钢管混凝土柱_钢梁节点核心区受剪承载力计算对比研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 012 文章编号 1000-6869 2012 02-0085-08 钢管混凝土柱-钢梁节点核心区 受剪承载力计算对比研究 刘晓刚 1，樊健生2，陶慕轩1，聂建国2 1． 清华大学 土木工程系，北京 100084; 2． 清华大学 土木工程安全与耐久教育部重点实验室，北京 100084 摘要 对近年来国内外进行的部分钢管混凝土柱与钢梁连接节点试验数据进行了统计， 将试验结果与 AIJ 规范公式、 Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法的计算结果进行了对比分析。计算结果表明 Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法的核心区受 剪承载力计算方法较 AIJ 规范更加准确可靠。通过参数分析， 证实了 3 种受剪承载力计算方法对不同轴压比、 不同节点形 式、 不同柱截面的钢管混凝土节点具有较广泛的适用性。建议 AIJ 规范的适用钢材强度和混凝土强度分别不超过 450 MPa 和 70 MPa， 3 种方法的适用钢材屈服强度与混凝土抗压强度标准值之比不小于 8。对特殊类型节点的核心区受剪设计， 也 给出了修正计算式。 关键词 钢管混凝土柱;钢梁;节点;核心区;受剪承载力 中图分类号 TU398. 9TU312. 1文献标志码 A Comparison and analysis on design of shear capacity of panel zone between CFT column and steel beam LIU Xiaogang1，FAN Jiansheng2，TAO Muxuan1，NIE Jianguo2 1． Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China; 2． Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Ministry of Education， Tsinghua University，Beijing 100084，China AbstractThis paper investigates the experiments on composite joints between concrete filled tube columns and steel girders conducted in recent years and compares the test results with the calculation results of AIJ specification， Fukumoto calculation and Nishiyama calculation ． By data analysis， the study confirms the applicability of the three s． The ultimate shear capacity calculation results of Fukumoto and Nishiyama s are more accurate and reliable than AIJ specification． By parametric analysis，the study confirms that the three s have a broad applicability for joints of various axial compression ratios，connection ation and column cross section． This paper also suggests that the applicable steel strength and concrete strength of AIJ specification should not exceed 450 MPa and 70 MPa respectively，the applicable steel yielding strength to concrete standard compressive strength should exceed 8． This paper also gives proposed amendments of ulas to suit for special ation of joints． KeywordsCFT column;steel beam;connection;panel zone;shear capacity 基金项目 国家自然科学基金项目 90815006 ， 长江学者和创新团队发展计划项目 IRT00736 。 作者简介 刘晓刚 1986 ， 男， 山东烟台人， 博士研究生。E- mail sdlzliuxiaogang126. com 通讯作者 樊健生 1975 ， 男， 山东东营人， 教授。E- mail fanjsh tsinghua. edu. cn 收稿日期 2010 年 10 月 58 0引言 钢管混凝土柱是指在钢管中填充混凝土且钢管 及其核心混凝土能共同承受外荷载作用的竖向承重 构件， 具有承载力高、 塑性和韧性好、 制作和施工方 便、 经济效果好等诸多优点， 在各类建筑中已得到了 广泛应用 ［1- 2 ］。在多、 高层建筑中， 钢管混凝土柱通过 与梁、 板等水平构件的可靠连接形成结构体系， 特别 是组成抵御地震作用的抗侧力体系， 因而钢管混凝 土节点的计算方法和构造措施是设计中必须解决的 关键问题。典型的钢管混凝土节点如图 1 所示。近 年来， 钢管混凝土柱- 组合楼盖体系在国内得到了广 泛应用， 研究人员也对钢管混凝土柱- 钢梁节点进行 了大量试验研究。由于这些试验试件绝大部分为强 柱弱梁型节点， 破坏模式多为梁端弯曲破坏或者连 接部位破坏， 针对核心区受剪的专门试验研究数量 极少， 因此尚未提出具备实用价值的计算方法。为 保证结构具有良好的延性破坏模式 ， “强剪弱弯” 是 结构抗震设计的重要原则。 a圆钢管混凝土节点 b矩形钢管混凝土节点 图 1典型钢管混凝土柱- 工字钢梁节点 Fig． 1Typical CFT column- H shape steel girder joint 基于模型试验和计算分析， 日本、 我国以及欧美 部分学者曾提出过多种钢管混凝土柱- 钢梁节点核心 区的分析模型， 并根据理论模型推导得到了节点核 心区受剪承载力计算式。 日本建筑学会所提出的计算式考虑了钢材和混 凝土截面的受剪承载力， 称之为截面抗剪模型 ［3 ］。 基于叠加原理提出的钢管混凝土柱- 钢梁节点的受剪 承载力计算式， 被日本规范 AIJ 1987 ［4 ］采用。但该 方法没有考虑轴压力对节点核心区受剪承载力的影 响， 同时要求混凝土抗压强度标准值低于36 MPa， 钢材 抗拉屈服强度低于490 MPa， 适用范围受到一定限制。 Koester［5 ］通过一系列穿心螺栓- 端板连接式方钢 管混凝土柱- 钢梁节点核心区受剪试验， 并基于试验 结果回归得到节点核心区受剪承载力计算式。由于该 计算式是基于方钢管混凝土柱- 钢梁端板连接节点得 到的， 没有明确的力学模型， 因而其通用性受到限制。 张大旭等 ［6 ］进行了圆钢管混凝土柱- 钢梁节点核 心区受剪试验研究， 并提出了“破坏面” 概念， 建立了 基于破坏面的钢管混凝土节点核心区抗剪模型。通 过在破坏面上积分， 推导出节点核心区受剪承载力 计算式。 Cheng 等 ［7 ］基于受压桁架模型提出了节点核心 区非线性应力- 应变模型来模拟节点核心区的剪力传 递机制， 并基于叠加原理提出了节点核心区受剪承 载力计算式。该模型节点核心区受剪承载力计算式 可同时考虑轴压作用对钢管柱壁和核心区混凝土的 影响， 但由于该模型中计算混凝土受剪作用过于复 杂， 应用十分不便。虽然 Cheng 等 ［8 ］在钢管混凝土 柱- 组合梁节点研究中对其计算方法进行了简化， 但 仍较难应用于结构设计。 Nishiyama 等 ［9 ］完成了采用超高强度钢材和超高 强度混凝土的钢管混凝土柱- 钢梁连接节点的核心区 受剪试验研究。试验及对比计算表明， AIJ 1987 规 范所采用的方法在混凝土抗压强度标准值达到 110 MPa、 钢材抗拉强度达到 809 MPa 的条件下依然 适用。同时， 研究者引用了 Fukumoto 等 ［10 ］早期提出 的节点核心区受剪承载力简化计算式， 计算结果与 试验结果吻合较好。 Fukumoto 等 ［11 ］完成了一系列采用高强钢材和高 强混凝土的钢管混凝土柱- 钢梁节点核心区受剪试 验， 并对节点核心区的弹塑性力学行为进行了研究， 提出了核心区混凝土约束受压桁架模型， 基于叠加 原理推导了核心区全过程剪力- 剪应变关系以及核心 区受剪三折线计算模型。模型考虑了轴力对钢管柱 壁的影响。但通过数据分析， 认为轴压比对模型中 核心区混凝土的受剪贡献基本无影响。该计算模型 与 Nishiyama 等 ［9 ］所采用计算式的不同之处在于能 够考虑非线性阶段钢材和混凝土强度比值对轴力在 钢管柱壁与核心区混凝土之间分配关系的影响。 此外， Elremaily 等 ［12 ］、 Ricles 等［13 ］、 Wu 等［14 ］也 分别完成了钢管混凝土节点的核心区受剪试验。本 文基于国内外已有的钢管混凝土柱- 钢梁节点核心区 的受剪试验及研究成果， 通过归纳总结和对比计算， 分析了几种计算方法的特点和计算式的参数适用范 围， 成果可供钢管混凝土节点抗震设计参考。 1节点核心区受剪计算方法 目前， 各国学者提出的核心区受剪计算方法， 大 多存在适用节点类型单一或者模型参数过于复杂等 局限性。因此， 本文仅选取适用范围较广且参数较 为简单， 具备工程设计实用价值的方法进行分析。 1. 1AIJ 计算方法 根据日本建筑学会的铁骨混凝土结构计算标 68 准 ［3 ］， 填充式钢管混凝土柱- 钢梁连接节点的受剪承 载力计算方法如式 1 所示。 Vpu VcFJSβJS 1. 2Vsfy/槡3 /dsb 1a Vc Acdsb 1b Vs Asdsb/2 1c FJS min 0. 12fck， 1. 8 3. 6fck/100 1d βJ， CFT min 2D/dsb， 4 1e βJ， RCFT min 2. 5D/dsb， 4 1f 式中 Ac为组合柱内混凝土截面面积; dsb 为钢梁上 下翼缘间距; fck为混凝土抗压强度标准值;As为钢 管柱截面面积;D 为方钢管柱截面高度或圆钢管柱 直径; fy为钢管屈服强度; βJ， CFT和 βJ， RCFT分别为圆形 截面和矩形截面钢管混凝土的分项系数。 式 1a 中右端第 1 部分为混凝土的受剪贡献， 第 2 部分为钢管柱壁的受剪贡献。 1. 2Fukumoto 计算方法 Fukumoto 计算方法 ［10 ］采用约束受压桁架模型， 将钢管柱和核心区混凝土的受剪承载力进行叠加得 到节点核心区的受剪承载力， 其表达式为 Vpy Vsy βVcu 2a Vpu Vsy Vcu 2b β CFT 0. 228h/D 0. 520N/N0 0. 295 2c β RCFT 0. 425N/N0－ 1. 13fck/fy 0. 650 2d Vsy Awf 2 y － σ 2 槡 SN/槡 3 2e σSN NAsfy/ ［ As Asfy Acfck ］ 2f Vcu dctanθ/2 4M2 fp/ dcfck 槡 sinθ D fck 2g θ tan －1 1 h/d c 槡 2 － h/D 2h Mfp bct2 cffy/4 2i 式中 β 为核心区混凝土受剪屈服荷载和极限荷载的 比值; β CFT和 β RCFT分别为圆形截面的钢管混凝土 和矩形截面钢管混凝土的 β 值; h 为钢梁截面高度; D 为钢管混凝土柱截面高度， 对圆形截面可取为直 径; N/N0为柱轴压比， 其中 N0 Asfy Acfck; fck为 混凝土抗压强度标准值; fy为钢管屈服强度; Aw为钢 管柱腹板面积， 对圆钢管取截面面积的一半; bc为钢 管柱截面宽度; tcf为钢管柱翼缘厚度。 1. 3Nishiyama 计算方法 Nishiyama 计算方法 ［9 ］与 Fukumoto 计算方法基 本一致， 仅 σSN计算式有区别， 如式 3 所示。 σSN NAsEs/ As AsEs AcEc 3 式中， Es和 Ec分别为钢材和混凝土的弹性模量。 按 Fukumoto 方法计算的轴力按钢管和混凝土强 度进行比例分配， 而 Nishiyama 方法则按弹性模量进 行比例分配。 2计算方法对比及参数分析 2. 1计算方法对比 为分析各计算方法的准确性和合理性， 确定各 方法的适用材料参数范围以及几何参数范围， 本文 统计了 19912008 年部分钢管混凝土节点核心区的 受剪试验， 共包括 24 组往复荷载试验和 20 组单调加 载试验。基于试验数据， 综合分析了不同方法中轴 压比、 节点形状、 节点形式、 材料参数以及几何参数 的适用性， 结果如表1 所示。表中结果为试验屈服荷 载 Vy及极限荷载 Vu与计算屈服荷载 V py及极限荷载 Vpu的比值， 其中试验屈服荷载均定义为试验曲线上 曲率半径最小点对应的荷载。 根 据 表 1 的 分 析 结 果，Fukumoto 方 法 和 Nishiyama 方法的计算结果差异很小， 两种方法对参 数 σSN不敏感， 轴力在钢材与混凝土之间所采用的分 配关系对计算结果基本无影响。 表 1 中文献［ 16］的试件 CJ- 21 和 CJ- 21N， 由于 柱压弯承载力不足， 节点承载力发挥不充分， 因而计 算结果偏不安全; 文献［ 9］ 的试件 R5 和 C4 为 T 形边 柱节点， 其中试件 C4 的实测屈服荷载明显偏低， 是 由于计算式对 T 形节点不适用所致; 文献［ 12］的试 件 NSF1、 NSF6、 NSF7 的计算结果均偏于保守， 原因 是计算式无法考虑钢梁的有利作用， 下文将对此作 具体分析; 文献［ 18］的试件 2 由于试验过程中节点 焊缝发生脆性断裂， 导致节点的承载能力未能充分 发挥。 剔除以上发生局部破坏及构造形式较为特殊的 节点试验， 分析表 1 数据可以得到各计算方法的准 确性、 稳定性和可靠性， 结果如表 2 所示。表中数据 为承载力试验值与计算值之比。根据分析结果， Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法计算极限荷载较为 准确， 离散程度小， 可靠性较高; AIJ 规范方法的离散 程度 较 高， 准 确 性 相 对 较 差。Fukumoto 方 法 和 Nishiyama 方法的屈服荷载计算结果特征值略微偏 低， 但通过安全折减也可满足实用要求。 2. 2影响节点核心区受剪承载力因素 2. 2. 1轴压比 图 2 为往复加载试验轴压比 n N/N0对屈 服 极 限荷 载 试 验 值 与 计 算 值 之 比 Vy/Vpy， Vu/Vpu的影响; 图 3 为单调加载试验轴压比对屈服 极限 荷载试验值与计算值之比的影响。其中轴压 比定义为 n N/ Asfy Acfck 。 除个别试件由于梁 的强度不足导致节点区的受剪承载力没有完全发挥 或发生局部构造破坏外， 绝大多数试件的承载力计算 值都偏于安全。但轴压比 n0. 2 ～0. 3 时， 极限荷载 78 表 1节点试验结果及计算结果对比分析 Table 1Comparison of test and calculation results 数据 来源 试件 编号 AIJ Vu/Vpu FukumotoNishiyama Vy/VpyVu/VpuVy/VpyVu/Vpu 轴压比 N/N0 柱截 面 形状 节点 形状 模型 比例 节点形式 混凝土 强度 fck/MPa 钢材 强度 fy/MPa fy/fck 钢管 径厚比 D/t 核心区 高宽比 dsb/D 梁宽/ 柱宽 加载 模式 韩林海［16 ］ 2008 CJ- 211. 100. 860. 860. 05圆十1∶3外加强环36. 57. 565. 71. 10. 50C CJ- 221. 230. 980. 980. 33圆十1∶3外加强环36. 57. 565. 71. 10. 50C CJ- 331. 221. 041. 020. 66圆十1∶3外加强环36. 57. 565. 71. 10. 50C CJ- 21N1. 090. 850. 850. 05圆十1∶3外加强环36. 57. 565. 71. 10. 50C Cheng 等［7 ］ 2003 B101. 221. 231. 210. 29圆十外加强环21. 414. 240. 01. 30. 50C C10-P1. 091. 081. 070. 17圆十外加强环21. 919. 366. 71. 30. 50C Nishiyama 等 ［9 ］ 2004 R11. 521. 031. 291. 031. 290. 24方十1∶3隔板贯穿83. 64925. 954. 11. 01. 01C R21. 371. 031. 411. 021. 400. 23方十1∶3隔板贯穿41. 349211. 954. 61. 01. 00C R31. 351. 271. 221. 271. 220. 23方十1∶3隔板贯穿78. 37569. 753. 21. 01. 00C R41. 560. 921. 340. 931. 350. 24方十1∶3外隔板78. 34425. 751. 71. 11. 05C R51. 491. 031. 541. 021. 540. 75方T1∶3隔板贯穿75. 75136. 852. 61. 00. 99C R61. 090. 920. 960. 920. 960. 23方十1∶3隔板贯穿74. 34926. 655. 01. 00. 99C C11. 881. 361. 201. 371. 200. 15圆十1∶3隔板贯穿74. 85. 960. 60. 90. 89C C21. 791. 421. 501. 411. 490. 26圆十1∶3隔板贯穿37. 311. 860. 30. 90. 89C C31. 681. 121. 231. 111. 230. 24圆十1∶3隔板贯穿71. 610. 258. 60. 90. 89C C42. 020. 651. 070. 661. 090. 60圆T1∶3隔板贯穿75. 75. 958. 30. 90. 89C Ricles 等［13 ］ 2004 1R1. 181. 151. 150. 14方十1∶1内隔板46. 43527. 632. 51. 50. 44C 2R1. 021. 001. 000. 14方十1∶1内隔板46. 43527. 632. 51. 50. 44C Wu 等［14 ］ 2005 FSB- 61. 461. 071. 351. 071. 340. 19方十1∶1端板25. 343117. 066. 71. 30. 50C FSB- 81. 341. 031. 261. 021. 250. 16方十1∶1端板29. 338113. 050. 01. 30. 50C Elremaily 等 ［12 ］ 2001 NSF11. 401. 271. 260. 20圆十1∶1. 5 穿心钢梁31. 611. 847. 71. 50. 62M NSF61. 481. 461. 440. 26圆十1∶1. 5 穿心钢梁24. 618. 063. 41. 10. 50M NSF71. 681. 661. 640. 22圆十1∶1. 5 穿心钢梁24. 618. 063. 41. 10. 50M Fukumoto 等 ［11 ］ 2005 SP11. 201. 041. 391. 041. 39方十内隔板48. 651410. 633. 31. 50. 75M SP21. 181. 011. 311. 011. 31方十内隔板48. 651110. 522. 21. 50. 75M SP31. 031. 001. 141. 001. 14方十内隔板88. 97969. 025. 01. 50. 75M CP11. 811. 081. 501. 081. 50圆十外加强环47. 99. 937. 51. 20. 50M CP21. 611. 181. 591. 181. 59圆十外加强环47. 910. 221. 41. 20. 50M CP31. 551. 161. 211. 161. 21圆十外加强环103. 08. 330. 01. 20. 50M Kamba 等［17 ］ 1991 CS36-CFR 1. 341. 041. 481. 041. 48方十内隔板23. 333414. 437. 31. 3M CS48-CFR 1. 241. 041. 381. 041. 38方十内隔板23. 336315. 648. 11. 3M CS27-CF1. 261. 031. 361. 031. 36方十内隔板24. 537315. 227. 01. 3M CS36-CF1. 141. 031. 251. 031. 25方十内隔板24. 538315. 636. 11. 3M CS48-CF1. 170. 971. 300. 971. 30方十内隔板24. 539216. 048. 11. 3M Ricles 等［18 ］ 1995 11. 151. 211. 200. 26方十内隔板39. 041210. 635. 02. 0M 20. 890. 930. 920. 26方十内隔板39. 041210. 635. 02. 0M 30. 960. 961. 000. 950. 990. 25方十内隔板39. 03779. 746. 12. 0M 41. 031. 001. 100. 991. 100. 25方十内隔板39. 03779. 746. 13. 0M Takemura［15 ］ 1999 11. 300. 891. 200. 891. 20方十内隔板56. 14167. 441. 71. 3M 21. 380. 921. 280. 921. 28方十内隔板56. 83526. 227. 81. 3M 31. 340. 931. 260. 931. 26方十内隔板57. 13746. 620. 81. 3M 41. 391. 241. 301. 241. 30方十内隔板56. 23526. 327. 81. 6M 51. 320. 931. 210. 931. 21方十内隔板57. 53526. 127. 81. 0M 61. 311. 001. 361. 001. 36方十内隔板31. 235211. 327. 81. 3M 注 “T” 为 T 形节点 ， “十” 为十字形节点 ; “C” 为往复加载 ， “M” 为单调加载; 加粗数据表示计算结果偏于不安全或过于保守。 计算值明显偏于保守。屈服荷载计算值虽偏于不安 全， 但通过安全折减可满足工程使用的要求。 2. 2. 2柱截面形状 图 4 为柱截面形状对屈服 极限 荷载试验值与 计算值之比 Vy/Vpy， Vu/Vpu的影响。根据计算结 果， AIJ 规范在计算圆形截面钢管混凝土节点时准确 性明显较差， 而计算矩形截面钢管混凝土节点时则 相对较准确。Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法对两 类截面节点均有较好的计算精度， 但对圆形截面柱 节点计算结果的离散性依然较明显。 88 表 2各计算方法对比统计 Table 2Comparison of calculation s 方法 AIJ Vu/Vpu FukumotoNishiyama Vy/VpyVu/VpuVy/VpyVu/Vpu 平均值1. 341. 061. 251. 051. 25 标准差0. 250. 130. 160. 130. 16 特征值0. 920. 840. 990. 840. 99 注 特征值为具有 95保证率的下限值。 a极限荷载 b屈服荷载 图 2往复加载时 n 对 Vu/V pu和 Vy/Vpy的影响 Fig． 2Relationship of n- Vu/Vpuand n- Vy/Vpy under cyclic loading 2. 2. 3节点位置 图 2b 中边柱 T 形节点试件的屈服荷载明显偏 低， 而数据分析发现这 2 个边柱节点试件采用三种 方法得到的极限荷载均较为准确。由于屈服荷载试 验数量有限， 尚需要进一步研究。Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法的计算式参数多为十字形节点试验回 归得到， 其对边柱节点的适用性还需要试验证实。 2. 2. 4节点构造形式 图 5 为节点构造形式对屈服 极限 荷载试验值 与计算值之比 Vy/Vpy，Vu/Vpu的影响。虽然文献 ［ 16］ 试件由于柱承载能力不足导致节点受剪承载力 未完全发挥， 但 Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法计算 外加强环式节点的极限荷载也有偏于不安全的可 能， 而 AIJ 规范则相对保守。对其它四类节点形式 内隔板式、 隔板贯穿式、 端板式和穿心钢梁式 ， 计 算结果均可保证安全。各计算方法对穿心钢梁式节 a极限荷载 b屈服荷载 图 3单调加载时 n 对 Vu/V pu和 Vy/Vpy的影响 Fig． 3Relationship of n- Vu/Vpuand n- Vy/Vpy under monotonic loading 图 4柱截面形状对 Vy/Vpy， V u/Vpu的影响 Fig． 4Relationship of column cross section and Vy/Vpy， Vu/Vpu 点的结果均较为保守， 可以认为是钢梁对节点核心 区的受剪贡献所致。 2. 2. 5混凝土强度 图6 为混凝土抗压强度标准值 fck对屈服 极限 荷载试验值与计算值之比 Vy/Vpy， Vu/Vpu的影响。 除个别试验点由于其他因素的影响导致节点承载力 未充分发挥外， 当 fck≤110 MPa 时， 三种方法的极限 荷载结果均可保证安全。但当 fck≥70 MPa 以后， AIJ 规范计算结果的离散性增大， 建议 AIJ 规范适用的混 凝土抗压强度标准值不超过 70 MPa。屈服荷载计算 98 图 5节点构造形式对 Vy/V py， Vu/Vpu的影响 Fig． 5Relationship of connection ation and Vy/Vpy， Vu/Vpu a极限荷载 b屈服荷载 图 6fck对 Vu/Vpu和 Vy/V py的影响 Fig． 6Relationship of fck- Vu/Vpuand fck- Vy/Vpy 结果在 fck≤110 MPa 时均较理想， 满足工程实用要 求。图中明显偏于不安全的试验点是边柱节点试 验， 2. 2. 3 节已作分析说明。 2. 2. 6钢材强度 图 7 为钢材强度 fy对屈服 极限 荷载试验值与 计算 值 之 比 Vy/Vpy， Vu/Vpu的 影 响。当 fy ≤ 900 MPa时， 三种方法的极限荷载计算结果均较安 全， 但当 fy≥450 MPa 之后， AIJ 规范计算结果的准确 性较差。由于 Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法的计 算模型是建立在高强度钢材和高强混凝土试验基础 上， 当 fy≤450 MPa 时， 屈服荷载计算结果稍偏于不 安全。 a极限荷载 b屈服荷载 图 7fy对 Vu/Vpu和 Vy/V py的影响 Fig． 7Relationship of fy- Vu/Vpuand fy- Vy/Vpy 2. 2. 7材料强度的相关性 图 8 为钢材屈服强度与混凝土抗压强度标准值 的比值 fy/fck对屈服 极限 荷载试验值与计算值 之比 Vy/Vpy， Vu/Vpu的影响。由图可见， 钢材与混 凝土强度的相对关系对极限荷载计算结果的影响不 明显， 但对屈服荷载的计算结果有较大影响。当 fy/fck≤8 时， 计算结果出现了偏于不安全的趋势， 但 这种趋势并不受钢材屈服强度的影响， 因此可限制 计算式的适用强度比值 fy/fck≥8。 分析还表明， 图中偏不安全点均为矩形截面柱 的节点试件， Vy/Vpy大多集中于 0. 9 至 1. 0 之间。节 点的屈服应变取钢材屈服应变， 根据变形协调条件， 此时核心区混凝土的应变均在开裂应变和极限应变 之间。Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法中核心区混 凝土受剪屈服荷载和受剪极限荷载的比值 β 为统计 回归所得， 并没有明确物理含义。 β 值与试验所用的 材料有关， 因此建议可对强度比值 fy/fck≤8 时的系 数 β 进行折减， 即取 β 0. 9β， 并以 βVcu来计算节 点的受剪承载力。 2. 2. 8钢管高 径 厚比 方钢管腹板的高厚比 D/t对节点的极限荷载 和屈服荷载计算结果均无明显影响， 圆钢管径厚比 D/t对圆柱节点屈服荷载计算结果的影响亦不显 著。图 9 为圆钢管径厚比和试验极限荷载与计算极 09 a极限荷载 b屈服荷载 图 8fy/fck对 Vu/Vpu 和 Vy/Vpy的影响 Fig． 8Relationship of fy/fck- Vu/Vpuand fy/fck- Vy/Vpy 图 9圆钢管径厚比 D/t 对 V u/Vpu的影响 Fig． 9Relationship of diameter- to- thickness ratio and Vu/Vpu 限荷载比值 Vu/Vpu的关系。随着圆钢管径厚比的 增大， 圆形截面柱节点极限荷载试验值与计算值的 比值呈降低的趋势。 2. 2. 9核心区高宽比 核心区高宽比 dsb/D对圆形截面柱节点的极 限荷载和屈服荷载的计算结果均没有明显影响。图 10 为方形截面柱节点核心区高宽比对屈服 极限 荷 载试验值与计算值之比 Vy/Vpy，Vu/Vpu的影响。 随着核心区高宽比的增大， 极限荷载计算结果迅速 向偏于不安全方向发展。但在核心区高宽比小于 2， 尤其是小于1. 5 情况下， 三种方法的受剪承载力计算 a极限荷载 b屈服荷载 图 10方形截面柱节点 dsb/D 对 V u/Vpu和 Vy/Vpy的影响 Fig． 10Relationship of dsb/D- Vu/Vpuand dsb/D- Vy/Vpy for joints with rectangular columns 结果均可适用， 而实际工程核心区高宽比均在这一 限值以内。因而， 三种方法对实际工程核心区高宽 比均适用。 3计算方法的改进建议 穿心螺栓- 加劲肋端板节点的钢梁翼缘拉力并非 直接作用于节点核心区， 而是通过端板分配给螺栓 再作用于节点核心区。而穿心钢梁节点的钢梁腹板 对节点核心区的受剪能力有显著影响， 因此计算时 应进行修正以考虑钢梁腹板的受剪贡献。 1 端板节点核心区高度 节点核心区高度对普通节点定义为钢梁上下翼 缘的间距， 即上下翼缘合力作用点之间的距离。而 对采用螺栓连接的端板节点核心区高度， 由于翼缘 拉力经螺栓传递给节点核心区， 在螺栓可同步工作 的条件下， 拉力作用点应取螺栓合力作用点， 即取螺 栓群的几何形心， 因此， 节点核心区高度为螺栓合力 作用点与受压翼缘中心点的间距。 对螺栓相对翼缘对称分布且螺栓集中于翼缘两 侧的端板节点， 核心区高度也可直接取钢梁上下翼 缘的间距。 19 2 穿心钢梁节点模型修正 对于穿心钢梁节点， 钢结构部分的受剪承载力 应考虑钢梁腹板的贡献， 即钢材抗剪贡献应取钢管 柱壁受剪承载力与穿心钢梁腹板部分受剪承载力之 和。针对现有设计计算式应再附加钢梁腹板的受剪 承载力项 V s， 附加部分计算式为 V s Awbfybt/槡3 4 其中， Awb和 fybt分别为钢梁腹板的受剪面积和腹板 的屈服强度。 修正后各计算方法的部分结果如表 3 所示。除 试件 NSF1 由于脆性破坏承载力未充分发挥外， 试件 NSF6 和 NSF7 结果均相对较为准确。 表 3修正公式的计算结果 Table 3Calculation results of revised ulas 试件编号AIJFukumotoNishiyama NSF10. 880. 830. 82 NSF61. 481. 461. 44 NSF71. 361. 351. 34 4结论 1 Fukumoto、 Nishiyama 和 AIJ 规范三种钢管混 凝土柱- 钢梁节点受剪计算方法均具备工程实用价 值， 且 Fukumoto 方法和 Nishiyama 方法较 AIJ 规范更 加准确可靠。 2 三种计算方法在轴压比为 0. 2 ～ 0. 3 时， 均 偏于安全， 各方法对不同轴压比、 不同节点形式和不 同截面形状的节点具有较广泛适用性。边柱节点核 心区的受剪计算尚需进一步研究。 3 建议 AIJ 规范适用混凝土抗压强度标准值 不超过 70 MPa， 钢材屈服强度不超过 450 MPa; 采用 三种计算方法计算时， 建议钢材屈服强度与混凝土 抗压强度标准值之比 fy/fck≥8。 4 对特殊类型节点进行设计计算时， 应根据节 点的实际受力机理对有关计算式进行相应的修正。 参考文献 ［ 1］ 聂建国，樊健生． 广义组合结构及其发展展望［J］ ． 建筑结构学报，2006，27 6 1- 8． NIE Jianguo， FAN Jiansheng．The development and prospect of generalizedcompositestructures ［J］ ．Journalof Building Structures， 2006， 27 6 1- 8． in Chinese ［ 2］ 韩林海． 钢管混凝土结构［ M］ ． 北京科学出版社， 2007 31-65． HAN Linhai． Concrete filled steel tube structures［ M］ ． BeijingScience Press，2007 31-65． in Chinese ［ 3］ 冯乃谦，叶列平． 钢骨钢筋混凝土结构计算标