薄壁型钢管/胶合竹板组合空芯柱轴压试验研究

周 靖，陈卓晟，赵卫锋，杨 斌

(湘潭大学土木工程与力学学院，湖南，湘潭 411105)

摘 要：为研究薄壁型钢管/胶合竹板组合空芯柱的轴压性能，进行了3批试件的轴压试验，考察组合柱的破坏形态特征、抗压承载力和变形情况，综合分析了长细比、净截面尺寸、空心率、截面组配形式、横向约束拉杆排数和相对竖向间距比对轴压性能的影响。结果表明：组合柱的破坏形态为端部或中部开胶剥离破坏、柱端竹胶板压溃破坏、端部或约束拉杆间开胶压折破坏以及压曲整体失稳破坏；增大长细比引起失稳破坏的趋势增大，净截面尺寸增大是极限承载力提高的关键因素；截面组配形式能影响组合柱破坏形态特征；设置约束拉杆能提升组合柱的承压稳定性，优化约束拉杆排数和相对竖向间距比的设计，能明显改善材料界面的接触效应而提升承载力。通过非线性回归分析，建立了组合柱的承载力计算方法。

关键词：胶合竹板；薄壁型钢管；组合空芯柱；约束拉杆；轴心抗压；承载力

钢材、混凝土和砖等传统建筑材料是高能耗、高污染、高排放的产物，带来了巨大的环境负荷，不符合我国可持续发展的要求[1]。传统建筑结构的自重大，对施工器械要求高，而且不利于工程结构抗震；传统的环保材料如木材虽然质轻高强，但是其生产周期长、大量伐木也会破坏森林资源，造成水土流失等严重的环境问题；竹材生长周期短，抗压和抗弯性能优异，对环境污染小，再加上竹胶合板等改性竹材的成功研制，为竹材在工程结构领域的应用拓宽了途径[2－9]，随着绿色建材概念的推广，近年来钢/竹组合结构单元也备受国内学者青睐[10－14]。

课题组提出了一种新型钢/竹组合结构单元：薄壁型钢管/胶合竹板组合空芯柱(SBCC)，以适应新时代绿色建材的要求。SBCC以薄壁型钢管为柱芯，多层高强竹胶合板环向层叠布置于外围，采用结构胶黏剂黏合而成；以竹材作为抗压和抗弯的受力主体，减小组合柱材料制造成本；内置空芯型钢管起内衬作用，可增大柱的外截面尺寸，调控承压稳定性，并且与竹胶合板形成组合效应，充分发挥钢材和竹材的强度；胶合竹板环向层叠的截面装配方式，能确保组合柱具有均衡的抗弯和抗压性能，消除横向的材料各向异性；柱芯钢管两端可设计为螺栓或插栓口以满足柱体的轴向连接要求。其不但可作为多层竹木建筑、中小跨径木质桥梁、室内装饰装修等工程结构领域的竖向承载构件，而且可用于古木建筑维护、防洪救灾、抗震救灾、地铁隧道等大量需要木质材料的领域。由于SBCC抗压易开胶破坏失效，课题组改进设计了一种带横向约束拉杆薄壁型钢管/胶合竹板组合空芯柱(SBCCB)，即在SBCC的基础上，以约束拉杆作为构造增强措施，布置于柱的上、中、下部。约束拉杆与内置空芯型钢管协同形成套箍作用，减小组合柱对基体界面胶合强度的依赖，能显著延缓开胶失效、改变极限破坏形态而提高极限承载力。

课题组针对SBCC、SBCCB短试件已开展了抗压和抗震性能试验研究[15－17]。本文对已有的试验资料[15－16]进一步分析研究，并增大SBCCB试件的长细比、改变约束拉杆设置，主要考察组合柱长试件与短试件的轴压性能差异，研究横向约束拉杆的不同设计参数对SBCCB的破坏形态与极限承载力的影响规律，建立统一的SBCC和SBCCB承载力计算方法。

1 试件材料与制作

采用规格为2440 mm×1220 mm×10 mm的同批次毛竹竹席胶合板，其含水率为 9%，横向和纵向静曲强度分别为52 MPa和83 MPa，纵向顺纹抗压强度为 24 MPa，横向和纵向弹性模量分别为7.4 GPa和8.3 GPa；薄壁型钢管为Q235镀锌无缝方型钢管，弹性模量为 2.05×105MPa，屈服强度260 MPa，极限强度 340 MPa；约束拉杆采用屈服强度为260 MPa的φ6全丝螺杆；薄壁型钢管在柱两端均内缩15 mm～20 mm，与横向约束拉杆形成套箍作用，同时协助竹材承压；界面粘结剂选用改性环氧树脂胶，其收缩率≤1%，抗拉强度≥10 MPa，抗剪强度≥12 MPa。试件制作流程如下：1)将竹胶合板按设计要求裁切成板带；2)钢管和竹胶合板定位打孔；3)对钢管和竹胶合板的表面进行打磨、除灰等处理；4)黏合钢管和多层竹胶合板带，并安装约束拉杆，用夹具紧固组合柱，在通风干燥条件下养护7 d～10 d，确保胶合强度充分发挥(图1)。

图1 制作试件
Fig.1 Making specimens

2 轴压试验分析

2.1 SBCC轴压试验

主要考察SBCC的长细比、截面尺寸和空心率(K=b2/B2)对组合柱轴压性能的影响，采用加工制作简便的截面组配方式(图2)，设计制作了15个试件，其设计参数及极限承载力测试结果如表1所示。

试件破坏现象主要为胶合竹板材料破坏、开胶破坏和失稳破坏，15个试件均发生了不同程度的胶合竹板材料破坏，根据SBCC破坏形态特征可划分为3类：1)端部竹胶板开胶剥离破坏：典型试件为Z1、Z4、Z7，因为长细比和空心率较小，组合柱整体刚度较大，在轴压过程中柱身受力较均匀，抗压性能表现稳定，柱端局部破坏先于整体破坏；2)中部竹胶板开胶剥离破坏：典型试件为 Z12、Z15，该类试件空心率大且长细比较大，柱身侧向刚度较小，在轴压过程中易产生挠曲二阶效应而产生附加弯矩，从而导致柱中部竹胶板发生开胶剥离；3)压曲整体失稳破坏：典型试件为 Z2、Z3、Z6，表明SBCC长细比增大到40后，由于柱身柔性大，柱中部侧向挠度剧增，最终因为试件纵向弯曲失去平衡而丧失承载力，发生试件整体失稳破坏，胶合竹板的材料强度尚未充分发挥。

图2 SBCC截面形式
Fig.2 Sectional mode of SBCC

表1 SBCC试件参数及极限承载力
Table 1 Parameters and ultimate bearing capacity of SBCC

试件编号长细比λ截面尺寸B×B/mm钢管截面b×b×t/mm净截面尺寸/mm2空心率K试件长度L/mm极限承载力Nu/kN Z1 32.86 60×60 20×20×1 3200 0.11 600 58 Z2 43.82 60×60 20×20×1 3200 0.11 800 50 Z3 54.77 60×60 20×20×1 3200 0.11 1000 45.5 Z4 25.21 80×80 20×20×1 6000 0.06 600 105 Z5 33.61 80×80 20×20×1 6000 0.06 800 83.5 Z6 42.01 80×80 20×20×1 6000 0.06 1000 70 Z7 20.38 100×100 20×20×1 9600 0.04 600 165 Z8 27.17 100×100 20×20×1 9600 0.04 800 151.5 Z9 33.97 100×100 20×20×1 9600 0.04 1000 128 Z10 23.24 80×80 40×40×1 4800 0.25 600 99 Z11 30.98 80×80 40×40×1 4800 0.25 800 93 Z12 38.73 80×80 40×40×1 4800 0.25 1000 72 Z13 17.82 100×100 60×60×1 6400 0.36 600 109 Z14 23.76 100×100 60×60×1 6400 0.36 800 失败Z15 30.8 100×100 60×60×1 6400 0.36 1000 98.5

极限承载力与设计参数关系曲线如图3所示。结果表明，随着长细比增加，极限承载力呈线性缓慢下降趋势；净截面尺寸的增加是极限承载力提高的主要因素，特别的是：由于尺寸效应，截面尺寸为 80 mm×80 mm的试件，随着柱芯型钢管截面边长b的减小，净截面尺寸增大却对极限承载力无明显提升作用；空心率对极限承载力的影响规律以K=0.11为界，当K≤0.11时，极限承载力随空心率的增大而剧减，当K≥0.11时，极限承载力随空心率的增大而缓慢提高。

2.2 SBCCB短柱轴压试验

由于SBCC抗压易开胶破坏失效，为解决此问题，以横向十字形约束拉杆作为构造增强措施，布置于柱的中部以及距离柱两端0.2倍柱高处，改进设计而提出了SBCCB。探讨SBCCB的长细比、截面尺寸和截面形式对组合柱轴压性能的影响规律。3种不同的截面组配方式如图4所示，采用正交试验设计制作了9个试件，其参数设计及极限承载力测试结果如表2所示。

图3 极限承载力与各参数关系曲线
Fig.3 Curves of ultimate bearing capacity vs design parameters

根据试验现象，以约束拉杆作为构造增强措施的SBCCB破坏形态特征可分为3类：1)端部竹胶板压溃破坏：典型试件为 S1、S6、S8、S9，该类试件截面尺寸大，承压稳定性良好，主要是无交错竹胶合板带黏贴方式的截面形式A。在轴压过程中，该类试件抗压性能稳定，侧向变形受到较好约束，因其柱端截面胶合界线平直，胶合竹板在接近极限荷载的作用下易按胶合界线发生轻微外翻，最终导致压溃；2)端部开胶压折破坏：典型试件为 S2、S4、S5，该类试件的特点是长细比较小而截面尺寸较大，整体刚度较大，截面主要为B形式。当轴向荷载达到一定水平时，端部竹胶板法向拉应力超过了胶合强度，导致端部开胶后的胶合竹板和柱芯型钢管无法继续协同作用，最终强度相对较弱的胶合竹板被压折而向外鼓曲；3)约束拉杆间开胶压折破坏：典型试件为 S3、S7，因为截面形式 C交错咬合的胶合界线，使其柱端部位表现稳定，约束拉杆附近区域也受到显著的套箍效应，所以局部薄弱部位便出现在柱身约束拉杆之间，开胶后的胶合竹板受压发生较大侧向变形而向外鼓曲，最终被压折。

图4 SBCCB截面形式
Fig.4 Sectional modes of SBCCB

表2 SBCCB短柱试件参数及极限承载力
Table 2 Parameters and ultimate bearing capacity of short SBCCB

试件 长细比截面尺寸钢管截面 截面 试件长度极限承载力编号 λ B×B/mm b×b×t/mm 形式 L/mm Nu/kN S1 25 100×100 40×40×1 A 778 157.10 S2 25 120×120 60×60×1 B 968 215.76 S3 25 140×140 80×80×1 C 1163 329.16 S4 30 100×100 40×40×1 B 933 165.73 S5 30 120×120 60×60×1 C 1161 212.52 S6 30 140×140 80×80×1 A 1395 266.02 S7 35 100×100 40×40×1 C 1089 171.34 S8 35 120×120 60×60×1 A 1355 202.71 S9 35 140×140 80×80×1 B 1628 267.80

对试验数据采用极差分析法进行分析，计算每个因素不同水平所对应的极限承载力估算边际均值，得到柱形图如图5所示；计算长细比、净截面尺寸和截面形式对应的极限承载力估算边际均值极差分别为 20.06、122.94、29.06，表明这 3个因素对极限承载力影响的显著性从大到小依次为净截面尺寸、截面形式、长细比。进一步分析表明：净截面尺寸所提供的承载能力是组合柱承载力的最主要构成，随着净截面尺寸的增大，极限承载力提升幅度大；3种截面形式对极限承载力的影响较大，胶合界线交错咬合程度越大，越能有效抑制裂缝发展贯穿缝隙黏结面，从而提升极限承载力，缺点是不利于制作工艺的简化；长细比增加，极限承载力下降程度较小；设置横向十字形约束拉杆可有效抑制试件开胶剥离破坏，充分发挥材料强度直到胶合竹板被压折破坏才丧失承载力。

图5 极限承载力估算边际均值与设计因素的柱形图
Fig.5 Column charts between the estimated marginal means
of Nuand design parameters

2.3 SBCCB长柱轴压试验

增大SBCCB试件的长细比、改变约束拉杆设置，主要考察组合柱长试件与短试件的轴压性能差异，研究约束拉杆排数和相对竖向间距比(竖向间距与柱截面边长之比)、长细比、截面尺寸对 SBCCB的破坏形态与极限承载力的影响规律。本批次试件均采用制作工艺简便的截面形式A，共设计制作了4个试件，其参数设计及极限承载力测试结果如表3所示。

表3 SBCCB长试件参数及极限承载力
Table 3 Parameters of specimens and ultimate bearing capacity for long SBCCB

试件编号 长细比λ 截面尺寸B×B/mm钢管截面b×b×t/mm约束拉杆排数r1 C1 40 140×140 80×80×2 2 C2 50 120×120 60×60×2 2 C3 60 100×100 60×60×2 1 C4 70 80×80 40×40×2 1试件编号约束拉杆相对竖向间距比r2试件长度L/mm 极限承载力Nu/kN C1 2 1862 306.63 C2 2 1936 220.20 C3 2.5 2020 147.40 C4 2.5 1807 83.20

本批次SBCCB长试件破坏形态特征与SBCCB短试件的结果[16]既有相似也有不同之处，如图6所示，可划分以下4类：1)端部竹胶板压溃破坏：典型试件为C1，其截面尺寸大、长细比较小，柱身刚度较大，约束拉杆不仅设置成两排，而且相对竖向间距比较小，套箍作用显著，侧向变形受到极大约束，因此在轴压过程中，柱身并未出现明显的开胶剥离现象，最终柱端竹胶板在很大的荷载作用下按胶合界线发生外翻而被压溃；2)约束拉杆间开胶压折破坏：典型试件为C2，因为截面尺寸大、长细比较小，柱端部位承压稳定，约束拉杆布置密集，侧向约束作用明显，所以局部薄弱部位便出现在柱身约束拉杆之间，开胶后的胶合竹板受压向外鼓曲，最终被压折；3)端部开胶压折破坏：典型试件为C3，其截面尺寸变小、长细比进一步增大，约束拉杆布置仅为一排且相对竖向间距比增大，从而使其在轴压过程中，柱端薄弱部位先于其他部位发生开胶压折破坏；4)压曲整体失稳破坏：典型试件为C4，在文献[16]设置了约束拉杆构造增强措施后，有效地抑制了组合柱的侧向变形，从而消除了整体失稳破坏现象，本批次试件C4由于长细比提高幅度大而又再次出现整体失稳破坏，表明SBCCB的抗压承载有长细比的上限，且该长细比限值在70附近。

图7为轴压荷载与轴向位移和应变、柱中部侧向位移和应变的测试结果。分析表明，试件的各阶段承载荷载随长细比增大、截面尺寸减小而降低；长细比越大，试件的轴向和侧向刚度越小，轴向变形曲线的弹性段越短，较早进入塑性变形段，侧向变形和应变的发展也较大。约束拉杆两排布置且相对竖向间距比较小的试件C1和C2，表现出较好的抗压能力；约束拉杆和柱芯型钢管形成的套箍效应，表现为试件裂缝出现时机延后，开胶破坏只出现在局部薄弱部位。

图6 试件破坏形态
Fig.6 Failure modes of specimens

图7 轴压测试结果
Fig.7 Test results of specimens

3 轴压承载力

3.1 影响规律

对比上述3批次试验的极限压应力，如表4所示，SBCC抗压易发生开胶剥离破坏而丧失承载力，此时胶合竹板材料强度尚有潜力未发挥，通过横向十字形约束拉杆作为构造增强措施后的 SBCCB，开胶剥离现象被有效抑制，胶合竹板直到被压折才丧失承载能力，平均极限压应力相对提升26.3%，且 SBCCB的极限压应力变异系数为 0.086，相对SBCC的0.146减小了41.1%，数据离散程度更小，说明约束拉杆的设置能提升组合柱的承压稳定性。通过优化约束拉杆参数设计，主要考察约束拉杆排数和相对竖向间距比的SBCCB长试件，即使长细比大幅度提升，但是其平均极限压应力可达到23.16 MPa，相对文献[16]提升14.1%，表明改变约束拉杆布置方式能明显改善各材料界面间的接触效应，套箍作用显著，从而提升组合柱的轴压性能。

表4 极限压应力比较
Table 4 Comparison of ultimate compressive stress

试件编号极限承载力Nu/kN净截面尺寸An/mm2极限压应力/MPa平均极限压应力/MPa文献[15]Z1 58.0 3200 18.13 16.06 Z2 50.0 3200 15.63 Z3 45.5 3200 14.22 Z4 105.0 6000 17.50 Z5 83.5 6000 13.92 Z6 70.0 6000 11.67 Z7 165.0 9600 17.19 Z8 151.5 9600 15.78 Z9 128.0 9600 13.33 Z10 99.0 4800 20.63 Z11 93.0 4800 19.38 Z12 72.0 4800 15.00 Z13 109.0 6400 17.03 Z14 失败 6400 /Z15 98.5 6400 15.39文献[16]S1 157.10 8400 18.70 20.29 S2 215.76 10800 19.98 S3 329.16 13200 24.94 S4 165.73 8400 19.73 S5 212.52 10800 19.68 S6 266.02 13200 20.15 S7 171.34 8400 20.40 S8 202.71 10800 18.77 S9 267.80 13200 20.29本试验C1 306.63 13200 23.23 23.16 C2 220.20 10800 20.39 C3 147.40 6400 23.03 C4 83.20 3200 26.00

在SBCC和SBCCB长柱的轴压试验中，均有试件出现了整体失稳破坏。发生整体失稳破坏的长细比限值对SBCC和SBCCB分别约为40和70，失稳破坏同样不能充分发挥竹材的强度。文献[16]提出的3种截面组配形式，能直接影响组合柱破坏形态特征，具体表现为：截面胶合界线交错咬合程度越大，越能有效抑制裂缝发展贯穿缝隙黏结面，从而改变组合柱的薄弱部位，提升极限承载力。缺点是胶合界线交错咬合程度越大，制作装配越复杂，不利于工业化生产，因此，综合考虑各因素，建议量产采用截面形式A。

胶合竹板的净截面尺寸所提供的承载力是组合柱承载能力的最主要构成，净截面尺寸的增大是极限承载力提高的关键因素，通过合理设计截面尺寸和空心率来确定净截面尺寸，是比较科学合理的方法。在净截面尺寸相同的条件下，空心率越大，则截面尺寸越大，组合柱承压稳定性更优，柱身受力较均匀；同样地，在净截面尺寸相同的条件下，当柱计算长度也相同时，空心率更大的试件计算长细比较小，可显著增大整体刚度而改善组合柱的轴压性能。

3.2 承载力估算公式

从测试破坏过程和荷载-变形数据分析可知，组合柱基本保持了胶合竹的材料特性，属于脆性破坏，即轴压承载力达到峰值后承载力迅速退化，塑性发展阶段较短，因此轴压承载力计算方法以最大承载荷载为构建计算方法的依据；以柱芯型钢管和外围胶合竹板黏结装配而成的组合柱，既具有组合结构的特点，也具有胶合木结构的特点。虽然柱芯型钢管的净截面比例不高，但钢材的抗压强度和弹性模量比胶合竹板高，有不可忽视的影响，为保持与我国《胶合木结构技术规范》[18]基本相似的设计方法，将柱芯型钢管净截面面积按轴压承载力相等的原则等效为胶合竹截面面积后考虑折减系数；试验测试的柱端约束条件均为单向刀铰，承载力计算方法的试件长度系数均取 1.0，暂不考虑其他柱端支座类型。

考虑各参数对极限承载力的影响规律，以上述3批次试验测试结果为样本，参考《木结构设计规范》[19]，借鉴钢筋混凝土柱箍筋约束指标(配箍特征值)和带约束拉杆钢管混凝土柱的拉杆约束系数[20]，构造统一的承载力计算公式如下：

当λ≤50时，

当 λ＞50时，

式中：φ为轴压稳定系数；λφ为长细比影响系数；rφ为约束拉杆影响系数；竹胶板纵向抗压强度fb=24 MPa；钢材屈服强度fs=260 MPa；约束拉杆屈服强度fr=260 MPa；Ab,eq为等效竹胶板截面面积；Ab为竹胶板净截面积；As为型钢管截面积；λ为长细比；B为柱截面边长；r1、r2分别为约束拉杆排数和相对竖向间距比；α1、α2、α3、α4、α5为待定参数。

表5 极限承载力试验值与计算值的比较
Table 5 Comparison between test values and calculated values on Nu

试件编号 试验值Nu/kN 计算值Nu1/kN 相对误差/(%) 试件编号 试验值Nu/kN 计算值Nu1/kN 相对误差/(%)Z1 58.00 51.84 10.6 Z15 98.50 111.32 13.0 Z2 50.00 40.54 18.9 S1 157.10 199.38 26.9 Z3 45.50 53.84 18.3 S2 215.76 247.45 14.7 Z4 105.00 111.39 6.1 S3 329.16 294.56 10.5 Z5 83.50 93.43 11.9 S4 165.73 173.46 4.7 Z6 70.00 77.40 10.6 S5 212.52 216.88 2.1 Z7 165.00 192.96 16.9 S6 266.02 259.58 2.4 Z8 151.50 169.66 12.0 S7 171.34 151.51 11.6 Z9 128.00 146.83 14.7 S8 202.71 190.42 6.1 Z10 99.00 96.41 2.6 S9 267.80 228.77 14.6 Z11 93.00 82.44 11.4 C1 306.63 311.37 1.5 Z12 72.00 69.48 3.5 C2 220.20 214.30 2.7 Z13 109.00 142.50 30.7 C3 147.40 122.14 17.1 Z14 失败 / / C4 83.20 69.32 16.7

通过非线性回归分析，得到简化参数α1=0.20、α2=44、α3=2000、α4=5.47、α5=1.57，整体相关性系数R2=0.936。对比极限承载力计算值与试验值如表5所示，除去有明显偏差的Z13和S1，其他误差均控制在18.9%以内，表明：此承载力计算公式适用于本文3批次试验试件，统一了SBCC和SBCCB的承载力计算方法，可为(带约束拉杆)薄壁型钢管/胶合竹板组合空芯柱的工程设计与应用提供参考。

4 结论

(1)组合柱的破坏形态可分为：端部或中部开胶剥离破坏、柱端竹胶板压溃破坏、端部或约束拉杆间开胶压折破坏和压曲整体失稳破坏。

(2)约束拉杆的设置能提升组合柱的承压稳定性和抗压承载力，通过优化约束拉杆排数和相对竖向间距比的设计，明显改善了各材料界面的接触效应，套箍作用显著，能有效约束柱身侧向变形和裂缝的开展，抑制开胶剥离现象，从而提高组合柱的极限承载力。

(3)净截面尺寸的增大是极限承载力提高的关键因素，通过合理设计截面尺寸和空心率来确定净截面尺寸，是较好的方法；极限承载力随长细比的增大而降低，发生整体失稳破坏的长细比限值针对SBCC和SBCCB分别约为40和70。

(4)截面组配形式能影响组合柱破坏形态特征。截面胶合界线交错咬合程度越大，越能有效抑制裂缝发展贯穿缝隙黏结面，从而改变组合柱的薄弱部位，提升极限承载力。

(5)通过非线性回归分析建立了承载力计算公式，考虑了约束拉杆排数和相对竖向间距比的影响，统一了SBCC和SBCCB的承载力计算方法，能更全面地体现组合柱承载力的变化规律，可为工程设计与应用提供参考。

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EXPERIMENTAL STUDY ON THE AXIAL COMPRESSION OF THIN-WALLED STEEL TUBE/BAMBOO-PLYWOOD COMPOSITE HOLLOW COLUMNS

ZHOU Jing , CHEN Zhuo-sheng , ZHAO Wei-feng , YANG Bin
(College of Civil Engineering and Mechanics, Xiangtan University, Xiangtan, Hunan 411105, China)

Abstract:To study the axial compression performance of thin-walled steel tube/bamboo-plywood composite hollow columns, three group tests of axial compression specimens were carried out to investigate the failure characteristics, bearing capacity and deformation of the composite columns. The influence of slenderness ratio,net sectional size, hollow ratio, sectional mode, row number and relative vertical spacing ratio of binding bars on the axial compression performance were analyzed. The results indicated that the failure modes can be divided into debonding glue failure at the end or middle of the column, crush failure of bamboo plywood at the end of the column, broken damage at the end of the column or between the binding bars, and the compressive buckling failure. The increase in the slenderness ratio enlarges the risk of buckling failure, and the increase in the net sectional size is the key factor to improve the ultimate bearing capacity. Sectional assembly can affect the failure modes of the composite column. Setting binding bars can improve the compressive stability of the composite column, and optimizing the design of the row number and relative vertical spacing ratio of binding bars can improve the contact effect of each material interface to increase the bearing capacity. A calculation method of the bearing capacity was formulated through the nonlinear regression analysis.

Key words:bamboo plywood; thin-walled steel tube; composite hollow column; binding bar; axial compression;bearing capacity

中图分类号：TU398.+6

文献标志码：A

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.04.0278

文章编号：1000-4750(2018)07-0091-09

收稿日期：2017-04-10；修改日期：2017-09-14

基金项目：国家自然科学基金青年项目(51708476)；广东省自然科学基金项目(2017A030310579)；湖南省自然科学基金项目(2017JJ3302，2018JJ2401)

通讯作者：赵卫锋(1977―)，女，湖南人，讲师，博士，从事组合结构研究(E-mail: weifengzhjing@126.com).

作者简介：

周 靖(1974―)，男，湖南人，副教授，博士，硕导，从事组合结构和工程结构抗震研究(E-mail: jingzhchina@163.com);

陈卓晟(1993―)，男，湖南人，硕士生，从事组合结构研究(E-mail: czs1@qq.com);

杨 斌(1992―)，男，湖南人，硕士生，从事组合结构研究(E-mail: 18627598495@wo.com.cn).