分別降低25.36%和23.32%，說明偏心距對(duì)承載力影響較大；3）鋼管再生混凝土試件的屈強(qiáng)比比普通混凝土試件低，說明再生混凝土試件從屈服到破壞歷程較長，安全儲(chǔ)備較高.

表2 試件屈服荷載與峰值荷載對(duì)比

2.4 荷載－軸向應(yīng)變曲線

實(shí)測各試件跨中截面不同測點(diǎn)荷載－軸向應(yīng)變關(guān)系（N－ε）曲線見圖7，1～7表示跨中截面不同測點(diǎn)鋼管軸向應(yīng)變值，具體位置見圖3.

由圖7可見：1）不論偏心距大小，各試件軸向應(yīng)變發(fā)展過程，大部分測點(diǎn)應(yīng)變始終為負(fù)值（受壓），少部分測點(diǎn)始終為正值（受拉），個(gè)別測點(diǎn)由負(fù)值變?yōu)檎担?）隨偏心距增大，始終受拉的應(yīng)變計(jì)數(shù)量增多，同時(shí)峰值拉應(yīng)變值也有所增大；3）距中和軸較遠(yuǎn)的應(yīng)變片，無論受拉或是受壓，均已達(dá)到屈服應(yīng)變值，其中部分受壓應(yīng)變?cè)诔休d力達(dá)到峰值荷載80%～90%時(shí)發(fā)生突變，出現(xiàn)較長的流幅，發(fā)展非常迅速，破壞時(shí)達(dá)到屈服應(yīng)變的10倍左右；4）由于是偏心受壓，不論偏心距大小，中和軸附近的測點(diǎn)，試件破壞時(shí)尚未達(dá)到屈服應(yīng)變.

圖7 荷載－軸向應(yīng)變曲線

2.5 平截面假定驗(yàn)證

4個(gè)試件跨中截面在各級(jí)荷載作用下不同位置測點(diǎn)（見圖3）軸向應(yīng)變值沿截面高度分布規(guī)律見圖8，Nu表示各試件峰值荷載.由圖8可見：1）不論偏心距大小，在彈性受力階段，鋼管再生混凝土試件跨中截面軸向應(yīng)變分布規(guī)律與普通混凝土試件相似，與平截面假定符合較好，說明鋼管可與高強(qiáng)再生混凝土較好地協(xié)同工作；2）平截面假定在加載初期的吻合程度要好于加載后期，偏心距小的試件平截面假定吻合程度要好于偏心距大的試件；3）偏心距較大的試件較早地進(jìn)入彈塑性階段，當(dāng)承載力達(dá)到峰值荷載的60%時(shí)，截面應(yīng)變分布即呈現(xiàn)出非線性發(fā)展的趨勢.

圖8 跨中截面軸向應(yīng)變沿截面高度分布

2.6 延性

延性常用位移延性系數(shù)μ來衡量，μ＝Δu／Δy.實(shí)測各試件特征點(diǎn)位移值見表3，Δy為屈服位移，Δp為峰值位移，Δu為極限位移，取試件承載力下降至峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的彈塑性位移.

由表3可知：1）各試件位移延性系數(shù)均大于3，表現(xiàn)出良好的抗震變形性能；2）再生混凝土試件各特征點(diǎn)位移均比普通混凝土試件略大，計(jì)算所得μ值較大，延性較好；3）偏心距由100mm增至160 mm時(shí)，普通混凝土試件和再生混凝土試件位移延性系數(shù)分別提高25.2%和27.6%，說明隨著偏心距增大，試件破壞時(shí)發(fā)生的彈塑性變形增大，延性有所提高.

表3 試件特征點(diǎn)位移實(shí)測值

2.7 耗能

在荷載－軸向變形曲線圖6中，利用骨架曲線與橫軸圍成的面積來反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件耗散的能量.計(jì)算各試件分別達(dá)到屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)時(shí)消耗的能量見表4，相應(yīng)的柱狀圖見圖9.

由表4和圖9可知：1）e＝100 mm時(shí)，鋼管再生混凝土試件各特征點(diǎn)耗能值較普通混凝土試件分別提高7.9%、9.8%、11.2%；e＝160 mm時(shí)，再生混凝土試件各特征點(diǎn)耗能值較普通混凝土試件分別提高6.4%、11.2%、13.8%，說明鋼管再生混凝土試件耗能能力強(qiáng)于普通混凝土試件；2）試件承載力達(dá)到屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)時(shí)，偏心距大的試件耗能平均值比偏心距小的試件分別低30.7%和6.5%，而達(dá)到極限點(diǎn)時(shí)，反而高15.53%，主要原因是偏心距大的試件雖然峰值荷載有所下降，但曲線下降段非常平緩，破壞時(shí)發(fā)生的彈塑性變形較大，耗能能力更強(qiáng)；3）偏心距100 mm時(shí)，試件破壞時(shí)的平均耗能值是峰值點(diǎn)平均耗能的2.38倍，偏心距增至160 mm時(shí)，上述比值為2.94，說明偏壓試件的耗能能力主要集中在峰值點(diǎn)直至破壞這一過程，即承載后期耗能能力較強(qiáng)，且具有隨偏心距增大而增強(qiáng)的趨勢.

表4 試件特征點(diǎn)耗能值 kN·m

圖9 試件耗能對(duì)比

2.8 剛度

實(shí)測各試件抗壓剛度K－軸向應(yīng)變?chǔ)诺年P(guān)系曲線見圖10，縱坐標(biāo)K為抗壓剛度，由豎向荷載N與實(shí)測1 200 mm標(biāo)距段相對(duì)位移均值的比值確定；橫坐標(biāo)為1 200mm標(biāo)距段相對(duì)位移均值的平均應(yīng)變，可取各級(jí)加載循環(huán)彈塑性位移峰值的均值與1 200 mm的比值.以加載過程中荷載首次達(dá)到2 500 kN時(shí)測得數(shù)據(jù)作為初始剛度.

圖10 剛度－應(yīng)變關(guān)系曲線

由圖10可見：1）鋼管再生混凝土試件的初始剛度比普通混凝土試件略低，剛度退化過程大致相同；2）偏心距小的試件剛度退化速度慢于偏心距大的試件，原因在于偏心受壓試件的二階效應(yīng)對(duì)軸向剛度的衰減過程有一定影響.

3 承載力計(jì)算

目前，計(jì)算圓鋼管混凝土偏壓承載力的規(guī)程主要有中國的DBJ 13－51—2003［11］，CECS28∶90［12］，DL／T 5085—1999［13］，GB 50936—2014［14］，日本規(guī)范AIJ［15］等.利用上述規(guī)范或規(guī)程，基于實(shí)測材料強(qiáng)度，計(jì)算各試件極限承載力，計(jì)算結(jié)果見表5，Nue為試驗(yàn)值，Nuc為計(jì)算值.

由表5可知，規(guī)程CECS28∶90，AIJ計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值偏差量較小，吻合較好，且具有一定的強(qiáng)度儲(chǔ)備；而規(guī)程DBJ 13－51—2003，DL／T 5085—1999，GB 50936—2014計(jì)算結(jié)果偏保守，材料利用不充分，建議采用規(guī)程CECS28∶90，AIJ計(jì)算圓鋼管再生混凝土柱偏心受壓極限承載力.

表5 計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

4 結(jié) 論

1）圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱偏心受壓損傷發(fā)展過程和破壞形態(tài)與普通混凝土柱相似，鋼管可以與再生混凝土協(xié)同工作，變形性能良好.

2）圓鋼管高強(qiáng)再生混凝土柱與普通混凝土柱相比，承載力略高，延性與耗能有所提高，剛度退化過程相似.

3）偏心距對(duì)鋼管再生混凝土柱承載力影響較大，隨著偏心距增大，承載力降低，剛度退化加劇，延性略有提高.

4）建議采用規(guī)程CECS28：90，AIJ計(jì)算圓鋼管再生混凝土偏心受壓承載力，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測值吻合較好.

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（編輯 趙麗瑩）

Experimental study on high strength recycled concrete-filled circular steel tube columns under repeated eccentric loading

CAOWanlin1，NIU Haicheng1，2，ZHOU Zhongyi1，DONG Hongying1

（1.College of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，100124 Beijing，China；2.School of Civil Engineering，Henan Polytechnic University，454000 Jiaozuo，Henan，China）

The eccentric compression performance of concrete filled circular steel tubular（CFCST）columns using high-strength recycled aggregate concrete（RAC）instead of normal concrete（NC）was studied through repeat load tests on four specimens in this paper.Four specimens were divided into two groups；the first set of two specimens included a CFCST column filled with RAC and a normal CFCST column，the eccentricity was 100mm.The second group had the same specimens and the difference was that the eccentricity was 160 mm.Load-deformation and stress-strain curves as well as the strain distribution over the cross section were obtained through the experiment.The failure characteristic，load-bearing capacity，stiffness，ductility，energy dissipation and residual deformation of the specimens were analyzed.The obtained results are compared with the ultimate strengths of CFCST columns predicted by existing design codes.The test results indicate that damage development and failuremode of CFCST columnswith RAC are similar to those of normal CFCST columns.The replacement of NC with RAC has beneficial effects on the load-carrying capacity and deformation properties.The strain distribution was found to accord well with the plane section assumption.With the incensement of eccentricity，the load-carrying capacity decreased，the stiffness degradation intensified，and the deformation ability improved.

concrete-filled circular steel tube；high strength recycled aggregate concrete；eccentric compression；experimental research

TU398.9；TU317.1

A

0367－6234（2015）12－0031－07

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.006

2014－11－10.

國家自然科學(xué)基金重大項(xiàng)目（51438007）；“十二五”國家科技支撐計(jì)劃（2015BAL03B01）；國家自然科學(xué)基金青年基金（51208183）.

曹萬林（1954—），男，教授，博士生導(dǎo)師.

牛海成，niuhch＠126.com.