網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能試驗(yàn)

鄭 亮，邵曉波，劉杰峰，郭紫燕，涂禮松，田子童，寧 蕊，董彥莉

(中北大學(xué) 土木工程學(xué)科管理部，太原030051)

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網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能試驗(yàn)

鄭 亮，邵曉波，劉杰峰，郭紫燕，涂禮松，田子童，寧 蕊，董彥莉

(中北大學(xué) 土木工程學(xué)科管理部，太原030051)

為研究鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)在軸壓和壓彎荷載作用下的力學(xué)性能，對(duì)10個(gè)不同參數(shù)的鋼與混凝土組合的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究.試驗(yàn)構(gòu)件主要變化參數(shù)包括：內(nèi)圓鋼管的壁厚和半徑、外圓鋼管的壁厚及矩形鋼管與外圓鋼管的不同連接方式.試驗(yàn)研究表明：在軸壓和壓彎荷載作用下節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出了與鋼管混凝土相似的特點(diǎn)，具有較高的承載力和良好的塑性變形能力；內(nèi)圓鋼管的壁厚和半徑對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響較大，外圓鋼管的壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響較?。贿B接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響較大，圓鋼管高于矩形鋼管的節(jié)點(diǎn)承載力比圓鋼管與矩形鋼管齊平的承載力至少提高15%；軸壓荷載作用下節(jié)點(diǎn)的破壞方式可以分為中心壓縮和梭形偏轉(zhuǎn)破壞；壓彎荷載作用下節(jié)點(diǎn)的破壞方式分為節(jié)點(diǎn)和鋼管屈服破壞.關(guān)鍵詞: 鋼與混凝土組合；網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)；軸壓試驗(yàn)；偏壓；承載力

網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)是網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中最重要的傳力構(gòu)件，節(jié)點(diǎn)的承載力對(duì)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的承載力有重要影響，特別是網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)處受到拉力、壓力、彎矩和剪力的共同作用受力較為復(fù)雜.國內(nèi)外學(xué)者對(duì)網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能和極限承載力進(jìn)行了大量研究，文獻(xiàn)[1-7]對(duì)螺栓球節(jié)點(diǎn)的半剛性性質(zhì)及其網(wǎng)殼的穩(wěn)定性能進(jìn)行了研究，得出半剛性節(jié)點(diǎn)的網(wǎng)殼具有很好的承載能力.文獻(xiàn)[8]對(duì)新型螺栓球節(jié)點(diǎn)在軸向拉力作用下進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到該節(jié)點(diǎn)的破壞模式及承載力.文獻(xiàn)[9-15]對(duì)焊接空心球節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究并提出相關(guān)理論公式.現(xiàn)階段網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)都是由鋼材制作，節(jié)點(diǎn)用鋼量占整個(gè)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)用鋼量的20%～50%，并且制作工藝較為復(fù)雜且造價(jià)較高.特別是在矩形鋼管網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中，網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)通常采用相貫節(jié)點(diǎn)，為了保證相貫節(jié)點(diǎn)有足夠的剛度和強(qiáng)度通常要增加矩形鋼管的壁厚，這樣將導(dǎo)致整個(gè)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)用鋼量增加.因此，為降低網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的用鋼量和造價(jià)，同時(shí)結(jié)合并利用鋼管混凝土承載力高、剛度大和變形小的特點(diǎn)，提出一種鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)，如采用該節(jié)點(diǎn)可以減小矩形鋼管的壁厚，降低網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的整體用鋼量，同時(shí)該節(jié)點(diǎn)與焊接空心球和螺栓球節(jié)點(diǎn)的制作工藝相比，該節(jié)點(diǎn)的制作工藝較簡單，造價(jià)也低，從而降低矩形鋼管網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的整體造價(jià).目前網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中關(guān)于鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能還未見報(bào)道，為了進(jìn)一步了解該網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能，有必要對(duì)鋼與混凝土組合的節(jié)點(diǎn)在軸壓和壓彎荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行研究.鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)見圖1.

圖1 鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

在試件設(shè)計(jì)時(shí)，矩形鋼管的選擇主要考慮兩個(gè)方面：1)組合節(jié)點(diǎn)破壞前矩形鋼管不能出現(xiàn)強(qiáng)度破壞.如果組合節(jié)點(diǎn)破壞前鋼管強(qiáng)度破壞，將無法研究組合節(jié)點(diǎn)的破壞機(jī)理和極限承載力.故矩形鋼管的壁厚取節(jié)點(diǎn)內(nèi)外圓鋼管的最大壁厚，同時(shí)矩形鋼管的鋼材采用Q345B；2)矩形鋼管不能太長.如果太長會(huì)出現(xiàn)矩形鋼管受壓失穩(wěn)破壞，同時(shí)也會(huì)造成定位和焊接拼裝的偏差，引起較大的二次彎矩.因此，取矩形鋼管長度為200 mm，高度150 mm，寬度85 mm，鋼管壁厚5 mm.對(duì)于壓彎荷載作用下的構(gòu)件而言，為使組合節(jié)點(diǎn)不受加載面的約束和影響，取矩形鋼管的長度為600 mm，同時(shí)加載端采用專用的加載刀口鉸.

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了10個(gè)鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)構(gòu)件，試驗(yàn)構(gòu)件的參數(shù)變化包括：內(nèi)圓鋼管壁厚和半徑、外圓鋼管壁厚及矩形鋼管與外圓鋼管的連接方式.組合節(jié)點(diǎn)各試驗(yàn)構(gòu)件的具體設(shè)計(jì)參數(shù)列于表1.構(gòu)件1～5進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，構(gòu)件6～10進(jìn)行壓彎試驗(yàn).

表1 試驗(yàn)構(gòu)件具體設(shè)計(jì)參數(shù)

注：D代表鋼管直徑.

通過材性試驗(yàn)可知，內(nèi)外圓鋼管的力學(xué)性能指標(biāo)見表2，試驗(yàn)中所采用的混凝土力學(xué)性能指標(biāo)見表3.

表2 鋼材屈服強(qiáng)度和彈性模量

表3 混凝土強(qiáng)度和彈性模量

1.2 試驗(yàn)加載方案及裝置

鋼與混凝土組合的網(wǎng)殼節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)采用2 000 kN壓力機(jī)，通過壓力機(jī)對(duì)組合節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行單調(diào)加載直至試驗(yàn)構(gòu)件達(dá)到極限承載力而破壞.加載裝置見圖2.

圖2 鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)加載裝置

在壓彎構(gòu)件的端部焊接端板和豎板，豎板是為了保證壓彎試驗(yàn)中刀口鉸可以發(fā)生自由轉(zhuǎn)動(dòng)而不會(huì)在壓力作用下發(fā)生相對(duì)于端板的移動(dòng)，見圖3(a).為使壓彎構(gòu)件不受加載端約束而自由轉(zhuǎn)動(dòng)，對(duì)刀口鉸的上部構(gòu)件進(jìn)行切角1處理.對(duì)刀口鉸的下部構(gòu)件進(jìn)行切角2處理的目的是使刀口鉸的下部構(gòu)件和豎板能夠接觸緊密且加載偏心距不受端板和豎板焊縫的影響.壓彎構(gòu)件加載刀口鉸見圖3.

圖3 加載刀口鉸裝置

為順利完成試驗(yàn)加載過程，將加載過程分為兩個(gè)階段：預(yù)加載和正式加載.正式加載采用分級(jí)加載的方式.由于試驗(yàn)沒有相關(guān)文獻(xiàn)作為參考，為得到較為精確的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在試驗(yàn)構(gòu)件的彈性階段內(nèi)，每級(jí)加載值約為極限荷載的10%，分級(jí)逐步加載到構(gòu)件達(dá)到屈服強(qiáng)度；節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服強(qiáng)度之后，每級(jí)荷載值進(jìn)一步縮小.當(dāng)加荷載到試驗(yàn)試件極限荷載值的90%以后，應(yīng)緩慢連續(xù)加載，直到試件達(dá)到極限承載力而破壞.同時(shí)，為了使試件在荷載作用下的變形得到充分發(fā)展且達(dá)到穩(wěn)定，每級(jí)荷載加載完畢后，每級(jí)加載間停留時(shí)間不得少于2 min.

1.3 測(cè)量方案設(shè)計(jì)

在鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)中，根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康牧繙y(cè)內(nèi)容可以分為軸壓和壓彎荷載、試驗(yàn)構(gòu)件整體變形、節(jié)點(diǎn)表面應(yīng)變以及局部變形.

軸壓荷載和壓彎荷載作用下，矩形鋼管的應(yīng)變計(jì)沿矩形鋼管對(duì)稱軸縱向布置在4個(gè)表面，測(cè)量矩形鋼管與組合節(jié)點(diǎn)處矩形鋼管的應(yīng)變.組合節(jié)點(diǎn)鋼蓋板上的應(yīng)變計(jì)沿著對(duì)稱軸橫向和縱向均勻布置，測(cè)量鋼蓋板上應(yīng)變的分布.在外圓鋼管表面矩形鋼管兩側(cè)沿著鋼管中部環(huán)向均勻布置3個(gè)應(yīng)變計(jì)，測(cè)量圓鋼管對(duì)混凝土的約束能力；同時(shí)在矩形鋼管兩側(cè)圓鋼管表面中部沿著縱向軸線對(duì)稱位置布置應(yīng)變計(jì)，測(cè)量外圓鋼管縱向的應(yīng)變，應(yīng)變計(jì)的布置如圖4所示，括號(hào)內(nèi)的數(shù)值是另一側(cè)應(yīng)變計(jì)的編號(hào).

圖4 鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)應(yīng)變計(jì)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及對(duì)比分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

通過試驗(yàn)可知，10個(gè)鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)的變形過程與鋼管混凝土相類似，大致可以分為3個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段和破壞階段.軸壓和壓彎荷載作用下試驗(yàn)構(gòu)件的荷載-位移曲線見圖5、6.

圖5 軸壓荷載作用下鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線

Fig.5 Load displacement curves of steel and concrete composite joints under axial compressive load

圖6 壓彎荷載作用下鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線

Fig.6 Load displacement curves of steel and concrete composite joints under bending load

在軸壓荷載作用下荷載小于屈服荷載之前為彈性階段，在彈性階段試件的外觀基本無變化，荷載和位移曲線呈線性的關(guān)系；當(dāng)荷載大于屈服荷載后構(gòu)件進(jìn)入在彈塑性階段，該階段試驗(yàn)構(gòu)件的內(nèi)外圓管出現(xiàn)明顯被壓扁的變形趨勢(shì)，荷載與位移曲線呈現(xiàn)明顯的非線性；當(dāng)荷載增加到極限荷載后構(gòu)件進(jìn)入破壞階段，可以觀察到試驗(yàn)構(gòu)件內(nèi)外圓管已經(jīng)被壓扁，端部的鋼蓋板變形斷裂，同時(shí)鋼蓋板與內(nèi)外鋼管的焊縫開裂，開裂處可以看到內(nèi)部混凝土被壓碎，此時(shí)試驗(yàn)構(gòu)件位移增加較快，荷載隨著位移增加逐步下降.試驗(yàn)構(gòu)件的荷載-位移曲線見圖5，圖中的數(shù)字代表節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)構(gòu)件的編號(hào).

在壓彎荷載作用下，在彈性階段試驗(yàn)構(gòu)件的外觀基本無變化；在彈塑性階段壓彎構(gòu)件受壓側(cè)有壓扁的趨勢(shì)，受拉側(cè)也有變形，但受拉側(cè)和受壓側(cè)變形不明顯；在破壞階段壓彎構(gòu)件受拉側(cè)內(nèi)外圓鋼管和鋼蓋板在拉應(yīng)力作用下拉成橢圓形，受壓側(cè)內(nèi)外圓鋼管和鋼蓋板在壓應(yīng)力作用下被壓扁，同時(shí)受壓側(cè)可以聽到混凝土被壓碎的聲音.與軸壓荷載作用下試件變形不同，壓彎荷載作用下內(nèi)外圓鋼管和鋼蓋板之間的焊縫并沒有開裂.壓彎荷載作用下各試驗(yàn)構(gòu)件的荷載-位移曲線見圖6.

圖6中構(gòu)件10的荷載-位移曲線在達(dá)到極限承載力后，承載力曲線的下降幅度比其他壓彎構(gòu)件大，這是由于組合節(jié)點(diǎn)未達(dá)到極限承載力而與組合節(jié)點(diǎn)連接處的矩形鋼管受壓側(cè)已經(jīng)屈曲，矩形鋼管屈曲后由于內(nèi)部沒有混凝土的支撐作用，承載力會(huì)快速下降.

2.2 破壞形態(tài)

通過5個(gè)鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)軸壓試驗(yàn)，可將軸壓試件的破壞形態(tài)分為兩類：一類是內(nèi)外圓鋼管被壓成橢圓形的中心壓縮破壞，此類破壞上下矩形鋼管沒有明顯的相對(duì)位移；另一類是內(nèi)外圓鋼管被壓成梭形的偏轉(zhuǎn)破壞，此類破壞上下矩形鋼管有明顯的相對(duì)位移.兩種破壞方式中構(gòu)件的鋼蓋板都受壓斷裂，鋼蓋板與內(nèi)外圓鋼管的焊縫開裂，開裂處可見混凝土被壓碎.軸壓試件兩種典型的破壞形態(tài)見圖7.

圖7 軸壓荷載下鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)典型破壞形態(tài)

Fig.7 Typical failure modes of steel and concrete composite joints under axial compressive load

通過5個(gè)鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)壓彎試驗(yàn)，可將壓彎試件的破壞形態(tài)分為兩類：一類是受壓側(cè)內(nèi)外圓鋼管被壓成橢圓形，受拉側(cè)內(nèi)外圓鋼管被拉成橢圓形，但受拉側(cè)變形較小；另一類為與組合節(jié)點(diǎn)連接處的矩形鋼管受壓側(cè)發(fā)生局部屈曲，受拉側(cè)和受壓側(cè)內(nèi)外圓鋼管變形較小.連接方式為圓鋼管高于矩形鋼管的組合節(jié)點(diǎn)發(fā)生矩形鋼管受壓屈曲的破壞形態(tài).兩種破壞形態(tài)中構(gòu)件的鋼蓋板都沒被壓裂，鋼蓋板與內(nèi)外圓鋼管的焊縫也沒有開裂.壓彎試件兩種典型的破壞形態(tài)見圖8.

圖8 壓彎荷載下鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)典型破壞形態(tài)

Fig.8 Typical failure modes of steel and concrete composite joints under bending load

2.3 應(yīng)變分析

各個(gè)試驗(yàn)構(gòu)件在測(cè)點(diǎn)2、9、3、8處只有部分屈服，其余都不屈服.其它測(cè)點(diǎn)在節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)全部達(dá)到屈服強(qiáng)度.以軸壓構(gòu)件1、5和壓彎構(gòu)件6、10為例說明矩形鋼管與外圓鋼管兩種連接方式節(jié)點(diǎn)的應(yīng)變分布及破壞機(jī)理的不同.通過應(yīng)變分析，鋼蓋板上測(cè)點(diǎn)5、7和外圓鋼管上測(cè)點(diǎn)23、27是應(yīng)變最大處，由于構(gòu)件是對(duì)稱的，因此只列出構(gòu)件1、5和構(gòu)件6、10在測(cè)點(diǎn)5、22、26及27處的應(yīng)變變化見圖9、10.測(cè)點(diǎn)5測(cè)量鋼蓋板上的應(yīng)變，測(cè)點(diǎn)27測(cè)量外圓鋼管的環(huán)向應(yīng)變，測(cè)點(diǎn)22和26測(cè)量外圓鋼管的軸向應(yīng)變.

以軸壓構(gòu)件1和5為例說明在不同連接方式條件下外圓鋼管及鋼蓋板表面的應(yīng)變變化.從圖9、10可見，在相同的荷載條件下，構(gòu)件5外圓鋼管表面的環(huán)向應(yīng)變和軸向應(yīng)變比構(gòu)件1相應(yīng)位置處的應(yīng)變小.同時(shí)，構(gòu)件5鋼蓋板上的應(yīng)變也比構(gòu)件1相應(yīng)位置處的應(yīng)變小.因此，構(gòu)件1外圓鋼管在環(huán)向和軸向雙向應(yīng)力作用下先于構(gòu)件5達(dá)到屈服強(qiáng)度，而且構(gòu)件1鋼蓋板應(yīng)力也會(huì)首先屈服.

綜上所述分析，在相同荷載條件下，構(gòu)件5外圓鋼管和鋼蓋板對(duì)內(nèi)部混凝土的約束能力強(qiáng)于構(gòu)件1，而組合節(jié)點(diǎn)的承載力取決于鋼管對(duì)內(nèi)部混凝土的約束能力，因此，構(gòu)件5的承載力高于構(gòu)件1.

壓彎構(gòu)件以構(gòu)件6和10為例說明在不同連接方式條件下外圓鋼管及鋼蓋板表面的應(yīng)變變化，從圖9、10可見，壓彎構(gòu)件外圓鋼管及鋼蓋板表面應(yīng)變的發(fā)展和軸向受壓構(gòu)件相類似.構(gòu)件6外圓鋼管在環(huán)向和軸向雙向應(yīng)力作用下先于構(gòu)件10達(dá)到屈服強(qiáng)度，而且構(gòu)件6鋼蓋板應(yīng)力也會(huì)首先屈服.因此，構(gòu)件10的承載力高于構(gòu)件6.

圖9 試驗(yàn)構(gòu)件鋼蓋板和外圓鋼管應(yīng)變

Fig.9 Strain of test components steel cover plate and outer circle steel tube

圖10 試驗(yàn)構(gòu)件軸向應(yīng)變

從上述分析可知，組合節(jié)點(diǎn)破壞是由外圓鋼管在環(huán)向和軸向雙向應(yīng)力作用下屈曲失去對(duì)內(nèi)部混凝土的約束作用，隨后鋼蓋板也達(dá)到屈服并受壓開裂，開裂處內(nèi)部混凝土被壓碎，從而使組合節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限承載力而破壞.

在圖9(b)、10(b)中，構(gòu)件10的應(yīng)變曲線中有一段近似于水平的線段，這是由于組合節(jié)點(diǎn)破壞以前矩形鋼管受壓區(qū)已經(jīng)發(fā)生局部屈曲，從而使得組合節(jié)點(diǎn)的承載力無法繼續(xù)增加，因此，組合節(jié)點(diǎn)外圓鋼管的軸向和環(huán)向應(yīng)變無法繼續(xù)增加而呈現(xiàn)出一條近似的水平直線段.

2.4 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

通過軸壓和壓彎荷載作用下的試驗(yàn)研究，將鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)的極限承載力和屈服承載力試驗(yàn)結(jié)果列于表4.其中軸壓構(gòu)件1～5極限承載力和屈服承載力的變化是構(gòu)件2～5的極限承載力和屈服承載力與構(gòu)件1相應(yīng)承載力的比值；壓彎構(gòu)件6～10極限承載力和屈服承載力的變化是構(gòu)件7～10的極限承載力和屈服承載力與構(gòu)件6相應(yīng)承載力的比值.

表4 鋼與混凝土組合節(jié)點(diǎn)承載力試驗(yàn)結(jié)果

Tab.4 Test results of bearing capacity of steel and concrete composite joints

試件編號(hào)極限承載力Pu/kN屈服承載力P0/kN極限承載力變化/%屈服承載力變化/%1670500——25504000.820.835254000.780.846304800.940.9657706001.151.26460360——73802800.830.7884003000.860.8394203400.910.94105104001.111.11

從表4可知，軸壓構(gòu)件2的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件1分別降低18%和20%；壓彎構(gòu)件7的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件6分別降低17%和22%.這是由于構(gòu)件2和7的內(nèi)圓鋼管直徑分別比構(gòu)件1和6增大15 mm，增大內(nèi)鋼管直徑將減小填充混凝土的厚度，因此，改變混凝土填充厚度將顯著的降低組合節(jié)點(diǎn)的承載力.

構(gòu)件3的外圓鋼管壁厚比構(gòu)件1減小2 mm，而構(gòu)件3的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件1分別降低22%和20%；構(gòu)件4的內(nèi)圓鋼管壁厚比構(gòu)件1減小2 mm，而構(gòu)件4的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件1分別降低6%和4%.構(gòu)件8的外圓鋼管壁厚比構(gòu)件6減小2 mm，而構(gòu)件8的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件6分別降低14%和 17%；構(gòu)件9的內(nèi)圓鋼管壁厚比構(gòu)件6減小2 mm，而構(gòu)件9的極限承載力Pu和屈服承載力P0比構(gòu)件6分別降低9%和6%.從上述分析可知，對(duì)軸壓和壓彎構(gòu)件而言，改變外圓鋼管的壁厚對(duì)組合節(jié)點(diǎn)極限承載力和屈服承載力的影響更為顯著.

從外圓鋼管和鋼蓋板的應(yīng)變分析可知，連接方式為圓鋼管高于矩形鋼管的組合節(jié)點(diǎn)外圓鋼管和鋼蓋板對(duì)內(nèi)部混凝土的約束能力較強(qiáng).因此，構(gòu)件5和10的承載力分別比構(gòu)件1和6有較大幅度的提高.

綜合上所述分析，在軸壓和壓彎荷載作用下，混凝土填充厚度和外圓鋼管壁厚對(duì)組合節(jié)點(diǎn)的極限承載力和屈服承載力的影響較為顯著，內(nèi)圓鋼管壁厚對(duì)組合節(jié)點(diǎn)的極限承載力和屈服承載力的影響較小.

3 結(jié) 論

1)在軸壓和壓彎荷載作用下，組合節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出了與鋼管混凝土相似的特性，具有較高的承載力和良好的塑性變形能力.

2)通過試驗(yàn)研究，內(nèi)外圓鋼管之間混凝土填充厚度和外圓鋼管壁厚對(duì)組合節(jié)點(diǎn)的承載力的影響較為顯著，內(nèi)圓鋼管壁厚對(duì)組合節(jié)點(diǎn)承載力的影響較小.

3)節(jié)點(diǎn)圓鋼管高于矩形鋼管的組合節(jié)點(diǎn)對(duì)內(nèi)部混凝土約束較強(qiáng)，該種組合節(jié)點(diǎn)的承載力較高.

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(編輯 趙麗瑩)

Mechanical properties on steel and concrete composite joints in reticulated domes

ZHENG Liang, SHAO Xiaobo, LIU Jiefeng, GUO Ziyan, TU Lisong, TIAN Zitong, NING Rui, DONG Yanli

(Department of Civil Engineering, North University of China, Taiyuan 030051，China)

To study the mechanical properties of steel and concrete composite joints under axial compression loads, ten steel and concrete composite joints with different parameters were tested. The main parameter changes of test member include: an inner pipe wall thickness and the radius of the circle, the wall thickness of the outer pipe and the connections between rectangular steel tube and the outer tubes. The experimental results show that steel and concrete composite joints have much in common with steel and concrete, i.e., it has high capacity and good plastic deformation capacity under axial compression loads; the wall thickness and radius of inner pipe is larger than the wall thickness of the outer pipe on the bearing capacity. Connections have greater influence on the joints bearing capacity than others. The bearing capacity of round steel tube is higher than rectangular one and it will be raised at least 15% than the same capacity of round steel tubes and rectangular ones. Under axial compression loads, the failure mode of joints can be divided into central compression failure and spindle deflection failure. Under eccentric loading, the failure mode of joints is divided into joints failure and steel yield damage of pipe.

steel and concrete composite; joints of reticulated domes; axial compression test; eccentric loading; bearing capacity

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.12.011

2015-12-01

國家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金(51208473)

鄭 亮(1977—)，男，博士，講師

鄭 亮，zl_5403@126.com

TU398

A

0367-6234(2016)12-0083-06