波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能研究

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工学硕士学位论文波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能研究AXIALBEHAVIOROFCORRUGATEDSTEELTUBULARSTEELREINFORCEDCONCRETESHORTCOLUMNS方勇哈尔滨工业大学2018年6月 国内图书分类号：TU398.9学校代码：10213国际图书分类号：624.016.7密级：公开工学硕士学位论文波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能研究硕士研究生：方勇导师：张素梅教授副导师：王玉银教授申请学位：工学硕士学科：结构工程所在单位：土木工程学院答辩日期：2018年6月授予学位单位：哈尔滨工业大学 ClassifiedIndex:TU398.9U.D.C:624.016.7DissertationfortheMaster'sDegreeinEngineeringAXIALBEHAVIOROFCORRUGATEDSTEELTUBULARSTEELREINFORCEDCONCRETESHORTCOLUMNSCandidate：FangYongSupervisor：Prof.ZhangSumeiAssociateSupervisor：Prof.WangYuyinAcademicDegreeAppliedfor：MasterofEngineeringSpeciality：StructuralEngineeringAffiliation：SchoolofCivilEngineeringDateofDefence：June,2018Degree-Conferring-Institution：HarbinInstituteofTechnology 摘要摘要钢管混凝土、钢管约束混凝土因具有承载力高、抗震性能好、施工方便、抗火性能优越等优势在国内外得到了广泛的应用，近年来，随着其应用领域的不断拓宽，钢管所接触到的外部环境变得越来越复杂，结构的腐蚀问题变得愈发严重，现有的防腐处理措施也存在着维护成本高、工作量大、施工操作难度高等诸多问题。为了解决结构的腐蚀问题，降低结构防腐措施的难度，同时保持结构优越的力学性能，本文提出了一种在镀锌波纹钢管内填充混凝土并配置型钢的新型组合构件，称之为波纹钢管型钢混凝土。镀锌波纹钢管与外部环境直接接触，在镀锌层的保护下，构件具有良好的防腐能力，同时波纹钢管还能对内部核心混凝土和型材提供足够的约束作用，使得构件具有良好的力学性能。本文对波纹钢管型钢混凝土短柱的轴压力学性能进行了试验研究和有限元分析，具体内容包括：（1）完成了9根轴压短柱的试验，包括1根型钢混凝土短柱、1根钢管约束型钢混凝土短柱、1根波纹钢管约束型钢混凝土短柱（端部切缝）、2根波纹钢管型钢混凝土短柱、2根由型钢和混凝土简单叠加的短柱（无钢筋笼）、2根配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土短柱。试验中观察了各类构件的破坏模式，测量了各类构件在轴压荷载作用下的整体变形以及外部钢管的应变变化，通过弹塑性应力分析对普通钢管和波纹钢管应力沿高度的分布规律进行了探讨。结果表明：波纹钢管型钢混凝土具有优异的轴压力学性能，波纹钢管能为内部核心混凝土和型材提供足够的约束作用，几乎不传递纵向荷载，且其应力沿柱高方向呈余弦分布。（2）采用有限元软件建立了波纹钢管型钢混凝土轴压短柱的有限元模型，通过试验数据对模型进行了验证，基于所建立的有限元模型讨论了波纹钢管和混凝土之间的粘结作用，验证了波纹钢管的应力分布规律，分析了波纹形式、摩擦系数、螺旋角等参数对构件轴压力学性能的影响。结果表明：波纹钢管与内部混凝土咬合紧密，改变摩擦系数对构件无影响，常用波纹钢管的螺旋角影响可以忽略不计，波纹钢管的波高和波距比值宜为0.2。（3）基于所建立的有限元模型，对混凝土强度、波纹钢管钢材屈服强度、波纹钢管径厚比、型钢含钢率等影响构件轴压承载力的关键参数进行了分析。在探讨相似构件轴压承载力计算方法的基础上提出了波纹钢管型钢混凝土短柱的轴压承载力计算方法，并基于有限元算例对公式进行了验证。结果表明：所提出的波纹钢管型钢混凝土轴压承载力计算公式与有限元算例吻合良好。关键词：波纹钢管，型钢混凝土，轴压试验，波纹参数，计算方法-I- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文AbstractConcrete-filledsteeltube(CFST)andconfinedconcrete-filledsteeltube(CCFST)havebeenwidelyusedathomeandabroadbecauseoftheiradvantagesofhighbearingcapacity,goodseismicperformance,convenientconstructionandsuperiorfireresistance.Inrecentyears,withthedevelopmentoftheirapplicationfields,Theexternalenvironmentofsteelpipeisbecomingmoreandmorecomplex,thecorrosionproblemofstructurebecomesmoreandmoreserious,andtheexistinganticorrosiontreatmentmeasuresalsohavemanyproblems,suchashighmaintenancecost,largemaintenanceworkload,highdifficultyinconstructionoperationandsoon.Inordertosolvethecorrosionproblemofthestructure,reducethedifficultyoftheanticorrosionmeasuresandmaintainthesuperiormechanicalpropertiesofthestructure,thispaperpresentsanewtypeofcompositememberfilledwithconcreteingalvanizedcorrugatedsteelpipeandequippedwithasteelsectioninside,whichiscalledcorrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcrete.Galvanizedcorrugatedsteelpipeisdirectlycontactwiththeexternalenvironment,undertheprotectionofgalvanizedlayer,thecomponenthasgoodanticorrosionability,andthecorrugatedsteelpipecanalsoprovideenoughrestrainttotheinnercoreconcreteandsteelsection.theaxialcompressivemechanicalpropertiesofcorrugatedsteeltubularreinforcedconcreteshortcolumnsarestudiedexperimentallyandanalyzedbyfiniteelementmethod.Themaincontentsareasfollows:1.Thetestsof9shortcolumnsunderaxialcompressionhavebeencompleted,include1shortsteelreinforcedconcretecolumn(SRC),1shortsteelreinforcedconcretecolumnconfinedbysteeltube(TSRC-S),1corrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcretecolumnswithgaps(TSRC-CSPwithgaps),2corrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcretecolumns(TSRC-CSP),2columnswithsimplecombinationofsteelsectionandconcrete(S+C),2steelreinforcedconcretecolumnsconfinedbysteeltubeandreinforcementcage(TSRC-SS).Intheexperiment,thefailuremodesofabovemembersareobserved,andtheintegraldeformationofspecimensunderaxialcompressionloadandthestrainchangeofexternalsteelpipearetested.Thedistributionofstressalongtheheightofordinarysteeltubeandcorrugatedsteelpipeisdiscussedbyelastic-plasticstressanalysis.Theresultsshowthatthestressofcorrugatedsteelpipeiscosinedistributionalongthedirectionofcolumnheight,andcorrugatedsteelpipecanprovideenoughrestraintforthecoreconcreteandsteelsection.Corrugatedsteelpipewithgapsdonotaffecttheaxialcompressionmechanicalpropertiesofthemembers.2.Thefiniteelementmodelofcorrugatedsteeltubularsteelreinforcedshortcolumnsunderaxialcompressionisestablishedbyusingthefiniteelementsoftware.Themodelisverifiedbyexperimentaldata.Basedontheestablishedfiniteelementmodel,thebond-II- Abstractbetweencorrugatedsteelpipeandconcreteisdiscussed.Thestressdistributionofexternalcorrugatedsteelpipeisverifiedandtheinfluenceofcorrugatedform,frictioncoefficientandspiralangleonaxialcompressivemechanicalpropertiesofcorrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcreteshortcolumnisanalyzed.Theresultsshowthatthecorrugatedsteelpipeisclosetotheinnerconcrete,andtheinfluenceofthespiralangleofthecorrugatedsteelpipecanbeneglected.Theratioofwaveheightandwavedistanceofcorrugatedsteelpipeisadvisedtobe0.2.3.Basedontheestablishedfiniteelementmodel,thekeyparameterswhichaffecttheaxialbearingcapacityofsteelmembersareanalyzed,suchasconcretestrength,steelyieldstrengthofcorrugatedsteelpipe,ratioofdiametertothicknessofcorrugatedsteelpipeandsteelcontentofsteelsection.Onthebasisofdiscussingthecalculationmethodofaxialcompressionbearingcapacityofsimilarmembers,thecalculationmethodofaxialcompressioncapacityofcorrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcreteshortcolumnsisproposed,andtheformulaisverifiedbyexperimentsandfiniteelementexamples.Theresultsshowthatthecalculationformulaofaxialcompressioncapacityofcorrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcreteisingoodagreementwiththefiniteelementresults.Keywords:Corrugatedsteelpipe,Steelreinforcedconcrete,Axialcompressiontest,Corrugationparameters,Calculationmethod-III- 目录目录摘要.................................................................................................................................IABSTRACT.....................................................................................................................II第1章绪论....................................................................................................................11.1课题研究背景和意义............................................................................................11.2国内外研究现状及分析........................................................................................61.2.1相似构件的国内外研究现状........................................................................71.2.2波纹钢管国内外研究现状............................................................................91.2.3混凝土应力应变关系研究现状...................................................................111.2.4文献综述小结..............................................................................................131.3本文的主要工作..................................................................................................14第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究......................................................152.1引言......................................................................................................................152.2试验方案..............................................................................................................152.2.1试件设计......................................................................................................152.2.2试件加工制作..............................................................................................162.2.3材料力学性能..............................................................................................182.2.3.1混凝土性能................................................................................................182.2.3.2钢材材性....................................................................................................192.2.3.3波纹钢管材性............................................................................................202.2.4加载及测量装置..........................................................................................212.2.5加载制度......................................................................................................222.3试验现象及破坏模式分析..................................................................................232.3.1型钢混凝土试件..........................................................................................232.3.2钢管约束型钢混凝土试件..........................................................................232.3.3波纹钢管约束型钢混凝土试件..................................................................242.3.4波纹钢管型钢混凝土试件..........................................................................252.3.5型钢和混凝土简单叠加试件......................................................................262.3.6内配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土......................................................272.3.7各类构件破坏模式的对比分析..................................................................272.4荷载-纵向应变曲线.............................................................................................282.5荷载-钢管应变曲线.............................................................................................312.6荷载-横向变形系数曲线.....................................................................................332.7荷载-钢管应力曲线.............................................................................................352.7.1应力分析方法..............................................................................................35-I- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文2.7.2应力分析结果..............................................................................................392.8波纹钢管的应力特点..........................................................................................402.9钢材应力沿柱高的分布规律..............................................................................422.10本章小结............................................................................................................48第3章波纹钢管型钢混凝土轴压短柱有限元分析.....................................................493.1引言......................................................................................................................493.2有限元模型的建立..............................................................................................493.2.1波纹钢管的建模方法..................................................................................493.2.2材料模型与本构关系..................................................................................503.2.3单元类型与网格划分...................................................................................543.2.4接触类型.......................................................................................................553.2.5边界条件和加载方式...................................................................................553.3有限元模型的验证..............................................................................................553.4波纹钢管应力分布的有限元验证......................................................................573.5有限元参数分析..................................................................................................593.5.1波纹钢管与混凝土之间的粘结作用...........................................................593.5.2波纹钢管螺旋角的影响...............................................................................613.5.3波纹钢管波形的影响...................................................................................633.6本章小结..............................................................................................................66第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法..........................................674.1引言......................................................................................................................674.2波纹钢管型钢混凝土轴压承载力参数分析......................................................674.2.1径厚比和混凝土强度的影响......................................................................674.2.2波纹钢管屈服强度和含钢率的影响..........................................................684.2.3型钢含钢率和截面形式的影响..................................................................694.2.4套箍系数的影响..........................................................................................704.3轴压承载力分析..................................................................................................714.3.1相似构件轴压承载力计算方法..................................................................714.3.2轴压承载力公式的提出..............................................................................734.4波纹钢管型钢混凝土轴压承载力公式验证......................................................744.5考虑内部型钢与混凝土之间的约束效应的提高系数......................................764.6本章小结..............................................................................................................77结论..............................................................................................................................79参考文献........................................................................................................................80哈尔滨工业大学学位论文原创性声明和使用权限.......................................................88致谢.............................................................................................................................89-II- 第1章绪论第1章绪论1.1课题研究背景和意义国家新型城镇化规划（2014—2020年）发布实施以来，新型城镇化各项工作取得了积极进展，预计到2030年我国城镇化率将接近70%[1]。快速的城镇化进程导致了土地资源的大量消耗，2006~2015年，我国建筑业房屋施工面积从41亿平方米增长至124亿平方米[2]，为解决建筑面积需求快速增长和土地资源紧缺之间的矛盾，我国城镇化建设要逐步向节能、省地、可持续的方向发展；国务院颁发的《全国国土规划纲要（2016~2030年）》中，也明确提出了严格实行节约用地制度，推进建设用地的多功能开发、地上地下立体综合开发。我国建筑业作为城镇化发展的重要基础，正在逐步从轻质量、低效率、高耗地的横向粗放模式向重质量、高效率、低耗地的纵向绿色模式转变。合理开发地上地下空间，提高建筑容积率，推动大跨空间结构、高层及超高层建筑、地下工程以及大跨度桥梁等结构的发展，是缓解城市用地紧缺问题最行之有效的方法，这对我国建筑业、结构工程行业提出了更高的要求，也带来了空前的挑战和机遇。钢-混凝土组合结构由于其承载力高、施工速度快、抗震性能优异、经济性能突出等特点在国内外结构工程等领域得到了广泛的应用[3]。我国已建成的超高层建筑中50%以上都采用了钢-混凝土组合结构，且在地下工程、大跨度桥梁和场馆等其它大型复杂结构中的应用也非常广泛[4-6]。现今组合结构中竖向承重构件主要为钢管混凝土柱（CFT）和型钢混凝土柱（SRC）；这两种构件的力学性能优异、经济性合理，被结构工程师广泛认可，在各类高层及复杂结构中应用广泛[7-11]。近年来，随着新材料及新工艺的发展，各种新型组合构件不断涌现，例如：应对组合结构复杂梁柱节点问题的钢管约束混凝土结构[12~16]、高强且耐腐蚀的FRP约束混凝土结构[17~21]、截面开展而轻质的双壁钢管混凝土结构[22~23]等；另一方面，社会经济的日渐发展使人们对结构应用的要求不仅仅局限于承载力方面，同时也越来越注重结构的外观效果和使用功能，进而出现了椭圆形钢管混凝土结构[24~25]，不锈钢钢管混凝土结构[26]等新型钢管混凝土结构形式。据不完全统计，由于结构腐蚀损伤所产生的经济费用约占各个国家GDP的2%~4%[27]。建筑结构在使用期间由于风化作用、磨耗、混凝土碳化、氯化物侵蚀、化学侵蚀、冻融循环、土壤腐蚀、水腐蚀等的影响导致钢材腐蚀、混凝土顺筋胀裂、层裂和剥落最终使整个结构的承载能力下降（图1-1所示）。由此引起的工程事故-1- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文屡见不鲜[28]。尤其是长期处于复杂、潮湿、腐蚀环境中的桥梁结构、风机或电机塔架、海洋结构等，如果没有采取相应的防护措施，结构很容易产生各种类型的锈蚀，使结构在达到设计使用寿命之前就已失效[29]。现有的防护措施也存在着诸多问题，例如传统的防腐涂料容易脱落、新型高分子材料成本高昂，户外防护施工操作困难等（图1-2所示）。随着结构所接触到的外部环境变得越来越复杂，如工业环境、邻海水域、盐渍环境等，如何解决暴露在腐蚀环境中的建筑结构耐久性问题至关重要。（a）钢筋混凝土柱墩腐蚀（b）钢管混凝土柱墩腐蚀图1-1柱墩结构腐蚀问题（a）防腐涂料易剥落（b）新型防腐材料贵（c）施工工作量大（d）高空作业难图1-2现有防腐措施存在的不足钢材成本高昂，考虑到建筑结构的经济性，需尽可能降低钢材用量，这样就需要减小钢管的厚度，形成薄壁钢管结构，但薄壁钢管由于局部刚度过低，极易发生局部屈曲，使得钢管过早退出工作并丧失对核心混凝土的紧箍力，钢材的强度得不-2- 第1章绪论到充分发挥[30]。为防止钢管过薄而引起结构的安全问题，国内外相关设计规范都限制了钢管混凝土的径厚比[31-34]。钢管约束混凝土是基于钢管混凝土发展起来的一种新型组合构件，由于其外部钢管仅作为内部核心混凝土的外环管而不直接承担纵向荷载，因此其径厚比限制没有钢管混凝土那么严格，但由于内部核心混凝土和钢管之前的摩擦作用导致外钢管仍然传递了不可忽略的纵向应力，为防止外部钢管发生局部屈曲，相关学者对外钢管的径厚比作出了限制[35]。钢制波纹管（CorrugatedSteelPipe）简称CSP，它是由普通热轧钢板、不锈钢板、耐候钢板经过热浸镀锌、机械加工而形成的带有波纹褶皱的镀锌金属管道状结构物（图1-3所示）。它解决了传统管道生产效率低、污染严重、易腐蚀、焊接质量要求高等缺陷[36]；新型螺旋式波纹钢管采用金属薄板波峰波谷增强原理，通过冷弯成型、螺旋卷曲、咬口连接等技术形成了一种小功率、低污染、高效率的新型高强环保管材[37]。波纹钢管表面镀锌后，锌的腐蚀产物和对钢材的阴极保护作用使其耐腐蚀性能得到大幅提高，在非极端环境下其使用寿命可达50年以上[38-39]，且锌镀层不像防腐涂料那样容易剥落，减少了定期监测和维护的费用。另外，薄壁钢板冷弯成型后，钢管平面外刚度得到了大幅提升，冷弯后的钢材屈服强度也有所提高，因此波纹钢管相比于普通钢管具有更好的局部稳定性和侧向承载能力[40-42]。（a）热浸镀锌（b）机械轧制（c）螺旋卷管图1-3镀锌螺旋波纹钢管的加工工艺目前，在世界范围，钢制波纹管的应用从最初的公路涵管已逐步推广到高速公路、市政道路、铁路、桥梁、农业、港口、机场、市政管道、工业、商业建筑、民用住宅、矿山、旧基础设施修复、新能源和军事领域（图1-4所示）。近年来，开始出现了一些将CSP与混凝土进行组合的工程实践，例如波纹钢渗水井（图1-5a），波纹钢管主要承担外侧的土压力和内侧的水压力；利用波纹钢作为围堰的风力发电机基础（图1-5b），波纹钢管与内部的钢材与混凝土组成一个统一体承载；利用波纹钢的进行桥墩改造加固（图1-5c），采用半圆形波纹钢板进行拼装形成管体，然后内灌入混凝土完成加固。类似于钢管混凝土应用的早期阶段，目前波纹钢管在应用中往往只考虑了其刚度大、施工性能优越、防腐性能好等优点，而未考虑其与内部结构之间的组合效应。-3- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文（a）桥涵（b）隧道（c）排水管（d）钢桩护筒（e）矿井入口（f）粮仓（g）排水涵（h）地下管廊（i）人行通道图1-4波纹钢管应用现状（a）波纹钢渗水井（b）波纹钢桥墩加固（c）波纹钢风机基础图1-5新型波纹钢组合构件波纹钢管型钢混凝土是基于传统钢-混凝土组合结构和新型镀锌螺旋波纹钢管（CSP）的基础上提出的一种新型钢管混凝土结构形式（图1-6所示），即采用镀锌螺旋波纹钢管代替传统的焊接或热轧钢管，并在内部填充混凝土所形成的一种新型组合构件。由于目前的波纹钢管主要用于公路、桥涵以及地下综合管廊等领域，其直径较大且壁厚较薄，因此使得这种新型组合构件的含钢率较低、径厚比较大-4- 第1章绪论（一般在150以上）。为了改善新型构件的受力性能，增强其在复杂荷载作用下的抗弯能力，我们在核心混凝土内配置了型材进行加强，形成了一种由内部型材、核心混凝土和外部波纹钢管组成的一种新型构件，称之为波纹钢管型钢混凝土(Corrugatedsteeltubularsteelreinforcedconcrete)，为表述方便，简称为TSRC-CSP。（a）节点示意（b）施工工序示意图1-6波纹钢管型钢混凝土TSRC-CSP新型组合构件由于外部的波纹钢管特殊的波纹褶皱使得其轴向刚度较低，承担的竖向荷载较小，波纹钢管在受压过程中主要为内部核心混凝土和型材提供环向约束，因此从受力机理上而言，TSRC-CSP接近于钢管约束型钢混凝土构件（节点区钢管断开），在施工过程中，外部波纹钢管因具有良好的局部稳定性和侧向承载力且轻质高强，因此其运输安装方便；当用作混凝土的浇筑模板时，其胀模问题小，施工效率高。基于型钢混凝土以及钢管约束型钢混凝土的大量研究成果，TSRC-CSP构件内部配置的型材可以提高构件的各项承载能力并改善其抗震性-5- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文能[43-46]；此外，由于波纹钢管经过了热浸镀锌工艺，构件的耐腐蚀性能得到大幅提高[38,39,47]，因此其可应用于对防腐要求较高的桥梁工程、海洋工程、地下工程等结构中（图1-7所示）。随着社会经济的迅速发展，人们对结构的耐久性要求将越来越高，尤其针对防腐难度较大的高耸结构和防腐成本较高的野外复杂环境下的结构。提出一种防腐性能好，同时能满足结构受力要求且施工方便的新型钢管混凝土结构，具有重要的工程意义和实践价值。本文所提出的TSRC-CSP新型组合构件具有耐腐性好、施工性能优越、力学性能优异等特点，在保证构件具备较高承载能力的同时，还能较好地解决现有柱墩结构的腐蚀问题，同时还具备优越的施工性能。在考虑模板和防腐费用的基础上综合分析各类构件的成本，在相同材料用量的前提下，新型构件具备良好的经济性，因此其具有较好地应用前景。图1-7波纹钢管型钢混凝土应用效果图1.2国内外研究现状及分析波纹钢管型钢混凝土结构是基于传统的钢-混组合构件提出的一种新型构件，与钢管混凝土类似，通过将混凝土内灌入波纹钢管中，形成了波纹钢管混凝土组合构件；由于外部的波纹钢管轴向刚度较低，几乎不承担纵向荷载，其受力机理类似于钢管约束混凝土；另外波纹钢管的壁厚较薄，构件的荷载主要由内部的核心混凝-6- 第1章绪论土和型材承担，因此在含钢率较小的情况下，其受力模式与型钢混凝土接近，可见，了解传统钢-混组合结构对研究波纹钢管型钢混凝土新型构件具有重要意义。1.2.1相似构件的国内外研究现状1.2.1.1钢管混凝土和钢管约束混凝土的研究现状钢管混凝土结构的出现已有了100多年历史，经过国内外学者和工程师不断的应用研究和工程实践，其在土木工程中已得到了广泛的应用。1897年美国人JohnLally等[48]首次提出了将混凝土灌入钢管中作为房屋建筑承重柱的概念，并获得专利，称之为Lally柱。自钢管混凝土诞生以来，国外大量学者对其进行了系统的试验研究和理论分析，分析了构件的轴偏压、纯弯、压弯、滞回等力学性能，形成了一系列研究成果和设计理论，最终汇集在包括EC4-1994[49]、AIJ-1997[50]、BS5400-1979[51]、AISC-LRFD-1999[52]等规范中。我国对钢管混凝土的研究与应用已有了50多年历史。以钟善桐教授为首的哈尔滨建筑大学（现哈尔滨工业大学）科研团队对圆钢管混凝土的静动力性能进行了大量的研究，提出了钢管混凝土结构的统一理论；以蔡绍怀教授为首的中国建筑科学研究院科研团队对钢管混凝土的静力性能进行了系统的研究，通过极限平衡原理推导了钢管混凝土柱的极限承载力计算方法。基于以上研究，我国编制了《钢-混凝土组合结构设计规程》（DL/T5085-1999）[53]、《钢管混凝土结构设计与施工规程》（CECS28：90）[34]、《矩形钢管混凝土结构技术规程》（CECS159：2004）[54]、《高强混凝土结构技术规程》（CECS104：99）[55]等设计规程。钢骨-钢管混凝土结构是在钢管混凝土的基础上，将钢骨埋入钢管混凝土柱中而形成的一种组合柱，赵大洲、王清湘等[56-58]分别对钢骨-钢管混凝土轴压短柱和轴压长柱进行了试验研究，探讨了影响构件力学性能的主要因素，提出了其承载力计算公式；杨包生等[59]进行了钢骨-钢管混凝土短柱的轴压试验，研究了构件的轴压力学性能；尧国皇等[60]基于有限元软件对钢骨-钢管混凝土短柱的力学性能进行了分析和讨论。钢管约束混凝土（SteelTubedConcrete）与钢管混凝土类似，它是在钢管内填充混凝土，但外部钢管不直接承担纵向荷载而主要对内部混凝土提供环向约束的新型构件。最早由Gardner和Jacobson（1967）[61]等人对其进行了研究，他们研究了不同加载模式对钢管混凝土柱的轴压力学性能的影响，得到了钢管约束混凝土构件的极限承载力高于相同参数的钢管混凝土构件的结论。钢管约束混凝土柱可分为钢管约束素混凝土柱、钢管约束钢筋混凝土柱、钢管约束型钢混凝土柱三种形-7- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文式，其中钢管约束型钢混凝土柱由于内配型钢提高了构件的抗拉和抗弯性能，更适合工程应用，且与本文波纹钢管型钢混凝土的受力模式更为接近。2009年，齐宏拓、国建飞等[62~63]对圆、方钢管约束型钢高强混凝土短柱的轴压性能进行了研究，通过与相同参数的型钢混凝土轴压短柱的对比，得出结论：钢管约束混凝土中的外部钢管可为核心混凝土和内部型材提供足够的约束，可有效保证轴压短柱中型钢与混凝土的共同工作性能，并提高构件的承载力和延性，且钢管开缝的条数对构件承载力的影响较小。2009年，张曦[64]对方钢管约束型钢高强混凝土短柱（钢管宽厚比为100）的抗震性能进行了试验研究，结果表明：随轴压比的提高，钢管约束型钢高强混凝土短柱的承载力提高，但延性变化不大，型钢与混凝土粘结处的抗剪连接件能有效限制试件的粘结破坏，并提高方钢管约束型钢短柱的抗震性能。2010年，Abdullah等[13]建立了钢管约束型钢混凝土短柱的有限元模型，并对其抗剪承载力进行了分析，基于ACI规范，得到了钢管约束型钢混凝土抗剪承载力计算方法。2011年，甘丹[65]对圆、方钢管约束型钢混凝土的压弯性能进行了拟静力试验，结果表明，相比于同参数的型钢混凝土构件，钢管约束型钢混凝土具有更高的耗能能力和更高的承载力。2013年，王宣鼎[66]对钢管约束型钢混凝土偏压短柱进行了试验研究及有限元分析，试验中型钢翼缘抗剪栓钉对构件偏压性能影响较小。2016年王宣鼎[67]对钢管约束型钢混凝土的偏压性能和承载力进行了系统的分析和研究，得到简化的承载力计算方法及设计公式。1.2.1.2型钢混凝土的研究现状对于型钢混凝土结构，最初是为了满足钢结构防火要求而设计出的构件，1920年，Johnson等[68]学者对型钢混凝土做了大量的试验研究，结果表明外包混凝土能显著提高组合截面的强度。20世纪中期，欧美国家开始将型钢混凝土柱与钢梁结合应用在结构体系中，并对型钢混凝土开展了大量研究。Virdi基于大量的SRC柱的破坏试验在纯钢柱欧洲曲线的基础上引入了新的长细比定义计算SRC柱轴向承载力[69]。MunozP.进行了SRC柱的双向偏心加载试验，研究了长细比、材料强度等因素对双向偏压型钢混凝土柱承载能力的影响[70]。EllobodyE[71]进行了SRC柱受压性能的数值模拟分析，研究了长细比、混凝土强度、型钢强度等因素对SRC柱受压性能的影。-8- 第1章绪论1967年美国混凝土规范ACI318-71[31]采用极限状态设计法计算型钢混凝土柱的承载力，美国钢结构规范AISC-LRFD（1994）[52]建议采用修正的钢结构弯矩-州立相关曲线计算型钢混凝土组合柱的承载力，其结果较为保守。1996年欧洲组合结构规范（EC4）[49]中采用全截面塑性承载力方法计算组合柱的弯矩-轴力相关曲线，计算结果与试验结果吻合较好。日本1923年在东京修建的兴业银行采用的型钢混凝土结构在关东大地震后展现了良好的抗震性能，日本作为一个多震国家，结构抗震性能要求较高，型钢混凝土良好的变形能力和延性恰好能发挥作用，采用的型钢混凝土结构修建的日本兴业银行在关东大地震后展现了良好的抗震性能，引起了日本土木工程界的高度关注，也从此对型钢混凝土开展了大量的研究并开始大量将型钢混凝土结构应用于建筑结构中，在日本超过50%以上的高层建筑都采用了型钢混凝土结构[72]。20世纪70年代，我国开始在高层建筑中发展型钢混凝土，其中，钢-混凝土组合梁在我国从建国初期就已有部分应用于工业、民用建筑及多种桥梁中。80年代中期开始，我国科技工作者对型钢混凝土结构展开了全面的研究，并进行了静力、拟动力试验及少量混合结构的试验研究。1988年，王海龙[73]对反复荷载作用下型钢混凝土框架柱的强度和延性进行了试验分析；结果表明型钢混凝土的抗震性能优异。1993年，赵世春[74]对SRC柱的动力性能和损伤性能进行了研究，并基于研究结果提出了设计建议。随着许多高校和研究院对型钢混凝土柱的静、动力性能持续深入的试验研究和工作积累，得到了型钢混凝土组合柱的设计方法[75]和参考标准[76]。国内外型钢混凝土结构的理论研究和试验方法日渐成熟，为深入研究波纹钢管型钢混凝土并建立设计方法提供了理论基础。国内外型钢混凝土结构的理论研究和试验方法日渐成熟，为深入研究波纹钢管型钢混凝土并建立设计方法提供了理论基础。1.2.2波纹钢管国内外研究现状波纹钢管在国外已有100多年的生产制造历史，1956年，美国波纹钢管协会（NCSPA）成立，专门研究波纹钢管的应用、安装、施工等问题，目前已经将波纹钢管应用在道路、桥梁、结构等多个方面，相继提出并发布了一系列波纹钢管应用领域的设计手册[77]，并为采购商提供技术咨询和技术开发。2010年加拿大也成立了波纹钢管研究所（CSPI）旨在促进CSP的工程实践管理，提供CSP的设计方法指导并逐步开发新的CSP产品。国内外目前关于波纹钢管的研究大多集中在管涵领域[78-80]。1997年，加拿大学者Ghobarah[81]首次提出利用波纹套筒加固钢筋混凝土框-9- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文架节点的方法，将波纹钢板通过焊接形成波纹钢套筒(CorrugatedSteelJacketing)，并在其中灌入砂浆，从而对内部的钢筋混凝土结构形成保护作用，从而实现加固，试验结果表明：与钢筋混凝土柱相比，柱端外围加上波纹钢套筒可提高柱的等效阻尼比和延性。1997年，Ghobarah[82]又再次用波纹钢方形套筒包裹钢筋混凝土压弯构件，并进行了拟静力试验，分析了其承载力和延性，研究表明：波纹钢套筒有效提高了压弯构件的承载力和延性（图1-8）。2010年，韩国学者TaekHeeHan等[83]首次将波纹钢管放置在空心双壁柱中，利用波纹钢管作为双壁空心柱的内模，并提出了新型构件的应力-应变模型。2012年GeoffR.Lay[84]通过试验对比了波纹钢管和钢筋混凝土钢管两种构件在表面土压力下的不同力学响应，结果表明波纹钢管具有较强的外压抵抗力。2013年J.S.Kang[85]通过有限元模拟分析了波纹钢管-混凝土衬砌（CLCSP）的结构效应，结果表明：混凝土衬砌能大大降低了波纹管中的最大应力。2013年，陈光林[86]等基于工程实践提出了一种超大直径波纹钢空心桩，介绍了超大直径空心桩的施工工艺，并基于实际工程论证了其可行性。2015年，韩国学者韩泽熙（TaekHeeHan）[87]等人通过试验研究了将镀锌波纹钢管作为空心夹层双壁桥墩的内壁的双壁构件的抗震性能，结果表明了其抗震性能明显优于钢筋混凝土桥墩，其荷载-位移滞回环形状较为饱满，与钢管混凝土双壁桥墩比较，其耗能系数和等效阻尼比均更高说明内置波纹钢管的双壁桥墩抗震性能良好，具有一定的应用价值（图1-9）。现有的研究表明将波纹钢管应用在柱墩结构中能够改善柱墩结构的力学性能，有一定的推广价值，但Ghobarah[81]等采用波纹钢管加固钢筋混凝土柱时其转角处波纹钢较难连接，施工质量难以保证；TaekHeeHan[83]等将波纹钢管作为双壁空心桥墩和内管，外部的管材仍存在腐蚀等问题。图1-8波纹钢板加固钢筋混凝土柱与节点-10- 第1章绪论图1-9波纹钢管作为双壁空心柱内管1.2.3混凝土应力应变关系研究现状对于混凝土受压应力应变关系国内外学者已经进行了大量的研究和探讨，目前也已经有了大量的研究成果。1973年，SandorPopovics[88]提出了用一个统一的公式来代表素混凝土单轴受压应力-应变全曲线，模型具体表达式如下：rxf（1-1）ccorrx1x（1-2）co3rf10.410（1-3）co式中——素混凝土应力（MPa）；c——素混凝土应变；f、——非约束混凝土轴心抗压强度和峰值压应变；cocor——形状系数，按式（1-3）计算。1988年，Mander[89]研究了密排箍筋约束混凝土的轴压性能，并采用了Popovics提出的混凝土应力-应变关系曲线的基本形式，并经过相应系数的修正，得到约束混凝土应力-应变关系，即：rxf（1-4）cccrrx1Ecr（1-5）EEcsec-11- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文x（1-6）ccfccE=（1-7）secccffkf（1-8）ccco1cofcc（1-9）11kccco2fco式中——约束混凝土应力（MPa）；c——约束混凝土应变；f、——约束混凝土峰值应力和峰值压应变，分别按式（1-8）和式（1-9）计cccc算；E——混凝土弹性模量；cE——约束混凝土割线模量，按式（1-7）计算；seck、k——与配箍率有关的计算系数。121997年，HoshikumaJ[90]提出一种两段式的钢管约束混凝土柱的受压应力-应变全曲线：r11E1c,0cccccfcrcc（1-10）fEccdesccc,ccc式中f——约束混凝土应力（MPa）；c——约束混凝土应变；cf、——约束混凝土的峰值应力和峰值压应变；ccccE——混凝土弹性模量；cE——混凝土退化模量。desMander与Hoshikuma提出的两种混凝土应力-应变关系由于形式简单，因此在钢管约束混凝土柱的研究和桥梁抗震设计中得到了广泛应用。2005年，BiniciB[91]将约束混凝土受压应力-应变曲线分为线弹性、弹塑性硬化上升段和塑性下降段：fE,0（1-11）c1e-12- 第1章绪论1er01efcf1ef0f1er，1e0（1-12）1er101e20ffffe,（1-13）res0res0式中f——约束混凝土应力（MPa）；cf、——弹性段极限应力和极限应变；ccccE——混凝土弹性模量；cf——混凝土残余应力；res——软化区面积。2005年，LokugeWP[92]根据已有的钢管约束高强混凝土的轴压试验结果，利用剪切破坏理论提出钢管约束高强混凝土的应力-应变关系全曲线模型：c12/2mp2[1ef]，mpr1peak（1-14）cc2d12/2mp2[ed]f，mpr1peak式中——混凝土纵向应变；1——混凝土横向应变；2E——混凝土弹性模量；c——峰值荷载下的混凝土最大剪应力；mp——峰值荷载下的混凝土最大剪应变；mpcd、——计算常数，按照式（1-15）进行。c=0.0427f+7.7381；d=0.0003f0.0057（1-15）coco1.2.4文献综述小结本文所提出的波纹钢管型钢混凝土新型构件作为传统钢-混组合结构的衍生结构，其应用研究和受力特点与传统钢-混组合结构有不可分割的联系，因此了解传统钢-混组合结构对研究波纹钢管型钢混凝土新型构件具有的重要意义。目前在国内外已存在少量将波纹钢管与混凝土组合在一起使用的工程实例，例如波纹钢渗水井、风机发电塔架基础、旧桥改造加固等，但目前在工程应用中还未考虑其与内部结构的组合效应，也无相关设计理论和设计方法。国内外针对波纹钢管结构的研究也大多集中在桥涵领域，仅有少量关于波纹钢板加固框架柱和框-13- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文架节点以及波纹钢管作为双壁空心柱内膜的研究报道，尚无波纹钢管内填充混凝土与型材的研究报道，针对波纹钢管与内部结构的组合效应研究尚属空白，针对本文所提到的新型构件在各类荷载作用下的破坏模式以及各组分的力学响应均亟待开展相关的试验研究及理论分析工作。1.3本文的主要工作本文对波纹钢管型钢混凝土短柱的轴压力学性能进行了试验研究和有限元分析，具体工作如下：（1）本文第二章将进行6组共计9个轴压短柱的试验研究，通过相同含钢率和不同含钢率的相似构件的对比试验以及对波纹钢管型钢混凝土轴压短柱的破坏模式和受力机理的分析，评价波纹钢管型钢混凝土的轴压力学性能。试验中通过应变监测和弹-塑性应力分析探究平钢管和波纹钢管的应变发展过程和应力分布特点，详细讨论波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用。此外，本章将通过对比试验分析波纹钢管端部断开对构件轴压力学性能的影响。（2）本文第三章将建立波纹钢管型钢混凝土轴压短柱有限元模型，并通过第二章的试验结果对模型的合理性进行验证。基于所建立的有限元模型，本章将详细分析波纹钢管与内部混凝土之间的摩擦系数、波纹钢管波形以及螺旋角等参数对构件轴压力学性能的影响，并结合工程实际，给出相应的工程建议。（3）本文第四章将采用第三章所建立的有限元模型对影响构件轴压力学性能的关键参数进行分析，在详细讨论相似构件轴压承载力计算公式的基础上提出波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力的计算方法，基于有限元参数分析结果对所提出的公式进行验证。-14- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究2.1引言波纹钢管型钢混凝土的轴压力学性能是其它力学性能的研究基础。目前国内外对其两种相似构件箍筋约束型钢混凝土和钢管约束型钢混凝土已进行了大量研究并取得了丰富的研究成果[35,43]；对波纹钢管作为单体结构的应用研究也积累了大量的经验和成果[79]。但还未出现采用波纹钢管取代传统钢筋笼和外部钢管对内部核心混凝土和型材实现约束的相关研究报道。本章将进行1根型钢混凝土短柱、1根钢管约束型钢混凝土短柱、1根波纹钢管约束型钢混凝土短柱、2根波纹钢管型钢混凝土短柱、2根由型钢和混凝土简单叠加的短柱（无钢筋笼）、2根配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土短柱共计9根试件的轴压试验。试验中将测量各类构件在轴压荷载作用下的整体变形以及钢管的应变变化，观察各类构件在轴压荷载作用下的破坏模式。通过应变监测和弹塑性应力对波纹钢管局部的应力分布特点以及沿柱高方向的应力分布规律进行详细讨论，并通过试验探究波纹钢管端部断开这一构造措施对构件轴压力学性能的影响。2.2试验方案2.2.1试件设计以内部核心型钢混凝土所受到的约束形式为主要参数，进行了6组共计9个轴压短柱的试验研究，其中型钢混凝土和钢管约束型钢混凝土由于其试验稳定性较好，因此每组设置了1个试件，其余试件除了波纹钢管约束型钢混凝土外每组设置为2个试件，按照文献[8]对钢管混凝土轴压短柱标准试件的相关规定，本试验所有试件的长径比（L/D）均取3，其中L表示构件的长度，D表示构件的公称直径，各试件的基本参数见表2-1。第一组试件为型钢混凝土，第二组为钢管约束型钢混凝土，第三组为波纹钢管约束型钢混凝土（端部断开），第四组为波纹钢管型钢混凝土，第五组为混凝土和钢材两种材料的简单叠加（无钢筋笼），第六组为内配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土，前三组构件为第一类试件，其用钢量保持一致，分析各类构件在相同钢材使用量的条件下构件的破坏模式和轴压力学性能；后三组构件为第二类试件，其含钢率依次递增，分析构件在不同含钢率条件下的轴压力学性能差异；第三组和第四组的试件为第三类试件，主要作为判断波纹钢管在构件端部断开对构件轴压力学性能的影响。在分析第一、二、三类试件轴压试验结果的基础上，对波纹钢管型钢混凝土的轴压力学性能作出评价。-15- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文表2-1各类试件详细参数DLαnαwα型钢截面组别约束形式（mm）（mm）（%）（%）（%）（mm）SRCReinforcementcage3009004.532.236.76150×150×6×8TSRC-SSteeltube3009004.532.136.66150×150×6×8TSRC-CSP(切缝)CSP(切缝)3009004.532.226.75150×150×6×83009004.532.226.75150×150×6×8TSRC-CSPCSP3009004.532.226.75150×150×6×83009004.53/4.53150×150×6×8S+C/3009004.53/4.53150×150×6×8Reinforcementcage3009004.534.368.89150×150×6×8TSRC-SSandSteeltube3009004.534.368.89150×150×6×8注：D、L分别表示构件的公称直径和长度，αn、αw、α分别为构件内部型钢的含钢率、外部钢材（钢筋笼、圆钢管、波纹钢管）的含钢率、构件总含钢率；S+C表示型钢和混凝土的简单叠加（SteelandConcrete）、SRC表示型钢混凝土（SteelReinforcedConcrete）、TSRC-S表示钢管约束型钢混凝土（TubedSRCbycircleSteeltube）、TSRC-CSP表示波纹钢管型钢混凝土(TubedSRCbycorrugatedsteelpipe)、TSRC-SS表示内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土（TubedSRCbycirclesteeltubeandreinforcementcage）；型钢截面150×150×6×8分别表示腹板宽度、翼缘宽度、腹板厚度、翼缘厚度；“1”为区分相同参数试件的序列号。2.2.2试件加工制作试件的加工制作可以分阶段完成，第一阶段为内部型钢和钢筋笼的加工与制作，本试验采用的焊接H型钢由相应尺寸的板材焊接而成。钢筋笼按照设计要求在工厂绑扎成型，加工过程中保证钢筋笼的一端齐平，另一端预留一定的长度，在混凝土浇筑成型后再将多余的钢筋切掉。为了方便钢筋的定位，制作了带孔的铁环，图2-1为试件加工示意图。第二阶段为波纹钢管和钢管的加工，波纹钢管由热轧平钢板经过热浸镀锌、机械轧制、螺旋成管等制作工艺在工厂制作而成（图2-2a），圆形钢管由镀锌钢板冷弯后焊接成型，制作完成后车平钢管的两端，其中波纹钢管在车削时需在工厂制作特殊的夹具（图2-2b），然后将其切割成所需长度。第三阶段为加载端板的加工与制作，加载端板作为构件均匀受力和构件定位的关键，其在工厂按照加工图纸进行激光下料，并将其两侧放置在机床铣平，然后在其表面绘制内部型钢、钢筋笼、外部钢管的定位线，对于有钢筋笼的试件，在纵向钢筋与端板的连接处进行钻孔处理。第四阶段为混凝土的浇筑及养护：本试验采用细骨料微膨胀商品混凝土，按分层浇筑法完成混凝土的浇筑与振捣；第一、二组采用圆钢管作为浇筑模板，第三、四、五、六组分别以外部的钢管和波纹钢管作为浇筑模板，浇筑完成后，将混凝土的端部进行找平和密封处理，浇筑试件的同时，预留150mm×150mm×150mm的标准立方体试块和150mm×150mm×300mm的棱柱体试块若干，并将其与试件在同条件下进行养护。第五阶段为后期处理，在试件养护28-16- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究天后，用角磨机将端部混凝土打磨平整，并采用高强石膏对其端部进行找平，然后将顶部端板焊接到试件端部，为实现外部钢管和波纹钢管不直接承担纵向荷载，利用手持切割机将外部的钢管和波纹钢管在距上下端部100mm处切割10mm的缝切割过程中应尽量避免切割机对内部混凝土的损伤，图2-3为试件加工制作过程中的相关照片。900900900300300300（a）SRC、TSRC-S、TSRC-CSP(切缝)构造示意图900900900300300300（b）S+C、TSRC-CSP、TSRC-SS构造示意图图2-1试件加工设计示意图-17- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文（a）波纹钢管加工制作（b）波纹钢管端部切割图2-2波纹钢管加工与制作（a）型钢和钢筋笼（b）浇筑前照片（c）浇筑前试件照片（d）浇筑后试件照片图2-3试件加工照片2.2.3材料力学性能2.2.3.1混凝土性能试验采用C30级细骨料微膨胀商品混凝土，在工厂拌制好后运至实验室。在试件试验加载的同一时间对预留立方体试块按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》（GB/T50081-2002）[93]测得其强度性能指标如表2-2所示，试件的轴心抗压强度按照文献[93]中所给出的方法进行转化，其表达式见式（2-1），其中k1的取值见表2-3。-18- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究150f=kf（2-1）c1cu表2-2混凝土性能指标150指标fcu（MPa）fco（MPa）Ec（MPa）试验时强度34.2025.9923014.2表2-3强度换算系数150f/MPa5556~6566~7576~8586~9596cuk0.760.780.810.840.870.9012.2.3.2钢材材性本文试验所用钢材主要有：1.65mm厚的镀锌平钢管（Galvanizedsteeltube）、1.42mm厚的镀锌波纹钢管（Galvanizedcorrugatedsteelpipe）、6mm和8mm厚的H型钢钢板、直径分别为6mm和16mm的箍筋和纵筋。按照《金属材料拉伸试验-第I部分：室温试验方法》（GB/T228.1-2010）[94]，其标准拉伸试件尺寸见图2-4，钢材典型应力-应变关系曲线见图2-5，各钢材的性能指标如表2-4所示。表2-4普通钢材性能指标实测厚度/直径屈服强度极限强度弹性模量类型（mm）fy（MPa）f（MPa）E（×102GPa）us镀锌钢板t=1.65297.95359.071.77腹板钢板t=5.54325.28443.841.85翼缘钢板t=7.40333.36465.051.90纵筋d=16.0471.97658.682.05箍筋d=6.0336.33510.112.06图2-4钢材材性拉伸试件详图-19- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文700600500Pa400300镀锌钢板腹板钢材200翼缘钢材箍筋100纵筋0050000100000150000200000图2-5钢材典型应力应变关系曲线2.2.3.3波纹钢管材性波纹钢管经过热浸镀锌、机械轧制、螺旋成管等工艺形成了具有特殊波纹褶皱的钢材，相对于母材镀锌钢板，冷弯后的波纹钢管的材料强度和塑性有了很大改变，其波峰、波谷、波中、咬口等位置的冷弯程度也存在一定差异，这可能会影响波纹钢管的力学特性和破坏模式。本文为了详细探究波纹钢管的材料特点及其各个位置处的材料属性，对波纹钢管的各个位置按照文献[94]中的方法分别取样进行拉伸试验，其取样位置和拉伸试件尺寸见图2-6。其中，“①”表示咬口位置（lockseam）；“②”表示波峰位置（wavecrest），“③”表示波谷位置（troughofwave），“④”表示波中位置（middleofwave），四个位置的拉伸试验曲线见图2-7，各位置的拉伸试验结果如表2-5所示。结果表明：波纹钢管不同位置处的冷弯程度有轻微差异，其中，咬口处由于冷弯程度最严重且钢材层数较多显示出较强的抗拉能力，但由于其冷弯程度最高，其极限拉应变值最小，当波纹钢管环向受拉时，其拉应变达到极限拉应变后出现撕裂，其余部位波峰处的钢材冷弯后性能最优，波中处钢材冷弯程度最低。（a）取样位置（b）各类钢材取样形状图2-6钢材取样-20- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究400300Pa200咬口波峰100波谷波中00.0000.0040.0080.0120.0160.020图2-7波纹钢管应力材性表2-5波纹钢管钢材性能指标屈服强度极限强度弹性模量CSPfy/MPaf/MPaE/（×102GPa）us波峰(Crest)343.4368.81.77波中(Middle)306.4340.51.77波谷(Trough)308.1345.11.77咬口(LockSeam)357.2393.61.772.2.4加载及测量装置本文试验在哈尔滨工业大学交通与工程学院结构试验室MTS1000吨压力机上进行，试验装置见图2-8。为了准确测量各类试件的荷载-位移曲线，需要在整个加载过程中准确地采集施加在试件上的荷载和纵向变形。其中荷载由压力机系统自带的力传感进行采集；位移则由固定在支架上的4个LVDT进行采集，4个LVDT均匀布置在试件的4个角部。试验过程中，在构件表面粘贴电阻应变片和电阻应变花以实现对外表面钢材受力特点的监测。其中平钢管粘贴电阻应变片，波纹钢管沿着其螺旋纹路粘贴电阻应变花；为了研究波纹钢管不同位置处的应力特点，分别在波纹钢管局部波峰、波谷、波中处粘贴电阻应变花，同时为了分析平钢管和波纹钢管应变沿柱高方向的分布规律，在钢管和波纹钢管外表面从端部到中部范围沿高度均匀布置了3对电阻应变片和电阻应变花，电阻应变花和电阻应变片的详细布置见图2-9。其中构件中截面位置沿环向粘贴4组，其余位置沿对侧粘贴2组。试验过程中将电阻应变片和电阻应变花与DH3816静态应变采集仪连接，加载过程中采用自动分级采集。-21- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文（a）加载现场照片（b）试验装置示意图图2-8试验装置图图2-9应变片/花粘贴位置2.2.5加载制度试验加载由程序控制，按照《混凝土结构试验方法标准》（GB/T50152-2012）[95]，试验加载前先进行预加载，预加载后由力控制加载，荷载速率取2kN/s，试验过程中由设备自动绘制出构件的荷载-位移曲线，构件刚度出现明显降低时，改由位移控制加载，加载速率为0.02mm/s，并保持这个加载速率至构件破坏，以保证构件的荷载、变形稳定，当构件外部的或波纹钢管出现明显鼓曲或波纹钢管咬口有明显撕裂时，停止加载，此时缓慢匀速卸载并保存试验数据。-22- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究2.3试验现象及破坏模式分析通过对6组共计9个短柱轴压试验的观察记录，得到了各类构件在轴压荷载作用下的试验现象和破坏模式。本节将对各类形式的轴压试件的破坏模式和试验现象进行详细分析。2.3.1型钢混凝土试件对于型钢混凝土，由于其强度高、刚度大以及较好的延性和耗能能力目前已得到了较为广泛地应用研究。图2-10给出了型钢混凝土加载前、加载后、加载结束拨开混凝土后的照片。在加荷初期，型钢、钢筋笼、混凝土都能较好地共同工作，构件的纵向变形呈线性增加；随着荷载上升至峰值荷载的70%左右时，构件中部首先出现细微纵向裂缝，构件仍能继续承载；随着荷载的继续增长，构件中部的混凝土裂缝逐渐发展贯通，中部的混凝土保护层出现大量剥落，内部钢筋笼逐渐外露；当荷载达到峰值荷载时，可以看到构件中部外露的纵向钢筋被明显压屈，构件承载力逐渐降低；随着构件纵向变形的继续增长，构件中部出现更大的膨胀，中部混凝土保护层全部脱落，最后随着构件中部的箍筋被拉断，构件承载力出现骤降宣告构件破坏，停止加载，试验结束。（a）加载前（b）加载结束图2-10型钢混凝土2.3.2钢管约束型钢混凝土试件对于钢管约束型钢混凝土，文献[66]对其受力特点和破坏模式进行了较为详细的分析。图2-11给出了钢管约束型钢混凝土加载前、加载后、加载结束剥开外部钢管以及剥开外部混凝土后的照片。在加载初期，构件处于弹性阶段，除偶尔能听到混凝土轻微的撕裂声外无明显试验现象，随着荷载的增长，试件-23- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文刚度下降并逐渐进入弹塑性阶段，当荷载达到峰值荷载附近时，能够听到混凝土被压碎的声音，此后构件的承载力逐渐降低，纵向变形继续增大，当荷载下降到峰值荷载的85%左右时，外部钢管中部附近出现明显的鼓曲，随着持荷时间的继续增长，外部钢管鼓曲现象更为明显，且构件呈现明显剪切破坏趋势。拨开外部钢管后，内部混凝土也呈现出明显的剪切面；继续将混凝土拨开，发现内部型钢和混凝土粘结良好，且内部型钢也有较为明显的剪切变形。(a)加载前(b)加载结束图2-11钢管约束型钢混凝土2.3.3波纹钢管约束型钢混凝土试件对于波纹钢管约束型钢混凝土试件，其破坏模式类似于钢管约束型钢混凝土，图2-12给出了波纹钢管约束型钢混凝土加载前、加载后、加载结束剥开波纹钢管和混凝土后的照片。在加载初期，构件处于弹性状态，试件的荷载和纵向变形呈线性增加，无明显试验现象，继续增大荷载至峰值荷载，仍观察不出明显的试验现象，峰值荷载后，随着纵向变形的继续增长，构件的承载力缓慢降低，外表面的波纹钢管逐渐被压紧，波纹形状更为明显，波峰处鼓曲更为严重，随着纵向变形的继续增长，构件中部的波纹褶皱出现较为明显的错位现象，并逐渐在外表面形成一个剪切滑移面，构件整体有剪切破坏的趋势，随着纵向变形的继续增大，波纹钢管中部咬口位置处出现了微小拉裂纹，此时构件的承载力并无明显下降，仍能继续承担较大的轴压荷载，随着构件的纵向变形持续增大，咬口撕裂处裂纹宽度增大（图2-14），其它咬口其它位置也逐渐出现拉裂纹，此时构件承载力已低于峰值荷载的85%，因此停止加载。试验结束，此时构件的轴压承载力-24- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究并未出现明显的下降，仍能继续承载。试验完成后将外部的波纹钢管剥开，发现波纹钢管和内部的混凝土之间咬合紧密，波纹钢管和混凝土之间没有明显的滑移现象。内部混凝土沿着外波纹钢管波纹错动的方向有明显的纵向细微拉裂缝，并有少量混凝土出现了剥落，整体形成了一个较为明显的剪切滑移面。敲开混凝土露出型钢后，发现型钢与其腹板和翼缘之间的混凝土咬合牢固，可见，内部型材对核心混凝土同样存在较强的约束作用，内部型材在外部钢管和混凝土的作用下未出现局部屈曲。(a)加载前(b)加载结束图2-12波纹钢管约束型钢混凝土2.3.4波纹钢管型钢混凝土试件对于波纹钢管型钢混凝土试件，其破坏模式与波纹钢管约束型钢混凝土构件类似，唯一的区别在于加载过程中可以明显地观察到波纹钢管约束型钢混凝土切缝处的混凝土有被压溃并伴有混凝土颗粒从切缝位置剥落的现象。而波纹钢管混凝土在轴压试验过程中无明显现象，当构件纵向应变达到30000个微应变之后，才观察到波纹钢管咬口处的钢材出现了微小拉裂纹，构件仍能继续承担较大的荷载，当轴压荷载继续增大时，咬口处钢材的拉裂缝逐渐扩张，最后导致构件发生破坏。图2-13给出了波纹钢管型钢混凝土加载前、加载后、加载结束剥开波纹钢管和混凝土后的照片，图2-14给出了波纹钢管咬口撕裂的照片。其破坏特点与波纹钢管约束型钢混凝土类似。波纹钢管型钢混凝土最终的破坏模式呈剪切型，但其剪切破坏的程度较小。-25- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文(a)TSRC-CSP-1(b)TSRC-CSP-2图2-13波纹钢管型钢混凝土图2-14波纹钢管咬口撕裂现象2.3.5型钢和混凝土简单叠加试件本文为了评估对不同约束形式的约束效果做出评价，制作了仅由型钢和混凝土两种材料简单叠加的构件。图2-15给出了两组由型钢和混凝土简单叠加的构件加载后和加载结束剥开混凝土后的照片。（a）S+C-1（b）S+C-2图2-15型钢与混凝土简单叠加构件加载初期，试件处于弹性阶段，构件纵向应变呈线性增长，无明显试验现象；荷载增加到峰值荷载的70%左右时，构件中部的混凝土出现明显的裂缝；-26- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究随着裂缝的继续开展，构件承载力急剧下降，构件呈明显的剪切破坏。试验结束后拨开混凝土发现内部型钢也存在明显的剪切变形，型钢和混凝土之间的粘结较差。2.3.6内配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土对于内配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土试件，主要为了探讨在有外钢管约束作用下构件是否必要配置钢筋笼以增强其组合效应。试验过程中其破坏模式几乎与钢管约束型钢混凝土一致，图2-16给出了内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土的破坏模式照片以及拨开钢管和混凝土后的照片。构件在整个加载过程中其承载力无明显降低，这主要是由于内部核心混凝土和型材受到了外部钢管和钢筋笼的双重约束，在接近构件刚度出现明显降低时能观察到外部钢管的明显屈曲，在外钢管屈曲后，钢筋笼仍能提供较强的约束作用，因此构件承载力没有明显下降。在构件外钢管形成明显剪切滑移面后停止加载，此时构件承载力仍没有明显降低。图2-16内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土2.3.7各类构件破坏模式的对比分析所有试件均呈现出了剪切破坏的趋势，相对于型钢和混凝土简单叠加的试件而言，第二、三、四、五、六组试件由于有外约束作用均使得内部的混凝土和型材展示出了较好的组合效应和延性，这主要是由于在构件轴向受压过程中，混凝土受压膨胀导致外部的钢筋笼、钢管、波纹钢管对其产生环向约束，使得混凝土处于三向受压状态，从而提高了构件的承载力；随着荷载的持续增长，当外部的钢筋笼、钢管、波纹钢管屈服后无法继续为混凝土提供更大的约束力，导致构件承载力逐渐降低。钢筋笼、钢管、波纹钢管三种不同约束形式对内部核心混凝土的约束效果也有较为明显的差异，钢筋笼无法对混凝土外部保护层-27- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文实现约束，因此随着轴压荷载的增大，外部的混凝土保护层逐渐剥落，中部混凝土逐渐形成竖向裂缝，导致构件有效受压区面积逐渐减小，最后当箍筋出现崩断时构件的承载力出现了骤降，宣告构件发生破坏。钢管对核心混凝土的约束相对较为均匀，且由于端部断开，钢材的纵向应力主要通过外部钢管和内部混凝土之间的粘结摩擦传递，因此钢管主要为内部核心混凝土和型材提供约束作用，但由于钢管和混凝土之间存在纵向应变非协调区，钢管通过与混凝土之间的摩擦仍然传导了较大的纵向应力，且由于钢管壁厚较薄，钢管与内部混凝土之间的粘结摩擦也存在一定的不均匀性，因此外部钢管在轴压荷载作用下易发生局部屈曲，由于钢管对内部混凝土的包裹作用，使得混凝土不会出现剥落，所以构件仍然展现出了良好的延性。波纹钢管对核心混凝土的约束相较于钢筋笼和钢管均有所不同，在构件轴向受压的过程中，外部波纹钢管与内部核心混凝土由于波纹褶皱而紧密咬合在一起，构件各部分整体变形协调，随着核心混凝土的受压膨胀，外部波纹钢管对其的环向约束作用逐渐增大，但其波峰、波谷、波中的环向约束水平存在一定差异，因此在波纹钢管上的应力分布存在不均匀的现象，经过分析发现，波峰位置的钢材最先达到屈服，波中和波谷次之，在波纹钢管整体屈服后，由于其特殊的波纹褶皱使得波纹钢管的局部鼓曲沿着其本身的形态发展，因此在构件峰值荷载后仍较难观察到明显的试验现象，也相对延缓了内部核心混凝土的剪切变形，直到内部核心混凝土剪切破坏较为严重，导致外部波纹钢管的波纹褶皱出现了明显错动，最后由于波纹钢管咬口处的钢材拉裂而宣告构件破坏。试验中波纹钢管约束型钢混凝土与波纹钢管型钢混凝土的破坏模式基本一致，说明了端部断开与否不影响构件的破坏模式。内配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土由于形成了双重约束导致其承载力在加载过程中没有出现下降段，构件延性较好。2.4荷载-纵向应变曲线试件的荷载-纵向应变关系曲线是短柱轴压试验的重要试验结果，从中可以得到如轴压刚度、峰值荷载、峰值应变、延性系数等重要的轴压力学性能指标。将同级荷载作用下4个测点的纵向位移进行算术平均求得试件纵向平均位移，再除以试件的长度l，即可得到纵向应变ε（式2-2），从而得到试件的荷载-纵向应变关系曲线。41=i;/l（2-2）4i=1图2-17给出了各类构件的荷载-纵向应变关系曲线，同组试件离散性较小。-28- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究4000400030003000/kN/kNN2000N20001000SRC1000TSRC-S0050001000015000200000010000200003000040000//（a）SRC（b）TSRC-S4500450030003000/kN/kNNN15001500TSRC-CSP-1TSRC-CSPwithterminatedTSRC-CSP-20010000200003000000100002000030000//（c）TSRC-CSPwithgaps（d）TSRC-CSP250050002000400015003000/kN/kNNN10002000S+C-1S+C-2TSRC-SS-15001000TSRC-SS-2002000400060008000100000010000200003000040000//（e）S+C（f）TSRC-SS图2-17各类构件的N-ε关系曲线由图2-17，可以看出各类构件之间明显的差异，其中简单叠加的试件其承载力和延性都较差，型钢混凝土和钢管约束型钢混凝土的荷载-纵向应变曲线有明显的下降段，但其承载力和延性相对于简单叠加的试件而言有较大提升，波纹钢管型钢混凝土构件下降较为缓慢，峰值应变较大，其延性优于型钢混凝土和钢管约束型钢混凝土构件，内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土由于含钢率高于其它构件，其承载力更高，且曲线没有出现明显的下降段。根据荷载-纵向应变曲线计算各类构件的峰值荷载、峰值应变、轴压刚度等-29- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文轴压力学性能指标，具体结果见表2-6。其中，轴压刚度K取曲线弹性段的斜率；Nc表示不考虑组合作用各材料的简单叠加承载力，NcfAcocfAss；根据文献[96]对于轴压构件的描述，可以用强度指数SI作为其组合效应的衡量指标，其计算方法见式（2-3）；其中fco表示混凝土的轴心抗压强度；fAss表示所有钢材按照屈服承载力进行简单叠加计算的结果。NuSI=（2-3）Nc表2-6各类构件轴压性能指标轴压刚度KNuεuNcαw组别SI（×106N/m）（kN）（με）（kN）（%）SRC7873301625430541.082.23TSRC-S10203730817930291.232.13TSRC-CSPwithterminated97638771252030651.262.22TSRC-CSP99638201241630651.252.22S+C7602300388925690.890TSRC-SS10904372/35141.244.36从表2-6可以看出，由混凝土和型钢简单叠加的构件其轴压承载力低于构件各组分简单叠加的承载力，即其强度系数低于1，这主要是由于没有外部约束作用时内部型材与混凝土之间的组合作用降低，在轴压荷载作用下，混凝土很坏破碎剥落因此无法限制内部型材的局部屈曲，混凝土和钢材的材料性能未能充分发挥。图2-18给出了相同含钢率、不同含钢率以及端部断开与否的各类构件N-ε关系曲线比较。由图2-18可知：相同含钢率的条件下，波纹钢管型钢混凝土的峰值荷载相对于钢管约束型钢混凝土提高了3.05%，相对于型钢混凝土提高了16.98%，具体而言，波纹钢管型钢混凝土的强度系数为1.25，钢管约束型钢混凝土强度系数为1.23，型钢混凝土的强度系数为1.08，说明波纹钢管能够为内部核心混凝土和型钢提供足够的约束作用，在本研究的参数范围内，波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束效果更优。此外，波纹钢管型钢混凝土的峰值应变约为型钢混凝土的2.0倍，约为钢管约束混凝土的1.5倍，这主要是由于波纹钢管特殊的波纹褶皱使得其纵向应力的传导局部断开，因此波纹钢管几乎不提供轴压刚度，且外部波纹钢管具有更强的变形能力。对于波纹钢管约束型钢混凝土和波纹钢管型钢混凝土，其主要区别在于波纹钢管在端部否断开，通过比较其N-ε关系曲线可知，端部断后的波纹钢管约束型钢混凝土其峰值承载力、峰值应变、-30- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究轴压刚度等均未发生明显变化，因此端部断开与否对波纹钢管型钢混凝土无明显的影响，这主要是由于波纹钢管的每一个波峰均实现了局部断开，波纹钢管主要为内部核心混凝土和型材提供约束作用，因此，无论波纹钢管端部是否直接承载均不影响构件的轴压力学性能。由图2-18（d）可知，对于在有外钢管约束时，内部配置钢筋笼的构件强度系数SI为1.24，与无钢筋笼时一致，但构件的荷载-纵向应变曲线没有出现明显的下降段，其峰值承载力和轴压延性更好。4500500040003000S+C3000TSRC-CSPSRCTSRC-STSRC-CSPTSRC-SS/kN/kNNN2000Nu=4372kN,w=4.36%，=8.89%1500N=3820kN,=2.22%，=6.75%uw1000N=2300kN,=0.00%，=4.53%uw001000020000300000050001000015000200002500030000//（a）同含钢率各构件的N-ε关系曲线（b）不同含钢率各构件的N-ε关系曲线45002.0500040001.5TSRC-SS3000TSRC-CSP3000/kNSI1.0/kNNNS+C20001500TSRC-CSP0.5强度系数TSRC-CSPwithterminated峰值荷载100000.0001000020000300000.000.010.020.030.040.05/（c）端部断开对构件的影响（d）端部断开对构件的影响图2-18N-ε关系曲线比较2.5荷载-钢管应变曲线图2-19给出了TSRC-S和TSRC-SS两种构件外钢管中截面各测点的荷载-平均应变关系曲线。由图2-19可知：钢管约束混凝土外钢管的应力变化规律比较稳定和一致，内置钢筋笼对外钢管的应变发展路径影响不大。整体而言，构件在弹性阶段时，外钢管的横向和纵向应变均较小；随着荷载的增加，外钢管上的横向应力和纵-31- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文向应力几乎呈线性增加，且外钢管的纵向应变始终大于其横向应变，表明钢管上的纵向荷载不能忽略；当施加在构件上的荷载达到峰值荷载的75%左右时，外钢管的纵向应变和环向应变开始呈非线性增加，且环向应变和纵向应变的增长速度均较快，随着环向应变逐渐增大，钢管上的环向应力也逐渐增大，外钢管对内部核心混凝土的约束作用逐渐加强；在构件接近峰值荷载时，外钢管上应变急剧增加，钢材屈服。40005000400030003000/kN2000/kNNN2000vv1000h1000h00-20000-1000001000020000-30000-20000-100000100002000030000//（a）TSRC-S（b）TSRC-SS-1500040003000/kNN2000v1000h0-20000-1000001000020000/（c）TSRC-SS-2图2-19平钢管中截面荷载-平均应变曲线图2-20给出了TSRC-CSP和TSRC-CSP(切缝)两种构件外部波纹钢管中部波峰、波中、波谷各测点的荷载-平均应变关系曲线。由图2-20可知：与平钢管不同，波纹钢管各位置的应变变化呈现出明显不同的规律，在波峰处，钢材的环向应变和纵向应变均为拉应变，表明波峰处钢材处于双向受拉的应力状态，波峰处的环向应变始终大于纵向应变，表明波峰处的钢材可以为内部核心混凝土和型材提供足够的约束，当施加在构件上的荷载接近峰值荷载时，波峰处的纵向应变逐渐变为压应变。在波中和波谷处，当构件处于弹性阶段时，钢材的环向应变和纵向应变呈线性增长，其中纵向为压应变，环向为拉应变，两个方向上的应变大小和变化趋势几乎一致，当施加在构件上的荷载达到峰值荷载的-32- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究75%左右时，两个方向上的应变开始呈非线性增长，其应变大小和变化趋势仍几乎一致。4000400030003000/kN2000/kN2000NNvvh10001000h00-1000001000020000-20000-1000001000020000//（a）TSRC-CSP波峰（b）TSRC-CSP波中4000400030003000/kN2000/kN2000NNvhh10001000v00-20000-1000001000020000-1000001000020000//（c）TSRC-CSP波谷（d）TSRC-CSP(切缝)波峰4000400030003000/kN2000/kN2000NNhhvv1000100000-10000-500005000100001500020000-10000-5000050001000015000//（e）TSRC-CSP(切缝)波中（f）TSRC-CSP(切缝)波谷图2-20波纹钢管中部各位置的荷载-平均应变曲线2.6荷载-横向变形系数曲线横向变形系数表示钢管特定位置的环向应变与纵向应变绝对值之比，其计算方法见式（2-4）：其中表示平均环向应变，表示平均纵向应变。hv-33- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文hU（2-4）v通过荷载-横向变形系数关系曲线可以得到钢管在持荷过程中其环向约束应力与纵向应力之间的关系，图2-21给出了平钢管中截面的N-U关系曲线以及波纹钢管中截面波峰、波中、波谷不同位置处的N-U关系曲线。4000400030003000/kNN2000/kNN2000Crest1000TSRC-S1000TSRC-CSP00.00.51.01.52.0U002468U（a）平钢管N-U关系曲线（b）波峰N-U关系曲线4000400030003000/kN/kNN2000MiddleN2000Trough10001000TSRC-CSPTSRC-CSP00.00.51.01.52.02.53.000.00.51.0UU（c）波中N-U关系曲线（d）波谷N-U关系曲线45003000/kNNCSP-Trough1500CSP-MiddleCSP-CrestSteelTube002468U（e）N-U关系曲线综合图2-21各类构件的N-U关系曲线-34- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究由图2-21可知：各位置处的横向变形系数变化趋势基本一致，随着荷载的逐步增加，外部钢管、波纹钢管各位置的横向变形系数逐渐增大,最后趋于稳定。对于平钢管而言，在峰值荷载之前，U<1，此时钢管的横向应力小于纵向应力；峰值荷载后，U>1，钢管的横向应力大于纵向应力，钢材主要提供环向约束作用。对于波纹钢管，其波峰、波中、波谷位置的横向变形系数存在较大差异，其中波峰处从加载开始快速增加，最后逐渐趋于稳定，U恒大于1，且最大能超过6，说明波峰处钢材的环向应力水平远大于纵向应力水平；波中处开始阶段U<1，说明波中处的纵向应力水平大于环向应力水平，随着荷载逐渐增大到峰值荷载附近时，U>1，此时构件的环向应力约束水平大于纵向应力约束水平；其受力特点类似于平钢管，波谷处U恒小于1，说明波谷处钢材以纵向应力为主，其环向应力水平较低。从图2-21（e）中可以看出，波纹钢管的波峰处的横向变形系数最大，波纹钢管在此处主要为内部核心混凝土提供约束作用。2.7荷载-钢管应力曲线2.7.1应力分析方法本节采用文献[3]所提出的剥离分析方法，根据试验所测得钢管、波纹钢管外表面的应变数据，基于以下假定：（1）忽略核心混凝土对钢管径向压应力的影响，钢管的应力-应变关系服从平面应力状态；（2）假定钢管环向应力沿壁厚方向均匀分布；（3）核心混凝土处于纵向轴心压力和均匀环向应力的三向受力状态。利用平面应力状态时应力-应变关系，对于平钢管：通过MATLAB数值编程计算钢管测点处的纵向应力、环向应力和折算应力，得到N关系vvz曲线；其平面应力状态各阶段的应力-应变关系的数学表达式为：1）弹性阶段钢材的应力-应变关系服从虎克定律，即：hhEs1s（2-5）2vv1ss1式中、——钢材的环向应力和轴向应力；hv、——钢材的环向应变和轴向应变；hvE、——钢材的弹性模量和泊松比。ss2）弹塑性阶段-35- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文采用弹塑性增量理论，即：Et1hhssp（2-6）2vv1spsp1ttfy式中E——钢材在弹塑性阶段的切线模量，E=E；sssfyfpfpfp——钢材弹塑性阶段的泊松比，0.1670.283。spspffyp3）塑性强化阶段钢材服从vonMises屈服准则，即：E2p2phhsvhvs（2-7）Q2p2pvvhvsh式中——钢材的环向应变偏量，=；hhhcp——钢材的环向应变偏量，=；vvvcp1——平均应力，；cpcphv32H2p——计算参数，p；z9Esd3H——计算参数，HE310；sdp22——等效应力（折算应力），；zzhvhv22221HszQ——计算参数，Q2。hvshv9G对于波纹钢管：由于其外形存在一定的螺旋角，因此波纹钢管表面还会传递一定的剪力，本试验顺着波纹钢管的纹路粘贴了直角应变花，在假定波纹钢管处于平面应力状态的前提下，通过式2-8、2-9计算其中截面的环向应变和纵向应变。=x0y=90（2-8）=+2xy09045-36- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究xyxyxycos2sin2θ222（2-9）θxyxysin2scos2222其中，表示波纹钢管的螺旋角，arctanlD/π；D0表示波纹钢管的公00称直径，l0表示螺旋卷板的宽度。计算出波纹钢管的环向应变、纵向应变和切向应变后，再通过MATLAB数值编程计算出波纹钢管测点处的纵向应力、环向应力、切向应力和折算vv应力，得到N关系曲线，其平面应力状态各阶段的应力-应变关系的数学z表达式为：1）弹性阶段（f）sp钢材的应力-应变关系服从虎克定律，即：10hshEs（2-10）10v12svs1s002式中、、——钢材的环向应力、轴向应力和剪切应力；hv、、——钢材的环向应变、轴向应变和剪切应变；hvE、——钢材的弹性模量和泊松比。ss2）弹塑性阶段（ff）psy采用弹塑性增量理论，即：10htsphEs10（2-11）v12spvsp1sp002ttfy式中E——钢材在弹塑性阶段的切线模量，E=E；sssfyfpfpfp——钢材弹塑性阶段的泊松比，0.1670.283。spspffyp3）塑性强化阶段（f）sy-37- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文钢材服从vonMises屈服准则，即：2sss()ssvhvhsv1s221s22s2ssshh22Gsshvsh()svshs（2-12）v1s22s1s222vsss2(ss)(ss)hsvvsh122s2ss2sEs式中G——钢材的剪切模量，G；21+s2Hdplastic——计算常数，=H；9G2，dsplastic22Hsz——平均应力，=+1112；ss233Gs221hvvhs；s；s；hvzhv333d3H——计算参数，HE310。sdp其中，钢材的单向应力-应变关系通过标准拉伸试验数据回归得到，按公式2-13确定：Esp2ABCpys=（2-13）f+y-ykE2syufuu式中、——钢材应力和应变；sf——钢材的屈服强度；yE——钢材的弹性模量；s、——钢材的比例极限及屈服点应变，其中，kfE，pyp1ys1k1fyk2,k0.7,k0.03；y112kE2s1fu、u——钢材的极限抗拉强度及与之对应的极限应变，uy10；A、B、C——系数，其中：-38- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究k21Esyk2p2A,,BECfAB；spppyp2ypf——钢材的比例极限，f=kf。pp1y2.7.2应力分析结果根据上述方法分别求出每个测点的环向应力σh，纵向应力σv，折算应力σz，同一构件将异常测点去掉，将剩余测点取其平均值，图2-22为钢管约束型钢混凝土外部平钢管以及内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土外部平钢管的应力分析结果，图2-23为波纹钢管型钢混凝土和波纹钢管约束型钢混凝土的应力分析结果。其中波纹钢管由于其特殊的波纹褶皱使得波纹钢管表面的应力分布不均匀，为了分析波纹钢管表面的应力分布特点，分别监测了波峰、波谷、波中三个位置处的应变，并将测得的应变结果进行弹塑性应力分析。由图2-22的应力分析结果可以看出：构件弹性阶段，钢管的环向应力较小可忽略不计，当构件承载力达到峰值承载力的75%左右时，钢管的环向应力逐渐增大，钢管对内部的约束作用较强，而钢管中截面的纵向应力恒大于其环向应力。可见：钢管约束混凝土由于钢管和内部混凝土之间的粘结摩擦作用，使得外钢管仍然传递了较大的纵向应力，计算中不能忽略。由图2-23的应力分析结果可以看出：波纹钢管局部波峰、波中、波谷各位置处的应力分布不太一致，波峰处钢材的纵向应力为拉应力，即波峰处的钢材处于双向受拉的应力状态，且波峰处的钢材环向应数值可以超过屈服应力；波谷和波中处纵向应力为压应力，波中处的环向拉应力比波谷处的大；通过对波纹钢管约束型钢混凝土外部波纹钢管的应力分布特点与端部不断开的波纹钢管型钢混凝土一致，这表明了端部断开与否对波纹钢管的应力分布影响不明显。500050004000400030003000/kN/kNNN20002000vvh1000h1000zz00-400-2000200400-400-2000200400/MPa/MPa（a）TSRC-SN-σ关系曲线（b）TSRC-SSN-σ关系曲线图2-22平钢管的N关系曲线-39- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文4000400030003000/kN/kN2000N2000Nhhvv10001000zz00-1000100200300400-300-200-1000100200300400/MPa/MPa（a）波峰N-σ关系曲线（b）波中N-σ关系曲线4000400030003000/kN/kNN2000N2000hhvv10001000zz00-400-300-200-1000100200300400-1000100200300400/MPa/MPa（c）波谷N-σ关系曲线（d）端部断开后波峰N-σ关系曲线4000400030003000/kN/kNN2000N2000hhvv10001000zz00-300-200-1000100200300400-400-300-200-1000100200300400/MPa/MPa（e）端部断开后波中N-σ关系曲线（f）端部断开后波谷N-σ关系曲线图2-23平钢管的N关系曲线2.8波纹钢管的应力特点根据上述应力分析结果，对于外部钢管为平钢管的构件，其中截面的钢管的纵向应力，环向应力同步增长，在峰值荷载前，钢管内纵向应力大于环向应力，峰值荷载后，环向应力的占比逐渐增大，钢管上的纵向应力主要是由于混-40- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究凝土和钢管之间的粘结摩擦作用使得钢管传递了较大的纵向应力。波纹钢管由于其特殊的波纹褶皱使得其应力特点与平钢管有所不同，对于波峰位置，其纵向和环向应力均为正，这表明波峰处的钢材处于双向受拉的应力状态，且波峰处钢材的环向和纵向应力随着轴压荷载的增加逐渐增大，当构件承载力达到峰值荷载附近时，波纹钢管的钢材进入塑性，其环向和纵向应力大小有保持不变的趋势；波中和波谷处的纵向应力均为负值，说明在波中和波谷处的钢材处于纵向受压、环向受拉的应力状态，其区别在于峰值荷载后，波中处的环向应力水平大于纵向应力，波谷处的纵向应力水平大于环向应力。由于构件切向应力较小，占比小于折算应力的5%，因此分析时忽略了切向应力的影响，为了更详细探究波纹钢管中截面各位置处的应力特点，图2-24给出了峰值荷载时中截面波峰、波中、波谷对应的环向应力、纵向应力的分布。从图中可看出，波纹钢管中截面的纵向和环向约束水平不均匀，峰值荷载时，各测点的环向应力和纵向应力大致呈余弦分布，存在一定的周期性。波峰处的环向应力水平较高，钢材主要为核心混凝土和内部型材提供环向约束作用；且构件峰值荷载时其环向应力水平已超过了钢材屈服强度fy，这主要是由于钢材应力分析时假定其满足Mises屈服准则，即钢材的纵向应力、环向应力、切向应力以及等效应力需满足式（2-14），当等效应力达到屈服强度时，波峰处纵向应力和剪切应力均为负值，因此波纹钢管波峰处环向应力水平可超过屈服强度。222=+-+3（2-14）zhvhv波中处的钢材扎起构件峰值荷载时其纵向应力较小，环向应力则接近fy，钢材仍有较高的环向应力水平波谷处在构件峰值荷载时钢材的纵向应力较大，环向应力较小，其大小接近0.5fy。800试验值h试验值v600拟合h拟合vCrest400MiddleMiddle/MPahTroughTrough,200CrestvMiddleMiddle0TroughTrough-200-400-20-1001020h/mm图2-24波纹钢管中截面各测点纵向应力和环向应力分布特点-41- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文2.9钢材应力沿柱高的分布规律文献[67]和文献[97]给出了圆形钢管约束混凝土在峰值荷载时钢管的受力模型，如图2-25。图2-25平钢管受力模型示意图该模型基于以下假定：1）峰值荷载时，钢管和混凝土之间产生了相对滑移；2）钢管厚度方向的横向应力和纵向应力为定值；3）钢管在研究高度范围内全截面屈服，钢管材性为理想弹塑性。设在x处钢管的纵向应力为，环向应力为，混凝土对钢管的径向应力vh和法向摩擦力分别为f和f。文献[97]经过推导得出钢管纵向应力和高度xrv的参数方程，经过简化得到公式（2-15）。3ln2sin()ln3x3D423sinf0,（2-15）vy3323sin()3fhy3式2-15即表示构件达到峰值荷载时圆钢管约束混凝土轴压构件应变非协调区钢管横向应力和纵向应力随临界截面与端截面高度h变化的参数方程。将从0逐渐增加至/3，可得应变非协调区钢管纵向应力、环向应力的大小，进一步可到/f和/f随变量hD/变化的关系曲线。假定临界截面距离端截vyhy面的距离为h，文献[66]根据实验统计结果统计得到hD/≈0.4，并通过线性拟cc合得到：-42- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究vh1.5fDy（2-16）hv1.21fDy由于钢管横向应力沿高度变化，其对核心混凝土的约束水平与钢管高度ht相关，文献[64]给出了钢管的等效约束力可按照式（2-17）、式（2-18）计算。2ktfhyf（2-17）lDht0.110.5钢管内壁未润滑处理Dk（2-18）hh0.03t10.5钢管内壁润滑处理D本试验中的平钢管采用镀锌钢板卷制而成，其摩擦系数μ可取0.2，为了验证钢管约束混凝土外部平钢管应力沿高度的变化规律，本试验在钢管约束型钢混凝土外钢管的对侧沿高度均匀布置了应变片（图2-9），并将测点沿中截面至端部分别命名为A1、A2、A3。参考2.6节中的应力应变方法将各测点的应变数据换算成应力值，当构件达到峰值荷载时，各位置处的纵向和环向应力与钢材屈服强度的比值见表2-7，将试验结果和理论结果分别绘制在图2-26中，试验结果和理论结果吻合较好。表2-7平钢管应力沿高度变化值H（mm）测点位置σv/fyσh/fy150A3-0.370.80300A2-0.510.49450A1-0.800.33注：H表示测点位置距离端部的距离。1.0试验h试验vA3拟合h拟合v0.5A2A1/MPah0.0,vA3A2-0.5A1-1.00.00.20.40.60.81.01.2(h/D)图2-26平钢管应力沿柱高变化曲线-43- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文本试验中，为了研究波纹钢管应力沿高度的变化规律，在波纹钢管对侧面沿高度布置了3组应变花（图2-9），且分别命名为C1、C2、C3，每组3个，分别在波峰、波中、波谷粘贴。利用2-6节的应力分析方法，将所测得的各个应变数据转化成应力数据，并取出各位置在构件峰值荷载时所对应的应力值，其结果见表2-8。表2-8波纹钢管应力沿高度变化值σv（MPa）σh（MPa）H（mm）TSRC-CSPTSRC-CSP(切缝)TSRC-CSPTSRC-CSP(切缝)Crest148.75134.66393.76382.49450Middle-38.50-28.038293.70311.77Trough-226.03-224.86128.13134.80Crest159.48130.20396.02389.93300Middle-54.5017.37295.75338.50Trough-214.58-154.74111.53179.00Crest113.14104.08383.71368.59150Middle-28.4151.96287.84331.21Trough-152.51-126.42109.37208.07根据2-7节的分析可知波纹钢管局部波峰、波中、波谷的应力大致呈余弦分布，因此假定波纹钢管的应力分布按余弦规律变化，则根据试验所监测到的数据可拟合得到波纹钢管各位置处的应力分布规律，其结果见式（2-19）。其中l表示波纹钢管的波长，x表示选定位置到波纹钢管上端部的距离。h=0.36cos2πxl/0.83fy（2-19）v=0.47cos2πxl/0.06fy为了验证拟合曲线的合理性，图2-27分别给出了各测点的试验值和根据假设与试验数据拟合得到的曲线的对比图。由图2-27可知，拟合结果与各测点的试验结果吻合较好，能够较为准确地预测波纹钢管应力沿高度的变化规律，波纹钢管特殊的波纹褶皱使得其在波峰、波中、波谷处的应力分布不均匀，但当构件达到峰值荷载时，波纹钢管应力沿高度的变化又具有周期性，即当构件达到峰值荷载时，波纹钢管波峰、波中、波谷处的钢材应力变化趋势一致。图中端部断开和未断开的波纹钢管型钢混凝土其各个测点的应力值十分接近，进一步佐证了波纹钢管和内部核心混凝土之间咬合紧密，在轴压过程中变形协调，端部断开与否对构件的轴压力学性能无明显影响。-44- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究1.5拟合拟合1.5拟合h拟合vhv1.01.00.50.5/MPa/MPahh,0.0,0.0vv-0.5-0.5端部连接h端部断开h端部连接端部断开hh-1.0端部连接v端部断开v-1.0端部连接v端部断开v130140150160170180190200280290300310320330340350h/mmh/mm（a）波纹钢管应力沿高度变化曲线（C1）（b）波纹钢管应力沿高度变化曲线（C2）1.5拟合拟合hv1.00.5/MPah,0.0v-0.5端部连接h端部断开h-1.0端部连接v端部断开v420430440450460470480h/mm（c）波纹钢管应力沿高度变化曲线（C3）图2-27波纹钢管应力沿高度变化曲线根据本文所拟合的公式，我们发现在本文研究的参数范围内，波纹钢管环向应力最高能达到1.19fy，最低为0.47fy；纵向应力水平最高能达到0.41fy，最低能达到-0.53fy；且波纹钢管在沿高度截面环向约束水平成周期性变化，在波峰处达到最大值，在波谷处为最小值，沿高度保持了较高的环向约束水平，能够为内部的核心混凝土和型材提供足够的约束；其纵向应力沿高度仍呈周期性变化，与平钢管不同之处在于波纹钢管的纵向应力在波峰处为正值，即波峰处的钢材处于双向受拉的应力状态，这导致波纹钢管纵向应力的传导在波峰区域断开，全截面所传导的纵向应力较小。沿高度对波纹钢管的纵向应力求均值，发现波纹钢管沿高度的平均纵向应力分布仅为-0.12fy，而平均环向应力分布则为0.83fy，可见波纹钢管由于其特殊的波纹褶皱使得其在轴向荷载作用下能够对内部核心混凝土和型材提供较高的环向约束水平，而传递较小的纵向应力，充分发挥了钢材的力学性能，并显著提高了构件的轴压力学性能。将本文总结的波纹钢管应力沿高度的变化规律与钢管约束混凝土中外钢管应力沿高度的分布规律进行比较，可以得出：当构件达到峰值荷载时，波纹钢管的环向应力沿高度的平均值大于平钢管，纵向应力小于平钢管，其示意图见图2-28。-45- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文σe=0.83fytfy1.19fyhc=1.33D0.47fyLL0.52fylDD图2-28应力沿高度分布规律比较对于钢管约束混凝土结构，从构件受荷开始，外部钢管的环向应力逐渐增大，且由于与内部混凝土的粘结摩擦产生的纵向应力也逐渐增加，钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用是被动约束，当外部钢管达到钢材屈服强度后，随着荷载的继续增加，其对内部的核心混凝土和型材的约束作用逐渐趋于稳定，即逐渐衍变成了主动约束；当构件所受到荷载继续增大，外钢管对内部核心混凝土的约束作用不足以限制内部混凝土的裂缝开展导致构件发生破坏，此时外部钢管也伴随着局部鼓曲（尤其是在混凝土剪切破坏面上的钢材和有初始缺陷的钢材），因此，当外钢管较薄时，构件的荷载-纵向应变曲线往往有比较明显的下降段。而将外部平钢管替换成波纹钢管后，经过本文的分析可知，特殊的波纹褶皱会导致内部混凝土受到的约束作用不均匀，从构件受荷开始，外部波纹钢管的环向应力逐渐增大，其中波峰处的环向应力增长速度最快，波中和波谷依次递减，此时，外部波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用也为被动约束，随着荷载的继续增加，波峰处的钢管率先达到屈服强度，此后波峰处对内部核心混凝土和型材的约束作用逐渐趋于稳定，即衍变成主动约束，但与平钢管不同的在于，尽管波峰处的钢管达到了屈服强度，波中和波谷处钢材的环向应力却可以继续增长，使得构件还能继续承载，直至外部波纹钢管全截面完全屈服后，波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用不能再继续增长，随着构件荷载的进一步增长，构件最后发生破坏，此时外部波纹钢管由于本身的屈曲形态使得其变形方向被限制，因此除了观察到原有波纹形状更为明显外无其它明显试验现象，直到加载后期，内部混凝土剪切滑移面愈发明显时，波纹钢管在剪切滑移方向上有波纹错位的现象，并在冷弯程度最高、极限拉应变最小的咬口位置处出现了拉裂纹，随着拉裂纹的扩展，构件承载力逐渐降低到-46- 第2章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压试验研究最终破坏，波纹钢管的这种特点使得其具有更久的持荷时间和更好的延性。波纹钢管特殊的波纹褶皱不仅使得其与内部混凝土之间咬合紧密，整体变形协调，也使得其受力模式与平钢管有所差异，图2-29为波纹钢管型钢混凝土波峰和波谷处的受力示意图，（a）波峰（b）波谷图2-29波纹钢管受力模式显然，由于波纹褶皱导致波纹钢管和内部混凝土之间的相互作用存在一定的不均匀性，在波峰处，钢材有被拉直的趋势，在波谷处，钢材有被压平的趋势，即相对于平钢管，波纹钢管特殊的波纹褶皱能够通过自身变形吸收其轴向方向上的能量，使得钢材传递的纵向应力较小；但同时由于波纹钢管轴向上的变形能力很强，导致其轴向刚度较小，构件的轴压刚度主要靠内部核心混凝土提供。在施工过程中，对于钢管约束混凝土，要实现钢管不直接承担纵向荷载，需要对钢管在节点处进行切缝等构造处理，其施工难度较大；通过本文的分析，波纹钢管特殊的波纹褶皱使得其几乎不传递纵向荷载，钢材主要为内部提供环向约束作用，无论波纹钢管是否直接承载都不影响构件的力学性能，因此，工程施工中当外部采用波纹钢管时，在节点处不需要进行隔缝处理，直接在节点区域对波纹钢管进行开孔处理，一定程度上降低了施工难度。在计算波纹钢管对内部核心混凝土和型材的环向应力时应采式（2-20）进行，其中D0表示波纹钢管的公称直径，t表示波纹钢管的厚度，σe表示波纹钢管的环向应力沿高度的平均值，其大小为0.83fy。2tef（2-20）lDt0-47- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文2.10本章小结本章进行了1根型钢混凝土短柱、1根钢管约束型钢混凝土短柱、1根波纹钢管约束型钢混凝土短柱、2根波纹钢管型钢混凝土柱、2根由型钢和混凝土简单组合的短柱、2根配有钢筋笼的钢管约束型钢混凝土短柱共计9根试件的轴压试验，对各类构件的轴压性能进行了较为详细的对比和分析，并对波纹钢管的应力分布特点进行了详细探讨，在本文研究参数范围内可以得到以下结论：（1）所有试件均发生了剪切破坏，由于外部约束形式的不同，其剪切破坏的程度略有差异，约束作用越强其剪切破坏越滞后。波纹钢管型钢混凝土相比于型钢混凝土结构峰值荷载提高了17%，延性系数提高了59%，峰值应变提高了近一倍；相对于钢管约束型钢混凝土其承载力提高了3%，延性系数提高了20%，峰值应变提高了近50%。波纹钢管型钢混凝土相对于简单叠加的构件，增加一层薄壁波纹钢管能将承载力提高66%，延性提高2.24倍；且其强度系数不低于内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土，试验结果表明了波纹钢管型钢混凝土具有优异的轴压力学性能。（2）波纹钢管能为内部核心混凝土和型材提供较强的约束，其强度系数为1.25，且在加载过程中构件破坏现象不明显，刚度退化后没有出现明显的下降段，构件具有较好的延性。波纹钢管端部断开与否不影响构件的轴压力学性能。（3）波纹钢管表面应力分布不均匀，在波峰处钢材处于双向受拉状态，导致钢材的纵向应力传导在波峰处断开，且波峰处的环向约束水平可超过钢材屈服强度，构件达到峰值荷载时波谷处钢材环向应力和纵向应力值均接近0.5fy，波中为波峰和波谷的过渡段。波纹钢管的纵向应力和环形应力沿柱高方向大致呈余弦分布，其环向应力沿高度的平均值为0.83fy，纵向应力沿高度的平均值为0.12fy，波纹钢管相对于同条件的平钢管而言其所承担的纵向应力更小，环向约束水平更高。-48- 第3章波纹钢管型钢混凝土轴压短柱有限元分析第3章波纹钢管型钢混凝土轴压短柱有限元分析3.1引言试验成本高昂且参数范围有限，而有限元方法可以实现大量的参数分析，为从机理上分析波纹钢管型钢混凝土的轴压力学性能提供了一种重要途径，而模拟波纹钢管型钢混凝土的关键在于：1）选择合适的材料本构，2）合理确定混凝土塑性损伤模型的参数，3）选择恰当的接触类型和进行合适的网格划分。本章将对此进行详细讨论。本章将采用ABAQUS有限元软件对波纹钢管型钢混凝土进行有限元分析，详细介绍波纹钢管型钢混凝土有限元模型的建立过程，并基于试验结果对所建立的有限元模型进行验证，在此基础上分析摩擦系数、螺旋角、波纹形状等参数对波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能的影响。3.2有限元模型的建立3.2.1波纹钢管的建模方法波纹钢管经过机械轧制、螺旋卷管、咬口接缝等加工工艺后形成了一种表面带有一定螺旋角和波纹褶皱的特殊管材，这使得其与普通平钢管的建模方式有所差异。如图3-1所示，根据波纹钢管的实际生产过程，在建模过程中选取带有波纹褶皱的板带，并让其绕轴螺旋旋转，其中螺距与板带长度相等，这样使得旋转一周后的波纹钢管首尾相连，形成了封闭的波纹钢管。其中波纹钢管的板带长度按照实际材料进行取值。图3-1波纹钢管建模示意实际生产中波纹钢管的波形由压波机完成，波纹截面由平直段和圆角段连接而成，其中波峰、波谷处为圆角段（图3-2a）。由于实际波形大致呈正弦分布，由图3-2可以明显看出对应的正弦曲线与实际波形几乎一致，与文献[83]中-49- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文采用的方法类似，假定实际波形截面呈正弦分布，因此在本章的有限元分析中，波纹形式按照相应尺寸的正弦曲线进行建模计算。对应的正弦曲线圆角圆角圆角（a）实际波形截面（b）模型波形截面图3-2波形截面简化3.2.2材料模型与本构关系3.2.2.1混凝土混凝土采用ABAQUS材料模型库中的混凝土塑性损伤模型，该模型能够考虑静水压力下混凝土强度的提高，且对混凝土开裂和压碎失效的脆性破坏的特点有较好的模拟效果。且模型中的强化法则、流动法则和破坏变量等塑性参数与混凝土所受到的静水压力(约束应力)不相关，因此可以采用此模型模拟各类约束混凝土，但模型对约束混凝土刚度退化和应变软化等方面模拟的效果不理想[97]，对混凝土在约束作用下的塑性变形估计偏低，因此，在选取混凝土材料本构时，需要考虑约束效应对混凝土峰值应变和延性的提高。目前，关于约束混凝土本构的研究成果已比较丰富，其中最为常用的为幂函数分式形式（图3-3）。fcc约束混凝土非约束混凝土occ图3-3混凝土受压本构该模型的形式主要基于1973年Popovics提出的素混凝土本构关系[88]，其形式简单，意义明确，因此已被广泛应用于约束混凝土构件的模拟中，式（3-1）~式（3-5）分别给出了该模型各关键参数的计算方法。xr=f（3-1）rcorx-1+x/（3-2）cc-50- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析Ecr（3-3）EEcsecEf/（3-4）secccccEf4730（3-5）cco式中fcc、εcc分别表示约束混凝土的轴心抗压强度和对应的峰值应变，Ec表示混凝土的弹性模量，Esec表示约束混凝土的割线模量，fco表示非约束混凝土的轴心抗压强度。由于波纹钢管对核心混凝土的约束具有不均匀性和周期性，且波纹钢管壁厚相对较薄，属于低约束混凝土，因此采用Richart模型[99]对波纹钢管约束下的核心混凝土峰值应力进行预测，具体见式（3-6）。ffkf（3-6）ccco1l其中，k1为计算常数，通过本文试验结果计算得到为5.6，这与Balmer等[100]在1949年对密排箍筋约束混凝土的试验结果一致，fl表示波纹钢管对内部核心混凝土的等效约束应力，采用上节所提到的式（2-19）进行计算。在有限元分析中，由于模型能够模拟外部波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用，因此不应考虑混凝土因侧向约束作用导致的强度提高，仅应考虑约束作用对混凝土塑性性能的影响，因此输入有限元进行计算时应将式（3-1）中的fcc换成fco.对于约束混凝土而言，峰值应变也是其轴压性能的重要参数，本文采用式（3-7）进行计算，其中εcc表示约束混凝土的峰值应变，εco表示非约束混凝土的峰值应变，采用文献[101]中的计算方法具体表达式见式（3-8），根据本文试验结果，计算得到k2的大小为9。fl1k（3-7）ccco2fco0.0015f/70000（3-8）coco混凝土的受拉本构按照文献[66]所建议的曲线，其应力-应变关系示意见图3-4；其主要思路为将混凝土的受拉本构简化成线性关系，其中，混凝土的抗拉强度以及对应的拉应变按式（3-9）、式（3-10）计算，混凝土的极限拉应变取εtu=25εt，极限拉应变对应的拉应力为0.02ft。23ff=0.26（3-9）tcu-60.54=6510f（3-10）tt此外，混凝土的塑性损伤模型主要通过5个重要参数进行控制，各个参数的物理意义以及取值介绍如下：-51- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文ftottu图3-4混凝土受拉本构1）膨胀角Φ在混凝土的塑性损伤模型中，当选用莫尔-库伦型塑性势时，若直接用膨胀角代替内摩擦角会导致混凝土的计算塑性体积膨胀值大于实际膨胀值，因此需要对其进行修正，一般采用非关联流动法则，即要求膨胀角的取值小于内摩擦角。根据莫尔圆中的几何关系=+45/2，为混凝土棱柱体的斜裂缝倾角，为混凝土的内摩擦角，由试验结果，波纹钢管约束下的轴压短柱其斜裂缝倾角为6068，内摩擦角范围为3038，本文Φ取36。2）流动势偏移度є流动势偏移度定义了双曲流动势曲线靠近其渐近线的比率，一般而言是一个较小的正数，当其趋近于零时，流动势曲线趋近于直线，一般取ABAQUS中的程序默认值0.1。3）ff/表示初始等效双轴抗压屈服应力与初始单轴抗压屈服应力的比值，一b0c0般材性试验结果在1.10-1.16之间，一般取程序默认值1.16。4）受拉、受压子午线应力偏量第二不变量之间的比值Kc为保证破坏曲线的外凸性和光滑性，Kc的取值范围在0.5到1之间，约束应力越大，Kc越小，本文取程序默认值2/3。5）粘性系数μ在ABAQUS隐式分析程序中，当材料呈现软化或刚度弱化时将导致计算收敛困难，而调整粘性系数的大小可以部分地解决此类问题，一般而言，粘性系数越大，模型越好收敛，但同时也会导致模型的计算精度变低，计算刚度偏大。综合比较收敛性和计算的精度，本文取0.0005。3.2.2.2钢材在分析中，假定钢材为各向同性材料，其屈服条件满足Mises屈服准则。其中，波纹钢管经过冷弯成型、螺旋卷管等工艺后，钢材因为冷弯强化而失去-52- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析了明显的屈服平台，因此波纹钢管的本构模型选用文献[102]提出的冷弯钢材应力-应变关系模型。其示意见图3-5，其数学表达式见式（3-11）。EssspEf()s1seppse1（3-11）sEf()s2se1yme1se2Ef()s3se2yse2其中：ff0.75；ff0.875；EE0.5；EE0.1；EE0.005。pyymys1ss2ss3s对于型钢构件，其材料本构选用理想弹塑性模型（图3-6），其数学表达式见式（3-12），钢材泊松比取0.3。Esy（3-12）sfyy式中：E——钢材的弹性模量sf、——钢材的屈服强度及对应的屈服应变。yyfyEs3fymEs2fpEs1Esoee1e2图3-5冷弯钢材应力应变关系示意图fyoe1图3-6普通钢材应力应变关系示意图-53- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文3.2.3单元类型与网格划分选择合适的单元类型以及恰当的单元尺寸进行网格划分是有限元分析的关键，本文研究的波纹钢管由于其特殊的波纹褶皱使得模型建立和网格划分相对更为复杂。为了保证网格划分的精度和模型的收敛性，本文将内部核心混凝土分成了两层，其中，外层混凝土与波纹钢管直接接触，其外表面也为特殊的波纹褶皱；由于型钢为实体单元，内层混凝土中需去掉型钢所占的体积，总体而言模型主要包括内层混凝土、外层混凝土、波纹钢管、型钢四个部件。考虑到模型的对称性，为了减少计算机内存并加速收敛，本文建立了1/4模型（图3-5）。其中，内层混凝土选取8节点六面体实体单元（C3D8R），外层混凝土选取4节点四面体实体单元（C3D4），波纹钢管由于壁厚较薄，选取4节点壳单元（S4R），内置型钢由于其壁厚较厚，采用壳单元计算时，精度较差，因此对内部型钢本文选取4节点四面体实体单元（C3D4）进行计算。网格划分对有限元模型的计算精度有严重影响，同时也与模型的收敛性直接相关，一般而言，网格越细越密，计算结果精度越高，但同时会带来计算时间长和模型的收敛性难等问题。本文通过网格划分试算，在初始网格尺寸的基础上逐渐加密网格，当计算结果误差在1%以内时，认为网格足够精确，最终确定内层混凝土的网格近似全局尺寸为25mm，外层混凝土和外部波纹钢管网格近似全局尺寸为20mm，内置型钢的网格近似全局尺寸为15mm（图3-7）。波纹钢管外层混凝土内层混凝土型钢1/4柱模型（S4R）（C3D8R）（C3D4）（C3D4）图3-7波纹钢管型钢混凝土有限元模型-54- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析3.2.4接触类型恰当的接触类型是有限元模型计算精度和收敛性的关键。本文为了保证网格划分的质量将内部核心混凝土分成了两层，外层混凝土的外形和建模方式与波纹钢管类似，为了保证其网格划分不出现畸变，外层混凝土的平均厚度需保证低于其网格最大尺寸，本文通过试算，取其厚度为8mm。在实际受力过程中，内外层混凝土为共同受力，因此在模型中内层混凝土与外层混凝土之间采用绑定约束（Tie）。由于型钢壁厚较厚，采用壳单元进行计算时其精度较差，且与内部混凝土可能存在潜在滑移等问题，因此本模型的内置型钢采用实体单元进行建模，且其与内部核心混凝土之间的接触采用考虑摩擦的面面接触（Surface-to-Surfacecontact），参考文献[97]中的建议，其切线方向（TangentialBehavior）的摩擦系数取0.6，法向方向（NormalBehavior）选择“硬”接触（Hardcontact），这种接触方式使得接触面上的压力传递不受限制，当接触面上压力变成零或负值时，表明接触面已经分离并且此时相应节点上的接触约束被解除。外层混凝土与波纹钢管之间同样采用面面接触（Surface-to-Surfacecontact），波纹钢管由于表面镀锌因此其切线方向（TangentialBehavior）的摩擦系数取0.2，法向方向上同样选择“硬接触”（Hardcontact）。3.2.5边界条件和加载方式试件在轴压试验中，短柱端部由于与上下端板进行了焊接，因此其变形受到端板的限制，在模拟时将上下端面与加载点绑定在一起，并将其设置成刚性面，以此模拟上下端板对试件端部的约束。试验过程中试件的上部为刚度较大的横梁，下部由千斤顶进行逐级加载，为了模拟构件真实受力情况，本模型中将试件顶端设置为固定端，试件底部释放其纵向约束，然后在柱底部沿柱高方向上施加位移荷载，荷载大小为试件高度的1/20。此外，由于构件为1/4模型，存在两个对称面，在对称界面上，不允许构件出现沿对称面的法向平动和平面外的转动，例如平行于XY平面的侧面，Z方向上的平动自由度需要限制，绕X轴和Y轴的转动自由度也需要限制。3.3有限元模型的验证采用上述有限元模型对波纹钢管型钢混凝土轴压短柱试件进行了模拟，为了验证所建立的有限元模型的可靠性，将模型计算的荷载-纵向应变关系曲线、外波纹钢管中截面各测点的荷载-钢材应变曲线、荷载-钢材应力曲线以及构件-55- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文的破坏模式等与试验结果进行了对比。由图3-8可知，模型计算所得的构件破坏模式与试验相似，且模型计算所得荷载-纵向应变曲线与试验吻合良好，其峰值承载力与试验值的偏差为2.07%，轴压刚度偏差在10%以内。由图3-9可知，通过比较有限元和试验的波纹钢管中截面的荷载-钢材应变曲线与荷载-钢材应力曲线发现：整体而言，有限元模型能较好地模拟外部波纹钢管各位置的应力应变状态，例如在波纹钢管的波峰处，有限元计算结果显示波峰处钢材环向和纵向均为拉应变，且钢材纵向应力为正，表明了波峰处的钢材处于双向受拉的应力状态，这与试验所得出的结论吻合较好，有限元计算得到的荷载-钢材应力曲线与第二章中经过弹塑性应力分析得到荷载-钢材应力曲线的基本趋势吻合较好，当然曲线也存在一定的差异性，这主要由于弹塑性应力分析中的相关假设与有限元模拟存在一定差异，且有限元模型计算本身也存在一定的误差。（a）试验和模拟破坏模式对比40003000/kNN2000TSRC-CSP1TSRC-CSP2TSRC-CSP(切缝)1000FEA00100002000030000/mm（b）有限元和试验的荷载-位移曲线对比图3-8模型荷载-纵向应变曲线与破坏模式对比-56- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析450045003600360027002700/kNFEA-/kNNvN1800FEA-1800FEA-vhEA-FEA-hvEA-EA-v900h900EA-h00-5000-2500025005000750010000-10000-500005000100001500020000//（a）波峰处钢材应变（b）波中处钢材应变450045003600360027002700/kN/kNNNFEA-v1800FEA-1800FEA-vhEA-FEA-hv900EA-900EA-hhEA-v00-10000-5000050001000015000200000100200300400//MPa（c）波谷处钢材应变（d）波峰处钢材应力450045003600360027002700/kN/kNNNFEA-h1800FEA-h1800FEA-vFEA-vEA-h900EA-h900EA-vEA-v00-200-1000100200300-300-200-1000100200300/MPa/MPa（e）波中处钢材应力（d）波谷处钢材应力图3-9有限元与试验的波纹钢管应力应变对比3.4波纹钢管应力分布的有限元验证第二章通过对波纹钢管沿柱高方向的应变监测和弹塑性应力分析，得到了波纹钢管局部波峰、波中和波谷的应力分布特点以及波纹钢管应力沿整个柱高方向的分布规律，并基于试验拟合了相应的预测模型。为了验证试验和有限元-57- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文的吻合程度，以及拟合结果的可靠性，根据所建立的有限元模型，通过输出与试验各监测点对应位置处的荷载-钢材应力曲线，并提取构件峰值荷载时对应的应力值，结果见表3-2。表3-2波纹钢管应力沿高度变化规律有限元验证H（mm）σv（MPa）σv/fyσh（MPa）σh/fyTrough146.050.43-165.68-0.49Middle283.700.84-37.75-0.11450Crest377.091.12135.560.40Middle300.410.8929.690.088Trough134.000.40-154.2-0.46Crest390.201.16129.880.38400Middle304.160.9047.220.14Trough141.080.42-176.56-0.52Crest390.201.16129.880.39300Middle297.650.88-52.99-0.16Trough150.180.45-140.96-0.42Crest393.461.17134.820.40200Middle298.340.8941.800.12Trough153.300.45-170.76-0.51Crest390.581.16173.910.52100Middle286.860.8569.740.21Trough152.310.45-173.96-0.52图3-10给出了各测点的有限元值、试验值与拟合曲线的对比图。8001.52y=120.3cos(/19x)+280.2R=0.9037v-FEA理论v试验值v600h-FEA理论h试验值h1.0Crest400MiddleMiddley0.5/MPaTroughTrough/fhhCrest,,200y0.0vMiddleMiddle/fv0Trough-0.5Troughy=157.5cos(/19x)-21.61R2=0.9361-200有限元h有限元v-1.0试验值v试验值h理论h理论v-400-1.5-20-100102080160240320400480l/mmH/mm(a)波纹钢管中截面的应力分布(b)波纹钢管应力沿柱高方向的分布图3-10波纹钢管应力分布特点有限元验证通过比较发现，各测点在峰值荷载时有限元计算所得的波纹钢管各测点的应力值与试验值吻合较好，拟合公式能够较好地预测外部波纹钢管应力沿高度的分布规律，也进一步验证了对于波纹钢管型钢混凝土轴压短柱，外部波纹钢-58- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析管环向应力和纵向应力沿柱高方向近似呈余弦分布的结论。构件达到峰值荷载时，波谷处钢材的环向应力水平可到达到0.5fy，其纵向应力为压应力，大小与环向应力相近；波峰处钢材的环向应力水平可达到1.2fy，其纵向应力为拉应力，大小为0.4fy；波中处为波峰和波谷的过渡段，其环向应力水平接近fy，纵向应力水平趋近于0，与试验结果吻合良好。3.5有限元参数分析3.5.1波纹钢管与混凝土之间的粘结作用对于波纹钢管型钢混凝土其组合界面的粘结力主要有三种：1）两种材料之间的化学胶结力；2）两种材料之间的机械咬合力；3）两种材料之间的摩阻力。波纹钢管与普通钢管的不同之处在于波纹钢管表面特殊的波纹褶皱使得其与内部混凝土之间形成了较强的机械咬合，构件在轴压过程中，外部波纹钢管与内部混凝土之间几乎协同变形，试验结束拨开构件外部的波纹钢管后发现，外部波纹钢管与内部混凝土之间粘结紧密，没有观察到二者的滑移现象。波纹钢管和内部混凝土之间的粘结和摩擦是二者形成组合效应的关键，在有限元模拟中，一般选用库伦摩擦模型模拟两种不同材料之间的粘结摩擦作用，该模型中的关键参数为两种材料间的摩擦系数。本文选择了一个标准工况探讨了不同摩擦系数对波纹钢管型钢混凝土轴压力学性能的影响，其具体取值详见表3-1。表3-1不同摩擦系数对波纹钢管型钢混凝土试件的影响试件直径波纹钢管壁厚混凝土强度摩擦系数峰值承载力降低百分比D0（mm）t（mm）fcu（MPa）μNu（MPa）03879.9000.23879.010.023%0.43879.020.023%3001.4534.20.63879.270.016%0.83879.510.010%13879.710.005%图3-11给出了有限元的计算结果，可以得出，对于波纹钢管型钢混凝土，不同摩擦系数对构件的轴压力学性能影响较小。当摩擦系数从0变化到1时，构件的荷载-纵向应变曲线和峰值承载力几乎不变，这说明影响波纹钢管与内部混凝土之间组合效应的主要因素不是二者之间的摩擦，而是二者的机械咬合力。-59- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文40003000D=300mm；fco=30MPa/kNf=336MPa；f=329.3MPaNCSPy2000100000.00.20.40.60.81.0图3-11摩擦系数对构件轴压承载力的影响在ABAQUS/Standard中，有两种接触算法来模拟材料之间的相对滑动，有限滑移（finitesliding）和小滑移（smallsliding），两种滑移算法有其各自的适用条件，当材料之间的滑移较小时，两种滑移算法的计算结果接近。本文选用一种工况分别采用两种接触公式对模型进行计算，其计算结果见图3-12。从图中可以看出，两种接触公式的结果相差小于2%，这进一步说明了构件在加载过程中，波纹钢管和混凝土之间的滑移量较小，二者咬合紧密，在轴压荷载下变形协调。40003000N=3949.548kNu1/kNNu2=3878.952kNN2000有限滑移1000小滑移0010000200003000040000/图3-12滑移算法对构件轴压力学性能的影响对于波纹钢管型钢混凝土柱而言，由于外部波纹钢管和内部混凝土之间紧密的咬合作用使得二者变形协调，在前文的分析中已经通过试验证明了波纹钢管端部断开对其力学性能没有明显影响。为了进一步证明这个结论，在有限元分析中，选择一定的工况，通过在端部仅对内部核心混凝土和型材施加位移荷载实现外部波纹钢管的断开，其计算结果见图3-13，结果显示，无论外部波纹钢管是否直接承载，构件的力学性能几乎不发生改变，即波纹钢管端部断开与否对构件的力学性能无明显影响。综上所述，波纹钢管型钢混凝土柱外部的波纹钢管与内部混凝土之间咬合紧密，二者在轴压荷载下变形协调，整个加载过程中除了在加载后期二者有沿-60- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析着剪切破坏面滑移的趋势外未出现脱开或者滑移现象，波纹钢管端部断开的构造措施对构件的力学性能没有明显影响，在实际工程中，不需要考虑波纹钢管承载过多的纵向荷载而进行端部切缝处理，构件内部混凝土与外部波纹钢管之间的摩擦系数不影响构件的力学性能，二者的粘结作用主要由二者之间的咬合力提供。40003000D=300mm；fco=30MPa/kNNfCSP=336MPa；fy=329.3MPa2000CSPterminatedattheend1000CSP0010000200003000040000/图3-13波纹钢管是否直接承载对构件的影响3.5.2波纹钢管螺旋角的影响目前，螺旋波纹钢管由于其螺旋成管的工艺特征使得其纵向可以按设计要求进行加长，且生产效率高、污染小。因此其应用较为广泛，但这种工艺也导致波纹钢管表面存在一定的螺旋角。其大小按式（3-13）确定，其中，θ表示螺旋角，l0表示卷管板带长度，也为螺旋旋转的螺距，D表示波纹钢管的公称直径。l0tan（3-13）πD显然，当波纹钢管螺旋卷制的板带长度以及卷管直径不一样时，其螺旋角存在一定的差异。螺旋角的存在将在一定程度上改变了外部波纹钢管的应力分布的特点，使得构件在横截面上的应力分布不均匀，因此有必要对其进行分析，文献[103]中给出了各类波纹钢管的具体规格和尺寸，可知常见的螺旋波纹钢管其螺旋角的范围大约在030~之间。本节基于本章所建立的有限元模型，在保持其它参数不变的条件下，根据实际工程情况，通过改变有限元模型中波纹钢管螺旋卷管的板带长度和螺旋卷管的螺距分别计算了0、9.0、17.6、25.4、32.4、38.4、51.7共7种螺旋角的波纹钢管型钢混凝土构件，其计算结果见图3-14。-61- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文D0=300mm，fco=30MPa，fy-CSP=336MPatCSP=1.42mm，fy-F=325.28MPa,fy-Y=333.36MPa,StyleofSteel：150mm×150mm×5.54mm×7.4mm400035003000Nu7=3581.63kN0°2500N=3755.48kNu69.0°/kN2000Nu5=3816.18kN17.6°NN=3872.69kNu425.4°1500Nu3=3914.89kN32.4°Nu2=3949.55kN38.4°1000Nu1=3952.22kN51.7°5000010000200003000040000/（a）不同螺旋角计算结果0.00-0.05max/N0°9°17.6°25.4°32.4°38.4°51.7°N-0.10-0.15-0.200102030405060（b）波纹钢管应力沿柱高度变化曲线图3-14波纹钢管螺旋角的影响由图3-14可以看出，螺旋角主要影响波纹钢管型钢混凝土的轴压承载力，而对构件的轴压刚度、峰值应变、延性等轴压力学性能影响不明显。整体而言，随着波纹钢管螺旋角的增大，构件的轴压承载力有逐渐减少的趋势，当螺旋角为零时，构件的轴压承载力最大；当螺旋角从0°增大到51.7°时，构件的轴压承载力下降接近10%；当螺旋角17.6时，构件轴压承载力下降不足1%，因此当螺旋角较小时，可以忽略其对构件带来的影响。本文所用波纹钢管的螺旋角为9.0，因此本文的分析中可以忽略螺旋角的影响。工程中常用螺旋波纹钢管的螺旋角在030~之间，根据本文的有限元算例，这个范围内的螺旋角对构件的轴压承载力影响不足3.5%，因此对目前常用的螺旋波纹钢管，若将其用于本文所提到的新型组合构件中时，可以忽略外部波纹钢管螺旋角对构件轴压力学性能的影响。-62- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析3.5.3波纹钢管波形的影响不同于普通平钢管，波纹钢管的力学性能还受其波形参数的影响，其波形参数主要由波长l和波高h控制。在实际生产中，平板钢带经过压型机的滚压形成了具有一定波峰波谷的波纹钢材，通过改变压型机压轮的的尺寸和形状可以压制出不同波形的波纹钢管。3.5.3.1波长的影响根据本文所建立的有限元模型，在保证其它参数不变的前提下，通过改变波纹钢管的波长研究其对构件轴压力学性能的影响。分别取波长l为38mm、76mm、152mm、304mm进行计算，其结果见图3-15。l=38mml=76mml=152mml=304mm平钢管D0=300mm，fco=30MPa，fy-CSP=336MPatCSP=1.42mm，fy-F=325.28MPa,fy-Y=333.36MPa,StyleofSteel：150mm×150mm×5.54mm×7.4mm50003840007615230430003876152304平钢管/kNN2000100000100200300400500l/mm图3-15波长对构件轴压力学性能的影响图3-15表明：在本参数研究范围内，构件的峰值承载力随波长的增大而减小，最后逐渐趋于稳定，波长越小，其对构件的轴压承载力影响更为显著。在本参数分析范围内，当波长从38mm增大到304mm时，构件的峰值承载力减少了8.86%。外部波纹钢管的波长越大，构件越接近平钢管，外部钢管和混凝土之间的咬合力逐渐降低，其与内部混凝土之间的粘结作用将逐渐由机械咬合转变成靠二者之间的摩擦，构件逐渐演变成薄壁钢管混凝土结构。-63- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文3.5.3.2波高的影响与分析波长的方法类似，根据本文所建立的有限元模型，在其它参数不变的条件下，通过改变波纹钢管的波高研究其对构件轴压力学性能的影响。分别取波高h为0mm、4mm、6.5mm、13mm、19mm进行计算，其结果见图3-16。h=0mmh=4mmh=6.5mmh=13mmh=19mmD0=300mm，fco=30MPa，fy-CSP=336MPatCSP=1.42mm，fy-F=325.28MPa,fy-Y=333.36MPa,StyleofSteel：150mm×150mm×5.54mm×7.4mm5000196.5134000043000/kNN2000046.513191000005101520h/mm图3-16波高对构件峰值承载力的影响图3-16表明：构件的峰值承载力随波高的增大而增大；在其余参数不发生变化的条件下，当波高从0mm增大到19mm，构件的峰值承载力增加了17.143%。外部波纹钢管的波高越大，其与内部混凝土之间的粘结作用越强，但波高太大也会导致波纹钢管鼓曲严重，波纹钢管存在局部屈曲问题，且加工成本和用钢量也随之上升，因此波纹钢管的波高不宜太大。3.5.3.3h/l的影响实际生产中，波纹钢管的波形参数往往同时变化，波高和波长两个参数同时影响构件轴压承载力，而h/l是综合评价两个参数对构件轴压力学性能影响的综合指标。基于本文所进行的有限元算例，图3-17给出了构件轴压承载力随hl的变化规律。-64- 第3章波纹钢管型钢混凝土短柱有限元分析40000.503000h/lflatsteeltubewithsamesteelratio/kNN2000D0=300mm，fco=30MPa，fy-CSP=336MPatCSP=1.42mm，fy-F=325.28MPa,fy-Y=333.36MPa,StyleofSteel：1000150mm×150mm×5.54mm×7.4mm00.00.20.40.6h/l图3-17h/l对构件轴压峰值承载力的影响显然，hl在0~0.5之间变化时，构件的轴压峰值承载力随着hl的增大而增大，当hl从0增大到0.5时，构件的峰值承载力提高了17%。实际生产中，hl越大，波纹钢管的褶皱更为明显，钢材用量也随之提升，波纹钢管的等效含钢率计算方法[41]见式（3-14）：24thπKK;1（3-14）Dl2其中，α表示构件的含钢率，t表示波纹钢管的厚度，D表示波纹钢管的公称直径，K表示由于波纹褶皱导致用钢量增大的放大系数，例如本文中波纹钢管的波长为38mm，波高为6.5mm，计算得到K为1.0722；当构件hl为0.5时，K为1.62，可见当hl增大时，构件的用钢量随之大幅上升。为了更好地评价由于波纹钢管波长变化对构件承载力的影响，对每个有限元算例都计算了一个相同含钢率的平钢管构件（图3-17）。通过比较发现，在本参数研究范围内，当hl为0.2左右时，波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用最佳，构件的轴压峰值承载力提高最为显著。在实际生产实践中，波纹钢管的波长和波高往往受到工艺条件的限制，参考文献[103]中所列出的常用螺旋波纹钢管的尺寸（表3-3），可以看出，常用螺旋波纹钢管的hl为0.1~0.33。表3-3常用螺旋波纹钢管的尺寸波形参数hl直径范围壁厚范围波形代号h/l（mm×mm）（mm）（mm）A6.5×380.171100~3001.0~1.6B13×680.191300~24001.3~4.2C25×750.333900~36001.6~4.2D25×1250.200900~36001.6~4.2E19×1900.100400~26001.6~2.8F50×1500.3332000~36001.6~4.2-65- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文经过本小节的分析发现：增大波长会降低构件的轴压承载力，增大波高会提升构件的轴压承载力。在实际生产中，波形参数往往同时变化，当波纹钢管波形参数hl增大时，构件的轴压力学性能随之提高，外部波纹钢管对内部核心混凝土和型材约束作用越强。但与此同时，波纹钢管鼓曲程度也越大，构件的用钢量也随之提升。综合考虑波纹钢管波形对构件轴压力学性能的影响以及hl增大导致构件用钢量增加而造成的经济成本，结合工程实际，若将波纹钢管作为外部钢管并用于柱墩结构中时，宜选用波形参数hl接近0.2的波形，针对现有常用波纹钢管，建议选用表3-3所列的B、D两类波形。3.6本章小结本章采用有限元软件建立了波纹钢管型钢混凝土轴压短柱的有限元模型，并基于试验结果验证了模型的合理性。在此基础上，对波纹钢管的应力分布规律进行了有限元验证，并对波纹钢管与内部混凝土的粘结摩擦作用、波纹钢管螺旋角和波纹钢管波形参数等对构件轴压力学性能的影响进行了分析。通过本章的分析，得出以下结论：（1）本文所建立的有限元模型计算结果与试验结果吻合良好，模型能够有效模拟波纹钢管型钢混凝土轴压短柱的力学性能。波纹钢管与内部混凝土之间的摩擦系数、不同滑移算法、波纹钢管是否直接承载都不影响构件的轴压力学性能，波纹钢管和内部核心混凝土之间咬合紧密，二者在轴压荷载下变形协调。（2）波纹钢管型钢混凝土短柱轴压峰值承载力随着波纹钢管螺旋角的增大而减小，当螺旋角从0°增大到51.7°时，峰值承载力下降了10%。现有常用波纹钢管螺旋角对构件轴压峰值承载力的影响不足3.5%，在实际工程应用中可以忽略其影响。（3）波纹钢管型钢混凝土的轴压峰值承载力随着波纹钢管hl的增大而增大，当hl从0增大到0.5时，构件的峰值承载力提高了17%；hl增大的同时会导致构件的用钢量增加，当hl接近0.2时波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束效果最佳，在工程实际中推荐选用表3-3所列的B、D两类波形。-66- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法4.1引言本章将基于已建立的有限元模型，对影响波纹钢管型钢混凝土轴压力学性能的关键参数进行分析，例如混凝土强度、波纹钢管钢材屈服强度、波纹钢管径厚比、型钢含钢率等，并在讨论相似构件轴压承载力计算方法及考虑内部型材与混凝土之间组合效应的基础上提出波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力的计算方法，并基于试验和有限元结果对所提出的轴压承载力计算公式进行验证。4.2波纹钢管型钢混凝土轴压承载力参数分析试验所需的成本高昂，研究的参数有限，因此有必要采用有限元方法对波纹钢管型钢混凝土进行参数分析，本节参数分析中构件的截面直径取300mm，构件均为短柱（长径比λ=L/D=3）；型钢截面为工字型和十字型，钢材屈服强度均取本文的材性试验结果，具体参数见表4-1，其中，fcu表示核心混凝土的立方体抗压强度，fy表示波纹钢管屈服强度，D/t表示构件的径厚比，αH表示内部型钢含钢率，αT表示外部波纹钢管含钢率。表4-1波纹钢管型钢混凝土计算参数参数取值fcu（MPa）30，40，50，60fy（MPa）235，345，460，590D/t50，75，150，300αH4.22%，7.11%，9.26%，10.52%αT1.45%，2.90%，5.81%，8.71%4.2.1径厚比和混凝土强度的影响图4-1分析了不同钢材强度等级时，核心混凝土强度等级fcu和波纹钢管径厚比对于构件轴压力学性能的影响，各构件的型钢含钢率均为4.22%。由图4-1可以看出，各级波纹钢管钢材屈服强度下，核心混凝土强度等级和波纹钢管径厚比对构件承载力的影响趋势一致。构件的峰值荷载随着核心混凝土强度等级的提高而增大，且其影响程度与混凝土强度等级近似呈线性关系，当核心混凝土强度等级提高10MPa时，构件峰值承载力增大约480kN；波纹钢管径厚比增大时构件的峰值荷载减小，且径厚比越小，其对构件峰值承载力的-67- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文影响越明显，随着径厚比的增大，构件峰值荷载逐渐趋于稳定，例如，在波纹钢管钢材屈服强度为235MPa时，当径厚比从50增大到150时，构件的峰值承载力降低了2101.6kN，当径厚比从150增大到300时，构件的峰值承载力降低了630.26kN，这主要是由于径厚比越大，外部波纹钢管的含钢率越低，其对内部核心混凝土的约束作用越弱，构件的承载力主要由内部核心混凝土提供，因此整体承载力趋于稳定。在实际生产中，当构件径厚比超过300时，可忽略外部波纹钢管对内部核心混凝土和型材的约束作用。8000h/l=0.171;=9°10000h/l=0.171;=9°7000fy=235MPa;D=300mm;fy=345MPa;D=300mm;StyleofSteel:150×150×6×8;8000StyleofSteel:150×150×6×8;600050006000/kN/kNuuN4000Nfcu=60MPa4000fcu=60MPa3000fcu=50MPafcu=50MPa2000fcu=40MPaf=40MPa2000cufcu=30MPaf=30MPa1000cu005010015020025030035000100200300D/tD/t（a）fy=235MPa（b）fy=345MPa10000h/l=0.171;=9°12000h/l=0.171;=9°f=460MPa;D=300mm;fy=550MPa;D=300mm;yStyleofSteel:150×150×6×8;10000StyleofSteel:150×150×6×8;8000/kN8000u6000/kNNuN6000fcu=60MPa4000fcu=60MPafcu=50MPa4000f=50MPacufcu=40MPaf=40MPa2000cuf=30MPa2000f=30MPacucu00501001502002503003500050100150200250300350D/tD/t（c）fy=460MPa（d）fy=550MPa图4-1核心混凝土强度和径厚比对波纹钢管型钢混凝土峰值承载力的影响4.2.2波纹钢管屈服强度和含钢率的影响图4-2分析了不同混凝土强度等级时，波纹钢管屈服强度fy和波纹钢管含钢率αT对构件轴压力学性能的影响，各构件的型钢含钢率均为4.22%。由图4-2可以看出，各级混凝土强度等级下，波纹钢管屈服强度和波纹钢管含钢率对构件承载力的影响趋势一致。构件的峰值荷载随着波纹钢管屈服强-68- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法度和波纹钢管含钢率的提高而增大，且钢材屈服强度越高，含钢率对构件峰值承载力的影响越大，例如混凝土强度等级为30MPa，当波纹钢管屈服强度为235MPa，含钢率从1.45%增大到8.71%时，构件的峰值承载力提高了78.6%；当钢材屈服强度为550MPa时，构件的峰值承载力提高了146.8%。这是因为波纹钢管屈服强度越高，其对内部核心混凝土的约束效果越显著，构件对外部波纹钢管含钢率的变化更敏感。1200012000h/l=0.171;=9°h/l=0.171;=9°fcu=30MPa;D=300mm;fcu=40MPa;D=300mm;10000StyleofSteel:150×150×6×8;10000StyleofSteel:150×150×6×8;80008000/kN/kNuuN6000N6000f=550MPafy=550MPay4000f=460MPa4000fy=460MPayf=345MPafy=345MPay2000f=235MPa2000fy=235MPay0.0000.020.040.060.080.100.0000.020.040.060.080.10（a）fcu=30MPa（b）fcu=40MPa14000h/l=0.171;=9°14000h/l=0.171;=9°12000fcu=50MPa;D=300mm;fcu=30MPa;D=300mm;StyleofSteel:150×150×6×8;12000StyleofSteel:150×150×6×8;1000010000/kN8000/kNuu8000NN6000f=550MPay6000f=550MPayfy=460MPa40004000fy=460MPafy=345MPaf=235MPafy=345MPa2000y2000fy=235MPa0.0000.020.040.060.080.100.0000.020.040.060.080.10（c）fcu=50MPa（d）fcu=60MPa图4-2钢材屈服强度和含钢率对波纹钢管型钢混凝土峰值承载力的影响4.2.3型钢含钢率和截面形式的影响图4-3分析了不同波纹钢管含钢率下型钢含钢率和型钢截面形式对构件轴压力学性能的影响，可以看出，在相同波纹钢管含钢率时，构件的峰值荷载随着型钢含钢率的增加而增大，且构件的峰值荷载随型钢含钢率线性增加，当型钢含钢率超过10%时，构件峰值荷载随型钢含钢率的增大程度略有减弱，这主要是因为型钢含钢率太大，构件发生破坏时型钢的部分钢材还未进入塑性强化，-69- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文即型钢钢材还未得到充分的利用；当波纹钢管含钢率增大时，型钢含钢率对构件峰值荷载的影响规律没有出现明显的变化。h/l=0.171;=9°h/l=0.171;=9°10000fy=235MPa;D=300mm;10000fy=235MPa;D=300mm;80008000/kNu6000/kNu6000NNT=2.22%T=2.22%40004000T=2.90%T=2.90%T=5.81%T=5.81%2000=8.71%2000T=8.71%T00.000.030.060.090.120.1500.000.030.060.090.120.150.18HH（a）工字型截面（b）十字型截面图4-3型钢含钢率对波纹钢管型钢混凝土峰值承载力的影响对于实腹式型钢，其常用截面形式主要有两类，工字型和十字型，可以看出，在相同型钢含钢率的条件下，十字型截面优于工字型截面，且型钢含钢率越大，这种优势就越明显，这主要是由于内部型钢和混凝土之间存在组合效应，工字型截面的型钢其与混凝土之间的组合效应主要发生在翼缘和腹板交接的角部，而十字型截面的型钢其与混凝土之间的组合效应则发生在多个角部，其对混凝土的约束效果更大，因此相同型钢含钢率时十字型截面的波纹钢管型钢混凝土轴压承载力更高；型钢含钢率越大，型钢与混凝土之间的组合效应就越明显，因此十字型截面的构件轴压承载力提高得更显著。4.2.4套箍系数的影响ξ表示构件的套箍系数，其计算方法见式（4-1），其中fco表示核心混凝土的轴心抗压强度，其与混凝土的立方体抗压强度的转化关系见式（2-1）。Affsyy（4-1）Affccoco显然，套箍系数是一个综合指标，它可以反应构件截面外部钢材和内部核心混凝土的几何特性和物理参数，ξ越大，表示外部钢材所占比重越大，对内部核心混凝土和型钢的约束作用就越强，反之，ξ越小，内部核心混凝土所占的比重就越大，外部钢管的约束作用就越弱，构件的承载力和延性就会随之降低，因此，在一定的参数范围内，套箍系数的大小可以比较直观地反映构件内部核心混凝土和型材所受到约束的强弱，并能一定程度地表示两种材料的组合作用。-70- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法目前，套箍系数已经被广泛用于钢管混凝土柱[3]、FRP约束混凝土柱[104]等组合构件的性能评价和设计计算中。根据本文的有限元算例，图4-4给出了套箍系数对波纹钢管型钢混凝土柱轴压承载力的影响。由图4-4可以看出，套箍系数越大，构件的轴压承载力越大，且其增长速率较为稳定，即构件的轴压承载力与套箍系数大致呈线性关系；混凝土强度越高，套箍系数对构件的峰值承载力影响更为显著，例如，混凝土立方体抗压强度为30MPa时，当套箍系数从0.2增大到0.4，构件峰值荷载提升924kN；当混凝土强度为60MPa时，套箍系数从0.2增大到0.4，构件峰值荷载提升了1660kN。这主要是由于内部混凝土强度等级越高，在相同套箍系数的条件下，外钢管为内部核心混凝土和型钢提供的约束作用更大，构件的组合效果更显著。14000h/l=0.171;=9°,D=300mm;StyleofSteel:150×150×6×8;1200010000/kNu8000N6000fcu=60MPa4000fcu=50MPafcu=40MPa2000fcu=30MPa00.00.51.01.52.02.5图4-4套箍系数对波纹钢管型钢混凝土峰值承载力的影响4.3轴压承载力分析4.3.1相似构件轴压承载力计算方法波纹钢管型钢混凝土是基于传统钢-混组合结构所提出的一种新型构件，除了波纹钢管特有的受力特点外，其材料组成、研究手段、破坏模式、受力特点与型钢混凝土、钢管约束型钢混凝土、钢骨-钢管混凝土等均具有一定的共同性和相似性，因此深入了解相似构件的轴压承载力的计算方法对波纹钢管型钢混凝土轴压承载力的计算方法有重要意义。对于型钢混凝土轴压短柱，根据文献[7]，其轴压承载力计算方法主要基于简单叠加原理，具体计算方法见式（4-2）。NufAccfAyyfAss（4-2）式中，Nu表示构件的轴压承载力，fc、fy、fs分别表示混凝土的轴心抗压强-71- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文度、纵向钢筋的屈服强度、型钢的屈服强度，Ac、Ay、As分别表示混凝土的净截面面积、纵向受压钢筋的截面面积、型钢的截面面积，φ表示型钢混凝土的稳定系数，其大小可根据l0/i的大小按表4-2确定，其中i为构件截面最小回转半径，l0表示构件的计算长度，其大小与其两端的支座约束有关，具体可按照文献[105]取值。对于轴压短柱而言，一般不会发生稳定破坏，φ可取1，即对于型钢混凝土轴压短柱，其轴压承载力计算公式为各材料组分的简单叠加。表4-2型钢混凝土稳定系数l0/i≤2835424855626976839097φ1.00.980.950.920.870.810.750.700.650.600.56l0/i104111118125132139146153160167174φ0.520.480.440.400.360.320.290.260.230.210.19对于钢管约束型钢混凝土轴压短柱，它是基于钢管约束混凝土和型钢混凝土提出的一种组合柱，通过外部钢管的约束作用，内部型钢和混凝土的强度和延性得到了较大提升。2010年，周绪红、刘界鹏出版了第一部关于钢管约束混凝土的专著[35]，书中对钢管约束型钢混凝土柱的研究方法、受力特点等均给出了详细说明，其中，钢管约束型钢混凝土轴压承载力计算方法见式（4-3）。NufAcccfAaa（4-3）式中，Nu表示构件的轴压承载力，fcc、fa分别表示约束混凝土的轴心抗压强度、型钢的屈服强度，Ac、As分别表示混凝土的净截面面积、型钢的截面面积，χ表示通过稳定曲线得到的与相对长细比相关的折减系数，其大小可按照文献[5]中提到的方法进行计算，当构件为轴压短柱时，其大小可取1.0。显然，对于钢管约束型钢混凝土轴压短柱，其计算方法也为各组分的叠加，但在混凝土强度计算时考虑了外部约束对其强度的提高，文献[35]中建议fcc的计算方法见式4-4。ffll（4-4）ff1.2542.25417.942cccoffcc式中，fco表示混凝土轴心抗压强度，fcc表示约束混凝土轴心抗压强度，fl表示外包钢管对内部核心混凝土和型钢的有效约束力，其计算方法见式（4-5）。式中，t表示钢管壁厚，fy表示钢管屈服强度，D表示钢管直径。2tfyf（4-5）lDt2对于钢骨-钢管混凝土轴压短柱，它是在钢管混凝土柱和型钢混凝土柱的基础上发展而来的一种组合柱，钢骨加入到钢管混凝土中后，使得构件的承载力和延性得到提高，钢骨还在一定程度上抑制或延缓了混凝土中剪切斜裂缝的发-72- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法展，且对内部核心混凝土有一定的约束作用，钢管、钢骨和混凝土协同作用从而提升了构件的承载能力和延性。文献[58]经过试验研究和理论分析给出了钢骨-钢管混凝土柱轴压承载力的计算方法，主要基于统一理论[7]提出了钢骨-钢管混凝土柱的轴压承载力计算方法，见式（4-6）~式（4-7）。其中A为全截面面积，ξ为套箍系数，ρ为配骨指标，fA/fA;fA/fA，0.9，B、C为计算常数，其计算方法yyccsscc见式（4-8）~式（4-9）。yNfA（4-6）scy2fsc1.212BCfc（4-7）fyB0.17590.974;（4-8）235fcC0.10380.309（4-9）204.3.2轴压承载力公式的提出基于前文对波纹钢管型钢混凝土的试验和有限元分析，可以发现波纹钢管相对于传统构件而言有其自身的特殊性。特殊的波纹褶皱使得其在轴压过程中外部波纹钢管与内部混凝土咬合紧密，二者变形协调；波纹钢管波峰处钢材双向受拉，波纹钢管纵向应力的传导在波峰处断开，钢材主要为内部核心混凝土和型材提供环向约束；波纹钢管应力分布存在不均匀性，波峰处钢材先屈服，波中和波谷处的钢材后屈服，使得构件的轴压延性较好；波纹钢管变形能力强，峰值应变大，构件的轴压刚度主要靠内部核心混凝土提供。参考上节对相似构件的轴压承载力计算公式的讨论，本节从两个角度建立了波纹钢管型钢混凝土轴压短柱极限承载力的计算公式。4.3.2.1基于叠加原理建立的轴压承载力计算公式基于叠加原理，可将波纹钢管型钢混凝土分成三个部分：内部型材、核心混凝土、外部波纹钢管，其中外部波纹钢管主要为内部核心混凝土和型材提供环向约束。经第二章的分析，当构件达到峰值荷载时，波纹钢管全截面的平均纵向应力约为-0.12fy，由于波纹钢管目前的壁厚较薄，含钢率较低，可以忽略其在纵向上承担的荷载，因此波纹钢管型钢混凝土的轴压承载力主要由内部型材和核心混凝土提供；核心混凝土由于受到外部波纹钢管和内部型材的约束使得其轴压强度得到了大大提高，因此计算时应考虑外部约束作用对其强度的提高；-73- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文内部型材在核心混凝土的限制下延缓了其局部屈曲，可认为构件达到峰值荷载时其全截面屈服。基于上面的分析，参考钢管约束型钢混凝土的轴压承载力计算公式，提出了波纹钢管型钢混凝土轴压承载力的计算公式，具体见式（4-10）。其中，Nu表示构件的轴压承载力，fcc表示约束混凝土的轴心抗压强度，其计算方法见式（3-6）或式（4-4），其中fl应按照式（2-19）计算，fy表示内部型材的屈服强度，Ac表示内部核心混凝土的截面面积，Ay表示内部型材的截面面积。NfAfA（4-10）ucccyy4.3.2.2基于统一理论建立的轴压承载力计算公式“统一理论”是由钟善桐教授在1978年基于对钢管混凝土柱的大量研究提出的新方法，其核心思想是将钢管混凝土构件视为统一体，认为钢管混凝土的工作性能随着材料的物理参数、统一体的几何参数和截面形式以及应力状态变化而变化，且这种变化是连续的、相关的，计算是统一的，即钢管混凝土的性能具有统一性、连续性和相关性[8]。本文基于传统钢-混组合构件所提出的波纹钢管型钢混凝土新型构件，经过试验研究发现其外部波纹钢管与内部核心混凝土咬合紧密，在轴压过程中二者始终变形协调，因此将二者看成一个统一体进行分析，具有一定的合理性。此外，基于4.2节的参数分析，可以发现，构件的轴压承载力与构件的套箍系数大致呈线性关系，参考文献[58]中提出的钢骨-钢管混凝土轴压承载力公式，提出了波纹钢管型钢混凝土轴压承载力的计算方法，具体见式（4-6）~式（4-9）。4.4波纹钢管型钢混凝土轴压承载力公式验证为了验证上述所提公式的合理性，并比较其各自的适用性，通过本文所建立的有限元模型，扩大有限元的计算参数，其详细参数取值见表4-3。表4-3波纹钢管型钢混凝土承载力公式验证算例参数参数取值f（MPa）30，40，50，60cuf（MPa）235，345，460，590yD（mm）250，300，400，5000t（mm）1，2，4，6分别采用上节所提出的轴压承载力计算公式对每个有限元算例进行计算，其中，当选用式（4-10）进行计算时，波纹钢管约束作用下的混凝土峰值应力fcc-74- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法分别采用式（3-6）或式（4-4）进行计算，二者的区别在于式（3-6）形式更为简单，而式（4-4）考虑了混凝土强度对约束混凝土强度提高的影响。图4-5给出了有限元计算结果NF和采用式（4-10）的计算结果对比图，其中N1表示公式中fcc采用式（3-6）计算的结果，N2表示fcc采用式（4-4）计算的结果，X和s分别为有限元计算结果与公式计算结果比值的平均值和标准差。当混凝土峰值应力fcc采用Mander模型进行计算时，公式的计算结果离散性相对较大，标准差达到了0.141，当采用Richart模型进行计算时，公式计算结果的离散性较小，标准差为0.048。2400024000h/l=0.171;=9°;h/l=0.171;=9°;StyleofSteel:150×150×6×8;StyleofSteel:150×150×6×8;2000020000+20%+20%1600016000/kN/kNFFN-20%N-20%12000120008000X=1.108000X=1.125s=0.048s=0.1414000400040008000120001600020000240004000800012000160002000024000N1/kNN2/kN（a）Richart峰值应力模型（b）Mander峰值应力模型图4-5基于简单叠加原理的承载力公式验证图4-6给出了有限元计算结果NF和基于“统一理论”提出的轴压承载力公式的计算结果对比图，其中，N3表示采用式（4-6）计算的结果。24000h/l=0.171;=9°;StyleofSteel:150×150×6×8;20000+20%16000/kNFN-20%12000X=1.0268000s=0.16040004000800012000160002000024000N3/kN图4-6基于统一理论的承载力公式验证可以看出，基于“统一理论”提出的轴压承载力公式计算结果标准差达到了0.16，其离散性较大。这主要是由于当构件截面增大时，构件的套箍系数和配骨指标较小，使得基于“统一理论”的计算承载力较低。-75- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文4.5考虑内部型钢与混凝土之间的约束效应的提高系数基于4.4节的分析，波纹钢管型钢混凝土轴压短柱承载力计算公式宜采用式（4-10）进行计算，fcc宜采用式（3-6）进行计算。但基于“简单叠加原理”提出的波纹钢管型钢混凝土轴压承载力计算公式较为保守，这主要是由于计算公式中将核心混凝土和内部型材分开进行计算，计算核心混凝土时只考虑了外部波纹钢管的约束作用，没有考虑内部型材与核心混凝土之间的组合效应。为了使构件的轴压承载力计算公式更为准确，需考虑内部型钢对核心混凝土的约束效应，因此在约束混凝土的峰值应力fcc处考虑一个提高系数，即波纹钢管型钢混凝土的轴压承载力计算方法见式（4-11）。NfAfA（4-11）ucccyy为确定的大小，基于本文所建立的有限元模型，分别对不同几何尺寸和不同截面形式的型钢进行计算，其计算参数见表4-4。其中几何尺寸中“150×150×6×8”分别表示型钢宽度、高度、腹板厚度、翼缘厚度，其余类推。表4-4型钢计算参数型钢截面几何尺寸（mm）型钢含钢率（%）外部波纹钢管含钢率（%）150×150×6×84.22%175×175×7.5×117.11%2.04%、2.81%、5.62%、8.43%200×200×8×129.26%200×200×16×1412.87%200×150×6×87.66%160×110×6×810.52%2.04%、2.81%、5.62%、8.43%230×170×8×1015.81%先按式（4-10）计算各参数构件的轴压承载力，通过与有限元计算结果进行比较可确定的大小，图4-7给出了两种型钢截面形式的计算结果。2.02.01.51.5=1.251.0=1.101.00+1.104.22%0+1.287.66%7.11%10.52%0.59.26%0.515.81%12.87%FittingFitting0.00.00.020.040.060.080.020.040.060.0800(a)工字型截面(b)十字型截面图4-7的计算结果-76- 第4章波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力计算方法由图4-7可知，本文研究参数范围内，对波纹钢管含钢率和型钢含钢率的变化并不敏感。当型钢含钢率增大时，略有提高，但提高幅度较小；当外部波纹钢管含钢率增大时，几乎不发生变化；工字型截面的低于十字型截面。经过上述分析，当内部型材截面采用工字型时，可取1.10；当内部型材截面采用十字型时，可取1.25。图4-8给出了采用式（4-11）计算的结果与有限元计算结果的对比图，其中N4表示按照式（4-11）的计算结果，可见X为0.973，标准差为0.0429，表明公式计算结果与有限元计算结果吻合较好，离散性也较小，所提出的轴压承载力计算公式。24000h/l=0.171;=9°;StyleofSteel:150×150×6×8;20000+20%16000/kNFN-20%120008000X=0.973s=0.042940004000800012000160002000024000N4/kN图4-8基于简单叠加并考虑型钢与混凝土组合效应的承载力公式验证4.6本章小结本章基于第三章所建立的有限元模型，对混凝土强度、波纹钢管钢材屈服强度、波纹钢管径厚比、型钢含钢率等参数对构件轴压力学性能的影响进行了分析。在讨论相似构件轴压承载力计算公式的基础上提出了波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力的计算方法。通过本章的分析，得出以下结论：（1）波纹钢管型钢混凝土轴压短柱的峰值荷载随着核心混凝土强度等级的提高而近似呈线性增加；构件峰值承载力随径厚比增大而减小，且径厚比越小，构件峰值承载力下降得越明显。提高波纹钢管含钢率和钢材屈服强度越大可以明显构件的轴压承载力和延性，且钢材屈服强度越高，波纹钢管含钢率对构件的轴压力学性能影响越明显。构件的轴压承载力随内部型钢含钢率线性增加，在相同型钢含钢率的条件下，型钢截面采用十字型优于工字型，且型钢含钢率越大，这种优势就越明显。构件的轴压承载力与套箍系数呈线性关系，且混凝土强度越高，套箍系数对构件轴压力学性能影响越显著。-77- 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文（2）分别基于“简单叠加原理”和“统一理论”提出了波纹钢管型钢混凝土轴压承载力计算公式，并基于有限元算例对所提计算公式进行了验证和评价。（3）综合考虑轴压承载力计算公式的计算精度和离散性，提出了考虑内部型钢和混凝土组合效应的轴压承载力计算公式，并基于有限元参数分析给出了的建议值，考虑内部型钢和混凝土组合效应提高系数的承载力计算公式与有限元计算结果吻合较好。-78- 结论结论本文对波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能进行了试验研究和有限元分析，在分析相似构件轴压承载力的基础上提出了波纹钢管型钢混凝土短柱轴压承载力的计算方法。通过上述工作，得到主要结论如下：（1）波纹钢管型钢混凝土相比于型钢混凝土峰值荷载提高了17%，延性系数提高了59%，峰值应变提高了一倍；相对于钢管约束混凝土其承载力提高了3%，延性系数提高了20%，峰值应变提高了50%。相对于简单叠加构件，增加了一层薄壁波纹钢管能将承载力提高66%，延性提高2.24倍；且其强度系数不低于内配钢筋笼的钢管约束型钢混凝土。波纹钢管型钢混凝土具有优异的轴压力学性能。（2）波纹钢管表面应力分布不均匀，波峰处钢材双向受拉，横向变形系数恒大于1，构件达到峰值荷载时其环向约束水平超过了钢材屈服强度；波谷处纵向应力为正，构件达到峰值荷载时其环向应力和纵向应力均接近0.5fy；波中处为波峰和波谷的过渡段。波纹钢管的纵向应力和环向应力沿柱高方向呈余弦分布，纵向压应力沿高度的平均值为0.12fy，环向应力沿高度的平均值为0.83fy，相对于同样条件的平钢管，波纹钢管直接承担的纵向荷载更少，环向约束作用更强。（3）摩擦系数和滑移算法不影响构件的轴压力学性能，波纹钢管螺旋角的增大对构件的轴压承载力有一定折减，常用波纹钢管螺旋角对构件轴压承载力的影响可以忽略不计；构件的轴压承载力随着h/l的增大而增大，最佳h/l宜在0.2左右。构件峰值荷载随着核心混凝土强度等级的提高线性增加；构件峰值承载力随径厚比的增大而减小，且径厚比越小，构件峰值承载力下降得越明显；提高波纹钢管含钢率和钢材屈服强度可以明显构件的轴压承载力和延性，且钢材屈服强度越高，波纹钢管含钢率对构件的影响越明显；构件的轴压承载力随内部型钢含钢率线性增加，且在相同型钢含钢率的条件下，十字型型钢截面优于工字型截面。（4）综合分析传统相似构件的轴压承载力计算方法，提出了考虑内部型钢对混凝土的约束效应的轴压承载力计算公式；考虑了内部型钢对核心混凝土的约束效应的轴压承载力公式计算结果与有限元结果吻合良好，有限元计算结果与公式预测值比值的均值为0.973，标准差为0.043。-79- 哈尔滨大学工学硕士学位论文参考文献[1]国务院发展研究中心和世界银行联合课题组,李伟,indrawatSM等.中国:推进高效、包容、可持续的新型城镇化[M].中国发展出版社,2014.[2]中华人民共和国国家统计局.中国统计年鉴[M].中国统计,2015.[3]王玉银.圆钢管高强混凝土轴压短柱基本性能研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学博士学位论文,2003.[4]钟善桐.钢-混凝土组合结构在我国的研究与应用[J].钢结构,2000,15(04):41-46.[5]陈宝春,牟廷敏,陈宜言,黄冀卓.我国钢-混凝土组合结构桥梁研究进展及工程应用[J].建筑结构学报,2013(S1):1-10.[6]赵君黎,刘晓娣.钢-混组合结构在桥梁中的应用综述[J].特种结构,2017,34(02):99-116.[7]赵鸿铁.钢与混凝土组合结构[M].北京:科学出版社,2001.[8]钟善桐.钢管混凝土结构(第3版)[M].清华大学出版社,2003.[9]蔡绍怀.我国钢管混凝土结构技术的最新进展[J].土木工程学报,1999,32(4):16-26.[10]叶列平,方鄂华.钢骨混凝土构件的受力性能研究综述[J].土木工程学报,2005,33(5):1-12.[11]EllobodyE,YoungB,LamD.Behaviorofnormalandhighstrengthconcrete-filledcompactsteeltubecircularstubcolumns[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2006,62(7):706-715.[12]ZhangSM,LiuJP.Seismicbehaviorandstrengthofsquaretubeconfinedreinforced-concrete(STRC)columns[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2007,63(9):1194-1207.[13]AbdullahJA,ZhangSM,LiuJP.Shearstrengthandbehavioroftubedreinforcedandsteelreinforcedconcrete(TRCandTSRC)shortcolumns[J].Thin-WalledStructures,2010,48(3):191-199.[14]LiuJP,ZhouXH.BehaviorandstrengthoftubedRCstubcolumnsunderaxialcompression[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2010,66(1):28-36.[15]WangXD,LiuJP,ZhangSM.Behaviorofshortcirculartubed-reinforced-concretecolumnssubjectedtoeccentriccompression[J].EngineeringStructures,2015,105:77-86.-80- 参考文献[16]LiangHJ,LuYY,HuJY,etal.ExperimentalstudyandconfinementanalysisonRCstubcolumnsstrengthenedwithcircularCFSTunderaxialload[J].InternationalJournalofSteelStructures,2018:1-12.[17]HeecheulK,HunLK,HakLY,etal.Axialbehaviorofconcrete-filledcarbonfiber-reinforcedpolymercompositecolumns[J].StructuralDesignofTall&SpecialBuildings,2012,21(3):178-193.[18]YuT,TengJG,WongYL,etal.Finiteelementmodelingofconfinedconcrete-II:Plastic-damagemodel[J].SteelConstruction,2010,32(3):680-691.[19]LamL,TengJG.Stress-strainmodelforFRP-confinedconcreteundercyclicaxialcompression[J].EngineeringStructures,2009,31(2):308-321.[20]LiuJP,XuTX,WangYH,etal.AxialbehaviourofcircularsteeltubedconcretestubcolumnsconfinedbyCFRPmaterials[J].ConstructionandBuildingMaterials,2018,168:221-231.[21]EsfandiariMJ,RahimiBondarabadiH,SheikholarefinS,etal.NumericalinvestigationofparametersinfluencingdebondingofFRPsheetsinshear-strengthenedbeams[J].EuropeanJournalofEnvironmentalandCivilEngineering,2018,22(2):246-266.[22]ZhaoXL,GrzebietaR.Strengthandductilityofconcretefilleddoubleskin(SHSinnerandSHSouter)tubes[J].Thin-WalledStructures,2002,40(2):199-213.[23]TaoZ,HanLH,ZhaoXL.Behaviourofconcrete-filleddoubleskin(CHSinnerandCHSouter)steeltubularstubcolumnsandbeam-columns[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2004,60(8):1129–1158.[24]郭晓松.椭圆形钢管混凝土短柱轴压及偏压力学性能研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2015.[25]江汉.椭圆钢管混凝土受扭、受剪和局压性能与设计方法研究[D].合肥:合肥工业大学硕士学位论文,2017.[26]李震.不锈钢管混凝土短柱和钢管混凝土拱受力状态及失效准则研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2017.[27]曹楚南.中国材料的自然环境腐蚀[M].北京:化学工业出版社,2005:85-92.[28]吴阿明.桥梁钢结构腐蚀与疲劳应力研究[D].西安:长安大学硕士学位论文,2016.[29]宋钢.考虑腐蚀效应的圆钢管轴向受力性能研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2016.[30]张翔.薄壁钢管混凝土梁柱力学性能试验研究[D].浙江:浙江大学硕士-81- 哈尔滨大学工学硕士学位论文学位论文,2010.[31]AmericanConcreteInstitute.ACI318.BuildingCodeRequirementsforStructuralConcreteandCommentary[S].USA：FarmingtonHills，2002：36-85.[32]BritishStandardInstitutions.BS.BS5400-5.CodeofPracticeforDesignofCompositeBridges[S].London：U.K，2005：25-53.[33]EC4.EN1994-1.DesignofCompositeSteelandConcreteStructures-Part1：GeneralRulesandRulesforBuildings[S].Brussels:SpringerBerlinHeidelberg,2004:56-90.[34]中华人民共和国行业标准.钢管混凝土结构设计与施工规程[S]CECS28:90.中国计划出版社,1992.[35]周绪红,刘界鹏.钢管约束混凝土柱的性能与设计[M].北京:科学出版社,2010:270-283.[36]董定元,苏学仕.金属管焊接[M].北京:机械工业出版社,1997:3-5.[37]成建壮.螺旋波纹钢管机的设计与分析[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学硕士学位论文,2013:1-18[38]MarderAR.Themetallurgyofzinc-coatedsteel[J].ProgressinMaterialsScience,2000,45(3):191-271.[39]MaiVT,HoultNA,MooreID.EffectofDeteriorationonthePerformanceofCorrugatedSteelCulverts[J].JournalofGeotechnical&GeoenvironmentalEngineering,2014,140(2):04013007.[40]HalmenC,TrejoD,FolliardK.Servicelifeofcorrodinggalvanizedculvertsembeddedincontrolledlow-strengthmaterials[J].JournalofMaterialsinCivilEngineering,2008,20(5):366-374.[41]TimoshenkoSP.Theoryofplatesandshells[J].StudiesinMathematics&ItsApplicationsElsevierAmsterdam,1959,6(3760):606.[42]ANSI/AISIS100-2007,NorthAmericanSpecificationfortheDesignofCold-FormedSteelStructuralMembers[S].Washington,D.C.:AmericanNationalStandardsInstitue,2007.[43]中华人民共和国行业标准.钢骨混凝土结构技术规程.YB-9082-2006.冶金工业出版社,2003.[44]贾金青.钢骨高强混凝土短柱及高强混凝土短柱力学性能的研究[D].大连:大连理工大学博士学位论文,2000.[45]WangXD,LiuJP,ZhouXH.BehaviorandDesignMethodofShortSquareTubed-Steel-Reinforced-ConcreteColumnsunderEccentricLoading[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2016,116:193-203.-82- 参考文献[46]LiuJP,WangXD,QiHT,etal.BehaviorandStrengthofCircularTubedSteel-Reinforced-ConcreteShortColumnsunderEccentricLoading[J].AdvancesinStructuralEngineering,2015,18(10):1587-1596.[47]CarbucicchioM,CiprianR,OspitaliF,etal.Morphologyandphasecompositionofcorrosionproductsformedatthezinc–ironinterfaceofagalvanizedsteel[J].CorrosionScience,2008,50(9):2605-2613.[48]LallyHandbookofLallyColumConstruction(SteelColumns-ConcreteFilled)TenthEdition[M].NewYork:LallyColumnCoMPanies,1926:85.[49]Eurocode4.DesignofSteelandConcreteStructures-Part1-1:Generalrulesandrulesforbuidings[S].Brussels(Belgium):EuropeanCommitteeforStandardization,1994.[50]AIJ.RecommendationsforDesignandConstructionofConcreteFilledSteelTubularStructures[S].Tokoy:ArchitecturalInstituteofJapan,1997.[51]BrettC.Gourley,CenkTort,etal.ASynopsisofStudiesoftheMonotonicandCyclicBehaviorofConcrete-FilledSteelTubeMembers,Connections,andFrames[R].NSELReporSeriesReportNo.NSEL-008.2008.[52]AISC.LoadandResistanceFactorDesignSpecificationforStructuralSteelBuildings[S].Chicago:AmericanInstituteofSteelConstruction,1999.[53]中华人民共和国行业标准.钢-混凝土组合结构设计规程[S].中国电力出版社,1999.[54]中华人民共和国行业标准.矩形钢管混凝土结构技术规程[S].中国计划出版社,2004.[55]中华人民共和国行业标准.高强混凝土结构技术规程:中国工程建设标准化协会标准[S].中国计划出版社,1999.[56]赵大洲.钢骨-钢管高强混凝土组合柱力学性能的研究[D].大连:大连理工大学博士学位论文,2003.[57]朱美春.钢骨-方钢管自密实高强混凝土柱力学性能研究[D].大连:大连理工大学博士学位论文,2005.[58]邓远征.钢骨-钢管混凝土轴压短柱承载力和组合刚度研究[D].大连:大连理工大学博士学位论文,2005.[59]杨包生.钢骨-钢管混凝土组合柱受力性能的研究[D].内蒙古:内蒙古科技大学硕士学位论文,2006,28-34.[60]尧国皇,孙素文,李秀明.轴心受压型钢-钢管混凝土柱力学性能的研究[J].建筑钢结构进展,2007,9(6):26-32.[61]Gardner,NJ,Jacobson,E(1967).Structuralbehaviorofconcretefilledsteel-83- 哈尔滨大学工学硕士学位论文tubes[J].JournalofAmericaConcreteInstitute,1967,No.64-38,404-413.[62]QiHT,GuoLH,LiuJP,etal.AxialLoadBehaviorandStrengthofTubedSteelReinforced-Concrete(SRC)StubColumns[J].Thin-WalledStructures,2011,49(9):1141-1150.[63]国建飞.钢管约束型钢高强混凝土轴压短柱力学性能试验研究与分析[D].西安:长安大学硕士学位论文,2009.[64]张曦.方钢管约束型钢混凝土与钢筋混凝土短柱抗震性能试验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2009.[65]GanD,GuoLH,LiuJP,etal.Seismicbehaviorandmomentstrengthoftubedsteelreinforced-concrete(SRC)beam-columns[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2011,67(10):1516-1524.[66]王宣鼎.钢管约束型钢混凝土短柱轴压及偏压力学性能研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2013.[67]王宣鼎.钢管约束钢筋及型钢混凝土柱偏压性能与承载力研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学博士学位论文,2016.[68]JohnsonRP.Compositestructuresofsteelandconcrete:beams,slabs,columns,andframesforbuildings[M].JohnWiley&Sons,2008.[69]VirdiKS,DowlingPJ,BS449,etal.Theultimatestrengthofcompositecolumnsinbiaxialbending[J].Proceedingsoftheinstitutionofcivilengineers,1973,55(1):251-272.[70]MunozPR,HsuCTT.Behaviorofbiaxiallyloadedconcrete-encasedcompositecolumns[J].JournalofStructuralEngineering,1997,123(9):1163-1171.[71]EllobodyE.Aconsistentnonlinearapproachforanalyzingsteel,cold-formedsteel,stainlesssteelandcompositecolumnsatambientandfireconditions[J].Thin-WalledStructures,2013,68:1-17.[72]ShunichiNakamura.ConstructionConsiderationforCompositesteel-and-ConcreteFloorsystems[J].Journalofstructuralengineering，2002，128（9）：1099-1110.[73]王海龙.在反复荷载作用下的SRC框架柱强度和延性实验分析[R].成都：西南交通大学可研报告,1988.[74]赵世春.钢骨钢筋混凝土构件基本受力行为的研究[D].成都：西南交通大学博士学位论文,1993.[75]中华人民共和国行业标准.型钢混凝土组合结构技术规程[S].北京：中国建筑工业出版社,2001.-84- 参考文献[76]赵鸿铁,张素梅.组合结构设计原理[M].北京:高等教育出版社,2005.[77]CorrugatedSteelPipeInstitute.Handbookofsteeldrainage&highwayconstructionproducts[M].2nded.Cambridge:CSPI,2009.[78]李祝龙.公路钢波纹管涵洞设计与施工技术[M].北京:人民交通出版社.2007.[79]NationalCorrugatedSteelPipeAssociation.CorrugatedSteelPipeDesignManual[M].2nded.Washington,D.C.:NCSPA,2008.[80]RegierC,MooreID,HoultNA.Remainingstrengthofdeterioratedcorrugatedsteelculverts[J].JournalofPipelineSystemsEngineering&Practice,2018,9(2).[81]BiddahA,GhobarahA,AzizTS.UpgradingofNonductileReinforcedConcreteFrameConnections[J].JournalofStructuralEngineering,1997,123(8):1001-1010.[82]GhobarahA,BiddahA,MahgoubM.RehabilitationofReinforcedConcreteColumnsusingCorrugatedSteelJacketing[J].JournalofEarthquakeEngineering,1997,1(4):651-673.[83]HanTH,StallingsJM,KangYJ.Nonlinearconcretemodelfordouble-skinnedcompositetubularcolumns[J].ConstructionandBuildingMaterials,2010,24(12):2542-2553.[84]LayGR.Responseofreinforcedconcreteandcorrugatedsteelpipestosurfaceload[D].Canada:Queen'sUniversity,2012.[85]J.S.Kang,J.S.Davidson.Structuraleffectsofconcreteliningforconcrete-linedcorrugatedsteelpipes[J].Structure&InfrastructureEngineering,2013,9(2):130-140.[86]陈光林.超大直径波纹钢空心桩的开发研究[D].南昌:华东交通大学硕士学位论文,2013.[87]HanTH,WonD,KimS,etal.ExperimentalstudyonthelateralbehaviorofDSCTcolumnswithcorrugatedinnertube[J].MaterialsandStructures,2015,48(9):1-13.[88]PopovicsS.Anumericalapproachtothecompletestress-straincurveofconcrete[J].Cement&ConcreteResearch,1973,3(5):583-599.[89]ManderJB,PriestleyMJN,ParkR.TheoreticalStress-StrainModelforConfinedConcrete[J].JournalofStructuralEngineering,1988,114(8):1804-1826.[90]Hoshikuma.J，Kawashima.K，Nagaya.K.andTaylor,A.W.Stress–strainmodelforconfinedreinforcedconcreteinbridgepiers[J]EngineeringStructures,1997,123(5):624–633.-85- 哈尔滨大学工学硕士学位论文[91]BiniciB.Ananalyticalmodelforstress–strainbehaviorofconfinedconcrete[J]EngineeringStructures,2005;27:1040–51.[92]LokugeWP,SanjayanJG,SetungeS.Stress–StrainModelforLaterallyConfinedConcrete[J].JournalofMaterialsinCivilEngineering,2005,17(6):607-616.[93]中华人民共和国行业标准.GB/T50081-2002普通混凝土力学性能试验方法标准[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.[94]中华人民共和国行业标准.GB/T228.1-2010金属材料拉伸试验-第I部分：室温试验方法[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.[95]中华人民共和国行业标准.GB/T50152-2012混凝土结构试验方法标准[S].北京:中国建筑工业出版社,2012.[96]HanLH,YaoGH,ZhaoXL.Testsandcalculationsforhollowstructuralsteel（HSS）stubcolumnsfilledwithself-consolidatingconcrete(SCC)[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2005,61(9):1241-1269.[97]甘丹.钢管约束混凝土短柱的静力性能和抗震性能研究[M].兰州:兰州大学博士学位论文,2012.[98]YUT,TENGJG,WONGYL,etal.Finiteelementmodelingofconfinedconcrete-II:Plastic-damagemodel[J].EngineeringStructures,2010,32(3):680-91.[99]RichartFE,BrandtzaegA,BrownRL.Astudyofthefailureofconcreteundercombinedcompressivestress[J].UniversityofIllinoisBulletin;1928,26(12).[100]BalmerGG.Shearingstrengthofconcreteunderhightriaxialstress[J].ComputationofMohr’sEnvelopeasaCurveStructuralResearchLaboratoryReportSP-23,Denver,CO,1949.[101]CollinsMP,MitchellD.Prestressedconcretestructures[M].EnglewoodCliffs,NJ:PrenticeHall,1991.[102]NabilAbdel-RahmanK.S.Sivakumaran.MaterialPropertiesModelsforAnalysisofCold-FormedSteelMembers[J].Journalofstructuralengineering,ASCE,1997,123(9):1135-1143.[103]中华人民共和国行业标准.GB/T34567-2017冷弯波纹钢管[S].北京:中国建筑工业出版社,2017.[104]张冰.FRP管-高强混凝土-钢管组合短柱轴压性能试验研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学硕士学位论文,2009.[105]中华人民共和国行业标准.GB50010-2010,混凝土结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2010-86- 攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果（一）发表的学术论文[1]方勇,王玉银,傅昶彬,王庆贺.穿筋压型钢板-混凝土组合板受弯性能研究[J].建筑结构学报,2017,38(S1):1-8.（二）申请及已获得的专利[1]刘昌永,杨理贵,方勇,王玉银.一种波纹钢拱挡土墙[P].黑龙江:CN107090848A,2017-08-25.[2]王玉银,孙洪鹏,杨理贵,方勇.一种波纹钢管混凝土防屈曲支撑装置[P].黑龙江:CN107023209A,2017-08-08.[3]王玉银,刘昌永,杨理贵,刘晟,方勇.一种波纹钢管钢筋混凝土柱[P].黑龙江:CN107012988A,2017-08-04.[4]刘昌永,王玉银,刘晟,杨理贵,方勇.一种双壁波纹钢管钢筋混凝土空心桥墩柱[P].黑龙江:CN107044083A,2017-08-15.-87- 致谢哈尔滨工业大学学位论文原创性声明和使用权限学位论文原创性声明本人郑重声明：此处所提交的学位论文《波纹钢管型钢混凝土短柱轴压力学性能研究》，是本人在导师指导下，在哈尔滨工业大学攻读学位期间独立进行研究工作所取得的成果，且学位论文中除已标注引用文献的部分外不包含他人完成或已发表的研究成果。对本学位论文的研究工作做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式注明。作者签名：日期：2018年6月28日学位论文使用权限学位论文是研究生在哈尔滨工业大学攻读学位期间完成的成果，知识产权归属哈尔滨工业大学。学位论文的使用权限如下：（1）学校可以采用影印、缩印或其他复制手段保存研究生上交的学位论文，并向国家图书馆报送学位论文；（2）学校可以将学位论文部分或全部内容编入有关数据库进行检索和提供相应阅览服务；（3）研究生毕业后发表与此学位论文研究成果相关的学术论文和其他成果时，应征得导师同意，且第一署名单位为哈尔滨工业大学。保密论文在保密期内遵守有关保密规定，解密后适用于此使用权限规定。本人知悉学位论文的使用权限，并将遵守有关规定。作者签名：日期：2018年6月28日导师签名：日期：2018年6月28日-88- 哈尔滨工业大学学位论文原创性声明和使用权限致谢恍惚间，两年的硕士光阴在忙忙碌碌中转瞬即逝！首先感谢我的导师张素梅教授，张老师渊博的学识、严谨的治学态度、忘我的工作精神和对学生的亲切关怀让我获益匪浅，她的指导与教诲将成为我终生受益的财富。感谢我尊敬的副导师王玉银老师，王老师不仅在学习和科研上给予我严谨认真的指导，在生活上也给予了我无微不至的关怀，更是教会了我许多做人做事的道理；王老师严谨踏实的工作态度，有条不紊的工作习惯、谦虚友善的待人方式、敏锐的洞察力将是我一生学习的标杆。过去的两年里，学生取得的每一份进步都凝聚了您的指导和帮助，谨在此对您表示最衷心的感谢。特别感谢刘昌永老师，从论文的选题到论文的修改和定稿，刘老师都倾注了大量的心血，当我因为课题感到迷惘和困惑时，刘老师总是给我指明前进的方向，让我重拾信心，给予了我直面困难和逆境的勇气，在此，学生表示由衷的敬意和感谢。感谢金属与组合结构研究中心的杨华老师、郭兰慧老师、耿悦老师、刘发起老师对我的指导和帮助。感谢王庆贺师兄、张颖师兄、杨冬冬师兄在论文撰写和有限元建模过程中对我的指导和帮助；感谢陈鹏师兄、胡清师兄、孙大伟师兄、赵晖师兄、赵木子师兄在试验与论文撰写过程中给予的意见和帮助；感谢同课题组的杨理贵师兄、路博师弟、洪志坚师兄、伊索师兄在试验和论文撰写时给予的帮助，尤其杨理贵师兄，正是一次次与你激烈的讨论，才使我对课题的思考更加清晰，也感谢你在课题上提供的无私帮助；感谢金属与组合结构中心教研室的每一个同学，同窗之谊终身难忘，研究生阶段和你们一起工作学习的日子让我不再孤单！感谢同级朋友殷海棠、尹航、李伟涛、常卫以及室友王永超、孙士鹏等人在试验和生活中给予我的大力支持；感谢陪我参加课外活动、陪我吃吃喝喝、陪我打篮球、陪我打乒乓球的所有小伙伴们，谢谢你们的陪伴；感谢陈春霈老师、魏晓坤老师、石千程老师、廉洪波老师、李敬伟老师等在课外活动中给予的大力支持和帮助。谨以此文献给我亲爱的父母和家人，没有你们的帮助，我不会成为现在的我。课题承蒙“十三五”国家重点研发项目（2016YFC0701202）的资助，特此致谢。感谢哈工大两年里给予我性格上的改变，即将到来的博士生涯请待我如故！2018年6月于冰城-89-