四肢钢管混凝土格构柱极限承载力的试验研究与理论分析_图文

1、第43卷第9期2010年9月土 木 工 程 学 报C H I NA CI V I L ENG I NEER I NG J OURNALV o.l 43Sep . N o .92010基金项目:国家自然科学基金(50778177、湖南省杰出青年基金(07JJ1009作者简介:蒋丽忠,博士,教授四肢钢管混凝土格构柱极限承载力的试验研究与理论分析蒋丽忠 周旺保 伍震宇 张建军(中南大学,湖南长沙410075摘要:进行共计20根缀条为K 形布置的四肢钢管混凝土格构柱偏压及轴压极限承载力试验,重点考察偏心率与长细比对钢管混凝土偏压构件受力性能的影响。试验结果表明,长细比对试件承载力有一定影响,偏心率对承

2、载力影响明显,两者对承载力的影响接近独立,试件的斜缀条在试验过程中始终保持弹性状态,近载一侧钢管在试件进入非线性阶段后,泊松比明显增大,钢管开始发生套箍作用,远载一侧,套箍作用不明显,除个别短柱外,试件破坏均为整体失稳破坏。同时,采用半波正弦曲线模拟杆件的变形曲线,在考虑紧箍效应的钢管混凝土应力 应变关系和剪切变形影响的基础上,建立杆件中截面的平衡方程,提出钢管混凝土格构柱弹塑性极限承载力数值方法,该方法不仅适用于两端偏心相等的偏压构件,而且适用于两端偏心不等的偏压构件的弹塑性极限承载力的计算;理论分析结果与试验研究结果对比表明,提出的钢管混凝土格构柱弹塑性极限承载力计算方法具有相当高的精度。

3、关键词:钢管混凝土;格构柱;长细比;偏心率;极限承载力;试验研究中图分类号:TU 528.59 TU 312 文献标识码:A 文章编号:1000 131X (201009 0055 08Experi m ental study and theoretical anal ysis on the ulti m ate l oad carry i ngcapacity of four tube concrete filled steel tubul ar l attice colu mnsJ iang L izhong Zhou W angbao Wu Zhenyu Zhang J ianj u n

4、(Cen tra l South Un iversity ,Changsha 410075,Ch i n aA bstract :Tests are conducted f o r 20four tube CFST lattice co l u m ns w it h K shape l a c i n g bars to study the u lti m atebeari n g capacity of the ax ial and the eccen tric co mpressi o n lattice columns ,and the i n fluence of eccentr i

5、 c ity and slenderness ratio on the m echanical properties of eccentric co m pression concrete filled steel tube .The resu lts sho w that eccentricity a ffects sign ificantly on the beari n g capacity of the spec i m ens and t h e slender ness ratio has so m e deg ree of influences as w el,l though

6、the t w o are i n dependen.t Duri n g the experi m en,t the d iagona l lac i n g bars o f the speci m ens are in e lastic state .W hen the speci m ens reach the nonlinear stage ,Po isson s ratio of the near load steel t u be increases sign ificantly and begin to reflect con fi n e m ent effect disti

7、 n ctively .As for the far load stee l tube ,the confine m en t e ffect is insign ifican.t A ll spec i m ens under go i n tegral buck li n g except for so m e short columns .A nu m ericalm ethod is presented for calcu lati o n of the elastic and plastic u lti m ate l o ad carrying capacities o f con

8、crete filled stee l tubu lar (CFST lattice columns usi n g a half w ave sinuso i d curve to si m ulate the defor m ati o n curve of bar m e mbers ,on the basis of stress stra i n relati o nship consi d eri n g confine m ent effect and the effect o f shear defor m ation .The equili b riu m equation o

9、f bar m iddle section is a lso estab lished .Th is m ethod can be applied to eccentric co m pression m e mbers w ith the sa m e or d ifferent eccentricities at both ends .K eywords :concrete filled steel tube (CFST ;lattice co l u m n ;slenderness ratio ;eccentricity ;u lti m ate bearing capac ity ;

10、experi m ental st u dy E m ai:l lzhjiang m a i.l csu 引 言钢管混凝土构件具有承载能力高、塑性和韧性好、施工方便快捷以及造价经济合理等优点,近年来在房屋和桥梁结构中得到广泛的应用。而钢管混凝土格构式柱能以较小直径的柱肢取得较大的截面抗弯刚度,且柱肢以受轴压力为主,充分发挥了钢管混凝土柱受压承载力高的特点,因此已被大量应用于荷载偏心率较大或长细比较大的结构中,如单层工业厂房的柱、钢管混凝土拱桥、高层和超高层建筑结构等。56土 木 工 程 学 报2010年目前国内外对单肢钢管混凝土柱的研究非常深入1 5,并形成了相应的设计规程1,但对钢管混凝土格

11、构柱的研究却并不多见,文献6 8对格构柱极限承载力进行了系列试验研究并提出了近似计算公式。现有规程1在计算钢管混凝土格构长柱偏压承载力时采用将钢管混凝土格构柱比拟成单肢钢管混凝土的计算方法。而现有试验结果表明:比拟计算方法精确度低,计算值与试验值相比存在着较大误差,计算结果往往过于保守,缺乏经济性,因此急需对钢管混凝土格构柱的受力性能进行深入的理论分析和试验研究,提出合理的极限承载力计算方法。本文将在现有试验基础6 7上,针对缀条为K形布置的四肢钢管混凝土格构柱开展较大试验参数范围的轴压及偏压试验,对其受力性能及破坏机理进行综合分析,并将试验结果与现有规范计算方法和笔者提出的计算方法进行比较。

12、1 试件设计对试验参数偏心率及长细比,进行了棋盘式试验,试件共计20个,包括5根轴压试件与15根偏压试件,格构柱横截面为如图1所示的正方形,长细比(格构柱长度与横截面回转半径之比范围为7.5 19.75,偏心率e/h(柱较大弯矩端的轴向压力对压强重心轴的偏心矩与弯矩作用平面内柱肢重心之间距离之比范围为00.375,试件基本尺寸见表1。表1 试验结果、规范及数值计算结果比较Table1 Co mparison bet w een ca l cu l ation and test resu lts试件名称试件长度长细比偏心率P P1P2P3P1/P P3/P P3/P2A 11.57.50.125

13、12611124152515340.8914 1.21651.0059A 21.57.50.251030920131513120.8932 1.27380.9977A 31.57.50.3751010778115511600.7703 1.14851.0043B 12.2110.12513191106134013450.8385 1.01971.0037B 22.2110.251223905114511480.74000.93871.0026B 32.2110.3759437669959990.8123 1.05941.0040C 12.914.50.12511561085128012830.

14、9386 1.10991.0023C 22.914.50.251088887108510890.8153 1.00091.0037C 32.914.50.3759507519409450.79050.99471.0053D 13.6180.12512901061125412550.82250.97291.0008D 23.6180.25980868104310550.8857 1.07651.0115D 33.6180.3758407349089100.8738 1.08331.0022E 13.9519.750.12512501048123512420.9113 1.08001.0057E

15、23.9519.750.251014858104010450.8462 1.03061.0048E 33.9519.750.3758607268999000.8442 1.04651.0011平均值-0.8449 1.0200 1.004注:1.长度单位为m,力的单位为kN。2.P表示试验值,P1表示规范计算值,P2表示缀条为N形布置的柱承载力数值计算值,P3表示表示缀条为K形布置的柱承载力数值计算值。 柱肢钢管材料为Q235的有缝管,外径为89mm,壁厚为2.4mm,缀管采用外径42.3mm,壁厚为1.6mm 的有缝管。混凝土采用自密实混凝土,为保证混凝土密实,对其进行了轻微的振捣。试件采用

16、室内自然养护,混凝土立方体实测抗压强度为25.4MPa。钢材强度由钢管上切割下来的标准试条经单轴拉伸试验给出,钢材实测极限抗拉强度为436M Pa,屈服强度为320M Pa,泊松比为0.28。2 试验装置与试验方法试验装置见图1。全部试件都在500吨的试验机上进行加载。荷载通过设于试件两端的刀口铰传递。为保证钢管与混凝土共同作用,在试件两端均以10mm厚的方形钢端板与钢管焊牢。下端板于浇灌混凝土前焊好,兼作浇灌混凝土的底模,上端板开出直第43卷 第9期蒋丽忠等 四肢钢管混凝土格构柱极限承载力的试验研究与理论分析 57径80mm 的圆孔,供浇灌混凝土用。考虑到钢管混凝土格构柱与试验机接触面只有柱

17、肢的面积,为防止试验机压板在大荷载作用下弯曲而使格构柱肢端部受较大偏压发生严重局部破坏,所有试件在上下两端均垫以150mm 厚的钢块,通过高强螺栓连接。钢块上按预定的偏心距设置相应的条形凹槽,与刀口铰吻接。应变测点布置见图1,A 、B 、C 、D 处均布置标距10mm 的相互垂直的双向电阻应变片,全部测点的读数均由电阻应变仪自动记录。由电阻应变仪自动采集试验全过程数据,并进行计算机数据处理。在强轴方向内沿偏压侧柱管L /4和L /2处布置一个百分表测量其侧向挠度。 图1 试件构造图(单位:mm Fig .1 Co mposition of speci m ens(unit :mm试验采取分级单

18、调加载。初始阶段,每级约为按文献1估算极限荷载的1/101/15,在总荷载大约超过极限荷载的70%以后,每级减少为1/151/20 极限荷载,每级荷载持载23m in ,在大约85%极限荷载时,级差更小,持续23m i n 。接近极限荷载时,则采取慢速连续加载,并连续记录读数,以捕捉极限荷载时的应变与挠度。在试验机压力表指针开始回转以后,仍继续向油缸送油,并不断记录仪表读数和相应的荷载值,直至试件变形已达无法继续加载时才停止试验。3 试验结果分析分别对试件的荷载 挠度关系、柱肢纵向应力、紧箍效应、缀管纵向应变等试验结果进行分析,分析结果如下。3.1 荷载与挠度关系试件在整个加载过程中可分为如下

19、3个阶段:(1弹性阶段:在加载初期,此时试件处于弹性阶段,外形没有明显变化。(2弹塑性阶段:当荷载加至极限荷载的70%左右时,荷载 中截面挠度曲线明显偏离其初始的直线,进入弹塑性阶段。此时,试件开始出现面内弯曲,但幅度较小。当荷载加至极限荷载的85%左右时,偏压一侧的柱肢钢管在中截面及端部附近油漆开始开裂,整体表现出明显的面内弯曲。此时,横向挠度产生较大附加弯矩和附加剪力,而剪力产生的剪切变形加大附加弯矩,近载端材料进入非线性阶段,因此荷载增量不大,而挠度发展很快,曲线以较小斜率上升,表现出较大的延性,偏压一侧的柱肢钢管在中截面及端部附近出现局部凸出和油漆脱落现象,而另一侧柱肢钢管则没有局部变

20、形。(3破坏阶段:当荷载增到一定程度时,试件变形增加的抵抗弯矩跟不上横向挠曲变形而产生的附加弯矩时,试件达到极限承载力,此时试验机压力表指针开始回转,荷载无法增加,试件变形速度增大,进入下降段。在此期间内,试件迅速进入破坏状态,并将峰值荷载(最大荷载作为试件的极限荷载。对于长柱,试件达到极限荷载时,近载侧柱肢还未破坏,即整体破坏先于局部破坏。从图2可以看出,偏心率对不同长细比试件的影响大致相同,偏心率增大时,各组试件承载力下降的趋势相近,下降幅度较大,且偏心率越大,挠度越大。比较图2(a、2(b知,随着长细比的增大,整组试件的挠度值普遍增大。3.2 偏心折减系数分析图3给出了不同偏心率情况下的

21、试件偏心折减系数 换算长细比曲线。从图3可以看出:(1偏心率对试件极限承载力的折减有较大影响,偏心率越大,偏心折减系数越小;58土 木 工 程 学 报2010 年(2偏心折减系数 换算长细比曲线束与横坐标轴接近平行,表明偏心率对钢管混凝土格构柱极限承载力的折减与换算长细比对钢管混凝土格构柱极限承载力的折减接近相互独立。证明规程CECS28:90 !钢管混凝土结构设计与施工规程1中将偏心率和换算长细比对钢管混凝土格构柱极限承载力的折减分开考虑的做法是可行的。3.3 柱肢钢管纵向应力图4给出了A 2、D 2试件柱肢中截面荷载 平均纵向应变曲线(包括近载端、远载端,从图4中可以看出:(1当偏心率相同

22、时,受力前期,偏压格构柱各柱肢所承受的轴力情况基本相同,平均纵向应变曲线几乎重合,材料处于弹性阶段,试件的横向挠度较小,轴向力在横向挠度上产生的附加弯矩很小,各试件所受的偏心荷载基本相同,此后,随着构件长细比的增大,曲线上升的斜率减小,极限承载力降低,极限应变减小。受力后期,构件进入材料非线性和几何非线性阶段,随试件长细比的增大,构件所受的几何非线性产生的附加弯矩显著增加,试件长细比越大,几何非线性产生的附加弯矩越大,荷载 纵向应变曲线上升的斜率越小,构件的极限承载力越低,极限应变也越小。(2远载侧平均纵向应变一直小于近载侧平均纵向应变,始终处于线性阶段,且随着荷载的增大,与近载侧差距随之增大

23、;近载侧荷载 应变曲线则较早进入非线性强化阶段。这是因为受力后期,随着横向挠度的增大,附加弯矩增大,附加弯矩产生有利于远载端的拉力与不利于近载端的压力,使两者间的压力差越 来越大。图4 钢管纵向应变(柱肢中截面 荷载曲线(e=0.25 Fig.4 L oad l ong itud i nal strain curves(e=0.253.4 柱肢钢管环向应变与紧箍效应分析(1环向应变分析:柱肢C、B两点的环向应变受力前期与A、D两点差距不大,在受力后期,差距明显。其原因为受力后期缀管拉力或压力增大,对柱肢产生的作用增大,使C、B两点的应变大于A、D两点。对于短柱,达到极限荷载前,柱肢钢管已经屈服

24、,缀管与柱肢焊接处残余应力使C、B两点较早进入屈服阶段,从而使C、B两点的应变与A、D两点应变差距进一步加大;对于长柱,柱肢钢管则可能在极限荷载后屈服,因此C、B两点的应变与A、D两点应变差只有在下降段或接近下降段才较大。(2紧箍效应分析:为了正确反映紧箍效应的作用,排除残余应力与缀管压力或拉力对柱肢作用的影响,本文仅对A、D两点分别从近载端、远载端分析紧箍效应的作用。钢材的实测泊松比为0.28,由图5可知远载侧柱肢的钢材泊松比集中在0.28附近,并且随荷载的增加而变化不大,表明其套箍作用不明显或未发生套箍作用。而近载侧柱肢泊松比在受力前期变化不大,受力后期则随荷载的增加而增大,表明近载侧柱肢

25、钢管在受力后期随柱肢压力增大而开始约束核心混凝土,发生套箍作用。第43卷 第9期蒋丽忠等四肢钢管混凝土格构柱极限承载力的试验研究与理论分析59图5 试件各柱肢中截面的荷载 泊松比关系曲线Fig.5 Load poison s rati o curves of the m i dd le cross sec ti on3.5 缀管应力分析(1斜缀管应力分析:斜缀管应变很小,最大应变仅为1281 ,理论上斜缀管应力主要由杆件横向几何变形而产生剪力引起,同时柱肢钢管膨胀因受到端板约束而向内扩展时也会使斜缀管产生压应力,但相对于剪力而言,这部分可以忽略。(2平缀管应力分析:平缀管应变更小,最大应变仅为

26、369 。对于K形缀条柱,平缀管理论上不受力,但实际上因柱肢钢管的横向变形受到端板约束,而水平缀管又阻止了柱肢钢管向内发展,因此水平缀管受到压应力作用,因柱肢钢管挤压变形较小,因此水平缀管应变也很小。由以上分析知,斜缀管与水平缀管的应变值都远小于钢材屈服应变。实际工程中,缀条面积足够大,因此在相关计算中可假设它们均处于弹性阶段。4 钢管混凝土格构柱偏压及考虑初弯曲的轴压极限承载力数值计算方法4.1 基本假设(1构件达到极限承载力前柱肢不发生局部失稳,钢管和混凝土黏结良好,两者之间无相对滑移现象。(2加载过程中,钢管混凝土截面和柱肢截面始终保持平面,钢管形状和面积始终保持不变。(3外层钢管和核心

27、混凝土的应力 应变关系均为分段多项式,参考文献2,4。(4缀条与柱肢组成桁架体系,即缀条与柱肢铰接。(5格构柱缀条钢管面积足够大,格构柱达到极限荷载前缀条仍处于弹性阶段,即缀条在横向剪力作用下处于弹性阶段。(6假设杆件变形曲线为半波正弦曲线,即V=sin!xl(7假设初弯曲曲线为挠度为0的半波正弦曲线,即V0=0si n!xl式中:V为杆件的变形挠度;为杆件中截面的挠度, 0为中截面初始挠曲;l为杆件长度;参考图6 。图6 力学模型Fig.6 M echan icalm od el4.2 考虑初弯曲的轴压钢管混凝土格构柱极限承载力数值计算方法4.2.1 剪切变形量的推导(以缀条为K形布置和N

28、形布置为例剪力Q=Pd Vd z,由于Q作用,使压杆产生挠曲位移V1,弯矩产生挠曲位移为V2,故压杆的总位移为V= V0+V1+V2。如图6所示。剪切应变为=d V1d z=QkFG=P kFGd Vd zd2V1d z2=P kFGd2Vd z2(1由小挠度理论知d2V2d z2=-P VE e I(2将式(1和式(2相加并考虑初弯曲得60 2 dV P k - d V0 = - P V 2 12 EeI dz GF dz 2 土 木 工 程 学 报 2010年 ( 3 P = M 当缀条为 K 形布置时, 则 2 ( 13 当缀条 K 形 ( 图 1 布置时, 单位剪力产生的剪应 变 (剪

29、切刚度 为 K 1 = FG EF d cos 2 # sin # K = 1 cos # + 2 GF EF d co s # sin # EF d sin # 由式 ( 2, 式 ( 3 得: d V2 d V0 dV 1 - PK 2 = 2 2 dz dz FG dz 2 2 2 ( 4 d V0 P 2 2 EF d cos # s in # dz 式中: m 为杆件曲率; m e 为杆件有效曲率; d 为两柱 m e = m 1 肢重心间距离; R 为柱肢钢管 外径; r 为柱肢钢 管内 径; P 1 、 2 为单肢抗力; 为构件中截面挠度; A i 为单 P 元面积; y i 为

30、钢管及混凝土单元中心到截面中线的距 离; 0 为截面中心应变; i 为单元应变; 应力 % i 由假 定的应力应变关系确定。 对于 K 形缀条柱的其他计算过程与 N 形缀条柱 的计算过程一样, 本文不再详述。 4 2 3 有初弯曲轴压杆极限荷载数值算法的实现 . . ( 1 短柱极限荷载 短柱的承载能力取决于单 肢短柱的极限承 载能 力, 即格构柱破坏是由单肢局部破坏 引起的, 柱 肢破 坏属于局部破坏; 单肢短柱极限承载能力 P E1 可参考 文献 3 所介绍的方法计算。 由图 6知, 单肢所受的较大外荷载为 N = P /2 + PV /d 则单肢破坏的极限荷载为 P E1 = N = P

31、 /2 + PV /d 由上式则可以求出整体极限荷载 P。 ( 2 中长柱极限荷载 中长柱的承载能力则由整体承载能力决定, 与单 缀条 N 布置 (图 6 时单位剪力产生的剪应变为 ( 5 ( 6 式中: P 为压力; G 为构件剪切模量; #为斜缀管与平 缀管的夹角; E 为缀管弹模; E e 为构件等效弹模 ( 考虑 紧箍效应的格构柱弹性模量 ; I 为构件的惯性矩; K 为考虑剪应力沿压杆横截面分布不均匀的系数, 对于 圆形截面 K = 1 11, 对于矩形截面 K = 1 12, 对于工 . . 字形截面 K = 2; F 为压杆柱肢等效横截面面积, F d 为缀条横截面面积。 4 2

32、 2 平衡方程的推导 . . 由杆件的变形 曲线知, 杆件中截面应 首先破坏, 因此中截面为控制截面。则有 m = 由式 ( 6知 m e = m PK - d V0 12 FG dz 2 2 ! 2 l 2 肢承载能力无直接关系, 即当格构柱达到极限荷载时, 承载较大单肢还没达到极限荷载, 整体破坏先于单肢局 部破坏, 柱肢破坏属于整体破坏。中长柱的极限荷载可 由挠度 荷载曲线的峰值确定, 具体计算方法如下。 ( a 将柱肢中截面进行单元划分并确定单元中心 坐标, 如图 7所示。 当缀条为 N 形布置时, 则有 m e = m d V0 P P cos # 12 2 EF d sin # d

33、z EF d cos # sin # = + m e ( y i1 + d / 2 ( 7 ( 8 ( 9 ( 10 ( 11 % i2A i2 ( y i2 - d /2 ( 12 根据中截面内外弯矩平衡可得 由图 7知 i1 0 轴压柱单肢肢内力为 P1 = 对称柱肢的应变为 i2 # %i1A i1 = 0 - m e ( y i2 - d / 2 对称柱肢的内力为 P2 = # %i2A i2 根据中截面内外力平衡条件可得 P = P1 + P2 偏压柱肢的内弯矩为 M = 图 7 条带应变计算 S train calcu lation of the cross sections #

34、% i1A i1 ( y i1 + d /2 + # Fig 7 . ( b给定偏压力 P。 第 43卷 第 9期 蒋丽忠等 四肢钢管混凝土格构柱极限承载力的试验研究与理论分析 61 ( c 假定中截面曲率 m 和截面形心处的平均应 变 0 根据中截面内外力平衡条件可得 P = P1 + P2 偏压柱肢的内弯矩 M = # % i1A i1 ( y i1 + d / 2 + # %i2A i2 ( y i2 - d /2 根据中截面内外弯矩可得 P + e1 + e2 = M 2 。 ( d 按 式 ( 7 、 ( 9 计 算 中 截 面上 的 各 单 元 式 应变。 ( e 按式 ( 8 、

35、 ( 10 计算中截面柱肢的抵抗力。 式 ( f按式 ( 11 校核中截面内外 轴力平衡条件, 若 不满足规定的精度要求, 则调整 的计算, 直到满足要求为止。 0 , 重复 ( c ( e 步 ( g 按式 ( 13 校核中截面内外力矩平衡条件, 若 不满足规定的精度要求, 则调整 m , 重复 ( c ( f 步 的计算, 直到满足为止。 ( h 判断单肢是否达到极限承载能力, 若达到则 退出循环, 若未达到则增加荷载 P, 重复 ( b ( g 步 的计算, 直到构件不能 平衡为止, 说明压 弯杆件已达 到或接近极限承载能力, 开始进入不稳定状况。刚出 现发散现象时的荷载就是极限荷载的近

36、似值。 ( i计算荷载 位移曲线的下降段时, 可在求出极 限荷载后, 减小 P 值, 调整 0 和 m 值, 重复 ( c ( h 步的计算来取得。 4 3 偏压 钢管混 凝土格 构柱极 限承载 力数 值计算 . 方法 对于偏压格 构柱, 初 弯曲 对承 载力的 影响 可忽 略, 取 V0 = 0, 设两端偏心分别为 e1 、e2 , 则有 dV 2 = dz 2 其他计算过程与有初偏心 的格构柱计算过 程类 似, 在此不再描述。 5 试验结果、 规范及数值方法计算结果的比较 利用常用规程 CECS 28 90!钢管混凝土结构设计 : 与施工规程 及笔者提出的数值计算方法对本文所有 偏压试件的

37、极限承载力进行计算, 规程具体计算方法 参考文献 1 。并对规程计算结果、 试验结果及本文 数值计算结果进行了比较, 三者比较结果如表 1 。 利用上述数值计算方法对文献 6 ( 缀条布置形 式见图 6 其他构造形式如图 1 的 6个轴压四肢钢管 , 混凝土格构柱试件和笔者所做的 5个轴压四肢钢管混 凝土格构柱试件在取不同初始弯曲时的极限承 载力 进行计算, 并给出了常用规程 CECS 28 90 !钢管混凝 : 土结构设 计与施工 规程 计 算结果。对规 程计算 结 果、 试验结果及本文数值计算结果进 行比较, 三 者比 较结果如表 2 。 P (V + e1 + P E eI e2 - e

38、1 z l + Pk GF dV 2 dz 2 表 2 计算结果的比较 Tab le 2 Compar isons of th e resu lts 试件名称 CD 1 0 CD 2 0 CH 1 0 CH 2 0 CH 3 0 CH 4 0 A0 B 0 C 0 D0 E 0 平均值 试验值 P 1900 1856 1740 1732 1690 1666 1690 1602 1570 1550 1538 规程值 P 1 1688 1683 1674 1632 1596 1558 1446 1422 1395 1364 1348 P 1 /3000 1895 1880 1805 1720 17

39、10 1690 1681 1620 1590 1575 1565 P 1 /1500 1892 1875 1800 1710 1695 1670 1677 1610 1575 1560 1550 P 1/ 1000 1890 1870 1795 1700 1680 1655 1680 1605 1565 1550 1535 P 1/ 500 1885 1855 1790 1675 1645 1615 1685 1590 1540 1510 1495 P 1 /P 0 89 . 0 91 . 0 96 . 0 94 . 0 94 . 0 94 . 0 78 . 0 89 . 0 86 . 0 8

40、8 . 0 83 . 0 893 . P 1/ 3000 /P 1. 00 1. 01 1. 04 0. 99 1. 01 1. 01 0. 97 1. 01 0. 98 1. 02 0. 97 1. 002 P 1/ 1500 /P 1. 00 1. 01 1. 03 0. 99 1. 00 1. 00 0. 97 1. 00 0. 97 1. 01 0. 96 0. 995 P 1 / 1000 /P 0 99 . 1 01 . 1 03 . 0 98 . 0 99 . 0 99 . 0 97 . 1 00 . 0 97 . 1 00 . 0 95 . 0 989 . P 1/ 500 /

41、P 0. 99 1. 00 1. 03 0. 97 0. 97 0. 97 0. 96 0. 99 0. 95 0. 97 0. 92 0. 976 62 土 木 工 程 学 报 2010年 应变关系模型研究 J. 中国公路学报, 2004, 17( 1: 23 6 结论 通过对 20根缀条为 K 形布置的四肢钢管混凝土 格构柱的偏压及轴压极限承载 力试验研究及理论分 析表明: ( 1偏心率和长细比对钢管混凝土格构柱的极限 承载力均有较大影响。 ( 2规程 CECS 28 90 !钢管混凝土结构设计与施 : 工规程 计算结果偏于保守, 有待进一步改进。 ( 3对偏压钢管混凝土格构柱极限承载力进

42、行计 算时, 可以将偏心率和换算长细比对钢管混凝土格构 柱极限承载力的折减分开考虑。 ( 4缀条布置形式对钢管混凝土格构柱极限承载 力的影响不大。 ( 5偏弯曲大小对格构柱极限承载力有较大的影 响, 因此实际工程中应控制其初始挠度。 ( 6对轴压钢管混凝土格构柱极限承载力进行计 算时, 跨中初始弯曲挠度值建议取杆长的 1 /1500 。 参 考 文 献 1 CECS 28 1990 钢管 混凝土 结构设计 与施工 规程 S. 北 京: 中 国 计 划 出 版 社, 1992 ( CECS 28 1990 Spec ification for design and construction of concre te filled stee l tubu la r structures S. Be ijing Ch ina P lanning P ress : , 1992( in Ch inese 2 陈宝春, 陈友杰, 王来永, 等. 钢管混凝土 偏心受压应 力 8 6 3 4 5 28( Chen Baochun, Chen Y ouji