圆钢管桁架结构具有自重轻、跨越能力强、外形美观、截面惯性矩大、整体承载能力高等诸多优点,广泛应用于火车站、体育馆等大跨度屋盖结构。为了提高圆钢管桁架结构的受力性能和节点整体刚度,可在圆钢管桁架结构主管中填筑混凝土。圆钢管混凝土桁架节点最早源自于海洋开采平台灌注混凝土的钢管节点[1]。SAKAI等[2]、童乐为等[3]、王新毅[4]都对圆钢管混凝土桁架节点进行了试验研究。结果表明,圆钢管混凝土桁架的极限承载力和刚度比钢管桁架节点有显著提高。

目前国内外对圆钢管K形节点的研究比较成熟,形成了可供工程应用的设计方法,欧洲规范EC 3[5]、《空心管结构连接设计指南》[6]和我国《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)[7]均规定了圆钢管桁架K形节点的承载力计算方法。然而,目前关于圆钢管混凝土桁架K形节点极限承载力计算方法缺乏相关研究与规范。

王新毅[4]在圆钢管K形节点极限承载力计算公式基础上,对影响圆钢管混凝土K形节点极限承载力的因素进行了参数分析,用回归分析方法拟合出圆钢管混凝土K形节点的极限承载力计算公式,但是该公式不能真实地反映节点在各种失效模式下的受力状态和破坏机理。宋谦益[8]对支管截面形式为圆形的圆钢管混凝土K形节点进行了参数分析,给出了各种失效模式下节点的极限承载力计算公式,但混凝土局压失效模式对应的节点极限承载力计算公式没有考虑主管内填充核心混凝土的长度影响系数,主管管壁冲剪失效模式对应的极限承载力计算公式没有考虑焊缝的影响。

基于目前尚缺乏系统的圆钢管混凝土K形节点承载力计算公式,本文研究了在受拉或受压支管处圆钢管混凝土K形节点的失效模式和破坏机理,基于不同失效模式下的破坏机理和受力状态,分别对支管截面形式为圆形或矩(方)形的圆钢管混凝土K形节点建立合理的简化计算模型,推导出不同失效模式下K形节点极限承载力计算公式,并给出了相应的极限承载力建议公式。本文研究成果可为圆钢管混凝土桁架结构设计提供理论依据。

1　圆钢管混凝土桁架K形节点破坏模式

1.1　圆钢管混凝土K形节点

本文所使用的圆钢管混凝土K形节点几何参数如图1所示。

图中,a为支管间隙;bi为矩形支管宽度;d为圆主管外径;di为圆支管外径;h为矩形主管高度;hi为矩形支管高度;t为主管壁厚;ti为支管壁厚;β为支管与主管的宽度比,取β=bi/b或di/d;θ1为受拉支管轴线与主管轴线的夹角;θ2为受压支管轴线与主管轴线的夹角。

1.2　圆钢管混凝土K形节点的破坏模式

(1) 圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的破坏模式

我们说，无论是写入正史的官方记载，还是民间口传的底层记忆，历代民众都不会去怀疑其内容是否符合历史真实。人们之所以不注重叙事内容的真假，是因为叙事内容的真假并不重要，重要的是叙事内容能否为后代答疑解惑，为后代提供认可和认同的价值。所以，无论是官方还是民间，看重的都是记忆在凝聚族群方面的认同价值。正是在正史记载与民间流传的双重传播渠道中，满族社会关于祖先及其文化渊源的社会记忆不断被强化和巩固。

  

图1　圆钢管混凝土K形节点几何参数Fig.1　Geometric parameters of the circular CFST truss K-joints

当圆钢管混凝土K形节点两根支管的间距较大时,可看作一对Y形节点进行承载力计算。圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处可能发生的失效模式主要有:①支管屈服破坏(BYF);②焊缝撕裂破坏(WF);③主管管壁冲剪破坏(CPSF);④主管管壁塑性破坏(CPF);⑤主管剪切破坏(CSF)。

(2) 圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的破坏模式

圆钢管混凝土K形节点在受压支管处可能发生的失效模式有:①支管屈服破坏(BYF);②焊缝撕裂破坏(WF);③支管屈曲破坏(BLB);④混凝土局压破坏(CCF);⑤主管剪切破坏(CSF)。

2　圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的极限承载力

在前3个失效模式下,圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的破坏形式只与受拉支管有关,而与受压支管无关。故K形节点在受拉支管处的破坏机理和受力状态可以看作Y形节点来研究,圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的极限承载力可按Y形节点在受拉支管处的极限承载力公式进行计算。

①2耕土：灰褐色，湿，饱和，流～可塑，主要为粘粒、粉粒和粉细砂，夹含少量植物根须（茎）及有机质，灰褐色淤泥质粉质粘土及小碎石，稍有嗅味。

不同实习阶段护生压力感受不同。复杂的人际关系、传统社会舆论、就业压力等因素均会导致护生实习热情消退，实习护生在不断调适个体身心同时，也渴望得到外界支持。理想与现实间差距使实习护生产生落差感，并陷入对职业前景的思考，随之产生对护理行业的不同情感体验。

2.1　失效模式1——支管屈服破坏

当圆钢管混凝土K(或Y)形节点发生支管屈服破坏时,支管截面的拉应力达到屈服强度(图2)发生支管屈服破坏,节点在受拉支管处的极限承载力计算公式为:

Ntu,byf=A1fy1

(1)

式中:Ntu,byf为圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受拉支管处的极限承载力;fy1为支管屈服强度;A1为支管截面面积。

2.2　失效模式2——焊缝撕裂破坏

以圆支管的圆钢管混凝土K(或Y)形节点为例,支管四周焊缝承受的拉应力可分解为法向应力和切向应力,如图3所示,其受拉极限承载力分别按这两种应力分量进行推导。

  

图2　支管屈服失效模式Fig.2　Yield failure mode of the branch

  

图3　Y形节点焊缝应力分解Fig.3　Decomposition of weld stress of the Y-joints

(1) 按法向应力推导

 

(2a)

式中:Ntu,wfn为圆钢管混凝土K(或Y)形节点在焊缝失效模式下,按法向应力确定的节点在受拉支管处的极限承载力;θ为支管与主管的轴线夹角;hf为焊脚尺寸为焊缝熔敷金属的抗拉强度;lw为焊缝计算长度,可参照《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)[7]中对管节点的规定。

圆支管:

当d1/d≤0.65时

 

当d1/d>0.65时

 

矩(方)形支管:

(2) 按切向应力推导

 

(2b)

对于矩(方)形支管,主管冲剪周长为:

圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处焊缝撕裂破坏时极限承载力为按法向和切向分别推导出的受拉支管处的极限承载力的最小值。在实际工程中,应通过设计避免焊缝撕裂破坏。

2.3　失效模式3——主管管壁冲剪破坏

当主管管壁较薄、径厚比较大,支管径厚比较小时,支管受拉的圆钢管混凝土Y形节点易发生主管管壁冲剪失效模式。本文在文献[6]规定的圆钢管桁架节点基于冲剪破坏失效模式的受拉极限承载力计算公式基础上,考虑焊缝对受拉承载力的影响,修正得到圆钢管混凝土K(或Y)形节点的在受拉支管处的极限承载力计算公式为:

 

(3a)

式中:lv为主管冲剪周长。

对于圆形支管,主管冲剪周长为:

 

(3b)

式中:Ntu,wfv为圆钢管混凝土K(或Y)形节点在焊缝失效模式下，按切向应力分量确定的节点在受拉支管处的极限承载力为焊缝熔敷金属的抗剪强度。

lv=b1(h1+tw)/sinθ

(3c)

式中:(h1+tw)为矩(方)形支管的截面等效高度;tw为焊缝较厚处尺寸,无精确值时可取焊脚尺寸hf。

将式(3b)代入式(3a)得到圆形支管的圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受拉支管处的极限承载力计算公式为:

 

(3d)

式中:Ntu,cpsf为圆支管的圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受拉支管处的极限承载力;fy为主管的钢材屈服强度。

将式(3c)代入式(3a)得到矩(方)形支管的圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受拉支管处的极限承载力计算公式为:

 

(3e)

式中:Ntu,cpsf为矩(方)形支管的圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受拉支管处的极限承载力。

2.4　失效模式4——主管管壁塑性破坏

式中:Ncu,blb为在支管屈曲失效模式下,节点在受压支管处的极限承载力;κ2为考虑节点构造和加工缺陷的影响系数,参考德国DIN18800规范[10]。

(1) 圆形支管的圆钢管混凝土K形节点

图5b)中各屈服线上的内功W为:

  

图4　K形节点塑性失效模式Fig.4　Plastic failure modes of the K-joints

  

图5　圆形支管的圆钢管混凝土K形节点塑性区域简化Fig.5　Plastic region simplification of the circular CFST truss K-joints with circular branches

使用拉格朗日乘数法求出图5a)中椭圆屈服线1的塑性特征点,获得等效矩形屈服线各边的边长为:

 

(4a)

 

(4b)

式中:

圆形支管的圆钢管混凝土K形节点的塑性失效模式往往发生在主管管壁较薄、抵抗变形能力相对较弱、支管与主管直径比β较小的情况下,所以支管与主管相贯处形成的空间椭圆曲线可以近似等效为平面椭圆曲线,即空间椭圆曲线在平面上的投影曲线,如图5所示。

区内已分析伟晶岩样品中，有多件有用组分分析值达到边界品位以上，(Nb，Ta)2O5一般品位为0.012～0.057%，最高0.0819%。矿石中Nb2O5品位变化系数为32.4～43.7%，Ta2O5品位变化系数为42.4～86.6%，矿化均匀程度属于比较均匀类型。

屈服线

(5a)

屈服线

(5b)

屈服线

(5c)

屈服线lBC:WBC=WAD

(5d)

屈服线

(5e)

屈服线

(5f)

屈服线lEH:WEH=　　　lEHχEHMp=

 

(5g)

屈服线lFG:WFG=WEH

(5h)

对于径向屈服线,W径向=δfyt2(cotω+tanω)

(5i)

总内功,W内=　　　WAB+WCD+WAD+WBC+WEF+WHG+

WEH+WFG+W径向

(5j)

式中:Vu为主管抗剪承载力,其计算可参考《钢管混凝土结构技术规范》(GB 50936—2014)[9]。

 

 

(6)

式中:Ntu,cpf为K形节点在主管管壁塑性失效模式下圆形受拉支管处的极限承载力;ω为斜屈服线与纵向屈服线的夹角为核心混凝土参与系数,取值在0.09～0.12之间。

对Ntu求极值,由得到:

 

(7)

将式(7)代入式(6),即得到圆形支管的圆钢管混凝土K形节点在主管管壁塑性失效模式下对应的极限承载力计算公式。

(2) 矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点

1.坚持固本培元。要加强党员的党性修养，坚定对马克思主义的信仰和中国特色社会主义的信心，确立正确的世界观、人生观和价值观，真正解决思想上入党的问题。习近平同志指出：“要固本培元，把加强思想政治建设摆在首位。”[2]

矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点的屈服线失效模式对应的破坏机理与圆支管的圆钢管混凝土K形节点相同,但屈服线形状不同,如图6所示。同圆形支管的钢管混凝土K形节点极限承载力计算公式推导过程相似。

屈服线

(8a)

屈服线

(8b)

屈服线

(8c)

屈服线lBC:WBC=WAD

(8d)

屈服线

(8e)

屈服线

(8f)

屈服线lEH:

WEH=lEHχEHMp=

 

(8g)

屈服线lFG:WFG=WEH

(8h)

对于径向屈服线,W径向=δfyt2(cotω+tanω)

(8i)

总内功,W内=　　　WAB+WCD+WAD+WBC+WEF+

WHG+WEH+WFG+W径向

(8j)

矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点在主管管壁塑性失效模式下,受拉支管处的极限承载力计算公式为:

 

(9)

式中:Ntu,cpf为K形节点在主管塑性失效模式下矩(方)形受拉支管处的极限承载力。

如图2所示，随着水龄的增加，底层压载水3种致病菌数量均发生明显的变化，其中B、C类压载舱在航行中并未发生置换，菌落数量一直呈明显增加的状态，而在水龄超过10 d时其数量已趋于稳定，如L3在水龄为1、5、10、15 d时大肠埃希菌分别为1.22×105cfu/mL、1.69×105cfu/mL、2.17×105cfu/mL、2.17×105cfu/mL；A类舱在第7 d时发生置换，其菌落数量发生明显变化，如D1在水龄为6、7 d时大肠杆菌分别为8.54×105cfu/mL、6.72×105cfu/mL，在所观测的15 d中A类舱在置换前后类似于B类、C类舱前期逐渐增加的趋势。

对Ntu求极值,由得到:

 

(10)

将式(10)代入式(9),即得到矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点在主管管壁塑性失效模式下对应的受拉极限承载力。

  

图6　矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点塑性区域简化Fig.6　Plastic region simplification of the circular CFST truss K-joints with rectangular branches

2.5　失效模式5——主管剪切破坏

当圆钢管混凝土K形间隙节点的支管受力较大、主管截面较小时,可能发生主管剪切失效模式,如图7所示。两根支管共同作用在主管上,K形节点间隙处主管承受较大剪力,该剪力由主管管壁和核心混凝土共同承担。为方便推导主管剪切破坏失效模式下的K形节点在受拉支管处的极限承载力,做出以下假定:①主管管壁与核心混凝土协同受力;②主管管壁、核心混凝土承担的剪力呈线性叠加关系;③剪应力在主管管壁和核心混凝土截面上均匀分布。

当受拉支管起控制作用时,

生化培养箱 上海博迅实业有限公司医疗设备厂；XSP-BM-2CA生物显微镜 上海彼爱姆光学仪器制造有限公司；离心机 上海安亭科学仪器厂；PCR扩增仪 杭州博日科技有限公司；DYY-10C型电泳仪 北京市六一仪器厂；Gel Doc XR凝胶成像系统 美国Bio-Rad公司；FE20K pH计 瑞士梅特勒-托利多公司；Cary60紫外可见分光光度计 美国Agilent公司。

Ntusinθ1≤Vu

(11)

由能量守恒定律,获得圆形支管的圆钢管混凝土K形节点在主管管壁塑性失效模式下,受拉支管处的极限承载力计算公式为:

在不同的施肥条件下，蒸腾速率情况呈现F3B3>F4B4>F2B2>F1B1的特点，这表明合理的施肥对于早熟的蒸腾速率有明显的促进作用；同等施肥条件下，地表无覆盖枣树的蒸腾作用速率高于地表覆盖的枣树蒸腾速率，尤其在光强条件下，地表无覆盖的枣树蒸腾速率明显高于覆盖组，表明地表覆盖对于枣树的蒸腾速率影响具有条件限制性。

  

图7　主管剪切失效模式Fig.7　Shear failure mode

由式(11)得到圆钢管混凝土K形节点在主管剪切失效模式下对应的受拉支管处的极限承载力计算公式为:

 

(12)

式中:Ntu,csf为K形节点在主管剪切失效模式下的受拉支管处的极限承载力;Asc为钢管混凝土截面面积;γv为圆钢管混凝土抗剪承载力计算系数,γv=0.97+0.2lnξ，ξ为构件截面的约束效应系数标准值,ξ=Asfy/(Acfck)，As、Ac分别为钢管管壁截面面积、核心混凝土截面面积;τsc为钢管混凝土构件的剪切强度设计值,为钢管混凝土构件的含钢率,αs=As/Ac,ξ0为构件截面的约束效应系数设计值,ξ0=αsAsfsc/(Ac fc),fsc为钢管混凝土构件轴压强度设计值,fsc=(1.14+1.02ξ0) fc,fc为核心混凝土抗压强度设计值。

3　圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的极限承载力

在前4个失效模式下,圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的破坏形式只与受压支管有关,而与受拉支管无关。故K形节点在受压支管处的破坏机构和受力状态可以看作Y形节点来研究,因此圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的极限承载力可按Y形节点在受压支管处的极限承载力公式进行计算。本节中受压支管处的破坏模式示意图与受拉支管处的破坏模式示意图相似。

从而马尔可夫过程{ξ(t)，t∈T}，(t1

3.1　失效模式1——支管屈服破坏

圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的支管屈服破坏极限承载力公式与受拉支管处的屈服破坏极限承载力公式相同,其表达式为:

Ncu,byf=A1fy1

(13)

式中:Ncu,byf为圆钢管混凝土K(或Y)形节点在支管屈服失效模式下对应的受拉极限承载力。

3.2　失效模式2——焊缝撕裂破坏

圆钢管混凝土K(或Y)形节点在受压支管处焊缝破坏极限承载力计算公式及推导过程与受拉支管处焊缝破坏相同,其表达式为:

通过建立变背压模型，对330 MW亚临界空冷机组的整体发电效率进行定量分析，设计相邻空冷岛连通改造，增加空冷岛的散热面积，优化机组背压和发电效率。结果表明：

 

(14)

式中:Ncu,wf为圆钢管混凝土K(或Y)形节点在焊缝失效模式下受压支管处的极限承载力。在实际工程中,应通过设计避免焊缝撕裂破坏。

3.3　失效模式3——支管屈曲破坏

圆钢管混凝土K(或Y)形节点的核心混凝土对主管管壁有较强的支撑作用,在支管压力作用下主管内凹和弯曲变形较小,故受压支管可看作下端固接的短柱。考虑节点构造、加工缺陷等影响,建议圆支管的圆钢管混凝土Y形节点在受压支管处的极限承载力按下式计算[8]:

Ncu,blb=κ2fy1πt1(d1-t1)

(15a)

圆钢管混凝土K形节点的一根支管承受拉力,另一根支管承受压力。在主管管壁塑性失效模式下,受压支管有效地阻止了主管管壁塑性区域的扩展,如图4所示。

 

(15b)

3.4　失效模式4——混凝土局压破坏

混凝土局压破坏多发生于支管径厚比或宽厚比较小,支管刚度较大的情况。根据我国《钢管混凝土结构设计与施工规程》(CECS 28:2012)[11]中圆钢管混凝土套箍作用的规定,圆钢管混凝土K(或Y)形节点在核心混凝土压碎失效模式下的受压支管处的极限承载力计算公式为:

Ncu,ccf=ξscLfckAb

(16a)

式中:fck为核心混凝土立方体抗压强度标准值;ξscL为圆钢管混凝土桁架节点局部受压强度提高系数;Ab为混凝土局部受压面积。

ξscL=(1+ξs)(1+ξL)ξc

(16b)

式中:ξs为钢管参与系数;ξc为混凝土局部承压强度提高系数;ξL为在支管受压的矩形钢管混凝土节点中的混凝土长度影响系数[12]基础上,经过试算和对比,分析得到的圆钢管混凝土长度影响系数。

 

(16c)

ξc按我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[13]计算,

基于本文研究成果,给出了圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的设计建议公式。

另外，餐饮企业除了采购饮食类的原材料之外，涉及的其他采购如固定资产采购也应充分利用税收优惠政策。根据财税〔2018〕54号文：企业在2018年1月1日至2020年12月31日期间新购进的设备、器具，单位价值不超过500万元的，允许一次性计入当期成本费用在计算应纳税所得额时扣除，不再分年度计算折旧。中小餐饮企业的固定资产基本适用500万元以下的情况。如需近两年购置固定资产的，建议在迎合政策的有利时机下，企业加大固定资产的投入，税负将可能继续下降，享受的政策红利将有利于企业的发展。

 

(16d)

式中:Ab为混凝土局部受压面积;Ad为底部扩散底面积。

对于圆支管:对于矩(方)形支管Ab=h1b1/sinθ;对于圆支管:

 

对于矩(方)形支管:Ad=0.785(d-2t)2

6.融入社会责任。开展“党旗领航·和谐共创”行动，围绕“爱心·宝胜”主题，群团部门相继开展“5.19慈善一日捐”、无偿献血、爱心帮扶、心灵驿站排忧解难等活动，创新救助帮扶机制和服务群众措施。

ξL=0.12(lc-d1-2d)/lc且ξL≤0.1

(16e)

式中:lc为主管内填充混凝土长度。

3.5　失效模式5——主管剪切破坏

圆钢管混凝土K形节点发生主管剪切破坏时,若受压支管起控制作用,其节点破坏机构与圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处发生的主管剪切失效模式相同,此时圆钢管混凝土K形节点在主管剪切失效模式下,在受压支管处的极限承载力计算公式为:

 

(17)

式中:Ncu,csf为K形节点在主管剪切失效模式下的受压支管处的极限承载力。

4　圆钢管混凝土K形节点的极限承载力设计公式

4.1　圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的极限承载力设计公式

由图３可以看出，第2组除了意志下滑情形外其余5种情形信息量均高于第1组，表明第2组团队建设出现意外情况概率低于第1组，团队建设常态时稳定，但一旦出现某情形时信息量便剧增，隐患及潜在危机更强，需要积极防患，注意团队建设．

(1) 圆形支管的圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的承载力设计值按下式计算:

 

(18)

式中:ω为斜屈服线与纵向屈服线的夹角,

(2)矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的承载力设计值按下式计算:

 

(19)

式中:

4.2　圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的极限承载力设计公式

基于本文研究成果,给出了圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的设计建议公式。

(1) 圆形支管的圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的承载力按下式计算:

 

(20)

(2) 矩(方)形支管的圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的承载力设计值按下式计算:

 

(21)

5　试验验证

圆钢管混凝土K形节点发生破坏的位置有受拉支管处和受压支管处,任何一处发生破坏都将导致节点失去传递荷载的能力。实际工程中任一失效模式均有可能发生,应分别计算圆钢管混凝土K形节点在每种失效模式下的承载力(图8),取其较小值作为设计依据。本文采用SAKAI等[2]和王新毅[4]的试验数据验证本文所提出公式的正确性。圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的承载力计算值与试验值的比较如表1所示。研究表明,试件承载力计算值与试验值比值的平均值为0.958,方差为0.010。圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的承载力计算值与试验值的比较如表2所示。研究表明,试件承载力计算值与试验值比值的平均值为0.912,方差为0.013。因此,本文提出的圆钢管混凝土K形节点的极限承载力公式计算值与试验值吻合较好。

6　结论

(1) 圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的失效模式有支管屈服破坏、焊缝撕裂破坏、主管管壁冲剪破坏、主管管壁塑性破坏、主管剪切破坏。基于各种失效模式下节点的破坏机理,建立了合理的力学计算模型,分别推导出支管截面形式为圆形和矩(方)形的圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的极限承载力计算公式。

  

图8　圆钢管混凝土受拉支管处极限承载力计算流程Fig.8　Calculation flow of the ultimate bearing capacity of the circular CFST truss K-joints on the tension branch

 

表1　圆钢管混凝土K形节点在受拉支管处的承载力计算值与试验值比较Tab.1　Bearing capacity comparision of circular CFST truss K-joints on the tension branch between calculated and test results

  

来源试件编号d/mmd1/mmt/mmt1/mmfy/(N·mm-2)fy1/(N·mm-2)a/mm试验值/kN计算值/kN计算值/试验值王新毅[4]K1245．0121．010．0010．6236343174126612030．95K2273．0121．08．058．89395425102145813070．90K6273．0133．07．007．0035038985115911370．98SAKAI等[2]K1/2E318．5216．36．905．8036837360143014691．03HUANG等[14]CFST⁃6510．0219．010．006．0031132251111510350．93

 

表2　圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的承载力计算值与试验值比较Tab.2　Bearing capacity comparision of circular CFST truss K-joints on the compression branch between calculated and test results

  

来源试件编号d/mmd1/mmt/mmt1/mmfy/(N·mm-2)fy1/(N·mm-2)a/mm试验值/kN计算值/kN计算值/试验值王新毅[4]K3273958．008．003953881398457670．91K42731337．005．00350468859538110．85K52731408．058．4239542275149214490．97K72731336．614．51350441858507340．86HUANG[14]CFST⁃851021910．008．0031132251154114880．97

(2) 圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的失效模式有支管屈服破坏、焊缝撕裂破坏、支管屈曲破坏、混凝土局压破坏、主管剪切破坏。基于各种失效模式下节点的破坏机理,建立了合理的力学计算模型,分别推导出支管截面形式为圆形或矩(方)形的圆钢管混凝土K形节点在受压支管处的极限承载力计算公式。

(3) 基于圆钢管混凝土K形节点各破坏模式下极限承载力计算公式,取各失效模式承载力较小值作为设计依据,分别给出了支管截面形式为圆形或矩(方)形的圆钢管混凝土K形节点在支管受拉处、支管受压处的承载力设计建议公式,并进行了试验结果验证,两者吻合较好，为安徽省相关地方标准的制定提供了科学依据。

参考文献:

[1]　王新毅,童乐为.钢管混凝土节点的研究现状及待解决问题[J].低温建筑技术,2009,31(8):45-47.

WANG Xinyi,TONG Lewei.Research status and problems of concrete-filled steel truss joints[J].Low Temperature Architecture Technology,2009,31(8):45-47.(in Chinese)

[2]　SAKAI Y,HOSAKA T,ISOE A,et al.Experiments on concrete filled and reinforced tubular K-joints of truss girder[J].Journal of Constructional Steel Research,2004,60(3/4/5):683-699.DOI:10.1016/S0143-974X(03)00136-6.

[3]　TONG L W,WANG K,SHI W Z,et al.Experimental study on stress concentration factors of concreted-filled circular hollow section T-joints under axial loading[C]//Proceedings of 8th Pacific Structural Steel Conference.New Zealand,Wairakei,2007:153-1581.

[4]　王新毅.圆钢管-圆钢管混凝土焊接节点抗弯刚度和极限承载力研究[D].上海:同济大学,2009.

WANG Xinyi.The bending stiffness and the ultimate bearing capacity study of circular steel tube and circular concrete-filled steel tubular weld joints[D].Shanghai:Tongji University,2009.(in Chinese)

[5]　British Standards Institute.Design of Steel Structure—Part 3-8:Design of Joints:EN 1993-1-8 Eurocode 3[S].Brussels:European Committee for Standardization,2005.

[6]　PACKER J A,HENDERSON J E,CAO J J.空心管结构连接设计指南[M].北京:科学出版社,1997.

PACKER J A,HENDERSON J E,CAO J J.Guide for design of hollow structural section[M].Beijing:Science Press,1997.(in Chinese)

[7]　中华人民共和国建设部.钢结构设计规范:GB 50017—2003[S].北京:中国计划出版社,2003.

Ministry of Construction of the People’s Republic of China.Code for Design of Steel Structures:GB 50017—2003[S].Beijing:China Planning Press,2003.(in Chinese)

[8]　宋谦益.圆钢管混凝土——钢管K形节点的力学性能研究[D].北京:清华大学,2010.

SONG Qianyi.The mechanical properties study of the circular concrete-filled steel tubular and the circular tubular K-joints[D].Beijing:Qinghua University,2010.(in Chinese)

[9]　哈尔滨工业大学,中国建筑科学研究院.钢管混凝土结构技术规范:GB 50936—2014[S].北京:中国建筑工业出版社,2014.

Harbin Institute of Technology,China Academy of Building Research.Technical Code for Concrete Filled Steel Tubular Structures:GB 50936—2014[S].Beijing:China Architecture & Building Press,2014.(in Chinese)

[10]　Deutsches Institütfür Normung.DIN 18800 Teil 2[S].Stahlbauten,Stabilitatsfalle,Knicken Von Staben und Stabworken.1990.(in German)

[11]　中国工程建设标准化协会.钢管混凝土结构技术规程:CECS 28:2012[S].北京:中国计划出版社,2012.

China Engineering Construction Standardization Association.Technical Specification for Concrete-Filled Steel Tubular Structures:CECS 28:2012[S].Beijing:China Planning Press,2012.(in Chinese)

[12]　刘永健.矩形钢管混凝土桁架节点极限承载力试验与设计方法研究[D].长沙:湖南大学,2003.

LIU Yongjian.Test and design method of ultimate bearing capacity of rectangular concrete filled steel tubular truss joints[D].Changsha:Hunan University,2003.(in Chinese)

[13]　中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土结构设计规范:GB 50010—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China.Code for Design of Concrete Structures:GB 50010—2010[S].Beijing:China Architecture & Building Press,2011.(in Chinese)

[14]　HUANG W J,FENU L G,CHEN B C,et al.Experimental study on K-joints of concrete-filled steel tubular truss structures[J].Journal of Constructional Steel Research,2015,107:182-193.DOI:10.1016/j.jcsr.2015.01.023.