方中空夹层钢管混凝土轴压强度承载力计算

第35卷增刊 2OO3年8月 哈尔滨工业大学学报 JOURNALOFHARBININSTITUTEOFTECHNOLOGY V01．35Sup Aug．，2003 方中空夹层钢管混凝土轴压强度承载力计算 黄宏，韩林海 (福州大学土木建筑工程学院，福建福州35002) 摘要：对轴心受压方中空夹层钢管混凝土的荷载一变形关系曲线进行了数值计算．在此基础上，本文借用 方钢管混凝土轴压强度承载力的简化计算公式对方中空夹层钢管混凝土进行计算，该方法简单实用，且简化 计算结果与数值计算结果和试验结果均吻合较好． 关键词：方中空夹层钢管混凝土；轴压；承载力 中图分类号：Tu398 文献标识码：A 文章编号：0367—6234(2003)增刊一0171—03 Sectionalcapacitycalculationsonconcrete6Ueddoubleskinsteel tubessubjectedtoa】|【ialcompression HUANGHong，HANLin—hai (coUegeofcivilEngineering蚰dArcllitecture，FuzhouUniVersity，Fuzhou350002，China) Abstract：Load—defo唧ationrelationsofConcreteFilledDoubleSkinSteelTubes(CFDsT)subjectedtoa】【ial compressiveloadareanalyzedint}lispaper．7IhentheCFDSrrsectionc印acityarecalculatedbythesimplified fomulasforConcretFilledSteelTubes(CFST)．Thismethodissimpleandpmctical，andthecalculatedre— sultsofthefo咖ulasshowreasonableagreementswi出thoseoftestsandt}loseofealculated． Keywords：CFDST；axial—compression；beadng—capacity 钢管混凝土是在钢管内填充混凝土而形成的 构件，由于其具有承载力高、塑性和韧性好、耐火 性能好以及施工方便等一系列的优点，到目前为 止已被广泛应用于国内外的工业厂房、地铁、高层 建筑和拱桥等结构中，取得了良好的经济效益和 建筑效果⋯． 0 九十年代初国外的一些学者开始研究一种新 型的钢管混凝土——中空夹层钢管混凝土(con— creteFilledDoubleSkinSteelTubes)，即在两个同 心放置的钢管之间灌注混凝土而成的构件，这种 构件既保持了钢管混凝土的基本优点，又具有截 面开展、自重轻的特点旧卅J． 变换内外管的截面形式，中空夹层钢管混凝 土可以有许多种截面形式旧qJ，图1所示的为目 前研究较多的形式．本文统一以外管的截面形式 命名不同组合截面形式的中空夹层钢管混凝土， 本文要研究的是图l(c)所示的方中空夹层钢管 收稿日期：2003一05—19． 作者简介：黄宏(1977一)，女，讲师，博士研究生 混凝土． 由于组成钢管混凝土的两种材料——钢和混 凝土在受力过程中的相互作用，使得其具有一系 列优越的力学性能，也正是这种相互作用构成了 钢管混凝土力学性能的复杂性．而中空夹层钢管 混凝土是由三个部分组成的，其力学性质的复杂 性是可想而知的，如何正确地估算内管、混凝土及 外管之间的相互作用，是准确了解这类组合结构 工作性能的关键之一． 对于组成方中空夹层钢管混凝土的外钢管和 核心混凝土，作者认为，其相互作用与组成实心钢 管混凝土的钢管和核心混凝土的相互作用类似， 主要现在外钢管对核心混凝土的约束作用，使 得混凝土的强度提高，塑性改善，而核心混凝土延 缓甚至阻止钢管发生内凹的局部屈曲．本文借鉴 了文献[9]中的约束效应系数专来考虑外钢管对 核心混凝土的约束作用，对于方中空夹层钢管混 凝土，其约束效应系数毒的表达式如下： 亭=A。正，以。以=“而仇 (1) 万方数据 哈尔滨工业大学学报 第35卷 钢管 钢管 钢管 钢管 @瓯 (a) (b) (c) (d) 图1 中空夹层钢管混凝土截面形式 Fig．1V鲥oussectionto瑚sofCFDSTs 其中，A。，为外钢管的面积；A。。为外钢管以内所包 围的面积乒，为外钢管的屈服极限以为混凝土 的抗压强度；a。=A：。／A。为中空夹层钢管混 凝土的截面名义含钢率． 基于上述基本认识，本文采用文献[1]中方 钢管混凝土钢材和核心混凝土的应力一应变关系 模型，利用类似的数值计算方法对轴心受压方中 空夹层钢管混凝土的荷载一变形关系进行了计 算，计算过程考虑了外钢管焊接残余应力对全过 程曲线的影响¨0|．并将数值计算曲线与文献[11] 及文献[12]的试验曲线进行对比，两者吻合较 好，图2给出典型算例的比较情况． O lOOOO2000030000 ￡(“￡) (a)外管120×3mm，内管32×2．87mm【川 2000 1500 Z 邑1000 Z 500 O 0 l0000200003UOOO4UUUU ￡(“￡) (b)外管100．2×6．12mm，内管48．5×3．01mm[12】 图2试验曲线与数值计算曲线的比较 F远．2 CompadsonofN一8cur、resbetweencalcIllatedreslllts 日ndtestljesl】】ts 1 轴压承载力的简化计算 1．1承载力简化计算 通过理论和实验研究，根据方中空夹层 钢管混凝土的工作特点，认为外钢管和核心混凝 土之间的相互作用类似方钢管混凝土中钢管与核 心混凝土．这样，建议方中空夹层钢管混凝土承载 力可以采用如下形式进行计算： Ⅳ。=，。4。。+厶A吐 (2) 其中厶为外钢管与核心混凝土的轴压强度承载 力，这里借用规程GB月142—2000¨刊中方钢管混 凝土强度承载力的简化计算公式Z。=[1．212+ 骘+cf)]厶，B=o．138l(‘1／235)+o．7646， C=一o．0727(丸／20)+o．02l6‘1为外管屈服 强度，A。为外钢管与核心混凝土的面积如为内 钢管的屈服强度；A正为内钢管的面积． 图3给出了N。的简化计算值与数值计算值 的对比结果，可见两者符合较好，且简化计算值偏 于安全(平均值为O．921，标准差o．054)． 4500 36I)0 琳27I)0 篁 妲18I)0 900 O ／ 口文稍翻 |∥。文鲥Ⅻ ／ ’ i／o ：／： ． 名 ；‘ {彳i ．妒； { ； ／{ ／ ； i 0 9001800270036004500 数值计算 图3承载力简化计算值与数值计算值的对比 Fig．3CompaIison0f札betweencalculatedresultsandtest results 1．2各国规程比较 表1列出了规程LRFD㈨，AU㈣，EC4㈨， BS5400㈣和GBJ4142—2000㈣的计算结果与文 献[11]及文献[12]试验结果的比较．由于各国规 万方数据 增刊 黄宏，等：方中空夹层钢管混凝土轴压强度承载力计算 ．173· 程中没有针对中空夹层钢管混凝土的计算公式， 表1中的对比所采用的公式暂时是由方钢管混凝 土换算而来，表达式如下： ，。=(Ⅳ。一厶A。：)朋。 (3) 其中。f。，为外钢管与核心混凝土的轴压强度承载 力；A。为外钢管与核心混凝土的面积如为内钢 管的屈服强度；A；：为内钢管的面积． 目前实际工程中常采用薄壁型钢，其宽厚比 往往较大，有必要考虑钢管的局部屈曲问题，由于 各国规程中尚无有关中空夹层钢管混凝土局部屈 曲的计算公式，本文暂时采用规程AS4100的有 效截面面积法¨副和winter的钢材有效屈服强度 法¨刚来考虑外管局部屈曲对承载力的影响，两种 方法相互对比以验证其合理性．由比较可见，有效 钢材屈服强度法比有效面积法偏于安全． 表1轴压强度承载力比较 Table1 Comparisonsof靶cti蛳al∞pacitybetweenpnmctedandmeasuredr豁ults 备注：共18个试件，约束效应系数f=O．4—2．96；B1／￡=16．4—100 两种方法的计算公式如下： 规程AS4100： 阜：d俘 (4)， 一，r 、’， u ～Jy Winter公式： 务=㈨6(㈨．25(∥)㈤ 其中，6。为外管有效边长，6为外管边长，此处a= o．65z，=———堕‰，f为钢管厚度，y为 12(1一l，2)(旦) 钢材的泊松比，规程AS4100中，忌=10．3l，win— ter公式中，后=9．99．工为钢材的屈服强度以为 钢材有效屈服强度． 2 结 论 基于上述研究结果，在本文的研究参数范围 内，可以得出如下结论： (1)方中空夹层钢管混凝土轴心受压短柱具 有较好的力学性能和良好的延性． (2)方中空夹层钢管混凝土轴心受压时的力 学性能与截面约束效应系数亭有关． (3)本文借用GBJ4142—2000中方钢管混凝 土轴压强度承载力的简化计算公式来计算方中空 夹层钢管混凝土轴压承载力，简化计算公式与数值 计算结果吻合较好，且简化计算结果稍偏于安全． (4)比较了设计规程LRFD，AU，EC4， Bs5400，GBJ4142—2000(实心钢管混凝土的换算 公式)在计算方中空夹层钢管混凝土轴压强度承 载力时的差异． 参考文献： [1]韩林海．钢管混凝土结构[M]．北京：科学出版社， 2000． [2]sw’EI，sTMAu，CVIPuLANANDAN，sKMANTRA— LA．Pe面瑚anceofNewSaIldwichTubeunderAxial Loading：Experiment[J]．Jouma王ofstmcturalE11舀neer． ing．1995，121(12)：1806—1814． [3]swEI，sTMAu，cVIPuLANANDAN，sKMANTRA— LA．Perfo瑚anceofNewSandwicllTubeunderA撕出 Loading：Analysis[J]．JoumalofstructuralEngineer_ ing．1995，121(12)：1815—1821． [4]xLzHA0，RGI讫EBIETA，MELcHALAKANI．T色sts ofConcrete—FiuedDoubleSkinCircularHollowSections [C]．FirstInter．Confer．onSteel&CompositeStmc． tures．Pusan，Korea，June，200l：283—290． [5]xLzHA0，RGRzEBIETA．stren殍h蚰dDuctilityofcon． creteFilledDoubleSbn(SHsI加erandSHs0uter)tllbes [J]．7n．1in—wauedStructures．2002，40：199—233． [6]YAGIsHITA，HKITOH，MsuGIMOT0，TTANIHl— RA，KSONODA．DoubleSkinCompositeThbularCol— umnsSubjectedtoCyclicHorizontalForceaJldConstant AxialFbrce[C]．Proc．of6thInter．Confer．onSteel andConcreteCompositeStmctures．USA，Apr．，2000： 497—503． [7]蔡克铨，林育群，林敏郎．中空堡镧管混凝土柱舆基 磋结合之弑簸行焉[C]．第二届海峡雨岸及香港钢结 樽技衍交流合．中圆，塞北，2001：77—88． [8]MElchalakani，xLzhao，Rcrzebieta．Tbstsonconcrete FiUedDouble—Skin(CHSouterandSHSinner)Compos— iteshortcolumnsunderAxialcompression[J]．Thin— WalledStnlctures．JaIIuary。2002：1—28． (下转第184页) 万方数据 ·184· 哈尔滨工业大学学报 第35卷 5 试验与计算结果的考察及结论 各试验构件节点的局部全塑性抗拉强度和局 部最大抗拉强度的试验结果和计算结果见表4， 计算中所用的n和口值为实测值． 表4 试验与计算结果的比较 Table4 CompareofexperimentalandcalcuIationresults 各构件ePp时变形量与钢管厚度之比e△p／ct 为0．28—0．4．ePu时的变形量与ePp时的变形量 之比e△u／e△p为3．53—6．05．表明节点呈现良好 的变形性能． 节点局部全塑性抗拉强度试验与计算值之比 ePp／nPp=0．98—1．25(平均1．14)；最大抗拉强 度试验与计算值之比ePu／nPu=1．03一1．25(平 均1．16)，这说明以屈服线理论为基础的局部抗 拉全塑性强度和最大强度的评价方法有着较好的 精度．梁翼缘宽度对钢管的外径比(。B／。D)对计 算结果的影响比较明显，。B／。D=O．33时试验值 与解析值相当吻合．而钢管径厚比(。D／。t)的影响 在本文中无明显规律． 参考文献： [1]日本建筑学会．铁骨铁筋jy夕lJ一-褙造构造计 算基准·同解说[S]．1987年改订版． [2]日本建筑学会．鲴管樽造彀料施工指针·同解说 [s]．1981年改订版． [3]日本建筑学会．鲷管j7夕IJ一卜樽造彀补施工指 针[s]．1997年10月． [4]森田耕次等．3y夕1J一}充【尢角形纲管柱一铁 骨C耋I)结合部的内少／f7，7乡厶楠强I：关守弓研究 [c]．日本建筑学会樽造系渝文集，第422号，1991年 4月． (上接第173页) [9]韩林海，钟善桐．钢管混凝土力学[M]．大连：大连理 工大学出版社，1996，216—217． [10]uyB．Local蚰dP0st—L0calBucl【lingofconcrete FilledsteelweldedB似ColumJls[J]．Joumalofc伽。 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