平面X形圆钢管混凝土节点平面外受弯性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 006 文章编号 1000-6869 2012 03-0039-09 平面 X 形圆钢管混凝土节点平面外受弯性能试验研究 陈誉，张钻湖 华侨大学 土木工程学院，福建厦门 361021 摘要 为了解平面 X 形圆钢管混凝土节点的平面外受弯性能， 分别对 4 个主管填混凝土和 4 个支管填混凝土的平面 X 形圆 钢管节点进行支管平面外弯矩作用下的试验研究。考察了支管、 主管分别填混凝土 2 种情况下节点的破坏模式和应力分 布， 并分析了钢管内混凝土对节点平面外抗弯刚度及承载力的影响。试验中支管填混凝土节点出现了主管塑性、 支管局部 屈曲和支管受拉侧焊缝或热影响区管壁开裂的破坏模式， 主管填混凝土节点则发生了支管局部屈曲及支管受拉侧焊缝开 裂破坏。主管填混凝土节点与支管填混凝土节点相比， 由于主管内填混凝土对于主管管壁的局部变形起到明显的约束作 用， 明显提高了主管的径向刚度， 增大了节点的平面外抗弯刚度。实测节点承载力与欧洲规范计算的空钢管节点理论承载 力比较表明， 主管内填混凝土能极大提高节点平面外受弯承载力， 最大可提高 132; 支管内填混凝土可使节点平面外受弯 承载力最大提高 60。 关键词 平面 X 形圆钢管混凝土节点;平面外受弯;静力试验;破坏模式;应力分布;承载力 中图分类号 TU392. 3TU317. 1文献标志码 A Experimental study on out-of-plane bending perance of concrete filled circular hollow section X-joints CHEN Yu，ZHANG Zuanhu College of Civil Engineering，Huaqiao University，Xiamen 361021，China AbstractTo study the out- of- plane perance of concrete filled circular hollow section CHSX- joints with chord or brace，the tests of 4 specimens of concrete filled CHS X- joints with chord and 4 joints with brace were carried out under out- of- plane bending OPBrespectively． Joint failure modes and stress distribution were presented． The effect of concrete in chord and brace on joints’OPB rigidity and bearing capacity was discussed． The failure modes that include plastic failure of the chord member，brace failure of cracking at the welds or at the brace members and local buckling failure of the brace happened during the test of joints with brace，while joints with chord primarily failed by local buckling of the brace member and cracking at the welds． Compared with joints with brace，concrete filled- in chord can better restrain local deation of the chord wall，improve the radial rigidity of chord，and enhance joints’ OPB rigidity． Comparison of the measured joint bearing capacity with CHS joint’ s theoretical capacity shows concrete in chord can greatly enhance the joint’ s OPB bearing capacity． The maximum increase of the joint’ s OPB bearing capacity is 132 percent． Concrete in brace can increase OPB bearing capacity by 60 percent． Keywordsconcrete filled circular hollow section X- joint;out- of- plane bending;static test;failure mode;stress distribution;bearing capacity 基金项目 国家自然科学基金项目 51008133 ， 大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室基金项目 LP0705 ， 泉州市第一批技术研 究与开发项目 重点项目 2009Z48 。 作者简介 陈誉 1978 ， 男， 湖北公安人， 工学博士， 副教授。E- mail kinkingingin163. com 收稿日期 2011 年 7 月 93 0引言 在机场、 展览馆、 体育馆等大跨度公共建筑中时 常采用圆钢管相贯节点的单层肋环型网壳结构。该 结构中大多采用 X 形钢管节点， 相连杆件除受到轴 力作用外还承担较大的平面外弯矩。 国内外学者对平面 X 形圆钢管节点的平面外受 弯性能已经做了比较充分的研究。Vegte［1 ］通过参数 有限元计算和回归分析分别建立了 X 形圆钢管节点 平面内和平面外的受弯承载力计算式。Lee 等 ［2 ］建 立有限元模型对平面 K 形圆钢管节点在平面外弯矩 作用下的应力集中系数进行参数分析， 得出应力集 中系数的参数计算式并与英国能源部节点试验数据 进行比较。Gho 等 ［3 ］对完全搭接 K 形和 N 形圆钢管 节点在轴力、 平面内弯矩以及平面外弯矩联合作用 下的应力和应变集中系数进行了试验研究， 揭示了 最大应力和应变集中系数的位置并给出预测计算 式。Gao［4 ］对完全搭接 K 形圆钢管节点在平面外弯 矩作用下的应力和应变集中系数进行了试验研究， 发现焊趾附近的应力集中系数几乎成线性发展， 进 而进行参数分析并给出该类节点在平面外弯矩作用 下的应力和应变集中系数的计算式。王伟等 ［5 ］通过 对 6 个 X 形圆钢管节点进行平面外弯曲加载试验研 究和有限元分析， 得到空钢管节点破坏模式主要表 现为主管局部塑性变形， 以及由此引起的主管焊缝 或热影响区开裂。孟宪德等 ［6 ］对 2 个不同几何参数 的 X 形厚壁圆钢管相贯节点试件实施了平面外受弯 滞回性能试验， 结合数值分析， 对节点承载能力和变 形能力进行研究， 结果表明在焊缝质量保证下， 厚壁 圆钢管相贯节点平面外受弯承载力较高。陈以一 等 ［7 ］实施了上海光源工程采用的单层网壳结构连接 节点平面外受弯滞回性能试验， 考察了节点的受力 性能和破坏模式， 结果表明 3 种节点破坏模式均为 支管 贯通式连接管 根部塑性变形过大或局部屈曲 破坏。孟宪德 ［8 ］以试验为背景， 结合非线性有限元 分析， 探讨了 X 形圆钢管相贯节点的平面外弯曲滞 回性能， 研究了各几何参数对节点平面外弯矩- 转角 曲线的影响， 建立了 X 形圆钢管相贯节点平面外受 弯的弯矩- 转角曲线方程和滞回模型。陈超 ［9 ］利用大 型通用有限元分析软件 ABAQUS 对十字相贯节点的 平面外刚度进行了分析研究， 并设计了平面外加劲 节点和未加劲节点 2 种大尺寸足尺试件， 进行了十 字圆钢管相贯节点平面外弯曲试验研究和有限元分 析， 最后得出了弯矩- 转角曲线。 主管管壁较薄节点容易发生主管塑性破坏， 故 在主管内填混凝土能延缓主管表面塑性发生从而提 高节点承载力; 支管管壁较薄节点尤其在多支管交 汇时极易首先发生支管根部应力过大而导致的支管 根部局部屈曲， 故在支管内填混凝土可延缓支管根 部局部屈曲发生从而提高节点承载力。然而目前对 于空钢管节点在主管或者支管内填混凝土进行加强 后节点平面外受弯性能的试验研究尚无涉及， 我国 现行设计规范 ［10 ］和欧洲规范［11 ］也尚无明确规定， 因 此， 有必要进行比较系统的试验研究。 本文以主管、 支管内分别填混凝土平面 X 形圆 钢管节点为研究对象， 对两类圆钢管混凝土节点在 支管平面外弯矩作用下的破坏模式、 应力分布、 刚度 及承载力等平面外受弯性能进行了试验研究。 1试验概况 1. 1试件设计及制作 试验共设计 8 个平面 X 形圆钢管混凝土节点试 件， 其中 4 个支管填混凝土的圆钢管节点试件 XOB- BC1 ～ XOB- BC4， 4 个主管填混凝土圆钢管节点试件 XOB- CC1 ～ XOB- CC4， 支管与主管之间的夹角均为 90。支、 主管均为常用的 Q345 直缝圆钢管， 采用手 工直流焊加工制作。试件焊接成型后， 将支管或主 管内填陶粒混凝土， 强度等级均为 C40， 最后施工配 合比是水泥 388 kg ∶ 水 160 kg ∶ 砂 615 kg ∶ 陶粒 1225 kg 为 1. 00∶ 0. 41∶ 1. 59∶ 3. 16。采用搅拌机搅 拌， 浇捣过程中用插入式振动棒振捣密实。节点试 件示意图见图 1， 设计参数见表 1。 a试件 XOB- BC1 ～ XOB- BC4 b试件 XOB- CC1 ～ XOB- CC4 图 1平面 X 形圆钢管混凝土节点试件 Fig． 1Concrete filled circular hollow section X- joints specimens 正式试验前在同批钢管管材上取样实施材料性 能试验以及测量钢管实际尺寸， 其中钢材屈服强度 和抗拉强度具体测量结果见表 2; 混凝土立方体抗压 强度 fcu按 GBT 500812002普通混凝土力学性能 试验方法标准 ［12 ］确定， 测得混凝土立方体抗压强度 fcu38. 8 MPa， 弹性模量 E 1. 76 104MPa。钢管 04 实测尺寸及实际参数见表3。支管外径壁厚取左右2 根支管实测平均值; 本文涉及钢管截面尺寸处， 均采 用实测平均值， 钢管截面特性也采用实测值计算。 表 1试件几何参数设计值 Table 1Design values of geometric parameters of specimens 试件编号 支管规格主管规格 DB/ mm tB/ mm DC/ mm tC/ mm βγτ XOB- BC11404. 02738. 00. 5117. 060. 50 XOB- BC21683. 01806. 00. 9315. 000. 50 XOB- BC31683. 02194. 00. 7727. 380. 75 XOB- BC41404. 01685. 00. 8316. 800. 80 XOB- CC11404. 02738. 00. 5117. 060. 50 XOB- CC21683. 01806. 00. 9315. 000. 50 XOB- CC31683. 02194. 00. 7727. 380. 75 XOB- CC41404. 01685. 00. 8316. 800. 80 注 DB、 DC分别为支、 主管外径;tB、 tC 分别为支、 主管壁厚;β 为 支、 主管的外径比; γ 为主管径厚比; τ 为支、 主管的壁厚比。 表 2钢管强度实测值 Table 2Results of tensile tests 钢管规格 平均屈服强度/ MPa 平均抗拉强度/ MPa 屈强比 140 4. 03884520. 86 168 3. 04004750. 84 168 5. 04004800. 83 180 6. 04375300. 82 219 4. 04275300. 81 273 8. 03754450. 84 表 3试件几何参数实测值 Table 3Measurement values of geometric parameters of specimens 试件编号 支管规格主管规格 DB/ mm tB/ mm DC/ mm tC/ mm βγτ XOB- BC1140. 132. 80273. 566. 910. 5119. 800. 41 XOB- BC2165. 362. 93180. 266. 060. 9214. 870. 48 XOB- BC3165. 472. 93220. 095. 180. 7521. 240. 57 XOB- BC4139. 022. 80165. 204. 150. 8419. 900. 68 XOB- CC1139. 072. 80271. 286. 770. 5120. 040. 41 XOB- CC2165. 442. 93181. 016. 010. 9115. 060. 49 XOB- CC3165. 342. 93219. 215. 380. 7520. 370. 55 XOB- CC4139. 382. 80165. 094. 170. 8419. 800. 67 1. 2试验加载装置及测试方案 节点试验加载装置见图 2， 节点平面与反力架平 面相互垂直， 支管端部焊接的钢板支撑在支座上， 分 配梁通过滚轴放置于焊接在主管上的两加载端， 通 过千斤顶对分配梁加载使支管受平面外弯矩， 荷载 大小由预先标定的荷载传感器确定， 加载至节点出 现明显破坏现象或者无法继续加载。加载共分为 10 级， 每级加载结束后停留 1 min 保持数据稳定。在试 图 2节点加载装置示意图 Fig． 2Test setup of joints 验中测量各级荷载作用下节点处的应力应变分布、 试件局部变形， 观察节点破坏现象， 并据此给出了节 点承载力。 在主管管壁和支管根部靠近节点相贯线的周围 区域布置三向应变花， 以测试节点域的应变大小及 分布规律。考虑到节点域的对称性， 共布置了 10 个 测点， 其中支管管壁上布置了 5 个测点， 为 T1 ～ T5; 主管管壁上布置了 5 个测点， 为 T6 ～ T10。应变测点 具体布置见图 3a。 通过测试每级荷载作用下节点加载端位移及节 点域的变形， 分析节点的变形特点、 承载力及其影响 因素。共布置了 8 个位移计， 其中 D1、 D2 测试相贯 面冠点的水平变形位移 δ1 、 δ 2; D3 测试受压侧相贯 面鞍点的水平变形位移 δ3; D4 测试受拉侧相贯面鞍 点的水平变形位移 δ4;D5、 D6 测试主管加载端的竖 向位移 δ5 、 δ 6; D7 测试受压侧主管中央管壁的竖向 变形位移 δ7; D8 测试受拉侧主管中央管壁的竖向变 形位移 δ8。 位移计具体布置见图 3b。 2试验结果及分析 2. 1节点破坏现象 XOB- BC 类试件在加载过程中， 主管受压侧管壁 向内凹陷， 受拉侧管壁向外凸出; 与之相应， 主管受 压侧中央管壁鼓起， 受拉侧中央管壁扁平化。其中， 试件 XOB- BC1、 XOB- BC3 和 XOB- BC4 接近破坏， 主 管塑性变形极为显著时， 支管受拉侧焊缝或热影响 区开裂， 发生了主管塑性和支管失效联合破坏; 节点 中 β 值最大且 γ、 τ 值较小的试件 XOB- BC2， 则出现支 管受压侧管壁鼓起， 为主管塑性和支管局部屈曲联 合破坏。试验结束后， 切开试件 XOB- BC3 支管根部 钢管， 管内混凝土完好。节点试件的典型破坏模式 见图 4。 XOB- CC 类试件中 γ 值较大且 β、 τ 值最小的试 件 XOB- CC1 破坏时受压侧支管管壁鼓起， 受拉侧支 14 a应变测点布置 b位移测点布置 图 3节点应变及位移测点布置图 Fig． 3Arrangement of strain and displacement gauges 管鞍点处焊缝微裂， 为支管局部屈曲和支管失效联 合破坏。试件 XOB- CC2、 XOB- CC3 和 XOB- CC4 破坏 形式基本相同， 都是受压侧支管壁鼓起， 塑性变形充 分的试件则进一步形成“褶皱” 的支管局部屈曲破 坏， 与空钢管节点的主管塑性变形， 以及由此引起的 主管焊缝或热影响区开裂的联合破坏 ［13 ］完全不同。 试验结束后切开主管， 管内混凝土无明显破坏现象。 节点典型破坏模式见图 5。 2. 2荷载- 变形曲线 图 6 给出了典型试件弯矩- 主管局部变形曲线。 图中的纵坐标为弯矩 M ， 取支管端部横向剪力 千斤 顶荷载值的一半 与支管长度 取支管轴线与主管轴 线的相交距离 的乘积; 横坐标为局部变形位移 δ ， 以管壁突出为正， 凹进为负。 从图6 可知 ①支管填混凝土节点的凹入变形 δ3 都远大于其他局部变形， 并且远大于其主管外径 0. 03 倍的限值， 说明在判定支管填混凝土节点基于 变形的承载力上可以考虑参考空心圆钢管节点承载 力的极限变形准则。②主管填混凝土节点由于主管 内填的混凝土限制了主管变形， 使得主管的凹入变 形 δ3、 凹进变形 δ7和鼓起变形 δ8几乎没有， 所以图 6b 中局部变形位移只有拉出位移 δ4， 并且小于其主 管外径 0. 03 倍的限值， 说明适用于空心圆钢管节点 基于变形的承载力极限变形准则不适用于主管填混 凝土节点， 而应采用承载力准则。 图 7 中给出了典型试件弯矩- 转角曲线。图中的 纵坐标为弯矩 M ; 横坐标为局部转角 φ ， 通过位移计 aXOB- BC2 bXOB- BC3 cXOB- BC4 图 4 XOB- BC 类试件破坏模式 Fig． 4Failure modes of XOB- BC type joints 按式 1 计算 φ δ4 － δ 3 DB－ tB 1 式中， 变形位移 δ3 、 δ 4以管壁突出为正， 凹进为负。 从图 7 可知 ①加载初期， 弯矩与转角基本呈线 性关系， 而当进入弹塑性阶段后， 曲线呈明显的非线 性。②与支管填混凝土相比， 主管内填充混凝土对 于主管管壁的局部变形起到明显的约束作用， 提高 了主管的径向刚度， 提高节点的平面外抗弯刚度。 ③试件 XOB- CC2 由于其主管填混凝土， 并且 β 值很 大 0. 914 ， 破坏时主要是支管变形， 主管局部变形 非常微小， 位移计测不出读数， 使得转角为零。④支 管填混凝土的 XOB- BC 类节点试件曲线同文献［ 14］ 空钢管节点试件弯矩- 转角曲线形状相似， 这是由于 两者的主要破坏模式都是主管塑性破坏。 24 aXOB- CC1 bXOB- CC2 cXOB- CC3 图 5 XOB- CC 类试件破坏模式 Fig． 5Failure modes of XOB- CC type joints aXOB- BC3 bXOB- CC3 图 6弯矩- 主管局部变形曲线 Fig． 6Moment versus relative deation of chord wall 2. 3折算应变- 测点分布曲线 通过应变测点的数据分析， 可以了解支管根部 截面和主管上测点的折算应变变化与分布规律， 从 而研究节点在平面外弯矩作用下的破坏机理。 aXOB- BC 类试件 bXOB- CC 类试件 图 7弯矩- 转角曲线 Fig． 7Moment versus rotation 折算应变的表达式为 ［15 ］ εi 槡 2 3 ε 1 － ε 2 2 ε2－ ε3 2 ε3－ ε1 槡 2 2 式中， ε1 、 ε 2 、 ε 3分别为三向主应变。 图 8、 9 分别给出了在不同荷载 弯矩 作用下 XOB- BC 类、 XOB- CC 类节点试件相贯区域测点折算 应变- 测点曲线。其中， 横坐标为测点编号 测点编号 见图 3a ， 纵坐标 εi为折算应变 εy为屈服应变 。 从各试件的应变分布可以得出以下规律 1 XOB- BC 类试件的支管测点在弹性阶段基本 为 受压侧测点中 T1 受压侧鞍点 测点折算应变最 大， 受拉侧测点中 T5 受拉侧鞍点 测点折算应变最 大， 并且测点 T5 应变大于 T1。试件 XOB- BC1、 XOB- BC3 和 XOB- BC4 支管只有 T4 测点 受拉侧中间点 和 T5 测点 受拉侧鞍点 进入塑性， T5 最先进入塑 性; 试件 XOB- BC2 支管除了 T3 测点 冠点 ， 其他测 点都进入塑性， T1 最先进入塑性。 2 XOB- BC 类试件的主管测点在各极限弯矩作 用下都进入塑性， 且测点 T8 冠点 最后进入塑性。 3 XOB- CC 类试件的支管测点在各试件最大弯 矩作用下基本都进入塑性。在加载全过程中试件 XOB- CC1、 XOB- CC3 支管测点应变基本表现为 受压 侧测点中 T2 测点 受压侧中间点 折算应变最大 试 件 XOB- CC1 在加载后期 T1 测点折算应变略大 ; 受 拉侧测点中 T4 受拉侧中间点 测点折算应变最大; 34 aXOB- BC2 支管 bXOB- BC2 主管 cXOB- BC3 支管 dXOB- BC3 主管 图 8 XOB- BC 类试件节点区域应变分布曲线 Fig． 8Strain versus spot of XOB- BC type joints 试件 XOB- CC2、 XOB- CC4 在加载全过程中支管受压 侧测点中 T1 测点 受压侧鞍点 折算应变最大; 受拉 侧测点中 T5 受拉侧鞍点 折算应变最大。 4 在加载全过程中试件 XOB- CC1 主管测点受 压侧测点中 T9 测点 受压侧中间点 折算应变最大; 试件 XOB- CC2、 XOB- CC3 在加载全过程中主管受压 侧测点中 T10 测点 受压侧鞍点 折算应变最大; 受 拉侧测点中 T7 受拉侧中间 基本最大; 试件 XOB- CC4 在加载全过程中主管受压侧测点中 T9 测点 受 压侧中间点 折算应变最大; 受拉侧测点中 T6 受拉 侧鞍点 最大。 2. 4节点承载力 XOB- BC 类和 XOB- CC 类试件平面外受弯性能 试验结果见表 4。破坏模式中 CP 为主管塑性破坏， BF 为支管受拉侧焊缝开裂或热影响区管壁开裂的支 管失效破坏， BLB 为支管受压侧管壁局部屈曲。表 中 M1为节点在试验中达到的极限弯矩， 即为压力传 感器最大读数的一半与支管端部到主管轴线距离的 乘积; 主管塑性破坏弯矩与主管冲剪破坏弯矩按欧 洲规范 ［11 ］计算获得; 理论弯矩 M 2为主管塑性破坏弯 矩、 主管冲剪破坏弯矩与支管全截面塑性弯矩中的 最小值。 从表 4 可知， 发生主管塑性 CP 和支管失效 BF 联合破坏的试件 XOB- BC1、 XOB- BC3 和 XOB- BC4 节 点试验弯矩值介于主管塑性破坏弯矩和支管边缘屈 服弯矩之间， 其试验弯矩值相比空钢管理论弯矩值 至少提高了 30， 最大提高了 61; 发生主管塑性和 支管局部屈曲联合破坏的试件 XOB- BC2 节点试验弯 矩与理论弯矩相当。可见支管内填混凝土可提高节 点平面外受弯承载力。 试件 XOB- CC1、 XOB- CC3 和 XOB- CC4 节点的试 验弯矩值相比空钢管理论弯矩都提高了 130 左右; 试件 XOB- CC2 节点只提高了 11， 这是由于前者的 空钢管节点的支管全截面塑性弯矩远大于主管表面 塑性弯矩， 而后者虽然破坏模式发生了改变， 但其空 钢管节点的主管表面塑性弯矩与支管全截面塑性弯 矩比较接近。显然， 与支管填混凝土相比， 主管内填 混凝土可极大提高节点平面外受弯承载力。 2. 5有限元分析 采用有限元软件 ABAQUS 对 8 个平面 X 形圆钢 管混凝土节点在平面外弯矩作用下的力学性能进行 有限元分析。试件几何尺寸如表1 所示， 钢管材料性 能见表 2， 混凝土基本力学性能见 1. 1 节实测结果。 钢材采用 ABAQUS 自带的等向弹塑性模型， 满 足 von Mises 屈服准则， 能较好地模拟低碳钢的弹塑 性性能， 其应力- 应变关系采用多折线模型， 弹性模量 取为 2. 06 105MPa， 弹性段泊松比取为 0. 3。钢管 内混凝土采用塑性损伤模型， 该模型适用于低围压 下混凝土性能的模拟。混凝土的弹性模量取为立方 体试验实测值， 弹性段泊松比取为 0. 2。受压和受拉 行为分别由实际应力- 弹塑性应变关系来描述。 试件的全尺寸有限元模型如图 10 所示。2 个加 载盖板刚度较大， 因而采用刚性体模拟。综合考虑 计算的精度和经济性， 加载盖板、 支座板、 钢管和混 44 图 9 XOB- CC 类试件节点区域应变分布曲线 Fig． 9Strain versus spot of XOB- CC type joints 凝土均采用 8 结点三维减缩积分单元 C3D8R。钢管 和混凝土界面模型由切向滑移和法向接触两部分组 成， 沿接触面切向采用库仑摩擦及小滑移， 剪切滑移 系数取为 0. 25; 沿接触面法向取为硬接触， 允许材料 分离但不允许互相穿透， 能较好地模拟真实的界面 性能。约束支座板底面的竖向和水平位移， 以节点 加载盖板表面施加面荷载的方式进行加载。 表 5 为节点试件承载力试验与有限元分析结果 比较， 从表5可以看出， 试验结果与有限元分析结果 相差较大， 试件 XOB- BC1 的承载力误差达到 9. 3， 试件 XOB- BC4 为 2. 8。产生这种误差的原因主要 有以下方面 ①由于试验钢管直径比较小， 虽然使用 振动棒捣实混凝土， 但是无法保证浇捣完全密实从 而导致与钢管之间有局部的空隙， 与有限元分析时 采用的理想钢管混凝土模型有一定差别; ②有限元 分析时未考虑焊缝以及焊接残余应力与残余变形对 节点承载力的影响; ③加工与运输过程导致试件几 何尺寸与设计方案之间有一定差别。 54 表 4平面外受弯节点试件试验与理论计算承载力 Table 4Comparison of bearing capacities between test values and calculated values from code 试件 编号 M1/ kN m M21/ kN m M22/ kN m M23/ kN m M24/ kN m M2/ kN m 比值 M1/M2 破坏 模式 XOB- BC115. 611. 629. 415. 820. 511. 61. 34CP BF XOB- BC227. 727. 941. 823. 930. 927. 90. 99CP BLB XOB- BC321. 113. 135. 023. 931. 013. 11. 61CP BF XOB- BC410. 58. 118. 515. 520. 28. 11. 30CP BF XOB- CC124. 911. 028. 315. 520. 211. 02. 26BLB BF XOB- CC230. 327. 241. 523. 931. 027. 21. 11BLB XOB- CC332. 814. 236. 323. 930. 914. 22. 31BLB XOB- CC418. 88. 118. 515. 520. 28. 12. 32BLB 注 M1为试验值; M2为理论计算值; M21 为主管塑性破坏弯矩; M22为主管冲剪破坏弯矩; M23为支管边缘屈服弯矩; M24为支管全截面塑 性弯矩。 表 5节点试件承载力的试验结果与有限元分析结果对比 Table 5Comparison of bearing capacities between test values and calculated values from FEA 试件编号 M1/ kNmM3/ kNmM3/M1 XOB- BC115. 617. 11. 093 XOB- BC227. 729. 41. 062 XOB- BC321. 122. 11. 046 XOB- BC410. 510. 81. 028 XOB- CC124. 926. 21. 054 XOB- CC230. 332. 01. 057 XOB- CC332. 834. 21. 042 XOB- CC418. 819. 41. 033 注 M1为试验值; M3为有限元计算值。 a支管填混凝土的 BC 类试件 b主管填混凝土的 CC 类试件 图 10节点有限元模型 Fig． 10Finite element model of joints 3结论 通过平面圆钢管混凝土 X 形节点平面外受弯性 能试验， 研究了节点的破坏模式、 应力分布及支管或 主管内填混凝土对节点平面外抗弯刚度、 承载力的 影响， 得到以下结论 1 支管内填混凝土节点出现的破坏模式有主 管塑性、 支管根部焊缝或热影响区开裂的支管失效 及支管根部局部屈曲; 主管内填混凝土节点出现的 破坏模式有支管根部局部屈曲及支管根部焊缝或热 影响区开裂的支管失效。 2 与支管内填混凝土相比， 主管内填充混凝土 对于主管管壁的局部变形起到明显的约束作用， 显 著改善了主管的径向刚度， 提高节点的平面外抗弯 刚度。 3 判定支管填混凝土节点的承载力时可以考 虑极限变形准则; 而主管填混凝土节点应采用承载 力准则。 4 支管填混凝土的 XOB- BC 类试件的主管测 点在各极限弯矩作用下都进入塑性。主管填混凝土 XOB- CC 类试件的支管测点在最大弯矩作用下基本 都进入塑性。 5 与空钢管相比， 支管内填混凝土对节点平面 外受弯承载力有一定提高， 最大提高了 60; 主管内 填混凝土对节点平面外受弯承载力有极大的提高， 最大提高了 132。 致谢 课题研究过程中得到了钢结构制作单位 石狮市富安钢结构有限公司以及中原油田设计院的 大力协作， 在此深表感谢。 参考文献 ［ 1］ Vegte van der G J． The static strength of uniplanar and multiplanar tubular T and X- joints［D］ ． DelftDelft University of Technology， 1995 333- 335． ［ 2］ Morgan M R，Lee M M K． Parametric equations for 64 distributions of stress concentration factors in tubular K- jointsunderout- of- planemomentloading ［J］ ． International Journal of Fatigue，1998，20 6 449- 461． ［ 3］ Gho W M，Gao F，Yang Y． Load combination effects onstressandstrainconcentrationofcompletely overlapped tubular K N - joints［J］ ．Thin- Walled Structures， 2005， 43 8 1243- 1263． ［ 4］ Gao F． Stress and strain concentrations of completely overlapped tubular joints under lap brace OPB load［ J］ ． Thin- Walled Structures， 2006， 44 8 861- 871． ［ 5］ 王伟， 陈以一， 杜纯领， 等． 上海光源工程屋盖钢管节 点平面外受弯性能试验研究［J］ ． 建筑结构学报， 2009， 30 1 75- 81． WANG Wei，CHEN Yiyi，DU Chunling，et al．Experimental study on out- of- plane bending perance of tubular joints in steel roof for the Shanghai Synchrotron Radiation Facility［ J］ ． Journal of Building Structures，2009， 30 1 75- 81． in Chinese ［ 6］ 孟宪德， 王伟， 陈以一， 等． X 型厚壁圆管相贯节点平 面外受弯抗震性能试验研究［J］ ． 建筑结构学报， 2009， 30 5 126- 131． MENG Xiande，WANG Wei， CHEN Yiyi，et al． Research on seismic behavior of unstiffened thick- walled tubular X- joints under out- of- plane bending［J］ ． Journal of Building Structures， 2009， 30 5 126- 131． in Chinese ［ 7］ 陈以一， 赵必大， 王伟， 等． 三种构造型式的箱形截面 梁与圆管连接节点受弯性能［J］ ． 建筑结构学报， 2009，30 5 132- 139． CHEN Yiyi，ZHAO Bida， WANGWei， etal．Hystereticpropertyofthree connections of box- section beam with circular tubes undercyclicbending［ J］ ．JournalofBuilding Structures， 2009， 30 5 132- 139． in Chinese ［ 8］ 孟宪德． X 型圆钢管相贯节点平面外受弯滞回性能 研究［ D］ ． 上海 同济大学， 2009111- 112． MENG Xiande． Research on hysteretic behaviour of unstiffened CHSX- jointsunderout- of- planebending ［D］ ． Shanghai TongjiUniversity， 2009 111- 112． in Chinese ［ 9］ 陈超． 钢管结构十字相贯节点的面外刚度试验与理 论研究［D］ ． 上海 上海交通大学， 201162- 68． CHEN Chao． Experimental and theor