《圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在学术论文-天天文库。
＞犬嫂－大學ＤＡＬＡＮＵＮＥＲＳＩＴＹＯＦＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹＩＩＶ倾士室位论文ＭＡＳＴＥＲＡＬＤＩＳＳＥＲＴＡＴＩＯＮＷ圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究七■：学科专业＿结＿构獲作者姓名—刘连鹏指导教师王苣患ｌＪＬ教授、２０５６＿＿＿＿＿ａ答辨日期Ｊｆ 硕士学位论文圆钢管约束型钢超髙强混凝土短柱轴压受力性能研究ｓｔａｔｉｃＢｅｈａｖｉｏｒＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＣｉｒｃｕｌａｒＳｔｅｅｌＴｕｂｅＣｏｎｆｉｎｅｄＳｔｅｅｌ－ｏｎｃｒｅｔｅｏｒｔｏＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＵｌｔｒａｈｉｈＳｔｒｅｎｔｈＣＳｈＣｌｕｍｎｓｕｎｄｅｒｇｇＡｘｉａｌＣｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅＬｏａｄ作者姓名：刘连鹏学科、专业：结构工鸦学号：２１２０６０５３指导教师：干．吉，忠ｕｍｗ完成日期：２０１５年６月大違理工大摩ＤａｌｉａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ 大连理工大学学位论文独创性声明作者郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下进行研究工作所取得的成果。尽我所知，除文中已经注明引用内容和致谢的地方外，本论文不包含其他个人或集体已经发表的研究成果，也不包含其他已申请学位或其他用途使用过的成果一。与我同工作的同志对本研究所做的贡献均已在论文中做了明确的说明并表示了谢意。若有不实之处，本人愿意承担相关法律责任。学位论文题目：陶偷琳絲咖陳耐作者签名：日期：Ａ月日／ 大连理工大学硕士学位论文摘要高强一、超高强混凝土由于脆性大、延性差，在抗震设防区的应用受到了限制。钢混凝土组合结构由于能够将混凝土和钢材的优势结合，在大跨度和超高层建筑结构的设计中倍受青睐一。钢管约束混凝土作为种新型组合结构具有比传统钢管混凝土更好的受力性能，这种组合形式能够很好地改善超高强混凝土在应用过程中存在的问题。以往对钢管约束混凝土的研究只局限于Ｃ８０以下强度混凝土，超高强混凝土在力学方面的特殊。性要求必须对其展开研究，从而打破超高强混凝土在实际工程应用中的瓶颈＝本文所做的工作是通过对１０个高径比Ｈ／Ｄ３、混凝土强度等级为Ｃ１００的圆形钢管约束型钢超高强混凝土短柱和１个相同试验参数的钢管型钢超高强混凝土短柱试件进行轴压承载力试验，研究钢管强度、钢管径厚比和配骨型式等因素对钢管约束型钢超高强混凝土的受力性能的影响。具体研究工作如下：（１）对钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱的破坏过程和破坏形态进行研究。对加载破坏全过程进行详细的描述，并对其破坏形态和破坏模式进行理论分析，最终阐述其破坏机理。（２）首次考虑配骨型式对钢管约束钢骨超高强混凝土承载力的影响，分别采用能“”够对核心混凝土产生不同附加约束的三种型式的钢骨：Ｈ型配骨、Ｘ型配骨和０型一配骨，通过试件的荷载位移曲线研究了三种配骨型式对试件承载力和延性的影响。（３）通过不同钢管强度和钢管径厚比试件的对比，探讨基于超高强混凝土的钢管约束型钢混凝土承载力和延性表现，与目前国内外己得到的钢管约束型钢混凝土试验结。果进行对比，分析存在的差异（４）对不同试验因素下钢管约束型钢超高强混凝土试件的钢管应变进行数据分析，并采用弹塑性理论模型进行应力分析，探讨钢管和钢骨应力由弹性、弹塑性到塑性发展的规律。（５）通过本文试验得到的轴压承载力数据，采用国内外不同的钢管约束混凝土三向受压强度模型公式进行比较，对比模型计算结果和真实试验结果得到钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压承载力公式的计算方法。关键词：钢管约束型钢超高强混凝土；轴压承载力；延性；应变应力；－Ｉ－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究ＳｔａｔｉｃＢｅｈａｖｉｏｒＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＣｉｒｃｕｌａｒＳｔｅｅｌＴｕｂｅＣｏｎｆｉｎｅｄＳｔｅｅｌＲｅ－ｉｎｆｏｒｃｅｄＵｌｔｒａｈｉｈＳｔｒｅｎｔｈＣｏｎｃｒｅｔｅＳｈｏｒｔＣｏｌｕｍｎｓｕｎｄｅｒＡｘｉａｌｇｇＣｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅＬｏａｄＡｂｓｔｒａｃｔＴｈｅ－ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅａｎｄｕｌｔｒａｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｉｓｌｉｍｉｔｅｄｉｎｓｅ－ｔｔｔｔｔｃｏｎｃｔｉｓｍｉｃｆｏｒｉｆｉｅｄａｒｅａｂｅｃａｕｓｅｏｆｔｈｅｒｅｈｉｇｈｂｒｉｌｅｎｅｓｓａｎｄｏｏｒｄｕｃｉｌｉ．Ｓｔｅｅｌｒｅｅｐｙｃｏｍｓ－－ｐｏｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｓｂｅｅｎｗｉｄｅｌｙｕｓｅｄｉｎｌｏｎｓａｎａｎｄｓｕｅｒｈｉｈｒｉｓｅｂｕｉｌｄｉｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｇｐｐｇｇｗｈｉｃｈｃｏｍｂｉｎｅｓｔｈｅａｄｖａｎｔａｇｅｓｏｆｓｔｅｅｌａｎｄｃｏｎｃｒｅｔｅ．ＳｔｅｅｌｔｕｂｅｃｏｎｆｉｎｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｈａｓｂｅｔｔｅｒｍｅｃｈａｎｉｃａｌｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｈａｎｔｒａｄｔｏｎａｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｔｕｂｅＣＦＳＴａｓａｎｅｗｔｅｏｆｐｉｉｌ（）ｙｐｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，ｗｈｉｃｈｉｓａｂｌｅｔｏｉｍｐｒｏｖｅｒｏｂｌｅｍｓｉｎｔｈｅａｌｉｃａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｏｆｐｐｐ－ｕｂｅｕｌｔｒａｈｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅ．ＰｒｅｖｉｏｕｓｓｔｕｄｉｅｓｏｎｓｔｅｅｌｔｃｏｎｆｉｎｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｌｉｍｉｔｅｄｔｏｓｔｒｅｎｔｒａｅＣ８０ｅ－ｈｄｂｌｏｗｕｌｔｒａｈｉｈｓｔｒｅｎｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｍｕｓｔｂｅｓｔｕｄｉｅｄｄｅｅｌｙｔｈｕｓｂｒｅａｋｉｎｇｇ，ｇｇｐ，ｇｔｈｅｂｏｔｔｌｅｎｅｃｋｏｆｉｔｓｒａｃｔｉｃａｌｅｎｉｎｅｅｒｉｎａｌｉｃａｔｉｏｎ．ｐｇｇｐｐＴｈｉｓｐａｐｅｒｐｒｅｓｅｎｔｅｄａｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆａｘｉａｌｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｎ１０ｃｉｒｃｕｌａｒｓｔｅｅｌ－ｔｕｂｅｓｃｏｎｆｉｎｅｄｓｔｅｅｌｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｕｌｔｒａｈｉｈｓｔｒｅｎｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｓｈｏｒｔｃｏｌｕｍｎｓＣＴＳＲＣａｎｄ１ｇｇ（）ｃｏｎｃｒｅｅ－ｔｆｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｔｕｂｅｓｈｏｒｔｃｏｌｕｍｎＣＦＳＴｗｈｉｃｈｈｅｉｈｔｄｉａｍｅｔｅｒｒａｔｉｏＨ／Ｄａｒｅ３ａｎｄ（）ｇｃｏｎｃｒｅｔｅｓｔｒｅｎｔｈｒａｄｅａｒｅＣＩ００ｉｔｍａｉｎｌｓｔｕｄｉｅｄｈｏｗｔｈｅｓｔｒｅｎｔｈｒａｄｅｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅｔｈｅｇｇ，ｙｇｇ，ｄ－ｉａｍｅｔｅｒｔｈｉｃｋｎｅｓｓｒａｔｉｏａｎｄｔｈｅｓｈａｅｏｆｓｅｃｔｉｏｎｓｔｅｅｌａｆｆｅｃｔｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｐＣＴＳＲＣａｎｄＣＦＳＴｓｐｅｃｉｍｅｎｓ，ｓｐｅｃｉｆｉｃｔａｓｋｓｏｆｔｈｉｓｐａｐｅｒａｒｅａｓｆｅｌｌｏｗｓ：（１Ａｓｅｒｉｅｓｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｉｅｓｗｅｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｒｏｃｅｓｓａｎｄ）ｐｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｏｆＣＴＳＲＣ．Ｉｎｔｈｉｓａｐｅｒｔｈｅｄｅｓｔｒｕｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｗｈｏｌｅｒｏｃｅｓｓｉｎｄｅｔａｉｌｗｅｒｅｐ，ｐｄｅｓｃｒｉｂｅｄ，ｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｐｒｏｃｅｓｓａｎｄｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｌｙ，ａｔｌａｓｔｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｓｍｗｅｒｅｅｌａｂｏｒａｔｅｄ．（２）ＴｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｔｈｅｓｅｃｔｉｏｎｓｔｅｅｌｓｈａｐｅｏｎＣＴＳＲＣｗａｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄｆｉｒｓｔｌｙ，ｔｈｒｅｅｓｈａｐｅｓｏｆ＂＂ｓｅｃｔｉｏｎｓｔｅｅｌＨＸａｎｄＯｔｈａｔｃａｎｅｎｅｒａｔｅｄｉｆｅｒｅｎｔａｄｄｉｔｉｏｎａｌｃｏｎｓｔｒａｉｎｓｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄｔｈｅ（，）ｇ，＇ｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅｓｅｃｍｅｎｓｅａｃａａｃｔａｎｄｕｃｔｔｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄｏａｄ－ｓａｃｅｍｅｎｔｐｉｂｒｉｎｇｐｉｙｄｉｌｉｙｂｙｌｄｉｐｌｃｕｒｖｅｓ．３ｃｏｍａｒ－（Ｂｙｐｉｎｇｓｐｅｃｉｍｅｎｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔｅｅｌｔｕｂｅｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｄｉａｍｅｔｅｒｔｈｉｃｋｎｅｓｓｒａｔｉｏ），ｔｈｉｓａｅｒｅｘｌｏｒｅｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａａｃｉｔａｎｄｄｕｃｔｉｌｉｔｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＣＴＳＲＣａｎｄｔｈｅｎａｎａｌｚｅｐｐｐｐｙｙｐｙｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｂｃｏｍａｒｔ．ｙｉｎｔｈｅｅｘｅｒｉｍｅｎｔｒｅｓｕｌｓａｔｈｏｍｅａｎｄａｂｒｏａｄｐｇｐ（４）Ｔｈｅｓｔｅｅｌｔｕｂｅｓｔｒａｉｎｄａｔａｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｆａｃｔｏｒｓｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄｔｈｅ，ｅ－ｌａｓｔｉｃｌａｓｔｉｃｔｈｅｏｉｍｏｄｅｌｗａｓｕｓｅｄｔｏａｎａｌｚｅｔｈｅｓｔｒｅｓｓｏｆｓｅｃｉｍｅｎｓ．Ｔｈｅｌａｗｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅｐｙｙｐ－－ＩＩ 大连理工大学硕士学位论文＇ａｎｄｔｉｌｄｌｔｔｉｌｔｉ－ｌｉｔｔｌｉｔｓｅｃｏｎｓｔｅｅｓｅｖｅｏｐｍｅｎｆｒｏｍｅｌａｓｃｓｔａｅｅａｓｃａｓｔｃｓａｅｏａｓｔｃｓａｅｗｅｒｅｇ，ｐｇｐｇｅｘｒｅｐｌｏｄ．（５）Ｂｔｈｅａｘｉａｌｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔｄａｔａｏｂｔａｉｎｅｄｉｎｔｈｅｅｘｅｒｉｍｅｎｔｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｒｉａｘｉａｌｙｇｐｙｐ，ｃｏｍｒｅｓｓｉｏｎｓｔｒｅｎｔｈｍｏｄｅｌａｔｈｏｍｅａｎｄｂｒｏａｄｗｅｒｅｕｓｅｄｔｏｃｏｍａｒｅ．Ａｔｌａｓｔ汪ｂｅａｒｉｎｐｇａｐ，ｇｃａｐａｃｉｔｙｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｆｏｒｍｕｌａｏｆＣＴＳＲＣｗａｓｕｔｆｏｒｗａｒｄ．ｐ－ＫｅＷｏｒｄｓｉ：ＳｔｅｅｌｔｕｂｅｓｃｏｎｆｉｎｅｄｓｔｅｅｌｒｅｆｃｅｄｕｌｔｒａｈｉｈｅｎｔｈｃｃｒｅｔｅＡｘａｌｉｎｏｒｇｓｔｒｇｏｎｙ；ｂｅａｒｉｎｃａａｃｇｉｔｕｃｔｉｌｉｔＳｔｒａｉｎＳｔｒｅｓｓｐｙ；Ｄｙ；；－－ＩＩＩ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究目录ｍ＾ＩＡｂｓｔｒａｃｔＩＩ引言１１猶３１．１研究背景及意义３１．２研究和应用现状５１．２．１超高强混凝土研究和应用现状５１．２．２型钢混凝土研究和应用现状６１８．２．３钢管混凝土柱研究和应用现状１１０．２．４钢管混凝土叠合柱研究和应用现状１１２．２．５钢管约束混凝土柱研究和应用现状１．３本文研究的主要内容１４－２圆钢管约束型钢超高强混凝土应力应变关系模型研究１６２．１引言１６２．２目前主动约束混凝土的本构模型１６２．２．１箍筋约束混凝土的本构模型１６２．２．２钢管约束混凝土的本构模型２０２３２１．目前混凝土的三向受压强度模型２．３．１国外混凝土三向受压强度模型２１２．３．２国内混凝土三向受压强度模型２２２．４本章小结２３３圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压试验２４３．１引言２４３．．．．２４．２试验方案３．２．１试验＠的２４３．２．２试件设计与试件制作２５３．２．３钢材材料性能试验２７３．２．４超高强混凝土的配制和材料特性２８３．２．５加载制度和测点布置２９３．３试验现象与结果３１３．３．１试验现象３１－ＩＶ－ 大连理工大学硕士学位论文３．３．２破坏模式３１３／、．４本章结３４Ｊ４圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压力学性能分析３５４．１弓３５ＩＷ４—．２荷载变形曲线分析３５４．２．１配骨型式的影响３５４．２．２径厚比和钢管屈服强度的影响３６４．２．３钢管约束混凝土和钢管混凝土对比３７一４．３荷载应变关系分析３７一４．４荷载应力关系分析４１４．５轴压承载力计算公式４６４．６本章小结４９５结论与展望．５０５．１躲５０５．２廳５０参考文献５２附录Ａ双向应力状态的应力弹塑性计算程序５７攻读硕士学位期间发表学术论文情况６０６１大连理工大学学位论文版权使用授权书６２？Ｖ－ 大连理工大学硕士学位论文引言、我国正处在改革发展的关键时期，对综合效益的要求也愈加严格，超高层建筑大跨桥梁和大型海洋平台对承重柱的承载力要求越来越高，为了获得更高的承载力，材料一１［］的选用需要满足下几点要求：（１）强度极高，承压能力极大。（２）抗震延性好，能够在地震和台风等作用下，具有良好的变形能力，不至于发生脆性破坏。（３）自重小，减轻结构自重，减少资源和能源消耗。（４）耐久性和耐火性好，能够达到安全、适用、耐久的建筑要求。（５）经济性好，原料来源广泛，制造工艺简单，成本低廉。目前能够超越普通混凝土作重承压构件的材料主要有超高强混凝土、钢材、活性粉２［］末混凝土（ＲＰＣ）、碳纳米材料。但是这四种材料也都有应用的局限性：活性粉末混，凝土和高强碳纳米材料由于成本问题，价格相当昂贵不具有应用的可行性；高强混凝土具有极大的脆性，破坏时呈毫无征兆的突然爆炸式破坏；钢材由于耐火性、耐久性和稳定性差，也很难大规模采用。因此考虑到现实性，目前想要提高构件的承压强度，只有从高强混凝土和钢材这两种材料出发，进行有效的组合，互相弥补二者的缺点，并将他们的优点充分发挥。钢管与混凝土的组合有三种基本型式，普通钢管混凝土，钢管混凝土叠合柱，，钢管约束混凝土超高强混凝土在钢管浪凝土和钢管混凝土叠合柱这两种组合形式中都有研究和应用的先例一，钢管约束混凝土组合柱作为钢管混凝土组合柱中一３［】。的种重要形式，与超高强混凝土的结合还未见报道同时：，钢管约束混凝土在受力性能方面比其他两种组合柱更具优势（１）当轴压比较小时，普通钢管混凝土柱的外围钢管与核心混凝土横向变形几乎同步，不能够提供有效约束，大大降低了钢材的使用效率；（２）与普通钢管混凝土不同，钢管约束混凝土的外围钢管不承受纵向轴压，只承受由于核心混凝土的纵向变形引起的纵向摩擦力，避免了钢管纵向屈曲对核心混凝土约束的不利影响。总而言之，钢完全发挥了其抗拉强度，混凝土充分发挥了其多轴抗压强度，并且最“＞”终强度大于二者的简单叠加，达到了１＋１２的组合效果，钢管约束混凝土具有更广阔的发展前景。型钢混凝土一般是釆用轧制型钢或钢板拼辉而成的钢骨，周围配置箍筋，并绕筑混凝土，箍筋约束了核心混凝土的横向变形，提高了混凝土的强度；外包混凝土的存在对１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究钢骨具有较强的约束作用，防止钢骨过早的发生局部屈曲，使钢材的强度和变形得以充分发挥；型钢的存在对混凝土抗剪承载力有很大的提高，延缓了混凝土主斜裂缝的开展，＊５］［大大提高了混凝土构件的延性和结构抵抗地震作用的能力。为了解决高强混凝土的脆性问题，国内外科研工作者尝试来用钢骨混凝土以达到提高其承载力和延性的目的，并＆７［］取得成功。但是，当混凝土强度等级达到Ｃ１００以上时，由于突出的脆性问题，保护［力层混凝土在破坏时迅速脆性剥落，刚度退化显著，因此钢骨超高强混凝土在普通箍筋一的约束作用下很难满足工程抗震的需求，有待进步改善。基于上述原因，在钢管约束超高强混凝土中配置适当钢骨，形成钢管约束型钢超高强混凝土，充分发挥约束混凝土和型钢混凝土的优势，在提高柱子承载力的同时保证抗“”震延性进一ｒａ，步对推动超重荷载作用下重载柱的发展。－２－ 大连理工大学硕士学位论文１绪论１．１研究背景及意义现代建筑结构逐渐向高层、大跨、轻量化发展，大型海洋平台、超高层建筑、大跨桥梁、海底＿道等现代土木工程结构对混凝土强度的要求越来越高，这些建筑结构在其底部产生相当大的荷载，超重荷载作用对作为主要承重构件的柱子提出了更高的要求，一因此，不得不提高混凝土的强度５０。在我国，般认为强度等级Ｃ以下的混凝土为普通？Ｃ强度混凝土，Ｃ６０Ｃ９０的混凝土为高强混凝土，１００及以上的混凝土为超高强混凝９土［］。与普通中低强度混凝土相比，高强、超高强混凝土可以有效地减轻结构自重、节约用地、增大使用空间、大量减少材料用量及工程造价、减少能耗，具有很大的应用价［叫值。，混凝土的脆性越来越大但是随着混凝土强度等级的提高，构件延性越来越差。尤一其对于超高强混凝土，应应变曲线，在压力作用下，峰值应变与极限应变基本重合力几乎没有下降段，导致超高强混凝土更容易发生脆性破坏，强度与变形能力之间的矛盾“Ｉ２［［］］使其在抗震设防区的应用受到限制。规范规定：当设防烈度９度时，混凝土强度等级不宜超过Ｃ６（）；当设防烈度为８度时，混凝土强度等级不宜超过Ｃ７０。为了能够将超高强混凝土推广应用，改善脆性是科研工作者必须解决的关键问题。掺入外加有机合成Ｉ３［］纤维或钢纤维是目前改善超高强混凝土脆性的公认方法，但对超高强混凝土的力学性一能影响很小，定程度上能够改善其延性，但效果并不明显，不能根本上改变构件在整体结构中的受力机制一。另种改善超高强混凝土脆性的方法是采用钢管与混凝土组合结构模式，将钢管和混凝土二者的优势结合，充分利用混凝土的高抗压性能和钢材的抗拉１４［］性能和变形能力，从而大幅度提高高强混凝土构件的承载能力和延性。在实际工程中，由于许多建筑工程由于建筑和功能的要求容易形成短柱，大致分为以下几类：（１）错，层短柱，，由于楼层不同标高相连形成错层梁就容易在错层梁间形成短柱甚至超短柱；（２）夹层短柱，在楼层间形成的短柱，经常出现在带走马廊的夹层中；一（３），全层短柱，整个楼层这种短柱经常出现在地下层由于首层计算高度过大或地基不良，采用拉梁或托梁设置在地面以下，形成全层短柱；（４）填，充短柱，这是柱被硬质装修或门窗压洞口顶所约束形成的短柱在构造上仍应按短柱对待。－３－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究）。大量震害（图１．１表明，局部短柱的破坏是建筑结构设计不可忽略的问题２Ｉ－２０［《建筑抗震设计规范》（ＧＢ５００１１１０）冲对短柱的轴压比限值有严格的规定，其中表６．３．７内的轴压比限值只适用于剪跨比大于２，混凝土强度等级不高于Ｃ６０的柱。而对于剪跨比不大于２的短柱轴压比限值应降低０．０５，剪跨比小于１．５的超２Ｉ【】短柱轴压比限值应专门研究并采取特殊构造措施，除此之外，规范对短柱的箱筋直径和体积配箱率都有较为严格的规定。ｍｕｇｍ二二☆Ｉ，二」（ｃ）（ｄ）图１．１短柱震害：（ａ）错层短柱震害；（ｂ）全层短柱震害；（Ｃ）填充短柱震害；（ｄ）夹层短柱震害Ｆｉｌａｒｕａｋｅａｍａｏｒｃｏｌｕｍｎａａｒｄａｍａｅｆａｅｒｅｄｆｌｏｏｒｇ．ｌＥｔｈｑｄｇｅｏｆｓｈｔ：（）Ｅｔｈｑｕａｋｅｇｏｓｔｇｇｍｎｈｅ－ｍｎｓｈｏｒｔｃｏｆｆｌｓｈｃｏｈｅｌｕ（ｂ）Ｅａｒｔｕａｋｅｄａｍａｏｆｌｉｌｌｏｏｒｏｒｔｌｕ（ｃ）Ｅａｒｔｕａｋｅｄａｍａ；ｑｇ；ｑｇｏｆｆｉｌｌｅｄｆｌｏｏｒｓｈｏｒｔｃｏｌｕｍｎ（ｄ）Ｅａｒｔｈｕａｋｅｄａｍａｅｏｆｉｎｔｅｒｆｌｏｏｒｓｈｏｒｔｃｏｌｕｍｎ；ｑｇ－－４ 大连理工大学硕士学位论文鉴于超高强混凝土的应用限制和短柱的剪切脆性破坏特征，本文将开展钢管约束混凝土和型钢混凝土组合结构的研究，以解决目前超高强混凝土的应用难题。本文将对钢管约束型钢超高强混凝土短柱进行单调轴压承载力试验，通过数据处理，得到每个试件一一一的荷载位移曲线以及钢管的荷载应变、荷载应力曲线等，通过分析试验现象和试一验数据，比较不同因素变量对钢管约束超高强钢骨混凝土的承载力和延性的影响，进步推动超高强混凝土在土木工程中的应用。１．２研究和应用现状１．２．１超高强混凝土研究和应用现状超高强混凝土以传统的水泥、砂、石为主要原料，外加适量活性矿物掺合料（粉煤灰、娃灰等）和高效减水剂，在常规的配制工艺下配制而成的具有良好的和易性，并具１５［］有较髙硬化后强度的水泥混凝土。，对于高强混凝土和超高强混凝土，各国都有不同的定义并且随着混凝土科学的发０－展而变化。欧洲ＣＥＢ（１９９）、美国ＡＣＩＡＳＣＥＣｏｍｍｉｔｅｅ４４１（１９９７）分别以２８ｄ圆柱体抗压强度６０ＭＰａ（相当于我国Ｃ７０混凝土）和７０ＭＰａ（相当于我国Ｃ８０混凝土）作为高强混凝土强度的最低限值普遍高于我国认定的高强混凝土强度等级Ｃ５０。而对于超高强混凝土，国内外甚至国内之间也有很多不同的认定，考虑到我国实际工程应用和研究现状，本文以文献［９］中以Ｃ１００强度混凝土作为超高强混凝土的界定为准。】８［－］？国外方面，前苏联Ｍ．Ｂ．ｃＢＨＨｆｌＯＢ等人使用Ｃ３减水剂讲水灰比降低至０．２４０２６ｐ．，成功配制成了抗压强度达到１０（Ｍ５０Ｍｐａ的混凝土，并对其力学性能和变形性能进行了研究。１９９２年日本建设省完成了《钢筋混凝土结构物超轻量化、超高层化技术开发总纲》中提出的研究目标ａ［，成功研发出抗压强度为１２０ＭＰ的超高强混凝土％同年，ＯｄｄＥ９Ｇｏ［ｉ】ｊｒｖ采用天然高质量矿物集料，配制成功抗压强度达２３０ＭＰａ的混凝土，采用高质量陶瓷配制了抗压强度达４６０ＭＰａ的混凝土。我国对超高强混凝土的研究不多，早在５０年代，我国工程技术人员曾经釆用经二ＰＧ］次磨细的纯熟料水泥，配制出Ｃ１００混凝土并应用于大型工业厂房。９０年代，由于高效减水剂的推广，，水灰比得到很大程度的降低同时活性矿物掺合料的使用使得强度超过ｌＯＯＭｐａ且具有良好工作性能的超高强混凝土得到很大程度的发展，并且在很多工程Ｐｉ］中得到应用。进入２１世纪，国内外众多研究者对超高强混凝土的抗压强度、弹性模１量－［］、峰值应变、泊松比、应力应变本构模型等力学性能进行研究，蒲心诚对超高强高性能混凝土的基本性能进行了广泛而深入的研究，包括超高强高性能混凝土的界面结构和宏观结构，超高强高性能混凝土的强度、变形、徐变、收缩和收缩补偿，以及超高强－５－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究高性能混凝土的抗渗性、抗冻性、耐磨性等耐久性，推动了超高强混凝土的在国内的进一步发展。在国内，超高强混凝土的应用可以追溯到９０年代，１９９６年北京财税大楼绕筑了１２７ＭＰａ的超高强混凝土，幵创中国超高强混凝土工程应用的先河，但是该建筑设计上并没有采用１２７ＭＰａ混凝土设计２００２年北京国家大剧院部分釆用Ｃ１００混凝土，由于工程的重要性，质量要求极高，因此采用了复杂的施工技术和工艺，最终达到了优异？５的工作性能２００３年沈阳远吉大厦地下２层和地上１层采用Ｃ１００级混凝土，辽宁省建筑设计院首次明确地在施工图上标明Ｃ１００级预拌菜送混凝土，这标志着我国超高２３］［强混凝土应用的新突破。２００８年广州西塔成功研发并使用ＣｌＯＯ超高性能混凝土和Ｃ一ｌＯＯ超高性能免振自密实混凝土，并次菜送至４１１米，创造世界超高强混凝土垂直２４００超［］栗送高度记录，突破了Ｃ１高强混凝土超高层粟送施工的局限。１．２型钢混凝土研究和应用现状．２欧美自２０世纪初就开始了型钢混凝土结构的应用和研究经过漫长几十年的试一验研究，英国Ｂｏｎｄｎａｌ在６０年代初期经过系列试验，提出了描述型钢混凝土柱工作性能的强度理论－，Ｂａｓｕ对设计方法进行了广泛研究。１９６３年ＡＣＩ３１８６３中出现了型钢－７混凝土柱的设计公式。１９６７年ＡＣＩ３１８１中型钢混凝土柱采用了极限状态设计方法。１９７９年美国ＡＩＳＣ颁布了《钢与混凝土组合柱设计规范》。９０年代以后，型钢混凝土的２６］ｅ－研究更加细致和多元，Ｓｈｒｉｆ等通过对比普通混凝土和高强混凝土不同情况下，型钢２１［７］１０混凝土柱的承载力和延性的变化，得出箍筋对承载力和延性有明显的影响。１１６３等－混凝土柱的抗震性能进行了研究对型钢，分析了轴压比、配箍率、钢骨抗滑栓钉、剪跨比以及混凝土强度和高强混凝土不同情况下－，型钢混凝土柱的承载力和延性的变化，得出箍筋对承载力和延性有明显的影响。２０世纪５０年代，前苏联的型钢混凝土结构被称为劲性钢筋混凝土结构。１９５１年，前苏联电子建设部颁布了型钢混凝土结构《设计指南》８－。１９７年又出版了型钢混凝土结构设计指南ＣＮ３７８型钢为主，强调了纵，以实腹５［］筋和箍筋的作用。日本是世界上型钢混凝土结构研究和应用最多的国家，日本的型钢混凝土结构与混凝土结构、钢结构和木结构并成为四大结构，其型钢混凝土的研究早在二１广泛研究始于战之后，９８５，，随着战后日本国力恢复截止到年型钢混凝土结构的２８［１－：２．８％建筑面积占总建筑面积的６，１０１５层高层建筑中型钢混凝土占到９０％左右。我国型钢混凝土结构的发展自２０世纪５０年代开始，当时从苏联引进了型钢混凝土２９结构并用于少量工业厂房［］，因此其设计是直接釆用的前苏联的设计规范。６０年代后由于刚才紧缺停止了ＳＲＣ结构的使用。我国正式对型钢混凝土开展研究是始于８０年代，随着经济的发展，国家开始重视对型钢混凝土的研究并增大了基金支持，１９８９年编写完－６－ 大连理工大学硕士学位论文成《劲性钢筋混凝土结构的设计建议及条文说明》。此后，针对型钢混凝土柱的轴心受压、偏心受压以及抗震性能等各方面进行了大量而深入的研究。西南交通大学陈世春研究了型钢混凝土短柱的抗剪承载力。清华大学叶列平对国外型钢混凝土结构的设计和分５【析方法进行了介绍东北大学王连广］对各国设计规范进行了对比介绍。基于众多学－者的研究，原冶金部于１９９８年颁布了《钢骨混凝土结构设计规程》（ＹＢ９０８２９７），原３ｉ２００Ｊ－１）［］建设部于１年颁布《型钢混凝土组合结构技术规程》（ＧＪ１３８２００。２１世纪以３２［］来，各高校学者相继对型钢混凝土结构进行深入的研究，贾金青对钢骨混凝土柱的抗震性能进行了试验研究和理论分析，，，研究了剪跨比轴压比，配箍率以及含钢率等因素对抗震性能的影响，提出了满足抗震延性要求的轴压力系数。赵鸿铁等进行了２０－个不同剪跨比、轴压比、体积配箱率、混凝土强度的钢骨混凝土柱在低周反复荷载下受力性能的试验研究，分析了不同参数对破坏形态、延性以及耗能能力等性能的影响；贾金青课题组在２００７年对型钢超高强混凝土组合柱展开广泛研究。姜睿对不同剪跨比，试验结果表、轴压比和配箍率的型钢超高强混凝土柱进行了抗震性能试验研究明：低周反复荷载作用下，型钢超高强混凝土短柱和超短柱易发生剪切破坏，脆性特征相当明显，；型钢超高强混凝土长柱则常发生弯曲破坏骨架曲线的下降段较平缓，极限变形大大提高，；增；轴压比越大，框架短柱的位移延性越差强度衰减的速率越快加箍筋配筋率可以较好的改善型钢超高强混凝土柱的滞回特性和抗震性能。最终，在试验结果的基础上，提出了满足抗震要求的型钢超高强混凝土短柱配楂率的和轴压比限值。朱￣３５３７］伟庆［对八边形箍筋约束下的型钢超高强混凝土柱的抗震性能和轴压力学性能进行了试验研究：，。试验结果表明当轴压比、配箍率和型钢含钢量取值合理时构件发生弯曲破坏，峰值荷载后下降段平缓，试件具有良好的延性；当轴压比较大、配箍率、型钢含钢量较小时，构件发生弯剪破坏，滞回曲线狭长，延性较差。其中，轴压比对试件延性的影响最为明显，增加配箱率能提高构件的延性，合理的配箱形式比增加配箍率对改善截面曲率延性的效果更加显著。釆用截面纤维单元分析法分析了型钢超高强混凝土柱的延性性能，最终提出了考虑约束作用影响的型钢超高强混凝土柱轴压承载力计算公式和受剪承载力计算公式在型钢超高强混凝土柱的剪跨比为？１．５０２．７５、轴，压比为？？０．２０．５７、混凝土强度等级为Ｃ６０Ｃ１００范围内，由受剪承载力计算公式所得计算结果与试验结果吻合较好。型钢混凝土结构在建筑工程中具有广泛的应用，美国休斯敦德克斯商业中心大厦，美国达拉斯第一国际大厦，新加坡财政大楼，日本北海饭店以及我国的深圳地王大厦、上海金茂大厦、北京国贸大厦、上海环球金融中心等国内外著名的超高层建筑中都先后采用了型钢混凝土结构。型钢混凝土结构在桥梁工程上也有广泛的应用，上海南浦大桥－７－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究和杨浦大桥部分结构都采用了型钢混凝土结构形式型钢混凝土结构在日本这样一个地震多发国家充分展示了其优良的抗震性能：１９２１年建造的日本兴业银行，作为约３０ｍ高的型钢混凝土大楼，经受住了关东大地震的考验９８７年宫城县地震，在９５栋所调；１３８［］查的型钢混凝土建筑结构中，只有１７栋发生主体结构的轻微破坏。事实证明，型钢混凝土结构无论在承载力、耐火性、耐久性还是抗震性能方面，又具有非常突出的表现，在各类结构中占有举足轻重的地位。１．２．３钢管混凝土柱研究和应用现状逐凝土錄钢管图１．２钢管混凝土柱示意图Ｆｉ１２Ｓｃｈｅｍａｉｃｄｉａｒａｍｏｆｃｏｎｃｒｅｅｆｉｌｌｅｄｅｅｌｕｂｅｃｏｌｕｍｎｇ．．ｔｇｔｓｔｔ一钢管混凝土柱自１８９７年于美国幵始作为承重柱而应用到房屋建筑中起已经有百３９［］多年的历史。直至６０年代，钢管混凝土由于其经济性在苏联、西欧、北美和日本等发达国家受到重视并开展相应的研究工作。８０年代粟送混凝土工艺的发展促进了钢管混凝土在世界范围内的应用和研究，我国钢管混凝土组合柱的研究正是在此时大规模展开４？［］的。到目前为止，我国钢管混凝土的理论和应用相对来说比较成熟，研究成果十分丰富，现将主要研究成果作以下介绍。构件的静力性能是其所有力学性能的基础。钢管混凝土柱静力性能的研究重点集中４１［］在钢管混凝土的短柱、长柱、偏压柱的承载力计算方法上。钟善铜，王用纯采用强度理论推导出钢管混凝土极限承载力和稳定承载力计算公式，并分析了混凝土徐变、收缩４２［和温度对承载力的影响］。汤关作对１００多个不同含钢率、混凝土强度和长细比的圆形钢管混凝土柱进行轴压和偏压试验，分析提出轴压、偏压承载力计算方法。蔡绍怀介绍了中国建筑科学研究院在１９８０年至１９８３年间对钢管混凝土短柱、长柱、偏压柱展开的一“”系列试验研究成果：文献［４３表明，套箱指标是影响圆钢管混凝土短柱承载力和变］形能力的重要参数。该文还通过理论分析，在三个假设下推导出钢管混凝土短柱极限强度计算公式，并与试验结果对比，吻合良好献４４和文献４５；文介绍了轴心受压长柱［］［］－８－ 大连理工大学硕士学位论文和偏心受压柱的试验研究，推导出圆钢管轴心受压长柱和偏心受压柱的承载力计算公４６＂＾７式结果吻合良好［］。在此后的十多年时间中，顾维平对钢管高强混凝土长柱，与试验和偏压柱进行了试验研究，研究结果表明钢管高强混凝土轴压、偏压性能与钢管普通强一度混凝土的基本致。潭克锋和蒲心诚对钢管超高强混凝土短柱、长柱和偏压柱进行了试验研究，通过修正文献［４３］中钢管混凝土柱承载力公式里的套箱指标系数和偏心，得到钢管超高强混凝土的轴压率折减系数、偏压柱的承载力计算公式。王玉银、张素５０［］梅用有限元对圆形钢管高强泡凝土轴压短柱进行数值分析，分析结果与理论计算结果５１１］以及试验结果吻合良好。王玉银对钢管再生源凝土轴压短柱进行试验研究，研究结果表明，钢管再生混凝土具有比钢管普通混凝土柱更优越的约束效果和延性。余志武和丁５２［］发兴对１７个圆钢管自密实混凝土轴压短柱进行试验研究，主要研究钢管中部开孔和开槽对承载力的影响，试验结果表明，开小孔和细槽对其承载力和变形影响很小，但减小了弹性阶段的组合弹性模量。构件在低周往复荷载作用下，，能量耗散和变形能力，即滞回性能能够很好地表征其对地震作用的反应效能一，是种伪静力抗震性能试验。在钢管混凝土柱的滞回性能方５３一—［］面的研究Ａ，主要围绕着压弯构件的弯矩曲率和Ｐ恢复力模型展开的。屠永清对一—。圆钢管混凝土压弯构件进行滞回性能试验，并提出其弯矩曲率和ＰＡ恢复力模型５４＿５５一］［系列试验研究韩林海等对圆形、方形和矩形钢管混凝土的滞回性能进行了，主要参数有轴压比、长细比，最终提、含钢率、钢材强度、混凝土强度等出钢管混凝土构件弯矩一曲率和Ｐ一Ａ恢复力模型以及位移延性系数的简化计算方法。一钢管混凝土结构在遭受火灾时，外围钢管直接与火接触，，同钢结构样需要结构具有足够的耐火时间。但在钢管混凝土柱的耐火性能方面，国内的研究起步较晚。自２０００、年前后，韩林海课题组借鉴外国的研究经验，对圆形方形和矩形钢管混凝土的耐火性进行大量试验研究，重点研究防火涂料、混凝土强度、火灾荷载比等因素对轴心和５８［］偏心受压柱的受力性能的影响。吕学涛对方钢管混凝土柱的受火方式（三面受火、相对两面受火、相邻两面受火、三面及四面受火）进行系统的数值分析研究，得到不同受火方式下的耐火极限。目前对建筑结构防火保护的方法主要是涂刷防火涂料，不同构件形式的防火设计方法也是不同的，对钢管混凝柱进行耐火性能研究的最终目的是确定５７］［其合理的防火设计方法，韩林海通过试验回归分析，得到防火保护层实用计算方法，能够满足现行国家标准－２００６《建筑设计防火规范》（ＧＢ５００１６）和《高层民用建筑设计》－防火规范（ＧＢ５００１４９５）对耐火极限的要求。“”为了保证结构在地震作用下，能达到强节点弱构件的抗震性能要求，梁柱框架节一一点的受力性能至关重要。韩林海，杨有福等对钢管混凝土钢梁节点和钢管混凝土柱－９－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究钢筋混凝土节点进行了系统研究，主要研究的节点形式有穿心螺栓端板钢梁节点、单边“”一钢梁节点螺检端板钢梁节点、钢管混凝土柱大骨式、加强环式钢筋混凝土节点、钢筋混凝土环梁式节点、钢筋贯通式节点、钢筋环绕变宽度梁节点、劲性环梁节点等。此一一处不再赞述，文献中有比较全面的归纳。钢管混凝土组合柱与普通钢筋混凝土梁或型钢混凝土组合梁通过栓接、煌接等方法进行连接，形式复杂多样，通过有限元对不同形式的节点进行分析，为研究和应用提供了便利，而且能够很好地满足工程需要。早在１８９７年英国的赛文铁路桥桥墩采用了钢管中灌注混凝土的结构形式。前苏联易谢特铁路桥采用钢管混凝土拱形衍架上弦杆，从而达到节约钢材的目的。法国巴黎居一民区的座高层建筑的框架柱釆用了钢管混凝土。但是在２０世纪６０年代之前，由于钢，施工难度大２０管混凝土的施工工艺未得到提高，导致钢管混凝土的普及性不是很好。世纪８０年代粟送混凝土工艺的发展克服了钢管混凝土施工的难题，钢管混凝土得到了广泛的应用，同时钢管混凝土的使用解决了各国髙层建筑需要克服混凝土脆性的技术难题。我国钢管混凝土的应用可以追溯到６０年代北京地铁车站工程，７０年代工业厂房中也使用了钢管混凝土结构。近几年，随着国家经济的高速增长，钢管混凝土结构在高层一建筑工程、大跨桥梁工程和水利工程中得卓有成效的应用。自１９９０年四川旺苍的第座钢管混凝土拱桥投入使用，至今已有将近２００座拱桥梁采用了钢管混凝土结构，大大。、、降低了桥面恒载，节约了桥梁的建设成本在洪家渡水电站格里桥水电站贵州大花水电站和沙花水电站等水利工程以及采用逆做法的地下工程中，钢管混凝土结构由于简化了模板工程，加快了施工进度，为缩短工期提供了很大便利。１．２．４钢管混凝土叠合柱研究和应用现状？土觀５？钢管图１．３钢管混凝土叠合柱示意图Ｆ－ｉｇ．１．３Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｒａｍｏｆｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｔｕｂｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｃｏｌｕｍｎｇ－０－１ 大连理工大学硕士学位论文钢管混凝土叠合柱或称劲性钢管混凝土组合柱、配有钢管的钢骨混凝土柱，是辽宁一省建筑设计院在工程实践中提出的，它是中国完全自主开发的种结构形式。２０世纪末，在沈阳日报大厦地下室工程、辽宁省枢纽工程、辽宁物产大厦工程等众多工程中采用，同时在建造辽宁物产大厦的过程中该院与大连理工大学合作，研究了这种叠合柱的抗震，通过试验验证了该组合柱的可靠性。此后性能，大连理工大学、华南理工大学、东南大学，、哈尔滨工业大学、清华大学等分别开展了对钢管混凝土叠合柱的研究并取得具有价值的重要成果。钢管混凝土叠合柱的钢管配置在混凝土内部，耐火性能大大优于其他两种组合柱，节；梁柱节点中梁纵筋可环绕穿越核心钢管混凝土，与外围混凝土整绕点性能与普通钢筋混凝土梁柱类似。因此对钢管混凝土叠合柱的研究重点都集中在该组合柱的轴压承载力和抗震性能两个方面。大连理工大学赵国藩等＿对３８个缩尺钢管高强混凝土叠合柱试件进行低周反复荷，试验结果表明，钢管混凝土叠合柱能够明显提高柱的抗剪能力和延性载试验，证明了辽宁物产大厦的钢管混凝土叠合柱设计的可靠性，同时给出了在钢管混凝土叠合柱设计时，轴压比、体积配箍率、钢管面积比和套箍指标的建议设计限值。陈周煩对钢管高强混凝土叠合柱轴压承载力、受剪承载力进行试验分析研究，提出了极限承载力和斜截面受剪承载力公式，给出轴压比和轴压力限值，又以辽宁物产大厦建设为背景，给出３种钢管混凝土叠合柱节点处理方式。６３［］４哈尔滨工业大学李惠等对个钢管高强混凝土叠合柱和１个普通高强混凝土柱进行拟静力试验，试验结果表明外围混凝土承担了９０％的水平力，轴力和含钢率基本不影响核心钢管混凝土的水平力管内、外混凝土强度等级相差越多，。；钢叠合柱延性越好６４一［］该课题组又在文献中进步探讨了轴压比、叠合比、钢管混凝土面积比、钢管混凝土套箍系数等对叠合柱轴力分配的影响，最终给出了建议设计名义轴压比限值。６５＿６６东南大学林拥军［］对７个钢管混凝土叠合柱进行轴压和偏压试验，通过理论分析得到叠合柱的轴压比限值实用计算公式和正截面承载力计算公式。６７［］华南理工大学蔡健对１０个钢管高强混凝土叠合柱进行轴压试验，探讨了钢管含钢率、纵筋配筋率、配箍率和截面形式对叠合柱承载力和延性的影响。２００５年，中国工程建设标准化协会标准《钢管混凝土叠合柱结构技术规程》（ＣＥＣＳ６８［］１８８：２００５）颁布，为钢管混凝土叠合柱提供了更加广阔的发展空间。之后，清华大学开展了对钢管混凝土叠合柱的研究工作，聂建国＿通过理论分析推导出钢管内外混凝土同时达到极限状态下的临界体积配箍率，将钢管外混凝土配箍率对承载力的影响定量化。如果外围混凝土配箍率小于临界配箍率，那外围混凝土会由于约束不足首先破坏，导致叠合柱的极限承载力低于计算值，因此在设计中需要考虑内部钢管混凝土所占面积－－１１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究与外围混凝土配箍率的关系，同时保证了构件的安全性和材料最合理利用；钱稼苑和康７？洪震［］８对１个钢管混凝土叠合柱进行轴压试验，并推导出轴心受压承载力公式，计算结果与试验结果以及规程ＣＥＣＳＩ８８：２００５给出的轴压承载力计算公式吻合较好；钱稼苑和江専提出新的轴压承载力计算公式，并对文献６７、６９、３４［［］［７０］的个钢管混凝土］叠合柱试件进行计算，证实了公式的准确性。近年来，钢管混凝土叠合柱在高层、超高层建筑结构中的应用也十分广泛，特别在辽宁省内部得到很大范围推广，包括前文所述的辽宁物产大厦，东北传媒大厦、沈阳皇朝万盡大厦、沈阳富林广场、营口世贸大厦等都采用了钢管混凝土叠合柱，而且大部分都使用了高强混凝土。深圳的绿景大厦和卓越皇岗世纪中心两栋超过２５０ｍ的超高层也７２７０［］都釆用了钢管混凝土叠合柱，管内管外混凝土强度等级都达到Ｃ。１．２．５钢管约束混凝土柱研究和应用现状＾Ａ．＾濃凝土』厂／１＿＿＾图１．４钢管约束混凝土柱示意图Ｆｉ．１．４Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｒａｍｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅｃｏｎｆｉｎｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｃｏｌｕｍｎｇｇ１９８５Ｔｏｍｉｉ、Ｓａｋｉｎｏ和我国肖岩提出了钢年，日本的管约束混凝土的概念，当时““称之为套管柱（ＴｕｂｅｄＣｏｌｕｍ）。９０年代，日本大林组建筑公司首次将钢管约束混凝土应用于位于大阪的一幢高层钢筋混凝土结构的施工中，并在方钢’内择接隔板以限制。其平面外的变形，对柱端附近潜在的塑性铰区域的横向约束能力进行了增强在此后的Ｓ’ａｋｉｎｏ、ＹｏｓｈｉｈｉｒｏＯｒｉｔｏ、Ｐｒｉｏｎ、Ｌａｈｌｏｕ、Ａｂｏｕｔａｈａ、０Ｓｈｅａ、十多年时间里，国外众多学者（Ｍｅｉ．Ｈｏｎｇ、Ｐｅｔｅｒ、ＡｍｉｒＦａｍ等）对钢管约束混凝土柱子的受力性能进行了大量研究，主要研究了圆钢管和方钢管约束混凝土的轴压、受弯、偏压、压弯力学性能和滞回性能，’７４７５７６［０Ｓｈｅａ［］［】］、ＭｅｉＨｏｎ、Ｐｅｅ其中．ｇｔｒ分别给出了圆钢管约束混凝土短柱的轴压承载力－－１２ 大连理工大学硕士学位论文一，，对钢管约束混凝土的研究起步较晚公式。但是在国内，自进入二十世纪以来，国内对钢管约束混凝土的研究逐渐开展。７７－７８］２００４年１，肖岩再次在国内阐述钢管约束混凝土的优势和发展前景，并对４个圆钢管混凝土柱和２个方钢管混凝土柱端部用钢套管局部加劲进行拟静力试验，研究结果表明，约束钢管混凝土柱具有的良好的抗震延性。韩林海等对钢管约束混凝土短柱进行了轴压和滞回性能试验，对长柱和中长柱进行了轴压和偏压试验。，试验结果表明，钢管约束混凝土的高轴压比耗能性能依然很优越此后＿又对钢管混凝土一，韩林海课题组钢筋混凝土梁柱节点（钢筋环绕式）和钢管约束混凝土一钢筋混凝土梁柱节点的滞回性能进行对比试验研究，发现后者比前者具有更好的滞回特性，产生这种情况的原因是钢管约束混凝土节点的整体性比钢筋环绕式钢管一一混凝土节点的好，在定范围内，增大轴力会提高钢筋混凝土钢管约束混凝土；同时梁柱节点的耗能能力。８１［］周绪红、张素梅、刘界鹏等对钢管约束混凝土展开大量的试验研究，对不同径厚比（宽厚比）、剪跨比的圆钢管和方钢管混凝土短柱进行了轴压和低周往复加载试验，对其轴压性能和滞回性能进行了全面分析，建立了钢管约束钢筋混凝土和钢管约束型钢混凝土的设计理论和设计方法，提出了合理的构造措施，为钢管约束混凝土组合柱的推广应用提供了理论依据和坚实基础。肖建庄等首次将钢管约束用于再生混凝土中，对１５个钢管约束再生混凝土小圆＞＜ｘ柱（１００ｎｉｒｎ１００ｍｍ３００ｍｎｉ）进行了轴压受力性能试验和分析，研究结果表明，钢管一约束再生混凝土柱同钢管约束普通混凝土柱相比，受力过程基本致，承载力略低，但，峰值应变比约束普通混凝土柱的大因此钢管约束再生混凝土柱具有良好的变形能力；８３一［并根据试验数据提出钢管约束混凝土的应力应变曲线表达式］。陈宗平等对３３个圆钢管和方钢管约束再生混凝土试件进行轴压试验，并用两种方法对钢管约束再生混凝土的极限承载力进行理论分析一，提出钢管约束混凝土的应力应变曲线表达式。［８４］张小东等对大连中石油大厦外筒的钢管约束钢筋混凝土转换短柱的１：６缩尺模型进行了抗震性能模拟试验一，得到不同轴压比、剪跨比短柱的滞回曲线和荷载层间位移角曲线，结果显示：钢管约束钢筋混凝土短柱具有良好的弹塑性层间变形能力和耗能能力，高轴压比短柱依然可以具有良好的抗震性能。８５］［对肖良才１８个高纵筋率钢管约束混凝土柱的梁柱节点进行了轴压力学性能试验，研究结果表明，对于圆钢管约束混凝土，节点承载力比同参数短柱低，节点梁越多，节点承载力越高，，节点梁有提高节点区轴压承载力的作用对于方钢管约束混凝土节；一点承载力与同参数短柱致，加劲可显著提高方钢管对混凝土的约束效果，从而提高节＿－１３ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究点承载力；最终通过理论分析，肖良才提出钢管约束混凝土结构梁柱节点的轴压承载力公式。＿对周绪红等６个圆钢管约束钢筋混凝土梁柱水平加腋节点进行轴压力学性能试“”验，提出了满足强节点弱构件的圆钢管约束混凝土梁柱水平加腋节点的构造措施和的轴压承载力计算公式。当轴压比较小时，普通钢管混凝土柱的外围钢管与核心混凝土横向变形几乎同步，不能够提供有效约束，大大降低了钢材的使用效率，；同时与普通钢管混凝土不同钢管约束混凝土的外围钢管不承受纵向轴压，只承受由于核心混凝土的纵向变形引起的很小的纵向摩擦力，避免了钢管纵向屈曲对核心混凝土约束的不利影响。总而言之，钢管约束混凝土具有更广阔的发展前景。，钢管约束混凝土的应用由于受到施工方法的影响在国内，目前只在少数工程中得一层釆用钢管约束混凝土柱到应用例如，大连体育馆，大连中国石油大厦的框架柱和框架柱上部５层桁架筒斜柱采用钢管约束混凝土。整体大规模使用钢管约束混凝土的结构却少之又少，这种新型高效组合结构的研究和应用推广还有许多工作要完成。１．３本文研究的主要内容综上所述，目前国内外对钢管约束混凝土柱、钢管混凝土柱、钢管混凝土叠合柱以及型钢混凝土柱的研究取得了丰硕的成果，本文通过对钢管约束型钢超高强混凝土短柱进行单调轴压试验，研究了钢管约束型钢超高强混凝土的轴压力学性能。本文研究的主要内容包括：（１）对钢管约束型钢超高强泡凝土轴压短柱的破坏过程和破坏形态进行研究。对，加载破坏全过程进行了详细的描述，并对其破坏形态和破坏模式进行了理论分析最终阐述了其破坏机理；（２）研究了配骨型式对钢管约束钢骨超高强混凝土承载力的影响，分别采用能够“”的三种型式对核心混凝土产生不同附加约束的钢骨：Ｈ型配骨、Ｘ型配骨和０型配骨，通过试件的荷载一位移曲线研究了三种配骨型式对试件承载力和延性的影响，釆用弹塑性理论模型进行应变和应力分析，探讨钢管和钢骨的应变、应力发展；（３）研究了不同钢管强度和钢管径厚比对钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压力学性能的影响，主要包括其承载力、延性表现和应力、应变发展，与目前国内外的钢管一约束型钢般强度（Ｃ８０以下）混凝土试验结果进行对比，分析钢管约束型钢混凝土在将混凝土强度等级提高至Ｃ１００后力学性能差异性的原因。－４－１ 大连理工大学硕士学位论文（４）釆用不同约束混凝土强度模型对钢管约束型钢混凝土短柱轴压承载力进行了理论计算，与试验结果进行对比，得到Ｈ型配骨的铜管约束型钢超高强混凝土短柱轴压承载力公式。－－１５ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究２圆钢管约束型钢超高强混凝土应力－应变关系模型研究２．１引言本节主要介绍了混凝土在箍筋和钢管约束下的现有的一些本构模型和约束混凝土抗压强度的计算公式。混凝土受到外界约束时，处于三向受压应力状态，其强度得到很一应变特性也发生了变化大程度提高，其应力，根据在整个约束过程中约束应力的变化可分为主动约束和被动约束。主动约束的主要特征为外界约束力恒定不变，即不管混凝土在受压过程达到什么样的受力和变形状态，侧向约束力是保持恒定不变的，混凝土受，所受到的约束即为主动约束液体侧向压力时；被动约束的主要特征为约束力不断变化，即随着混凝土受力状态和变形发展，侧向约束力不断发生变化，混凝土受理想弹性材料约束时，所受到的约束即为被动约束。当混凝土受到钢管（理想弹塑性材料）约束时，在钢管弹性阶段混凝土所受约束为主动约束。但是侧向约束，当钢管屈服后为被动约束引起的混凝土强度的增加和应力一应变特性的改变主要在于钢管屈服后的主动约束，因此箍筋约束和钢管约束混凝土的约束基本可以按照主动约束考虑。因此本文将重点介绍混凝土的一些主动约束下的本构模型以及约束抗压强度计算模型，为试验分析提供理论依据。２．２目前主动约束混凝土的本构模型２．２．１箱筋约束混凝土的本构模型Ｃｏｎｓｉｄｅｒｅ于１９０３年首次提出螺旋箍筋在混凝土轴压柱中的约束作用，从此以后约束混凝土本构关系的研究不断展开。（１）Ｋｅｎｔ－Ｐａｒｋ岡箱筋约束混凝土本构模型该模型忽略了混凝土在约束下强度的提高，仅考虑约束对变形的影响，该模型由上一１．５。升段的曲线和下降段的双折线组成，应力应变关系模型如图石ｃ＝ａＫｆｆ￡＾０．００２ｉｓ：（２．１）‘？＾），。０．００２尺１０．００２尤＾」－０＝ｅ－０＞．００２ｉ：￡０．００２ｉ＾（２．２）Ｃ（，），］Ｋ＝ｌ＋Ｍｉ（２．３）ｆｐｃ－？‘１６ 大连理工大学硕士学位论文—＝＝Ｚｐ（２．４）？３＋０－２９／＾，２－０＋＂Ｐ．００２Ｋ１４５／厂１０００４卞力式中：＜Ｊ（ＭＰａ）为箍筋约束混凝土的轴向应力；为箍筋约束混凝土的轴向ｃＫ为约Ｋ＝ｌ应变，，Ｚ；束混凝土强度增加系数当混凝土不受约束时；为软化段斜？率；（ＭＰａ）为混凝土轴心抗压强度；是体积配箍率；ｆ（ＭＰａ）为箍筋屈於服强度；为从箍筋外缘计算的核心混凝土宽度；５为箍筋间距。，ＣＴａｆ／一“约東漏舰．咖：－ｍＬ＾，／ｉＩ＊丨０－ｒｊｊ０．００２％＃？ｓ？－１５ＫｅｎＰｋ图．ｔａｒ模型Ｆ－ｉ．．５Ｋｅａｒｋｍｏｄｅｌｇ１ｎｔＰ８９２［】（）Ｍａｎｄｅｒ箍筋约束泡凝土本构模型该模型适用于非对称截面的约束箍筋，即能够同时适用于圆形箍筋和矩形箍筋约束一混凝土应变关系模型如图１．６。，可以考虑非对称截面箍筋对混凝土的加强，应力（２．５）＇－ｒ＼＋ｘ：－一１．２５４＋２４＋６）／Ｖ／．２５／１（２．Ｊ手Ｖ３ＪＰＣ、Ｊ＾＝－＾ｘ（２．７）ＣＰ＼（＝上么—０．００２１＋５１（２．８）心ｐｃｒ＿Ｖ／－－１７－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究ｒ二￣２９）（．ＰＣ：（ＭＰａ）和为约（ＭＰａ）式中束混凝土的抗压强度及峰值应变；／和ｐ（ＭＰａ）分别为为混凝土轴心抗压强度和初始弹性模量；（７（ＭＰａ）和ｓ分别为约束混。。凝土轴向应力和轴向应变。？ｉｉＣｏｎｆｉｎｅｄＦｉｒｓｔ＾ｃｏｎｃｒｅｔｅｈｏｏｐ、：：ｉ＿Ｓ它２ｆｅ＾ｔ￡ｆＣ０ｃ０５Ｐｃｃｃｕ广ＣｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅＳｔｒａｉｎ，图１．６Ｍａｎｄｅｒ模型Ｆｉｇ．１．６Ｍａｎｄｅｒｍｏｄｅｌ（３）过镇海箍筋约束混凝土本构模型过镇海提出了雜筋的约束指标；Ｉ，并建立了弱约束混凝土和强约束混凝土两类约束，混凝土的本构模型：义＝（２．１０），Ｐ，争Ｊｃｐ０Ｉ当又￡．３２，为弱约束混凝土：，贝Ｊ，Ｉ＝２１．１１／＋０．５又／（）厂（，）”＇８＝＼１２）＋２．５Ｘｓ（２．＾｛，）＾－－１８ 大连理工大学硕士学位论文２＋３－２ｘｘ说（＋ａ２ｘ／Ｖ’ＶｃＶ）（？，（（）”ＣＴ＝（２．１３），Ｊｆ＾），ｆ￡ｘ＾＂＾ｚｌＪｃ’Ｐ２Ｉ－１、，ａｘ＼＋ｘ［，，｛））ａ＝ｌ１Ａａ２１４）＋．８（．，，，，（）＝－ａａｌ１．７５Ｖ（２．１５），，＾（）当；Ｉ＞０．３２，为强约束混凝土，则：，？＝０１９Ａ２．１６／．５５＋．／（）＾（，）＾＇ｓ＝－６２７．２＋２．５Ｘｓ（．１）＾｛，）＾＂＇＇－０ｘ．１２ｘ＿（）…ｏ、—（２Ｊ？１８）‘ｎｒＩ１１１１０１工乂．３７＋０．５」ｘ＝＾（２．１９）《ＣＰ式中：ｐ，为箍筋体积配箍率；（ＭＰａ）为箍筋屈服强度；／（ＭＰａ）为混凝土ｐ轴心抗压强度；（７（ＭＰａ）为约束混凝土轴向应力；（ＭＰａ）为约束混凝土轴心抗。压强度．１。；ａ和ａ为素混凝土的曲线参数，取值如表１所示。，表１．１ａ和ｃｆ的取值。ｄＬａｂｌｅ．１．１Ｖａｌｕｅｏｆａａｎｄ。强度等级水泥标号ｅｔａ＂＂＾＾＾“＾４０Ｃ２０、Ｃ３０４２．５１．７０．８１．６０Ｃ４０４２．５１．７２．０１．８０（４）青山博之箍筋约束混凝土本构模型青山博之通过不同形式的箍筋约束圆形和方形柱的轴压承载力试验提出了约束混凝土本构模型：－－１９ ．圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究＾Ｙｆｆ，）＾＋０－１）、、＝ｃ＾＜２．２０）ｃ／；２、广－＼＋Ａ２＋Ｄ｛）Ｃ、ＰＪ＞＂＼（ｆｆＹｉ＾＋０－１－）＾ｆ＇、“＝￣２２ＣＴｆ（．１），广Ａ，、ｌ－＋Ａ２＋Ｄ（）年年、ＪＪＪ＝＾ＡＥ（２．２２），／＇Ｊｃｐ＂＇＝－－．．＋１．６ｘｃ／２３．２３）Ｄ１５１７１ｘ１０ｉ：ｌ／（２＾（）ＭＰ’ｌ式中：ｃｊ（ａ）和Ｓ分别为约束混凝土轴向应力和轴向应变；／（ＭＰａ）和ｅｃｃｗ”为约束混凝土的抗压强度及峰值应变；Ｋ为强度放大系数的函数。２．２．２钢管约束混凝土的本构模型由于钢管约束混凝土的约束机理与箍筋约束混凝土类似，因此目前钢管约束混凝土８８［ｄｅ］的本构关系模型更多的是采用Ｍａｎｒ约束混凝土模型，但是研究发现，对于普通强ａｎｄｅｒ度混凝土，由Ｍ模型所得到的骨架曲线和加卸载规则与试验结果吻合较好，但对于高强混凝土Ｍａｎｄｅｒ模型所得到的峰值应变过大，残余应变小，下降段相对平缓，说明Ｍａｎｄｅｒ模型过高估计了高强混凝土的延性。因此文献［８８］根据试验结果，提出了修正的Ｍａｎｄｅｒ模型用来描述高强混凝土在钢管约束下的骨架曲线和加卸载规则。ｆ、ｘｒａ＝－＾＂“（２．２４）‘＇ｒ－１＋ｘ７＇．９４？／，＝－＿Ｍａ＼＂１．２５４＋２．２５４ｉ＋（２．２５）／＾ｐｃＪｐｃ［４）｜ｒｆ‘Ｊｃ、ＶｐＪ＝ｘ．２６）（２ｐｃ“ｆ广Ｙ２＾＂２．２７）１＋．３９１（ｐｃｐｃｒＪＶｐ＜＾人＿？２０－ 大连理工大学硕士学位论文０．８＝ｒ（２．２８），ｃｐＳ＝７００＋１７２（２．２９）ｃ芯ｐ‘ａＭＰａ）和￡式中：（ＭＰ）和为约束混凝土的抗压强度及峰值应变／；（＾；（ＭＰａ）分别为为混凝土轴心抗压强度和初始弹性模量；＜Ｔ（ＭＰａ）和分别为约束混ｃ＆。凝土轴向应力和轴向应变；为非约束混凝土峰值应变２．３目前混凝土的三向受压强度模型在外包钢管的约束下核心混凝土处于三向受压受力状态，混凝土的强度在三向受压一９３】状态下［，其抗压强度得到提高，根据统强度理论推导得到的约束混凝土抗压强度公式：ＣＴ＝＋ｋｃＴ（２２９）．３ｆｃｙ７Ｔ式中：＜为约束混凝土抗压强度为混凝土单轴抗压强度（；／；为混凝土受到的３ｅｉ＝＝，（７（ＴＡ：约束应力；为侧压系数，为内摩擦角。ｉ：—ｌｓｍ识ＨａｗｋｉｎｓＮ．Ｍ．等学者指出，混凝土处于三向受压受力状态时，内摩擦角范围为°°３０￣５０ｋ的取３．０．５，，其值界于和７之间，且当侧压力越小内摩擦角越大，对于侧压系数ｋ的具体取值需根据试验进一步确定。对此，国内外学者展开深入的试验研究，得到了不同的三向受压状态下的混凝土抗压强度公式一，现将些较为重要的计算公式进行列举。２．３．１国外混凝土三向受压强度模型（１）Ｒｉｃｈａｒｔ模型２＝１９８年Ｒｉｃｈａｒｔ提出了三向受压混凝土强度的直线模型，其中的侧压力系数ｋ４．１：＝＋４／．１（２．３０）ｃｃ／ｃ／．９５２Ｍ［］（）ａｒｔｉｎｅｚ模型１９８４年Ｍａｒｔｉｎｅｚ对Ｒｉｃｈａｒｔ模型中的侧压系数做了修正，降低为４．０：／＝／＋４．０（２．３１）．．Ｘ９６］［（３）Ｍａｎｄｅｒ模型１９８８年Ｍａｎｄｅｒ等人在研究了箍筋约束钢筋混凝土柱的本构关系模型和抗压强度后，提出了以下计算公式：－２－１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究＝－＾－＾１．２５４＋２．２５４１１＋７．９４２（２．３２）ｆｅｅ／，（）ＶｆＣｆＣ＝－－＾－＾ｋＡ２．２５４４２．２５４１＋７９４２其中侧压力系数（．）ｆｒＶｆｃｆｃ２．３．２国内混凝土三向受压强度模型９［力（１）徐积善模型徐积善在１９８５年提出了包含指数关系的混凝土三向受压强度计算公式：＝＋０ｎ（２．３３）／４．ｃｃ／ｃ（＾ｒ／．Ｊｒ＝２其中的侧压力系数ｋ４．０（广ｆＪｒ９８２［］（）钟善桐模型１９８７钟善桐在年提出了计算公式：＿＝／＋５．４８７（２．３４）／？：（＋）ｑ／；ＪＣ＿ｋ＝其中的侧压力系数５．４８７（）ｆＪｒ（３）蔡绍怀模型蔡绍怀在１９８８年提出了破坏准则：－＾＝／／ｎ１．５１＾＋２１（２．３５）＾ＪＪＣＣ、＼Ｊｋ＝其中的侧压力系数２＋Ｉ．５Ｉ由此可见，当混凝土处于三向受压受力状态时，其抗压强度的大小是由单轴抗压强度、约束应力和侧压力系数ｋ决定的。对于以上几种模型，区别在于侧压力系数ｋ旳取值不同一ｋ的取值是约，有的模型中ｋ为个定值，有的模型中束应力和混凝土单轴抗压强度的函数。对于超高强混凝土情况下钢管约束混凝土的混凝土强度模型的选取，即ｋ值的选取将在以后的章节中进行对比讨论。－２２－ 大连理工大学硕士学位论文２．４本章小结（１）本章首先介绍了混凝土的受到外加约束时的两种约束类型，可以分为外加约束应力恒定不变的主动约束和外加约束应力随着加载进程不断变化的被动约束，并对这两种约束类型进行举例说明；（２）处于三向受压状态的混凝土与单轴受压混凝土具有不同的力学表现。例如，极限强度和峰值应变等。本章介绍了较为传统的几种箍筋约束混凝土本构模型，Ｋｅｎｔ－Ｐａｒｋ箍筋约束混凝土本构模型、Ｍａｎｄｅｒ箍筋约束混凝土本构模型、过镇海箍筋约束混凝土本构模型和青山博之箍筋约束混凝土本构模型，同时也介绍了基于Ｍａｎｄｅｒ箍筋约束混凝土本构模型的Ｍａｎｄｅｒ钢管约束高强混凝土本构模型的修正；（３）混凝土约束本构关系模型的描述依赖于其峰值应力，该峰值应力即为混凝土受到侧向约束时的约束抗压强度，本章分别介绍了三种国外和三种国内的计算约束混凝一土抗压强度的公式，这些公式的本质都是确定由统强度理论推导而来的侧压力系数ｋ的计算方法。－２３－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究３圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压试验３．１引言９０？现代混凝土的使用己经有１多年的历史，高强混凝土较大量的应用不过３０４０年，而超高强混凝土虽然自成功配制起己经有几十年的时间，但是其应用才刚刚开始。导致超高强混凝土工程应用的最大瓶颈主要原因就是其较为严重的脆性破坏：超高强混凝土，胶凝材料与骨料界面的粘结强度也很高，在超高强混凝土破坏前中胶凝材料强度高，一应变曲线基本呈直线上升其应力，在破坏后，基本没有下降段，呈现爆裂式的破坏特征。同时超高强混凝土的生产、运输和绕筑、振捣各个环节的质量控制对其力学性能有一较大的影响，与普通强度和高强混凝土相比具有更为严格的条件种强度高、。但是作为耐久性好、早强、弹模高、刚度大、徐变小的土木工程材料，超高强混凝土的经济效益非常突出，在相同结构设计条件下，将混凝土强度等级从Ｃ３０提高到Ｃ１００，受压构件可以节约６０％的混凝土，受弯构件的节约率达４０％，而且超高强混凝土中掺加的粉煤灰、娃灰等矿物掺合－（掺量占胶凝材料的３０％４０％），大大利用了工业废弃料，也节约了水。泥的用量，减小了环境污染一改善混凝土脆性的方法主要有两种：是掺入有机合成纤维或钢纤维；二是与结构组合形成组合结构，，，前者是材料方法后者是结构方法。但目前改善超高强混凝土脆性问题的主要方法是钢与混凝土组合以发挥二者的优势，钢与混凝土组合结构形式多一：样，主要有两种型钢混凝土结构和钢管混凝土结构。钢管混凝土结构又包含三种基⑴本形式：钢管混凝土结构、钢管混凝土叠合柱结构、钢管约束混凝土结构，国内外众一多学者对这几种钢管混凝土组合结构进行了广泛而深入的研究，最终发现钢管约束混凝土在承载力方面有很大的优势，因此本文将钢管约束混凝土应用到超高强混凝土中，一，以进步提高其承载力并改善延性并将型钢配置其中。研究径厚比和钢管屈服强度对’一般强度轴压承载力、延性和应力应变发展的影响与（Ｃ８０以下）混凝土有何异同。通过改变配骨型式，探究不同配骨型式对轴压承载力和应力、应变发展影响的规律。３．２试验方案３．２．１试验目的一在已有的研究基础上，为进步揭示圆钢管约束混凝土短柱的轴压力学性能和受力一机理，将核心混凝土强度等级提高至Ｃ１００，研究更广范围的、统的圆钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱承载力公式，本章对１０个圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱和１－２４－ 大连理工大学硕士学位论文、个圆钢管型钢混凝土短柱对比试件进行轴压试验。通过试验研究，研究钢管径厚比钢管强度、配骨型式等因素对试件的破坏模式和轴压力学性能的影响规律。３．２．２试件设计与试件制作本文试验包括１０个钢管约束型钢超高强混凝土短柱试件另加１个钢管型钢超髙强混凝土短柱对比试件。本试验试件所有的高径比（Ｈ／Ｄ）都为３，设计时取钢管内径（Ｄ，混凝土部分直径）为１８０ｍｍ，试件高度（Ｈ）为５４０ｍｍ，混凝土强度等级都为Ｃ１００，其主要对比参数为径厚比（３６、４５和６０），钢管屈服强度（Ｑ２３５和Ｑ３４５）和核心配３骨型式（Ｈ型、Ｘ型和０型）．１所，配骨型式截面示意图如图示。翻脑酬脑Ｌ＿ＪＬ＿＿Ｊ＿』，＜，Ｈ麵棚Ｘ醜飾Ｇ型配骨的１２４０腿？ＪＣＣＴＳＲＣ试件ＴＳＲＣ试件ＣＴＳＲＣ试件图３．１配骨型式示意图Ｆｉｇ．３．１Ｆｏｒｍｏｆｓｔｅｅｌｓｅｃｔｉｏｎ试件由热乳钢板及１１０号钢加工制成，外包钢管和核心０型钢骨是由热轧型钢卷制而成，核心Ｈ型钢骨为１１０号钢，核心Ｘ型钢骨由从中部统开的１１０号钢或热乳钢板拼３１煌而成．。，各试件详细参数见表－２５－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究表３．１钢管约束钢骨超高强混凝土短柱试件试验参数Ｔａｂｌｅ．１．１Ｄｅｔａｉｌｓｏｆｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓ试件编号Ｄ（ｍｍ）ｔ（ｍｍ）Ｈ（ｍｍ）Ｄ／ｔａｆｓ／ＭＰａＳ＂ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｈ１８０５＾３６５＾ＢｓｉＴＣＴＳＲＣ２３５－４－Ｈ１８０４５４０４５５．６％２３５Ｈ－－６０５ＣＴＳＲＣ２３５３Ｈ１８０３５４０．６％２３５ＨＣＴＳＲＣ２３５－２－Ｈ１８０２５４０６０５．６％２３５ＨＣＴＳＲＣ３４５－４－Ｈ１８０４５４０４５５．６％３４５Ｈ－ＣＴＳＲＣ３４５３－Ｈ１８０３５４０６０５６％３４Ｈ．５ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｘ１８０５５４０３６１１．２％２３５Ｘ－ＣＴＳＲＣ２３５－３Ｘ１８０３５４０６０１１２％２３５Ｘ．－ＣＦＳＴ２３５３－Ｈ１８０３５４０６０５６％２３５Ｈ．＊－－ＣＴＳＲＣ２３５３Ｘ１８０３５４０６０５．６％２３５Ｘ－ＣＴＳＲＣ２３５３－０１８０３５４０６０５％２Ｏ．６３５附注：ＤＣＴＳＲＣ表示钢管约束型钢超高强混凝土短柱，ＣＦＳＴ表示钢管型钢超高强混凝土短柱；ｔＨ分别为钢管内径、，／２）试件参数中Ｄ、、厚度和试件高度Ｄｔ为钢管径厚比，ａ为截面型钢含钢＝理论屈服强度率，ａＡｓ／Ａｃ？其中Ａｓ和Ａｃ分别为试件中钢骨和混凝土的截面积，ｆｓ为外包钢管的，Ｓ代表钢骨的配骨形式，分别为Ｈ型、Ｘ型０型；３）试件编号中的表示这种Ｘ型配骨是由热乳钢板燥接而成，而非工字型钢拼接而成。试件的制作，先将预先下料好的热乳钢板在卷板机上卷成钢管，钢管的两端需在车床上刨平以保证钢管两端的平整，然后将加工好的钢管和型钢定位对中并燥接到２４０ｍｍｘ２４０ｍｍｘｌ４ｍｍ的端板上，等待淺筑混凝土，在混凝土涕筑养护完成后对顶部混一凝土进行打磨，将另端端板煌接到试件上，最后在钢管两端距端部２５ｍｍ处切割剥离一个宽为ｌＯｍｍ的圆环，３．２以达到钢管不受轴向压力的目的，试件示意图见图，制作流程图见图３．３。－２６－ 大连理工大学硕士学位论文．‘混凝土十卞型钢圆环塑钢，工字型钢捉凝土泡凝土．．．．Ｚ？．贿钢ｒ赌Ｕ图３．２试件示意图Ｆｉｇ．３．２Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎｓ■國＿钢管制作Ｉ＞型钢定位傳接至底板Ｉ〉混凝土绕筑和养护ｄ丨Ｉ］）——Ｉ试件成型＜Ｉ顶部端板辉Ｉ混凝土顶部打磨＜豁口剥离；＜图３．３试件制作流程图Ｆｉ．３．３Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｒｏｃｅｓｓｏｆｓｔｕｂｃｏｌｕｍｎｓｇｐ３．２．３钢材材料性能试验试验采用的钢材为热乱钢板和１１０号型钢，钢板的强度等级Ｑ２３５和Ｑ３４５两种。本９９［］次试验钢材试件设计参照《金属材料室温拉伸试验方法》（ＧＢ／Ｔ２２８—２００２）中的比例试样，在同批次钢材中取样加工，试验之前在试件中部用厚砂纸打磨出钢材亮面，贴一上横向和纵向两个应变片，，最终得到钢材的应力应变曲线和泊松比等材料特性钢材－２７－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究拉伸试验试件实物图和拉伸试验装置如图３．４。最终得到屈服强度、极限抗拉强度、弹性模量、泊松比等钢材材料特性，见表３．２。ｔｅ：醒圓麵！ＩＩＩｆａ＇ｉｔｅａｔｉｆｃｆａｉ￡．ＭＭ——■—Ｈｉｉｉａｉｂ图３．４钢材拉伸试验试件Ｆｉｇ．３．４Ｓｔｅｅｌｔｅｎｓｉｌｅｓｐｅｃｉｍｅｎｓ表３．２钢材材料特性Ｔａｂｌｅ．３．２Ｍａｔｅｒｉａｌｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓｔｅｅｌｐ￣钢材牌号屈服强度ｆ（ＭＰａ）弹性模量Ｅ（ＧＰａ）泊松比ｓｙｓｐＷ５ｏＷｌＱ３４５４２０２０００．２８９３．２．４超高强混凝土的配制和材料特性本试验采用的Ｃ１００级超高强混凝土的水胶比为０．２４，混凝土初始坊落度为２２０＿，１小时后塌落度损失１５ｍｍ，±丹落度测量试验如图３．５。试验所用水泥为大连小野田水泥厂生产的５２．５Ｒ普通娃酸盐水泥，细集料采用庄河４０？７０￣２０ｍｍ義联石英砂矿场生产的目石英砂，粗集料采用粒径为５的普通石灰岩石子，掺合料桂灰采用埃肯国际（上海）有限公司９２０Ｕ级娃灰，粉煤灰采用河北灵寿云飞矿产加工厂生产的Ｉ级粉煤灰，减水剂釆用大连西卡公司生产的３３０１Ｅ型聚接酸高效减水剂，缓凝剂采用葡萄糖酸钠。－２８－ 大连理工大学硕士学位论文图３．５坊落度测量图图３．６标准立方体轴压试验Ｆｉ．３．５ＭｅａｓｕｒｅｏｆｓｌｕｍＦｉ．３６Ｓｔａｎｄａｒｄｃｕｂｉｃｔｅｓｔｇｐｇ．《》ＧＢ５０－＿混凝土力学性能按照混凝土结构试验方法标准（１５２９２）规定的方法进行试验，，如图３试验过程中混凝土全部呈现爆裂式破坏，破坏后最终形态为沙漏型．６所示。最终测得超高强混凝土１５０ｘ１５０ｘ１５０ｍｍ标准立方体抗压强度平均值＝２ｘｘ＝２ｆｃｉｉ１０５Ｎ／ｍｍ，１５０１５０３００ｍｍ标准棱柱体轴压强度平均值ｆｃ；８７．５Ｎ／ｍｍ，混凝土弹＝４ｘ．ＭＰａ性模量Ｅｅ４８７ｌ０＜＞超高强混凝土（ＵＨＳＣ）的配合比及材料特性如下表：３１（表．３Ｃ００超高强混凝土配合比和材料特性ｋｇ／ｍ３）Ｔ．ａｂｌｅ３．３ＣｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｍａｔｅｒｉａｌｒｏｅｒｔｉｅｓｏｆＵＨＳＣｐｐ３材料用量（ｋｇ／ｍ）ｆ／ＭＰａｆ／ＭＰａａｃｕｃ弹模Ｅｃ／ＭＰ水泥粉煤灰桂灰石子砂水胶比减水剂缓凝剂￣＾４００Ｕ２３Ｓ１２００４５００２４＾０．０６％＾４．８７ｘ１０３．２．５加载制度和测点布置试验在大连理工大学结构实验室ｌＯＯＯＯｋＮ液压万能试验机上进行，如图３．７（ａ）。ＯＯＯｔ并在顶部加置ｌ荷载传感器，加载过程如图３．７（ｂ）所示，试件的轴向变形由对称布置的两个ＬＶＤＴ测量，应变、位移和荷载数据由ＩＭＣ动态应力应变釆集系统釆集，并在电脑终端安装配套数据采集系统，ＩＭＣ采集仪和ＩＭＣ数据采集系统分别如图３．７（ｃ）和３．７（ｄ）。在钢管中部环向等间距粘贴四对电阻应变片，钢管上部和下部各等间距粘－２９－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究贴四个横向电阻应变片，核心钢骨在钢骨中部翼缘中心（０型钢骨为环向等间距）粘贴两对电阻应变片，在贴应变片前，先用角磨机将试件贴应变片的部位打磨出银白色亮面。图３．８为ＬＶＤＴ和应变片的布置方案。：：｜！ＳＷｌｋ｜Ｈｉ漏＿ａ（ｂ（））Ｔ…－Ｉ１：：ｉｉ＿胸Ｃｄ（）（）图３：ｂ１ＫＮ液压万能试验机（）Ｃ数据采．７试验过程实物图（ａ）加载过程；（）００００；ｃＩＭ集设备；（ｄ）数据釆集系统界面Ｆｉ．３．７Ｔｈｅｉｃｔｕｒｅｏｆｔｅｓｔ：ａｔｈｅｒｏｃｅｓｓｏｆｌｏａｄｉｎ（ｂｌＯＯＯＯＫＮｈｄｒａｕｌｉｃｕｎｉｖｅｒａｌｔｅｓｔｉｎ）；）ｓｇｐ（ｐｇｙｇｍａｃｈｎｅ（ｃ）ＩＭＣａａａｃｕｉｓｎｅｉｍｅｎ（ｄ）ｅｉｎｅｒｆａｃｅｏｆｄａａａｃｕｉｓｉｉｏｎｓｅｍｉ；ｄｔｑｉｔｉｏｑｕｐｔ；ｔｈｔｔｑｔｓｙｔ试验采用分级加载制度，在达到预估极限承载力的８０％之前，每级荷载为预估极限承载力的８％，加载速度０．８ＭＰａ／ｓ，荷载达到预估极限荷载之后每级荷载为预估极限承载力的５％，加载速度０．８ＭＰａ／ｓ。在即将达到极限承载力时，由位移控制，加载速度为弹性阶段位移速度，达到极限承载力后，控制油压，逐渐增大位移加载速度直至试件。变形过大，停止加载－－３０ 大连理工大学硕士学位论文■■■ＬＶＤＴ。１２０（＠）－ＵＩ］＾ａ＾钢管‘ｉｆ＞—．环向应变片—＿ｐ环向和纵向＊＜＂＂一纵向应变片应」＼丨＾／应变片Ｉ图３．８试验测量装置布置示意图Ｆｉ．３．８Ｌａｏｕｔｏｆｄｉｓｌａｃｅｍｅｎｔａｎｄｓｔｒａｉｎａｕｅｓａｔｍｉｄｈｅｉｈｔｇｙｐｇｇｇ３．３试验现象与结果３．３．１试验现象在超高强混凝土材料特性试验过程中，混凝土发生了爆裂式破坏现象：前期裂缝发？展几乎不可见，当即将达到峰值荷载时７ｓ，能够听到裂缝开裂的声响，持续６后，试件爆裂，，发出巨大声响。与之类似钢管约束型钢超高强混凝土试件（ＣＴＳＲＣ）和钢管型钢超髙强混凝土（ＣＦＳＴ）试件在加载初期没有肉眼可见的明显现象。钢管约束型钢超高强混凝土短柱试件当即将达到峰值荷载时，试件两端钢管剥离处混凝土出现压碎剥落的现象，但没有超高强素混凝土破坏时的爆裂声响。随着荷载的继续增大，试件中部银白色防锈漆开裂脱落，加载结束后试件中部能够摸到明显外鼓。图３．９中未剥离钢管的试件中的黑线是所能摸到的外鼓分界痕。３．３．２破坏模式试验结果表明，所有的圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱和圆钢管型钢超高强混凝土短柱在轴向压力下都发生了较为明显的整体剪切破坏。从外观来看，试验破坏后试件中部外鼓，鼓屈程斜向发展。图３．９中图片右侧为部分破坏试件剥离钢管后混凝土破坏形态，由混凝土破坏后的剪切破坏面（图中黑线）可见，钢管约束超高强混凝土的剪切“”破坏角比钢管超高强混凝土的小，随着径厚比的减小和钢骨的附加约束效应的增加，剪切破坏角也逐渐减小。证实了钢管约束超高强混凝土大于钢管超高强混凝土的约束效应径厚比小越小，钢管对混凝土的约束效应越大的，０型配骨的试件由于钢骨；；特别－３－１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究将核心混凝土分离成两部分，导致钢管和钢骨间混凝土发生局部剪切破坏，其剪切破坏角很大。誦＿ｍ醒－－２－ＣＴＳＲＣ２３５ＨＣＴＳＲＣ２３５－３Ｈｅ＿薩１ｍＢＣＴＳＲＣ２３５－４－ＨＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｈ纖＿－－－＊ＣＴＳＲＣ２３５３０ＣＴＳＲＣ２３５－３Ｘ图３．９试件破坏模式Ｆｉ３ｇ．９Ｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｔｅｓｔｓｐｅｃｉｍｅｎｓ－３２－ 大连理工大学硕士学位论文ＣＴＳＲＣ２３５－３－ＸＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｘ匪薩－－－ＣＴＳＲＣ３４５３－ＨＣＴＳＲＣ３４５４Ｈ‘ｉＩｉｒｒｉＳＩ１＿ｉｒｔｉｌＩＩＣＦＳＴ２３５－３－Ｈ图３．９（续）试件破坏模式Ｆ．ｃｏｎｒｅｃｉｉ３９ｔｉｎｕｅｄＦａｉｌｕｅｍｏｄｅｓｏｆｔｅｓｔｓｍｅｎｓｇ（）ｐ－３３－Ｉ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究３．４本章小结（１）本章介绍了圆钢管约束型钢超高强混凝土试件的制作方法，成功配制了具有良好）工作性能的超高强混凝土（ＵＨＳＣ，并对试验所釆用的钢材和超高强混凝土等材料进行了材料力学性能试验，测得试验分析所需要的材料力学性能数据；（２）对１０个圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱和１个圆钢管型钢超高强混凝土短柱对比试件进行轴压试验。结果表明，将这两种钢与混凝土的组合模式应用到超高强混凝土中能够大大改善其脆性，试验过程中没有发生类似于超高强素混凝土单轴受压时出现的爆裂式破坏现象；（３）根据试件最终的破坏模式，所有的钢管约束型钢超高强混凝土短柱和钢管型钢超高强混凝土短柱均发生了剪切破坏，随着约束效应的增大，剪切破坏角越小，由此可以“得到钢管约束混凝土的约束效应大于钢管混凝土的约束效应。径厚比越小、钢骨附加约束”越大钢管对混凝土的约束效应越大。－３４－ 大连理工大学硕士学位论文４圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压力学性能分析４．１引言在得到了圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱的试验数据后，需要在本文设定的试验参数内，对其进行试验分析和理论研究，主要包括钢管径厚比、钢管强度等级、配骨型式等对钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱力学性能的影响。描述圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱的轴压力学性主要从整体轴压力学性能和钢管受力性能两方面入手：试件的整体轴压力学性能指标主要有极限承载力、下降段延性和峰值应变等；钢管的受力主要由贴于钢管表面的应变片得到其在加载过程中的应变变化，并通过弹塑性力学计算得到钢管的应力变化。因此本文针对这１０个钢管约束型钢超高强混凝土短柱和１个钢管型钢超高强混凝土短柱进行极限承载力、延性、应变和应力分析，最终根据试验所得峰值承载力结果，通过对目前所釆用的钢管约束型钢混凝土短柱轴压承载力计算公式进行对比，得到能够满足超高强混凝土的承载力计算公式，为实际工程提供参考和依据。４２一．荷载变形曲线分析４２．．１配骨型式的影响一图４．１为不同配骨型式的试件的荷载Ｈ型、Ｘ型和０型钢骨的位移曲线，试件都具有相等的含钢率５．６％。三种钢骨对核心混凝土的约束能力不同：Ｈ型钢骨基本未包裹核“”心混凝土，形成不了附加约束；Ｘ型钢骨不完全包裹核心混凝土，形成了不“”＂”完全的附加约束；０型钢骨完全包裹核心混凝土，形成了完全的附加约束。由图４．１可见，含钢率相同的三种配骨型式的钢管约束型钢超高强混凝土短柱试件随着钢骨对核心混凝土的约束力的增大，弹性阶段的整体刚度增大，极限承载力增大和峰值荷载下降段更加平缓，，，。显然当试件破坏时钢管屈服钢管与钢骨间的核心混凝土产生斜向剪切裂缝，裂缝扩展并贯通，逐渐丧失承载力，由于钢骨内包裹的混凝土受到更大的侧向“”约束力，因此当在钢骨的附加约束下能够继续承担较大的轴向荷载从而改善了试件的延性。因此，钢骨的配骨型式对钢管约束钢骨超高强混凝土短柱的受力性能具有不可“”略的影响，Ｘ型和０型钢骨对核心混凝土形成附加约束，从而使其表现出更高的极限承载力和更好的延性。－３５－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究１２３４５６００１３４５２６５０００￣＿＿＿＿＿＿＿＿＾．，，．．５０００，，，，？４５０＜‘‘‘‘‘０．１？４５００１，，１，，］１１４５００－Ｚ－４５００４０００－．侧－、／，＼．－－一４０００／４０００＾／■－￥－３５００＼、‘－／、－／＾３５００／／、３５００■＇＂＾－０００－＾：－３０００／、３ｉｆ、：！：ｊｊ＇，／－／－３０＼３０００／００Ｚ２５００－／＼－２５００ＳＩｆ？＼＜－－２５００２５００ｆｚｊｚ．．２０００－／－２０００ｊ／２０００－－２０００ｊｊ－－彻１咖－：１５００／１５００＂－‘咖１０００／－…－■－‘－００１００１ＣＴＳＲＣ２３５３０１００｜／．．／ＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｘ／３－．－＇ｉｊ５００／５００－／ＣＴＳＲＣ２３－５５Ｈ｜５００－ＣＴＳＲＣ２３５－３Ｈ０—Ｉ‘１１１１００１０１Ｉ１１１１１１１１０１２３４５６０１２３４５６Ａ／ｍｍＡ／ｍｍ图４２３５－－ＨＸ／０－４／５－．１ＣＴＳＲＣ３（）组试件图４．２ＣＴＳＲＣ２３５３（）Ｈ组试件荷载－纵向位移曲线荷载－纵向位移曲线Ｆ－－ｉ４１ＬｌｉｔｉｌｄｉｌｔＦｉ４２Ｌｏａｄｌｉｔｕｄｉｌｄｉｌｔｏｆｇ．．ｏａｄｏｎｇｕｄｎａｓｐａｃｅｍｅｎｃｕｒｖｅｓｏｆｇ．．ｏｎｇｎａｓｐａｃｅｍｅｎｃｕｒｖｅｓ－－－－ｒｏｕｐＣＴＳＲＣ２３５３ＨＸ／０ｒｏｕＣＴＳＲＣ２３５３４／５Ｈｇ（）ｇｐ（）４．２．２径厚比和钢管屈服强度的影响本文试验采用３６、４５、６０、９０种径厚比的钢管约束型钢超高强混凝土短柱对比试０，件，去掉位移数据产生异常的径厚比为９的试件，由图４．２可见随着径厚比的减小，一弹性阶段试件的刚度逐渐增大，但效果，峰值荷载得到显著提高，延性有所改善般。由此可见，随着钢管径厚比的减小，钢管约束型钢超高强混凝土短柱的承载力得到了大幅度提高，延性略有改善。０１２３４５６７８０１２３４５６７８￣￣—￣￣￣－￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣．￣￣．５０００１￣．．．．５５００ｉｒ■ｉ５５００．５０００｜ｉｉｉ｜｜！ＩＩＩ，咖？＿＿４－－观＊５００４５００４０００：／＼：４０００■‘４咖々咖３５００－－３５００／；？－丨／、…■￣－－！、００３５００３５／？、３０００－－３０００／？？？／３０００－－３０００／／芝５－－２００２５００／５／＾＼２５００－／－２５００＾－２０００／－２０００／－／２０００－／２０００－１５００／－５００／１－－１５００／１５００＿■１０。０１咖■－／１０００１０００Ｉ／‘．＂－－ＣＴＳＲＣ２３５３ｒｆＣＴＳＲＣ２３５－４－Ｈ咖／１■咖－／＼｜￣職３４５－－Ｈ咖—ＣＴＳＲＣ３ＩｍＲＣ３４５－４－Ｈ：０－—－－—Ｔ‘‘‘００Ｉｉ１“１１０１１！１１１１１１１１１１１１１０１２３４５６７８０１４５６７８２３Ａ／ｍｍＡ／ｍｍ图４３ＳＲ２３５－－－－－．ＣＴＣ３４５３Ｈ组和ＣＴＳＲＣ２３５３４５）４Ｈ组试件荷载纵向位移曲线（）（－－－Ｆ．４．３Ｌｏｎｕｄｌｒｖｅｓ２３５４ＨｉｇｏａｄｌｇｉｔｉｎａｌｄｉｓｐａｃｅｍｅｎｔｃｕｏｆｒｏｕＣＴＳＲＣ３４５ａｎｄｇｐ（）ＣＴＳＲＣ２３５３４５－３－Ｈ（）－３６－ 大连理工大学硕士学位论文图４．３为钢管屈服强度对钢管约束型钢超高强混凝土短柱试件力学性能的影响，该组试件中钢管强度等级为Ｑ２３５和Ｑ３４５两种，由试验结果可见，试件在弹性阶段的刚度不受钢管屈服强度的影响。随着钢管强度等级的提高，试件的荷载峰值显著提高，但延性的提高并不明显。因此在本实验设定的参数内，提高外包钢管的强度等级能够有效提高钢管约束型钢超高强混凝土短柱的轴压承载力，但无法获得更好的延性。４．２．３钢管约束混凝土和钢管混凝土对比根据钢管约束型钢超高强混凝土短柱和钢管型钢超高强混凝土短柱对比试件的荷一（４载位移曲线图４．）可见，当混凝土强度提高至超高强的情况下，钢管约束型钢混凝土试件弹性阶段的刚度略高于钢管型钢混凝土试件，钢管约束型钢混凝土短柱比钢管型钢混凝土短柱具有更高的承载力和延性，但承载力的提高幅度很小，远未达到文献［５５］９？中的．１％１６．４％的试验结果。０１２３４５６４－０００１，ｉ４０００，，，，１１－＼－３５００３５００■／＼＼．３０００－／－３０００‘２５００－－２５００／．ｇ２０００－－２０００／－－１５００／１５００■－－／１０００／－１０００ＣＦＳＴ３５．－２３Ｈ：．６００／咖—ＪＴＳＲＣ２３５．－Ｈ／Ｃ３７“‘———————————ｏ４．．．．．．０Ｉ１Ｉ１Ｉ１０１２３４５６Ａ／ｍｍ－４－－图．４ＣＴＳＲＣＣＦＳＴ２３５３Ｈ组试件荷载纵向位移曲线（）－－－Ｆｉｇ．４．４ＬｏａｄｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆｒｏｕＣＴＳＲＣＣＦＳＴ２３５３Ｈｇｐ（）４一．３荷载应变关系分析由图４一．５可见钢管约束型钢超高强混凝土的荷载，应变曲线规律与钢管约束型钢一８１［混凝土基本］致，在弹性阶段，钢管的纵向应变大于钢管的横向应变，钢管主要为纵向粘结摩擦应力，二者同步增长但是随着荷载的增加，，横向应变的增长速度更快表；明试件的外包钢管对其核心混凝土的约束力在不断增加；在达到峰值荷载后，横向应变基本超越纵向应变，此时钢管的受力以横向约束力为主，在试件破坏后为核心混凝土提供了强有力的约束，保证了试件的延性。－３７－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究同时可以发现，Ｈ型配骨、Ｘ型配骨和０型配骨的钢管约束型钢超高强混凝土试件，，中，都是核心钢骨的屈服远早于钢管的屈服说明轴压短柱的破坏始于钢骨屈服终于＇－－－－、钢管屈服，试２３５３Ｈ、ＣＴＳＲＣ２３５３Ｘ，在钢管屈服时件达到峰值荷载。由ＣＴＳＲＣＣＴＳＲＣ２３５－３－０三组试件可以看到２００ｋＮ，钢骨的屈服时的荷载都基本在２左右，因此承载力的提高在于钢骨屈服后对钢骨包裹混凝土产生了更大的约束，使其抗压强度得到提高。随着荷载增大，钢管与钢骨间混凝土压碎失去承载力时，钢骨和钢骨包裹的混凝土还能够继续分担较大比例的轴向荷载，减小了压碎混凝土的横向变形，从而延缓外包“”钢管的约束应力的发展，这，最终提高了试件的延性是钢骨对核心混凝土的附加约束引起承载力和延性提尚的原因所在。２３５－３－Ｈ试件看到由ＣＦＳＴ，外包钢管和钢骨的纵向应变的发展基本同步，破坏依然，始于钢骨屈服，钢管混凝土的钢管的纵向屈服必然影响其对核心混凝土的约束能力导致承载力低于同条件下的钢管约束混凝土在钢管型钢超高强混凝土试件达到峰值荷载一之后。荷载应变曲线的下降段比钢管约束型钢超高强混凝土试件的更迅速，说明当混凝土强度等级提高至Ｃ１００后，钢管约束型钢混凝土柱有比钢管型钢混凝土柱更好的延性。－－－－－１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００６０００１００００－－Ｏ－００－０－２００００２０００４０００６０００８０００１００００１００００ＳＯＯ６０４００—■■￣￣——４０００Ｉ‘‘Ｉ＿■ｒＩ４０００————■■■■ＩＩＩｊｎｉｉｉｉ■■■Ｉ｜ｊｉ［｜■｜｜ＩＩ－４０００－４０００３咖－？３５００——■？、－＼，畚／－．ｗｖ．ｒ－Ｉ？測－－３咖；ｆ／Ｋ／Ｎｉ－－■３０００／！３０００！：＼＼；／＼■■■－３咖．－跡ｉ－、／＼，＼！Ｉ‘？２５００－－２５００；、；／，／＼Ｉ｛２５００？－２５００．＼Ｖｉｊ／＼／Ｉ２０００－－２０００；Ｉ５Ｉ＼＼ｊ２－－ｔ＞００＼２０００ｉ＼ＩｊＳＩｚ－－１５００ｉ０Ｉ１１５０＼＼＼ｊ－－＼１５００＼＼１５００ＩＩ．—…■－丨１咖測＼‘：Ｈ：ｉ１００。１０００＼＼ｔｒ叫？Ｖｅｖ＼ｓ？．Ｉ５００－ｆｏ－５００＼ｖ５００－－＼ｉ５００．？ｙｔｅｌ？ｑ１ｙｉｅｌｑ．０＂＂“＂■“—￣＂“￣＂“““‘‘‘‘‘‘‘‘‘‘ｏＩ１Ｉ？Ｉ１Ｉ￣￣”！ＩＩｌ—￣￣￣￣￣．ＩＩ００Ｉ１．１ＩＩＩＩＩ■１００００－８０００－６０００－４０００？２００００２０００４ＤＯＯ６０００８０００１００００－－－１００００－８０００６０００－４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００ｅ／＾８ｓ／ｐｓａＣＴＳＲＣ２３５－２－ＨｂＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｈ（）（）－３８－ 大连理工大学硕士学位论文－－－－－？－－－－１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００－￣￣￣￣￣￣—■—５０００－—￣￣￣一“￣￣一＾＿——“５５００，．．■．ｉｉ５５００，．—，．５０００，，ｉ｜ＩＩ，，ＩＩＩｊ５０００－．５０００４５００－－４５００＿＂？？跡？咖？？？：－．０００Ｖ／－：＼３ｉ５００：３５００＼Ｉ／Ｉ＼＼－：－ｒ３５００ｉ３５００＼１ｉ－？３０００Ｖｉ３０００！ｉＩ．－？ｉ！１＿３０００３０００＼＼Ｉ２５００－：－２５００§＾ｉ：＼．丨Ｖ．Ｚ２５０－？５００＾！０ｉ；２２０００－ｉ－＼ｉ２０００ｉｉ２０００－－ｉ２０００；＼ＩＩ＇５－－１００；５００ｉ１＞！＼［＾Ｉ１＼－！．１５００１５００１．Ｉｅｈ—－ｉｇｖ－１０００１１０００＼；＇ｃ＆．Ｖ．－１０００＼１０００；￣°°°＇Ｌ６００－＇５００Ｖｉｅ７ｊ：ｖ＾、ｉｄ＼？￣＂—＂“￣＂？‘＂＇＇＇‘■■０ＩＴ１ＩＩＩ■？■＿．１ＩＩＩ。＾１Ｉ１１，０１ＩＩ１；ＩＩＩ？－－－－１００００８０００６０００４０００２０００。２０００４０００６０００８０００１００００－１００００－８０００－６０００－４ＯＯ０－２００００２０００４０００６０００８０００１００００ｅ／＾８ｅ／ｎｅ－－ｃＣＴＳＲＣ２３５－４－ＨｄＣＴＳＲＣ２３５５Ｈ（）（）．。咖－？°如“？咖＂＾咖－２００００２０００４０００６０００８０００１００００－－－－１００００＾０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００＿…Ｊ侧＂“￣￣—￣—‘‘‘‘？‘‘？４５００￣—４５００，．５００ＩＩ１ＩＩｒ＼，４ｆＩ］Ｉｊ侧■■棚—咖－Ｘｒ：－测３５００－－３５００１３５０／／０＼；、｛！３０００－－３０００－－１３０００Ｉ＼ｉ１３０００＼＼ｆ１Ｕ１＼１ｉ－－２５００－－２５００２５００５２５００：Ｉ｝＼１Ｊ＼．Ｍ１ｉ之Ｉ＼ｉ＼１Ｚ－－２０００－－Ｚ２０００＼２０００＼：２０００｜ｊＩ－－－－１５００＼１Ｓ００１５００１５００＼ｉｉＩ１＼＼Ｐ＾）－■ｉＦ＾ｉ＼－＼ｉ－－！－１０００Ｕ１０００１０００＼１０００，Ｅｖ办１５００－＾－５００５００－＼－５００，？＇ｅ＼？Ｍｙｉｅｌｄ．１ｙ．！＇—￣￣￣￣——０￣￣—￣￣￣￣—￣￣￣￣￣￣￣￣—￣￣￣￣￣—￣￣－—￣—￣ＩＩ￣———―ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ００ＩＩＩ“‘０｜ＩＪＩ１＾ＩＩＩＩ｜Ｉ１Ｉ１１Ｉ１Ｉ１Ｉ？？？００００■０００－６００－０００－２００００２００００００００００００？６０００－６０００－０００２００００２０００４０００００００１６０４４００６００８０００１１０４６００８００１００ｅＬ£ｅ／ｉｅ／＾＾＊－－ｅＣＴＳＲＣ２３５－３－ＸｆＣＴＳＲＣ２３５３Ｏ（）（）－－－－？？？－－．１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００－￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣４５００－￣￣￣￣￣￣￣￣￣？＂“—６０００１ｉ■ｉ■■■■ｉｉｉ６０００Ｉ．．ＩＩＩＩＩＩＩ４５００ｊ｜｜｜ｊ｜ｊ｜１ＩＩ，ＩＩＩｊｊｊｊ５５００－－５５００４０００？－…４０００一、－．ｓ、．，、、５０００－’５０００？一？■＼＼、二／：／１＇一、■—一、■—＼＼．４５００：、：４５００／、／、：０００－－０００３０００－ｉ３０００４４ｊ？＼３５００－－：３５００＼Ｉｉｉ２５００－－２５００’！ｇ＼＼ｉ＼＼１３０００－－３０００＼ｇ１！？２０００－■＼ＩＩｉ＼２‘０ｗ００ｕ之＾＼－－２５００２５００ｆＩ（－－２００－－１０１５００１１１１５０００Ｉ２００＼＼？？……．ｌｉＬｉＥｈ．ａ＼．＼＾Ｉ５００－－ｆ５０＼ｔ１＼１０－．？？１０００ｅ１０００＼．，．ｖＩｙ－－１０００１０００＼丨＼＼？５００－．５００ｅ？ｖＶｉ．５００－－＼ｙｉｅｌｄ＼．挪Ｉ！．ｙｉｅｋｊＩ￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣“—－０１Ｉ■‘ＩＩ‘－０－￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣―￣＂■—￣￣￣—￣￣ｊＩＩＩＩＩ１Ｉ０．Ｉ■‘‘‘‘‘Ｉ‘０１Ｈ１ＩｒＩＩ＾ＩＩＩＩ？－－－－１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００００００？－－？－１１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００ｅ／ｉｓｅ／ｉｅ＾ｔＣＴＳＲＣ２３５－３－ＸｈＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｘ（ｇ）（）－３９－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究？－？－－２００２００００６０００６００００００－－－－－１００００ｄＯＯＯ６０００４００００００２０００４０００６０００８０００１００００１００００６０００６０００４０００００００４０１０２５５００￣—＂？““―“―—￣■■■—‘５５００５５００■■．．．■■■．■．５５００■■ｒ■■．ｉｉｎ１Ｉ，１ＩＩ，＾，，Ｉ，ＩＩＩ］－－－■５０００５０００５０００‘５０００？，＊‘‘？－於．■？？＊？‘？■？？．？．＼．、痛，Ｉ４－－－＼／＼■５００４５０。４５００＼／４５００Ｚ＼？Ｖ？＼、＇＼？／．、？＊？？？？？‘－－－、４０００＼／、４０００４０００？：４０００一／＼＼？／．；一＼＼＼＼？－？－３５００Ｖ‘、３５００３５００－：３５００＼＼３０００－Ｖ－３００００－＼－３０００＼３００！＼ｊｇ＇－＿－■－２５００＼Ｉｊ２５００２５００２５００＾§｜＼？Ｚ＼１！１－－－Ｉ－２０００ＩＩ２０００２０００ｉ２０００１、－－办？１５００＼１５０。＿＼１５８ｈ１５００００１ＩＩ＇－－－０００１００００００ｉ１０００１１＼ｉ＼｜．．．．Ｓｉｖ＼；ｅ？ｖ＼；５００咖５００－－．．．ｖｉｅｌｄ：Ｉｌｉｅｌｄ：＼ｙ！、—￣￣￣—￣——￣ＯＨ＂‘’‘‘’‘‘‘０－￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣Ｉ１ＩＩＩＩＩＩ０．．．Ｉ￣１“■■０？１Ｉ，，，ＩＩＩＩ？－－－－１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００－１００００？６０００＾００－４０００？２００００２０００４０００６０００８００００１０００ｃ／ｅｃ／ＪＥ＾ｊ－－－－ｉＣＴＳＲＣ３４５３ＨＣＴＳＲＣ３４５４Ｈ（）（ｊ）？－－－？１０００８０００６００４００００００２０００４０００６０００８０００１００００００２０－—￣■—４０００１１１１１１１ＩＩ０００Ｉ１４１１Ｊ１Ｉ１ｊ１３５００－－３５００３０００－－３０００＼ｉ／“００－－－２５Ｊ＼５００；：２、ｙ，＼；、＇Ｐ２０００－（－２０００＼＼［－Ｖｊ■－、■１５００１５００ｉ＼…ｈｉＥ－Ｉ－＼Ｉ１０００Ｖｉ１０００＾５００－－５００１＊Ｉｙｉｅｌｄ！＼０－————————————￣——￣——‘‘‘‘‘‘‘‘‘‘０１ＪＩＩＩ！ＩＩＩ１？－－－－１００００８０００６０００４０００２００００２０００４０００６０００８０００１００００ｅ４Ｉ£ｋＣＦＳＴ２３５－３－Ｈ（）４－图．５钢管和钢骨荷载应变曲线Ｆ－ｉ４５Ｌｏａｄｔｉｏｆｓｔｅｌｔａｓｅｃｔｉｏｎｓｔｅｅｌｇ．．ｓｒａｎｃｕｒｖｅｓｅｕｂｅｎｄ６ＳＡ＾一图４．给出了外包钢管的荷载与纵横应变比（ｈｖ）的归化曲线，由图（ａ可见，Ｉｌ）Ｎ－－－４－当荷载小于０．２ｕ时ＣＦＳＴ２３５３Ｈ试件和ＣＴＳＲＣ２３５２３／／５Ｈ系列试件外包钢管中，（）？＾部的纵向应变大于横向应变ｈ／ｖ值保持在钢材单向拉伸时的泊松比０．２９左右，表明，ｌ｜在加载初期，钢管约束混凝土试件的外包钢管主要承受纵向摩擦；当荷载超过０．２Ｎｕ时，－／－－－ＣＴＳＲＣ２３５２（３４／５Ｈ系列试件钢管中部的横向应变迅速增大，ＣＦＳＴ２３５３Ｈ试件的）Ｓ一心混凝土ｈ／。值保持个较低的增长水平，说明此时随着荷载的不断增加，钢管对核｜丨２３５－２３／４－的约束作用在不断增大；当荷载达到峰值荷载时，ＣＴＳＲＣ（／５Ｈ系列试件的）￡￣、／７值在０．８５１．１０之间表明此时的钢管中部横向应变超过纵向应变，钢管主要承，｜｜受膨胀应力，从而约束混凝土的横向变形。－４０－ 大连理工大学硕士学位论文由图ＳＲＣ２３５－３（ｂ）和图（Ｃ）可以看出，配有Ｘ型钢骨的钢管约束混凝土系列试件ＣＴ５－Ｘ和钢管强３４５的约束混凝土系列试件ＣＴＳＲＣ３４５－３４－Ｈ在达到峰值荷（）度等级为Ｑ（）ＳＳ载之前，ｈ／ｖ值均小于１，纵向应变依然远大于横向应变，横向应变主要由泊松效应｜丨“”的增加和外包钢管强度的提高产生，在达到峰值荷载前，所以随着核心配骨附加约束钢管的受力以纵向粘结摩擦所产生的纵向应力为主■＾？＾，峰值荷载后，■＾卩大于丨时钢丨值［。管主要承受横向应力，对混凝土产生更大的约束效应０．００２０．４０．６０．８１．０１．４１．６１８．２．００．００．２０．４０．６０．９１．０１．２１．４１，６１．８２．０￣■？—￣￣—＂“―■＂”—１ＩＩ“‘‘，‘‘ＩＩＩ１ＩＩＩ１Ｉ１。１０－－１０．１．０，’．，。１：。１、：：ｉ。：．：‘。－＇‘。＜？＊－／／－■；ＣＴＳＲＣ５２Ｈ：２３？｜（—－－．：ＣＴＳＲＣ２３５３Ｆ／！）＼—ＣＴＳＲＣ２３５￣４－Ｈ／＞／／Ｘ趴一“０＾－■。“＾＂—ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｈ＼／……．＼＂＂＂＂－－■ＦＳＴ２３５３Ｈ■．■Ｃ．１—ＣＴＳＲＣ２３５－５－、■…Ｘ健‘”￣￣￣￣￣＂“￣￣￣￣￣￣￣”““”￣￣０—￣￣￣￣￣“￣￣￣￣￣￣￣￣—－￣￣０．０．＞＞＞＞？“‘０．０．０．■＞．．Ｉ－－０．０ＩＩＩＩＩｔＩＩＩｔＩ１ＩＩＩＩ０００２０８６８２００．００２０．４０．６０．８１．０１２１．４１．６１．８２０．．．４０．６０．１．０１？２１．４１．１．．＾ＩＶｖｌａｂ（）（）１０．００．２０．４０．６０．６１．０１．２１．４１６．８２．０‘＂＂－＇———－＂■‘“■ｌ１Ｉ＇‘‘＿‘Ｉ｜ＩＩＩＩ■Ｉ＂？１．０１－０■■■；／／＼，０－，？．８／，０．８；＼．Ｉ＾？？０．６：．／０６＇．．１１－－！０．４０．４／０？－．２，０．２Ｉ＞Ｉ／ａＳＲＣ－－Ｊ３４５３ｔｉ—ａＳＲＣ－－．３４５４Ｈｌ＇０－￣￣—＂—＂￣￣—￣￣￣０■ｒ、‘‘“■‘‘０．０ＩＩＩＪＩＩＩＩ１１０．．．．．００２０４０６０８１．０１．２１．４１．６１．８２０Ｃ（）４－图．６Ｎ／Ｎｕ＾ｑ曲线Ｉ－＾＾Ｆｉ．４６Ｎ／Ｎ／ｃｕ．ｕｖｒｖｅｓｇ｜ｈ｜４一．４荷载应力关系分析一、为了进步分析试件在轴压过程中钢管型钢和混凝土所处的受力状态，参考文献１０１］对其进行应力分析。通过分析钢管和型钢的应力状态，可以得到钢管承受的纵向粘［－－４１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究．结摩擦应力和约束混凝土横向变形产生的约束应力，更好地了解钢管在轴压过程中的作用。本文的应力分析是基于以下三个假定：（１）忽略钢管所受的径向压力，即钢管中只产生纵向粘结摩擦应力和环向约束应力，钢管处于平面应力状态；（２）假定钢管的纵向粘结摩擦应力和环向约束应力沿着壁厚的方向保持不变；（３）混凝土处于轴心受压和均匀径向压力的受力状态。本文釆用弹塑性理论推导钢管的应力大小并确定屈服点，钢管应力的发展分为三个一阶段，每个阶段钢管应力应变关系为：一（１）第阶段：弹性阶段一在该阶段，钢材的应力应变关系满足虎克定律：（４．１）（４．２）写成矩阵形式：－丄１？味（４．３）［叫［］ｏ１ｖ」＿」１Ａ」式中，ＣＴｙ？为钢材的环向应力和环向应变；为钢材的纵向应力和纵向应变；为弹性阶段钢材的泊松比。（２）第二阶段：弹塑性阶段一在该阶段：，采用弹塑性增量理论描述钢材的应力应变关系ｄｃ＝＋（４．４）ｈ（也＝４５＂石＋ｄＳ（．）Ｔ（ＶＭＴｓｈ）＾ｐ＾ｔｓｐＩＳ４？“＋‘（４．６）／￡＋＂石一名＋石一左（（；（１ＸＺ５／ｉ／＋ｌ！／）？ｖ／十Ｖ，））（）（）一Ｉ＾ｉｋ＋＼？－４２－ 大连理工大学硕士学位论文／＇（４．７）７Ｅ＇＇－＝Ｊ＋＇￣＾－＾＾■（（ｖ（沙Ｔ，＋ｌｈＭｈｉ））（）（），？＝卜ｉＭ？将微分写矩阵形式：％１？ｈ＝＿§＿（４．８）１－＾＾１＾ｓ＂ｖＳｖ．ｊｐ．．ｐ＿．？＝ＥＥ（４．９）ｌ叫，Ｕ－／／．）．＝ａ＋ｃｒ－ＣＦ（４ａａ．１０），ｙｊ＾＾，，ｏ—‘ｆ＂＝ｕ０．１６７＋０．２８３（４．１１），ｆ＿ｆＪｙＪｐ式中：五为钢材在弹塑性阶段的切线模量ｒ丨；ｆ为钢材的折算应力；为钢材弹塑－性阶段泊松比。（２）第三阶段：塑性强化阶段Ｍｉ：在该阶段，釆用ｓｅｓ屈服准则２２２＂—＿＿＝（ｏ＜Ｔ）＋（ｃｔ０＋（ＣＴＣＴ）（４，１２）ｙ２２３）３ｉ式中：为钢材单向拉伸屈服强度。在双向应力状态下该公式简化为：＝＋－＝３Ｏｚ＾（Ｔ＜ＴＧ（４．１）１：力？ｙ４即当由弹塑性阶段计算得到的折算应力达到单向拉伸的屈服应变时，钢管进入屈服，此后采用以下关系计算塑性强化段的横向和纵向应力：ｄ＝－（＜７＋２ｐ＜／ｅ＋＾＾＋Ｐｄ＾（４．１４）ｈｒ（）（），Ａｓｈｓ１４Ｑ［ｐ．ｊｄ＜ｙ＝＋－。２Ｊｆ＋ＣＴ＋（４．１５）ｓ（＊ｐ），（凡令［积分求和后得到：＝＋（４．１６）＝／／＋！－４３－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究＝－－－＋２＋＋２ｓ［（？（［（。（＾＿Ｐ）＋ｖＰｈｉＭ０？ｉ＋ｖｉ）］Ｘｉ％）］ｆ／ｉ？）士Ｘ（＞＝ｉｌ＋＼３＾／Ｗ＋１＝ｃｒｄｃｒ？＋Ａｃｒ（４．１７），＾？＾＾ｊ＝／／＋ｌＰｗＰｍ￡￡－—一￣＝＋＾＜＾＋２？ｅ＋＋＾°＾Ｓ石Ｋｖ■ｉ／）（ｖ＋ｖ）］ＫＶ，ａ／ｐＯ（ｈｉ＋ｈｉ）］？ｉｉｉ（ｉ）＾Ｘ（）士Ｘ＝ｙ／／＋ｉｙＭ＋ｉ将微分形式写成矩阵型：＂２＋２－ａ＾；＋２＾？＂Ｖ＜；＞；／／１＝（４１８）ｊ０队？ｏｆ＋２／７ＵＪ」＝１／１０００￡式中，￡／为钢材塑性强化阶段的弹性模量，本文取￡／；，为弹性阶，＝－＜ｙ段钢材的弹性模量：；为钢材的环向应力偏量：（ｙ。、为钢材纵向应力偏量丨ｈｋｃｐ丨＇？＝－＝：＋０Ｐ为：／／ＣＴ０；（７＾为平均应力Ａ计算参数为计：＼？？ｉ（士＂３＾ｓ－＇＇＇辦＇３：Ｈ＜７＝３ｘ１０：＝ｏ＋ａ＋２ａｃ＋算参数；算参数ｉ７；存】）２为计Ｑｌ：ｆ，，：ａｓ９Ｇ＝＂Ｇ为钢材的剪切截面模量Ｇ。，；＾＾２１＋（ＡＯｌ（Ａ）迭代计算，得到的计算结果如根据以上计算公式，釆用Ｍａｐｅ程序进行附录４．７所示。由图可以看出ＣＴＳＲＣ试件在弹性阶段和纵向应力的增长基本图，，横向应力。呈现线性关系，且纵向应力大于横向应力，说明此时钢管主要承受纵向摩擦粘结应力当进入弹塑性阶段时，纵向应力增长加速，二者呈现非线性关系。当钢管进入塑性强化８阶段后，与文献［１得到的规律不同，钢管应力基本不再增长，也未出现纵向应力的归］零和反向增大。试件的峰值荷载和钢管屈服基本同时发生，说明在其他条件相同的情况下，试件承载力的大小取决于钢管屈服强度，在即将达到承载力时，钢管内部混凝土己压淸或产生较大的界面滑移，此时承受荷载主要依靠破坏后的混凝土以及钢管对核心混凝土膨胀和界面滑移的横向约束。一由钢管型钢超高强混凝土的荷载，应力曲线可以看出弹ｔｅ阶段，横向应力和纵向ｋＮ之应力的增长呈现线性关系，钢，但纵向应力远远大于横向应力，荷载达到２０００前管的横向应力几乎为０，可见钢管型钢超高强混凝土的钢管的约束效应在弹性阶段得不到发挥。当荷载超过２０００ｋＮ、钢管进入弹塑性阶段时横向应力才开始发展，但增长有限，试件达到峰值荷载时，钢管的横向应力还不到５０ＭＰａ，试件达到峰值荷载后，钢管－－４４ 大连理工大学硕士学位论文横向应力甚至还出现了反向受拉，波动较大，处于应力不稳定状态。这证明了钢管约束型钢超高强混凝土比钢管型钢超高强混凝土在轴压受力性能方面具有很大的优势。－３００－２５０？２００－－－．－．－？－０ＳＯ１５０１００５００５０１００１５０２００２５０３００３５００００５０Ｓ００Ｓ０３０２５０２１１００Ｏ１１２００２５０３００３５０４００—―—“――■￣￣￣‘‘‘‘‘‘‘‘‘‘‘’■－■■ｆ■－—＾－－—■－—＂Ｉ５０００，■■■？＇＇‘■＇５０００（ＩＩＩＩ１１Ｉ１Ｉ■Ｉ］ｆ１Ｔ｜Ｉｒ］Ｉｔ？ＩＩＩＩ４０００－－４０００４５００－．＾？４５００，？＂３咖！／－：：欄ｆ：、１Ｉ３０００－３０００－－！３５００３５００Ｉ／｜、ｊ３０００－‘咖０２５００－－２５００ｊ／ｚ＼＼＼＼｜？－－＞：＼２５００、２５００Ｉｚ／／－－：２０００／２０００ｕＩ；ＩＩｊ２＿－＼２０００２０００ｊ＼＼．－？１５００１５００＼ｊ１１Ｉ／勝＾■测■ｉ＼１／謂．■測⑦－－—■－１０００ｉ／１０００ａｖ＼ｊ－氏－－－５００！５００５００＼／５００？ｙｊｅｉｄ１“？＂＂．ｉｅｌｄ＼／ｙｌ．、ｙ。■■＇＇＇＇＇＇＇．２５０－２００－－－咖１５０１００５００５０１００１５０２００２５０３００３５０Ｊ－．．ＩＭｌｌｗ５０ＭＩＭ＾ＳＯ２Ｍ２ＭＪＭ３Ｉ０ｏ／ＭＰａｏ／ＭＰａ－－ａＣＴＳＲＣ２３５－３－ＨｂＣＴＳＲＣ２３５４Ｈ（）（）挪－３。。■。■■伽■印。５°“劃５。１＾０２００２５０３００３５０－３００－２５０－２００－－－１５０１００５００５０１００１５０２００２５０３００３５０棚１欄０００．■？５５００‘■■■５５００Ｉ■ＩＪＪＩＪ－－５０００５０００３５００－：Ａ－３５００＼＼■－．－４５００．ｔ，４５００ｈ．ＡＡｔ．ｉｆ［、＇－？＇■ｉ３０００３０００＼Ｘ／ｉ跡■。、．、？丨＼／Ｉ：＼、，１－、－、－３５００／／－３５００２５００、乂２５００，＂＂＼、＂驗麵２０００－－０００：２＼Ｉ／＾＼ＩＩ２Ｓ。。－－ＭＯＯ§．■＼；＼＾／．ｚ／－－１５００＼／１５００＼！／？外…１２０００－Ｉ－０００／＼ｉ２、－＼－１５００Ｏｈ１５００－■１０００／１ＯＯＩ＼０ｊ－…ａｖ－＼■職１０００ｊ３＼／－＼／．－—５００＼／５００？５００＼－＝°°ｉｅｌｄ＾ｙｌ．ｖ，ｅＪ：Ｊ＼／．一？一—‘’■■－一一。■‘‘■‘？００■■■＿■■？＇？？＿■０Ｉ‘ＩＩ‘ＩＩＩＩ■■■ｒ１ＩＩＩＩ＞Ｉ．－－－－－－？３００？２５０－２００．？．３５０３００２６０２００１５０ｔＯＯ００１００１０２００２５３００３５０１５０１００５００５０１００１５０２００２５０３００３５０５０５５０ｏ／ＭＰａｅ／ＭＰａｃＣＴＳＲＣ２３５－５－ＨｄＣＦＳＴ２３５－３－Ｈ（）（）－－－－－２５０２００１６０１００５００ＳＯ１００１５０２０００３００３５０－－０－－－２５１５０００５０１００１５０２５０２００１０５２００２５０３００３５０４ＳＯＯ＇■Ｉ■ｉ■Ｉ■■Ｉ■４Ｓ００５００４ＳＯＯＩＩ４｜｜｜ＩＩＩ｜｜｜４０００－４０００４０００－－４０００？＾．乂，＾＾－■．．Ｉ／ｉ丨广３５００－＿３５００／３５００－＼ｉ３５００／：ｊ－－－－３０００／＞／３０００３０００／／３０００＼ｉ＼＼｜－－２５００２５００２５－■／１００＼／２５００ｉ＼／／ＩｉＩ—ｉ／■ｉ．／２■／．＾、／＼２０００－＼－２０００－－Ｐ：／２０００遷２０００＼／／“＾－■＼＼／＼／／＾－？－－１５００＼－１５００１５００１５００Ｉ＼／Ｉｊ／Ｉ１．＼说．＼：／！—＿ｊ－－－－１０００１０００１０００ｉ１０００＼ｉ／＼／■Ｏ＿■ｚ：＼＼Ｉ＿＿＿＿＼Ｉ＇－５００：？－５００５００－－５００＜／ｙｉｅｌｄ，Ｊ＇？．丨ｅ．７，ｙ＼ＩＭ；／０——－—■■■■■■＇■■＇－＾００ＩＩＩＩＩＩ■■■■．■０１Ｉ１Ｉ１１＞ＩｔＩＴＩＩ；Ｉ；ＩｆＩＩＩＩＩＩＩ？－－－－－－－＞２５０２０Ｑ１５０１００５００￥０１００１５０２００２￥０３００３Ｓ０２５０－２００１５０１００５００５０１００１５０２００２５０３０００３５ｆ／ＭＰａａ／ＭＰａｅＣＴＳＲＣ２－－Ｘ２３５－３－３５３ｆＣＴＳＲＣ０（）（）’４－．图．７钢管和钢骨荷载应力曲线－Ｆｉ４ｒｌｂｅｄｔｉｏｎｔｅｌｇ．．７Ｌｏａｄｓｔｅｓｓｃｕｒｖｅｓｏｆｓｔｅｅｔｕａｎｓｅｃｓｅ－４５－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究４．５轴压承载力计算公式周绪红在文献８１给出了钢管约束型钢混凝土短柱的轴压承载力公式：［］Ｎ￣＾＋＋乂ｕｆｃｅｃｆｂＡ＞ａ（４．１９）＾式中：＾为轴压承载力、、；４、４、４分别为混凝土、钢筋和型钢的面积；ｆｆ？ｃｂ分别为非约束混凝土、钢筋和型钢的屈服强度。；为核心约束混凝土的轴心抗压强度本章将分别选取第二章列举的国内外四种约束混凝土轴压强度模型公式进行计算，这四种模型分别为：（１）Ｒｉｃｈａｒｔ的约束混凝土强度直线模型：／＝＋４．ｌ（４．２０）ｃｃ／ｃＸ式中的侧压力系数：＝ｋ４．１（２）Ｍａｎｄｅｒ根据Ｗｉｌｌｉａｍ五参数破坏准则得到的约束混凝土模型公式：＝－左一左１２ｆ．２５４＋２．２５４１＋７．９４２（４．１）ｅｅＸ（）ＶｆｃｆｃＩＸｆ＝—＾４ｆ（．２２）‘Ｄ－ｌｔ式中的侧压力系数：＝＾ｋ＾－２＾－．２５４＋２．２５４／１＋７．９４２（）ｆｒ＼ｆｃｆｃ（３）钟善桐的约束混凝模型：＝＋５４２３）．４８７（口（．？４，４广，Ｊｃ式中的侧压力系数：＂？７＝ｋ５．４８７（知ｆｒ（４）蔡绍怀的约束混凝土强度模型：＝２４２４／ｌ＋ｌ－５＋２１（．）ｃｃ／ｃｆ［＾ＪｃＪｃ、Ｖ＾－４６－ 大连理工大学硕士学位论文式中的侧压力系数：＝左ｋ２＋１．５」ｉｆｒ表４．１中给出了采用Ｒｉｃｈａｒｔ、Ｍａｎｄｅｒ、钟善桐和蔡绍怀四种约束混凝土强度模型计算公式得到的钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压承载力计算结果与试验结果的对比情况。由表可见，所有试件由钟善桐和蔡绍怀两种计算公式计算得到的结果比试验结果大，这两种计算模型都过高的估计了超高强混凝土情况下钢管约束型钢混凝土的轴压承载力，计算结果偏不安全。所有的钢管强度等级为Ｑ２３５的试件由Ｍａｎｄｅｒ公式计算得到的结果比试验结果偏大，计算结果偏不安全，因为在超高强混凝土破坏前，裂缝发展一微弱，钢管对核心混凝土的剪切变形的约束效应比般混凝土的小。对于具有相同钢骨＊－－３５３－Ｈ－－－含钢率的ＣＴＳＲＣ２、ＣＴＳＲＣ２３５３Ｘ和ＣＴＳＲＣ２３５３０试件，Ｎｕｍ／Ｎｕｅ值逐渐减小“’’，也从承载力方面证实了由钢骨引起的附加约束的存在，且其影响不可忽略。ＣＴＳＲＣ３４５－Ｈ组试件试验结果与Ｍａｎｄｅｒ公式计算结果基本吻合，表明在试件破坏前，３４５ＣＴＳＲＣ２３５－Ｘ组。Ｑ钢管能够给混凝土提供足够的约束力从试件的计算结果中可见，ＩｌＣ２３５－３－由热轧薄钢板偉接而成的ＣＴＳ：ｒ试件的Ｎｕｍ／Ｎｕｅ值比由工字钢拼接而成的＂”ＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｘ试件的小，由此可以推断钢骨产生的附加约束效应的大小不仅取决于配骨型式，还与配骨指标等因素有关：钢骨越薄、配骨指标越小，约束效应越低。ＣＴＳＲＣ２３５－Ｈ组Ｒｒｔ公试件根据ｉｃｈａ式得到的计算结果基本同试验结果相吻合，计算ＣＴＳＲＣ－３４５Ｈ试件时也偏安全。因此计算在Ｈ型配骨的ＣＴＳＲＣ轴压承载力时，建议采用Ｒｉｃｈａｒｔ公式，Ｘ型配骨和０型配骨的ＣＴＳＲＣ由于还受到配骨指标和约束半径等因一素的影响，其轴压承载力计算方法的确定需要进步理论分析和试验研究。４７－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究表４．１圆钢管约束钢骨超髙强混凝土短柱轴压承载力计算公式分析Ｔａｂｌｅ．４．１ＡｎａｌｙｓｉｓｏｆｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｆｏｒｍｕｌａｏｎＣＴＳＲＣ￣￣￣￣＂＂“＼ＺＺＺＺＮ咖平均值Ｉ平均值试件编号Ｎ｜．Ｎ咖Ｎ．分组＾ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｈ５００３４＾ＬＯＳ－－４３４９４６３４４２４６ＣＴＳＲＣ２３５４Ｈ１．０７０．９８ｊｇｇｊＱＯ＊－ＣＴＳＲＣ２３５－３Ｈ３７１３４２２８３８５９１．１３０．０００８８１．０４０．０００５５－ＣＴＳＲＣ２３５－２Ｈ３４９３３７７８３４６２０１．０８．９９－ＣＴＳＲＣ３４５－４Ｈ４９７９５０１０４７２９１０１．ｎｏ０．９５ｉ‘０‘９２Ｃ３４５－Ｈ－－０．０００２５００．０００９１ＣＴＳＲＣ３４５３Ｈ４７２６４６０８４２０２０．９８．８９ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｘ５３１５５４６９５１５３１．０３０．９７＂＂“－－Ｃ２３５－ＸＣＴＳＲＣ２３５３Ｘ＾＾１．０３０．９５？？０．０００２００．０００５５＊－ＣＴＳＲＣ２３５３－Ｘ３９５７４２２８３８５９１．０６０．９８Ｃ２３５－０ＣＴＳＲＣ２３５－３－０４１４５４２２８３８５９１．０２０．９３＂““＂ＴＮ平均值均值搞？平；－－￣－—试件编号ＮｕｅＮｕＮｕ－ＶｔｈＴｒＴＮｊ＾丁Ｎｊ＾分组城均方差城均方差ＣＴＳＲＣ２３５－５－Ｈ４７４９５７６６５２２９１２１ＵＯ．１２０１１４．．ｎ…Ｃ２３５－ＨＣＴ－－ＳＲＣ２３５４Ｈ４３４９５１７７４８５０１．１９．１．１２３０．００１３５０．００１４ＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｈ３７１３４５８７４４５６１．２４１．２０ＣＴＳＲＣ２３５－２－Ｈ３ｍ３ｍ４０＾１．１４１．１５－ＣＴＳＲＣ３４５４－Ｈ４＾５＾５＾１ＵｌＵＳ＾０６ＴＭ⑶巧－＂“＂“－ＣＴＳＲＣ３４５３－Ｈ＾＾Ｌ０４ｍ４０８．００２１０Ｔｍ０．０００６５－ＣＴＳＲＣ２３５－５Ｘ５３１５６２３２５６９５１．１７１．０７．．１１５１０９－Ｃ２３５ＸＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｘ４５５３５０５３４９２２１．１１１．０８＾加＾…０．０００７００．０００７０＊ＣＴＳＲＣ２３５－３－Ｘ３９５７４５８７４４５６１．１６１．１３Ｃ２３５－０ＣＴＳＲＣ２３５－３－０４１４５４５８７４４５６１１１１０８．．注：Ｎｕｍ为由Ｍａｎｄｅｒ公式计算所得轴压承载力；Ｎ？ｒ为由Ｒｉｃｈａｒｔ公式计算所得轴压承载力；Ｎ？ｔ为由钟善桐公式计算所得轴压承载力；Ｎ？ｈ为由蔡绍怀公式计算所得轴压承载力；Ｈｉｅ为试验所得轴压承载力。－４８－ 大连理工大学硕士学位论文４．６本章小结本章通过分析圆形钢管约束型钢超高强混凝土短柱单调轴压试验的荷载、变形和应变数据，着重研究了在不同钢管径厚比、不同钢管强度等级和不同配骨型式等因素下组合柱的承载力、延性、应变和应力发展，根据研究结果分析得到以下结论：一（１）分析了圆钢管约束型钢超高强混凝土轴ｆｉ短柱的荷载变形曲线。研究发现，配骨型式对钢管约束型钢超高强混凝土短柱的承载力和延性有显著的影响，０型配骨的钢管约束钢骨超高强混凝土短柱“由于在钢骨包裹的混凝土内产生了明显的的附加约”束，在外包钢管和钢骨间的混凝土逐渐丧失承载力时，钢骨和钢骨包裹的混凝土仍然能够承担较大比例的轴向荷载，使其在承载力和延性表现上优于Ｘ型配骨和Ｈ型配骨。同时，随着钢管径厚比的减小，钢管约束型钢超高强混凝土短柱的承载力和延性都得到了大幅度提高，提高钢管的强度等级能够有效提高钢管约束型钢超高强混凝土短柱的轴压承载力，但无法获得更好的延性；２）一（分析了圆钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱的荷载应变曲线。研究表明，配骨型式对圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱的影响随钢骨对核心混凝土的“附加约束’’效应的增大而提高，外包钢管横向屈服时的荷载与钢骨纵向屈服时的荷载差值逐渐增大，这是由于当钢管与钢骨间混凝土压碎逐渐失去承载力时，钢骨和钢骨包裹的混凝土还能够继续分担较大比例的轴向荷载，减小了压碎混凝土的横向变形，从而延缓外包钢管的约束效应的发挥，最终提高了试件的承载力，。在试件加载前期钢管承受较大的纵向粘结摩擦应力，，随着荷载增大横向应力逐渐增大在达到峰值荷载左右时横向应变才超过纵向应变；（３）分析了圆钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱的荷载一应力关系曲线。试件在弹性阶段，钢管主要承受纵向摩擦粘结应力。当进入弹塑性阶段时，纵向应力增长加，速当钢管进入塑性强化阶段后，钢管应力基本不再增长。试件的峰值荷载和钢管屈服基本同时发生，荷载承载力的大小取决于钢管屈服强度；（４）研究了圆钢管约束型钢超高强混凝土轴压短柱的轴压承载力计算方法。文章釆用国内外四种约束混凝土强度模型公式得到的混凝土轴压承载力与试验结果进行对比，最终发现在Ｈ型配骨的ＣＴＳＲＣ轴ｒｉ承载力时，建议釆用Ｒｉｃｈａｒｔ公式，Ｘ型配骨和０型配骨的ＣＴＳＲＣ由于还受到配骨指标和约束半径等因素的影响，其轴压承载力计算方法的确定需要进一步理论分析和试验研究。－４９－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究５结论与展望５．１结论本文对圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱的轴压力学性能进行了较为系统的试验一研究和理论分析些研究成果和结论如下：，主要得到的（１）配骨型式对钢管约束钢骨超高强混凝土短柱的承载力和延性有显著的影响，？型配骨的钢管约束钢骨超高强混凝土短柱由于在钢骨包裹的混凝土内产生了明显的的“附加约束”，在外包钢管和钢骨间的混凝土逐渐丧失承载力时，钢骨包裹的混凝土仍然能够承担较大比例的轴向荷载，减小了混凝土的横向变形，延缓了外包钢管约束效应的发挥，使其在承载力和延性表现上优于Ｘ型配骨和Ｈ型配骨；（２）在本实验参数内，钢管约束钢骨超高强混凝土和钢管钢骨超高强混凝土试件最终都发生不同程度的剪切破坏。试件破坏起始于钢骨屈服，继而混凝土压演，最终结“”束于钢管屈服，试件破坏。并且，随着钢骨附加约束效应的增强，钢骨屈服时的荷载和钢管“”屈服时的荷载具有更大的差值，钢骨的附加约束延缓了钢管的横向屈服；（３）随着径厚比的减小，钢管约束钢骨超高强混凝土短柱的承载力有很大的提高，一延性略有改善，但当径厚比达到定程度后，承载力增大幅度有所下降，提高钢管强度等级能够提高钢管约束钢骨超高强混凝土短柱的轴压承载力；（４）对于Ｈ型配骨的钢管约束钢骨超高强混凝土，在计算轴压承载力时，建议采“用Ｒｉｃｈａｒｔ公式计算核心约束混凝土的强度。由于Ｘ型配骨和０型配骨所产生了附加”“”且约束，附加约束效应的大小同配骨型式、配骨指标和约束半径等多因素有关，而一。其受力机理较为复杂，对此需要进步进行理论分析和试验研究５．２展望通过本文的研究发现，，为了改善超高强混凝土脆性大的工程应用难题钢管约束型一钢混凝土结构这组合型式在将柱的承载力提升的同时，能够大大提高其延性水平，解决了在抗震设防地区超高强混凝土的应用瓶颈，为了更好地了解这种钢与混凝土组合“”重载柱的其他力学性能：，在今后的研究中还须对从以下几方面开展（１）对分别配有Ｈ型、Ｘ型和０型钢骨的钢管约束型钢超高强混凝土短柱进行进一０型配骨的组合步研究，重点研究具有更高承载力和更高延性的柱的轴压力学性能，分析其受理机理，得到其轴压承载力计算公式；（２）对圆形钢管约束型钢超高强混凝土中的约束混凝土的应力一应变关系模型进■一一步研究和完善，建钢管约束超尚强混凝土的应力应变关系検型；＇－５０－ 大连理工大学硕士学位论文（３）对圆形钢管约束型钢超高强混凝土短柱进行循环轴压力学性能试验，研究圆形钢管约束型钢超高强混凝土短柱在循环轴压荷载作用下的强度和刚度退化，建立相关的加卸载准则；（４）对圆形钢管约束型钢超高强混凝土中长柱和长柱进行低周反复荷载试验，研究圆形钢管约束型钢超高强混凝土的滞回曲线和骨架曲线，探讨其抗震性能；（５）对圆形钢管约束型钢超高强混凝土短柱和长柱进行偏压力学性能试验，研究圆形钢管约束型钢超高强混凝土组合柱的偏心距调节系数或截面弯矩增大系数，探讨其压弯力学性能。－－５１ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究参考文献［１蒲心诚．超高强高性能混凝土［Ｍ］．重庆：重庆大学出版社２００４．］，［２］张立德，牟季美．纳米材料与纳米技术［Ｍ北京：科学出版社，２００１．］，３王吉忠－混凝土组合柱在我国的研究进展与展望刘连鹏叶浩．钢管Ｊ．水利与建筑工程学报２０１４［］，，［］，，１２４４３－１４９（）：１．４１－１９［．型钢混凝土结构在国内外的研究及工程应用Ｊ．四２００９２９：９５７．平振东［川建筑］］，，５王连广－刘之洋．型钢混凝土结构在国内外的应用和研究进展［Ｊ．东北大学学报９９５１６３：２３８［］，１，，］（）２４１．［６］贾金青，姜窨，厚童．钢骨超高强混凝土框架柱抗震性能的试验研究［Ｊ］．土木工程学报．２００６，３９（８）：１４－１８．［７］徐世烺，姜睿，贾金青，孙根勤，厚童．钢骨超高强混凝土短柱抗震性能试验研究［Ｊ］．大连理工大学学５－报．２００７４５：６９９７０６．，（）－８赵大洲．钢管钢骨高强混凝土组合柱力学性能研究［Ｄ］．博士学位论文．大连理工大学２００３［］，９Ｊ－蒲心诚．．８１７．［］超高强混凝土的研究与应用［］混凝土，１９９３，０００？１９８Ｎ３－７１蒲心诚．１５０Ｍａ超高强．ｏ．６：．［］ｐ高性能混凝土的配制技术［Ｊ］混凝土与水泥制品，１９，１１王志军蒲心诚．超高强馄凝土单轴受压性能及应力应变曲线的试验研究［Ｊ］．重庆建筑大学学报［］，，２０００２２增刊２７－３３）：．，（－１２中华人民共和国国家标准．ＧＢ５００１１２０１０．２０［］．建筑抗震设计规范［Ｓ］北京：中国建筑工业出版社，１０．－１３李悦．超高强混凝土的研究进展Ｊ．国外建材科技２００７２８１）；１５１８．［］［］，，（，９９８Ｎ［１４］谭克成蒲心诚．钢管约束超高强混凝土力学性能的研究［Ｊ］．混凝土与水泥制品，１，ｏ．５，３６－３９．１５陈肇元等．高强混凝土及应用．北京：清华大学出版社１９９２．［］，－ｈｃｏｎｃ１６ＳｏｆｉａＭＣＤｉｎｉｚＤａｎＭＦｒａｎｏｏｌ．Ｓｔｒｅｎｔｈａｎｄｄｕｃｔｉｌｉｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｈｉｈｓｔｒｅｎｔｒｅ［］，ｇｐｇｙｇｇｔｅｃｏ－ｌｕｍｎｓＪ．Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｅｎｉｎｅｅｒｉｎ１９９７１２３１０１３６５１３７４．［］，；ｇｇ，（）－ｍ－１７ＡＣＩＡＳＣＥＣｏｍｉｔｔｅｅ４４１．Ｈｉｈｓｔｒｅｎｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｃｏｌｕｍｎｓ：ＳｔａｔｅｏｆｔｈｅａｒｔＡＣＩｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｒ［］ｇｇ，ｊｏｕｎａ－ｌ９４３：３２３３３５．，（）［１８］Ｍ．Ｂ．ｃＢＨｐＨａｏＢ．ＢｃｔｏｈｒｐｏＨＨｏｃＴＢＭ１５０ＭＰａＨａｐａｆｌＯＢＭｘｎｏｐＴｊｉａｎｉｍｃＭＣＨＴａｘ［Ｊ］．ＢｃＴＯＨＨａｃｃｊｉｃｓｏ６ｃｔｏｈ１９９０．，－［１９］０ｄｄＥＧｊｏｒｖ．ＨｉｇｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅＡｄｖａｎｃｌｉｒｃｏｎｃｒｅｔｅｔｅｃｈｎｏｌｏＣａｎａｄａｃｅｎｔｒｅｆｏｒｍｉｎｅｒａｌ，ｇｙ，ａｎｄｅｎｅｒｔｅｃｈｎｏｌｏ１９９２．ｇｙｇｙ，２０－徐惠芬．０［］．我国高强混凝土的配制和应用［ＪＩ混凝土１９９５１１．，，［２１］姜睿．超高强混凝土组合住抗震性能的试验研究［Ｄ］．大连：大连理工大学，２００７．２２００２００３３２９４８－５０路来军．［］？国家大剧院Ｃ１超高性能混凝土施工技术Ｐ］．施工技术：，，（）２３－［郭佩玲．Ｃ１００超Ｊ．混凝土２００３Ｎｏ７：４８３］，史冬青等高强本送泡凝土在沈阳远吉大厦工程中应用［］，，１．２４ＯＯ１－李伟中；２００Ｎ９８２［］．Ｃｌ超高性能混凝土（０１？）超高菜送［Ｊ］．混凝土９ｏ：８４．，，（）。＿－５２－ 大连理工大学硕士学位论文２６ＳｈｅｒｉｆＥＴＧｒｅｏ．ｂｏｏｉ．ｈａｎｄｄｕｃｔｉｌｉｔｒｅｔｅｅｎｃａｓｅｄｃｏｍｉｔｉＤＰａａｎＳＤＳｔｒｅｎｔｏｆｃｏｎｃｏｓｅ［］，ｇｙＧｊｇｙｐ－ｃｏ．１．ｌｕｍｎｓＪＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ９９９１２５９：１００９１０１９，，［］ｇｇ（）－２１Ｒ．ｉｄｅｓＪＭＳｅｉｓｍｉｃｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｔｅｅｌｅｎｃａｓｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｃｏ］ｕｍｎｓＪ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａｌ［］ｐ［］Ｅｎ－ｉｎｅｅｒ１１：２４７４２４９４．ｉｎ９９４２０８ｇｇ，，（）２８周起敬，姜维山泰华．钢与混凝土组合结构设计施工手册［Ｍ．北京：中国建筑工业出版社１９９［］，潘，］１．２９．钢骨超高强混凝土短柱的力学性能试验研究Ｄ．孙根勤．大连：大连理工大学２００５，［］［］３０Ｎ－叶列平．钢骨混凝土柱的设计方法Ｊ１９：１２．．建９７ｏ５８［］筑结构，，［］－３．．［１］平振东型钢混凝土结构在国内外的研究及工程应用［Ｊ］四川建筑２００９２９：１９５１９７，，３２．．：大连理工大学２００９闰长旺钢骨超高强混凝土框架节点抗震性能研究［Ｄ］大连，［］３３李俊华．土［，王新堂薛建阳赵鸿铁．低周反复荷载下型钢高强混凝土柱受力性能试验研究木工程］，，－学报２００７４０７．：１丨１８，，（）３４徐世烺姜睿贾金青．钢骨超高强混凝土短柱抗震性能试验研究．大连：大连理工大学学报２００，，，，等［］７４７５６９９－：７０６．，（）３５朱伟庆贾金青孟刚Ｊ．［］．基于修正压力场理论的型钢超高强混凝土柱受剪承载力研究［建筑结构，，］２０１３４－学报３１０：１０１１０７．，，（）－３６ＪｎｎＪＺＧＭＤＹ．ｓｒｓＲＣｉｉｉａＷｄＱｉｎｈｕａｎｅｎａＬｉＳｔｏｎｈｅａｔｒｅｎｔｈｏｆＳｂｅａｍｃｏｌｕｍ［］Ｑｇ，ｇ，ｇｇ，ａｏｕｄｙｇｔ－－ｎｃｏｎｎｅｃｉｏｎｓＪ．ＡｄｗａｎｃｅｄＭａｔｅｒｉｃａｒｃ］ｌＲｅｓｅａｈ２０１２５５２６０：２５２９．［，，］３７－贾金青朱伟庆余芳等．１４６２［］．型钢超高强混凝土柱截面曲率延性研究Ｊ土木工程学报２０３１：４，，［］，，（）５１．３８．．５．厚童钢骨超高强混凝土构件力学性能的试验研究：２００［］［Ｄ］大连大连理工大学，－３９Ｌａｌ．ｒｔｉｌｌｔｈｄｉｔｉｏ［］ｌｙＨａｎｄＢｏｏｋｏｆＬａｌｌｙＣｏｌｕｍｎＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎＳｔｅｅｌＣｏｌｕｍｎｓＣｏｎｃｅｅＦｅｄＴｅｎＥ（）－ｎＭ．ＮｅｗＹｒｋｏｔＬａｌｌＣｏｌｕｍｎＣｏＭａｎｉｅｓ１９２６：８５．，［］ｙｐ４０Ｊ－．土木工程学报１９９９３２４１６２５［蔡绍怀．我国钢管混凝土结构技术的最新进展［：．，，（）］］４１１－钟善桐．１９８０：６７１，，王用纯．钢管混凝土轴心受压构件计算理论的研究［Ｊ］建筑结构学报，［］４２－汤关作招炳泉等．．建筑结构学报１９８２３１１３：３１［］，，钢管混凝土基本力学性能研究［Ｊ］，，（）－４３蔡绍怀！．１５：１３２９．．钢■９８４６［］，焦占挂管混凝土短柱的基本性能和强度计算［］建筑结构学报，，（）４４－１１：２４０蔡绍怀．钢Ｊ．９８５６３．，顾万黎管混凝土长柱的性能和强度计算［建筑结构学报，，［］］（）１－４５蔡绍怀．Ｊ．９８５６４：３２４１．，邸小坛钢管混凝土偏压柱的性能和强度计算［建筑结构学报，［］］，（）－４６顾维平．钢管高强混凝土长柱性能和承载能力的研究Ｊ．建筑科学］９９】３３８．，蔡绍怀，冯文林，，（［］［］）－４７．．９９３３［顾维平：８１］，蔡绍怀，冯文林钢管高强混凝土偏压柱性能与承载能力的研究ｍ建筑科学，１，（）２．４８谭克锋．．］９９９，蒲心诚蔡绍怀钢管超高强混凝土的性能与极限承载能力的研究［Ｊ］建筑结构学报，［］，，－２０１：１０１５．（）．４９谭克锋．钢Ｊ［］，蒲心诚管超高强混凝土长柱及偏压柱的性能与极限承载能力的研究建筑结构学报，［］２０００２－１２：１２１９．，（）［５０］王玉银，张素梅．圆钢管高强混凝土轴压短柱基本性能研究［ｊ］．哈尔滨工业大学学报，２００５，３７（增刊）：－１００１０３．－５－３ 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大连理工大学硕士学位论文［７３］ＴｏｍｉｉＭ，ＳａｋｉｎｏＫ，ＸｉａｏＹ，ＷａｔａｎａｂｅＫ．Ｅａｒｔｈｑｕａｋｅｒｅｓｉｓｔｉｎｇｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｓｈｏｒｔｃｏｌｕｍｎｓｃｏｎｆｉｎｅｄｂｙｓｔｅｅｌｔｕｂｅ［Ｃ］．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｏｆｔｈｅＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｐｅｃｉａｌｉｔｙ－ＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｏｎｃｒｅｔｅＦｅｄｒｒｕｃｕｒ．ａｒｂｎｎａ：１１．ｉｌｌＳｔｅｅｌＴｕｂｕｌａＳｔｔｅｓＨｉＣｈｉ１９８５９１２５，，＇７４ＭＤ－ｒｔ．Ｏｌ．Ｂｗｌｄｃｏｎｃａｉｎ．ＳｈｅａＲｕｓｓｓｅｌＱ．ｒｉｄｅ．ＤｅｓｉｎｏｆｃｉｒｃｕｌａｒｔｈｉｎａｌｅｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｓｔｅｅｌｔｕｂｅｓＪ．［］，ｇｇ［］－ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａ１１．ｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ２０００２６１１：１２９５３０３ｇｇ，，（）－７５ｅ．ｓ．．．．Ｒａｎｄａｄａａｎｅ．．ｏｎｆｉｎｅｍｅｎｔｅｆｆｔｎｈＭｉＨＫｉｉｏｕｓｉＰＤＥｈｓａｎｉ．ＭＳａｔｍｓｈＨＣｅｃｓｏｉｈｓｔｒｅｎｇｔｈｃ［］，，ｇ－ｏｎｃｒｅｔｅＪ．ＡＣＩＳｔｔｒａ１ｒｕｃｕｌＪｏｕｒｎａｌ２００９８４：５４８５５３．，，［］（）７６ＰｅＭ－ｔｅｒｃａｔｅｅｒＪｏｈｎＦ．ＢｏｎａｃｃｉａｎｄＭｏｈａｍｅｄＬａｃｈｅｍｉ．Ｃｏｍｏｓｉｔｅｒｅｓｏｎｓｅｏｆｈｉｈｓｔｒｅｎｔｈｃｏｎ［］，ｐｐｇｇＣｎｆ－ｒｅｔｅｃｏｉｎｅｄｂｒｃｕａｓｅｅＪ．ＡＩｒｃｕｒａＪｏｒ１２８：１１１ｙｃｉｌｒｔｅｌｔｕｂＣＳｔｕｔｌｕｎａｌ２００２８０７３０８［］，，（）７７－．肖岩套管钢筋混凝土柱结构的发展和展望ｍ．土木工程学报２００４３７４：８１２．［］，，（）７８Ｘ．ｉａｏＹａｎＨＥＷｅｎｈｉ，ｏｉａｏｎｖｌｏｅｎｔｏｆｃｏｎｆｉｎｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄｔｕｂｕＩａｒＣＣＦ，ｕＭａＸＤｅｅ［］ｙｏｇｐｍ（Ｔｃｏ－ｌｕｍｓＪＪｏｕｒｎａｌｏｆＢｕｉｌｄｉｎＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ２００４２５６：５９６６．），，［］ｇ（）７９ＨａｎＬＨＹａｏＧＨｈｅｎＺＰＹｕ．ｒｖｉｍｅｎｔａｌｂｅｈａｉｏｒｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅｃｏｎｆｉｎｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅＳＴ，Ｃ，Ｅｘｐｅ［］，Ｑ（ＣＣｃｏ－ｌｕｍｎＪ．Ｓｔｅｅｎｄｏｍｏｉｅｒｕｒｅｓ２００５５６４５９４８４．ｌａＣｓｔＳｔｃｔｕ：），，［］ｐ（）８０一钢筋混凝土梁节点滞回性能实验研究Ｄ王再峰．钢管约束混凝土柱．福州：福２００６．［］］州大学，［８１周绪红．钢管约束混凝土柱的性能与设计．２０１０Ｍ：科．，刘界鹏北京学出版社，［］［］一８２王正平混凝土轴压试验研究Ｊ２０－肖建庄１１３２６９２，杨洁，黄杰．钢管约束再生．建筑结构学报，：［］，［］，（）９８．８３Ｊ．１陈宗平．钢土木工程学报２０３［］，柯晓军，薛建阳，苏益声管约束再生混凝土受力机理及强度计算［］，，４６２－７７；７０．（）８４张小东马忠吉等■！．２０１１４１［］．钢管约束钢筋混凝土转换短柱抗震性能试验研究［建筑结构学报，，］，，６－：９１９３．（）８５．高纵筋率钢管约束混凝土结构梁柱节点的轴压力学性能Ｄ．２０肖良才哈尔滨工业大学１１．，［］［］８６周绪红闫标甘丹刘界鹏．圆钢管约束钢筋混凝土梁柱水平加腋节点轴压力学性能试验研究．［］，，，ｙ］－建筑结构学报２０１３３４增刊）６５．：５９，，（８７周绪红刘界鹏．钢管约束混凝土柱的性能与设计：２０１０．Ｍ．，北京科学出版社，［］［］－８８Ｂ．Ｄ．ＳｃｏｔｔＲ．Ｐａｒｋ．Ｊ．Ｎ．Ｐｒｔｉ［Ｍｉｅｓｔｌｅ．ＳｒｅｓｓｓｔｒａｎＢｅｈａｖｉｏｒｏｆＣｏｎｃｒｅｔｅＣｏｎｆｉｎｅｄｂｙｖｅｒｌａｉｎ］，，ｙＯｐｐｇｗａｎｄ－ＨｏｏｓａｔＬｏＨ．Ａ２ｐｉｈＳｔｒａｉｎＲａｔｅｓＪＣＩＪｏｕｍａｌ１９８２７９：１３２７．ｇ，，［］（）－８９Ｊ．Ｂｎｄｅｒ．Ｊ．．ＰｒＲＰａ．ｅｏｒｅｓｓｒａｎＭｏｄｅｏｒｎｆｉｎｅｄｒｅＪＪ．ＭａＭＮｅｓｔｌｅ．ｒｋＴｈｒｅｔｉｃａｌＳｔＳｔｉｌｆＣｏＣｏｎｃｔｅ，，［］ｙ［］－ｏｕｍａｌｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ１１１９８８１４８：１８０４８２６ｇｇ，，（）－９０过镇海，时旭东．钢筋混凝土原理和分析［Ｍ］．北京：］．［］：清华大学出版社２０（Ｂ７０１７４，９１青山博之．现代高层钢筋混凝土结构设计［Ｍ］．张川，译．重庆：重庆大学岀版社：２００６．［］９２张素梅．．土木工程，刘界鹏，马乐，邢涛钢管约束高强混凝土轴压短柱的试验研究与承载力分析［Ｊ］［］学报２００７４０３２４－：３１．，，（）９３赵均海：．．强度理论及工程应用Ｍ．北京科学出版社２００３，［］［］９４ＲｉｃｈａｒｔＦ．ＥＢｒａｎｄｔｚａｅＡ．ＢｒｏｗｎＲＬ．Ａｕｄｏｆｉｌｕｒｒｅｎｄｅｏｍｂｎ［］．ｓｔｔｈｅｆａｅｏｆｃｏｎｃｔｅｕｒｃｉｅｄｃ，ｇ，ｙｏｍｒｅｓｓ．ｉｖｅｓｔｒｅｓｓＲＵｒｂａｎａＣｈａｍａｉｎ：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＩｌｌｉｎｏｉｓａｔＵｒｂａｎａＣｈａｍａｉｎ１９２８ｐ，［］ｐｇｙｐｇ９５ｒｍａｎＡ－ＭｉｉｒＳｈａｈａｗｙＭ．ＡｌＦＲＰｃｏｎｃｒｅｅｃｏｍｏｓｉｔｅｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｆｏｒｔｈｅｉｎｆｒａｒｕｒｅ，ｎｏｖｅｔｓｔｃｔｕ［］ｐＭ－Ａ．Ｉｎ：ＡＳＣＥ．ＰｒｏｃｅｅｄｓｒｕｃｒｒｅＸＩＩＩ．Ｂ１１１６．［］ｉｎＳｔｔｕｅｓＣｏｎｓｓＣｏｓｔｏｎ：ａｓｓ９９５：６６３６６ｇｇ，［］－５５－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究［９６徐积善．强度理论及其应用［Ｍ］．北京：水利水电出版社１９８４．］，［９７钟善桐．钢管浪凝土结构［Ｍｌ．哈尔滨：黑龙江科学技术出版社，１９８７．１［９８］蔡绍怀．钢管混凝土结构极限分析［Ｒ］．北京：中国建筑科学研究院结构所，１９８８．９９中华人民共和国国家标准－．ＧＢ／ｒ２２８２００２．金属材料室温拉伸试验方法［Ｓ．北京：中国标准出版社［］］，２００２．－１００中华人民共和国国家标准．．ＧＢ５０１５２９２．混凝土结构试验方法标准［Ｓ］．中国标准出版社９９２［］，１１０１ＳｕｍｅｉＺｈａｎＬａｎｈｕｉＧｕｏＺａ．ｉｌｉＹｅＹｕｉｎＷａｎＢｅｈａｖｉｏｒｏｆｓｔｅｅｌｔｕｂｅａｎｄｉ［］ｇ，，，ｙｇｇｃｏｎｆｎｅｄｈ－ｉｈｓｔｒｅｎｔｈｃｏｎｃｒｅｔｅｆｏｒｃｏｎｃｒｅｔｅｆｉｌｌｅｄＲＨＳｔｕｂｅｓ［Ｊ］．Ａｄｖａｎｃｅｉｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｅｎｉｎｅｅｒｉｎ２００ｇｇｇｇ，？５８１：１８．，（）－５６－ 大连理工大学硕士学位论文附录Ａ双向应力状态的应力弹塑性计算程序根据文献１０１中，由弹塑性微分胡克定律表达式推导而来的递归表达式，弹性阶段［］由Ｅｘｃｅｌ可较为容易地求解，弹塑性阶段和塑性阶的其本质就是二元二次递归方程组的ｌｅ：求解，由Ｍａｐ软件求解，程序如下（１）弹塑性阶段：＞＝＇＾＇＾＊＇＾－ＳＺ：ｓｈ２＋ｓｖ２ｓｈｓｖ．５（）；＝＞ｅｓ：１８００００；＞＝ｓｈ：６．６５ｐ；＝＞－ｓｖ：２０５．１４ｐ；＝＊＞－－＋ｍｉｕｓｐ：．１６７ｓｚ２１０／（３１０２１０．２９（（）））；＃参数定义＞＝＝ｓｔｒａｉｎ１：ａｒｒａ（ｌ．．２３３１．．１ｓｔｒａｉｎ！：ａｒｒａ１．．２３３１．．１ｙ，）；ｙ（，）；＝ｒｅｓｕｌｔ：ａｒｒａｙ（ｌ．．２３３，１．．３）；＝＝ｓｈｓｈ：ａｒｒａｙ（１．．２３３，１．．１）；ｓｖｓｖ：ａｒｒａｙ（１．．２３３，１？？１）；＝＝ｓｈｒｒａ２３３１２３３１１ｘｘ：ａ１．．１．．１ｘｘｓｖ：ａｒｒａ．．．．ｙ（，）；ｙ（，）；＞ｗｉｔｈＥｘｃｅｌＴｏｏｌｓ（）；＂＂＝ｘ－ｓｔｒａｉｎｌ：ＥｃｅｌＴｏｏｌｓ：ＩｍｏｒｔＣ：＼＼Ｕｓｅｒｓ＼＼ＭｒＺｈａｎ＼＼Ｄｏｃｕｍｅｎｔｓ＼＼Ｍａｐｌｅ＼＼ｓｔｒａｍｌ．ｘｌｓｘｐ（ｇ，＂＂Ｓｈｅｅｔｌ）；＝＂＂ｓｒａｎ２－ｍｔｉ：ＥｘｃｅｌＴｏｏｌｓ：ＩｏｒｔＣ：＼＼Ｕｓｅｒｓ＼＼ＭｒＺｈａｎ＼＼Ｄｏｃｕｍｅｎｔｓ＼＼Ｍａｌｅ＼＼ｓｔｒａｉｎ２ｌｓｘｐ（ｇｐ．ｘ，＂Ｓｈｅｅｔｒ）；＃读取应力应变差值＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ１３１ｔｏ１３１ｄｏ＝＝＊＊＇＾＝ｒｅｓｕｌｔｉｖｈ＋ｎ＋ｍｉｎｉ－ｖ１：ｓｏｌｅｓｈｓｅｔｓｓｔｒａｉｌｉｌｉｕｓｓｔｒａ２ｌ／ｌｍｉｕｓ２ｓ［，］（｛ｐ（［，］ｐ［，］）（ｐ），＊＊＾＋ｅｍｌ－２ｓｖｔｓｉｕｓｐｓｔｒａｉｎｌｉ＋ｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｌｉｍ；ｘｓｓｈｓｖｐ［，，（，］［，］）（ｐ）｝｛｝）ｅｎｄｄｏ；＞＝＝ｘｘｓｈ１３１，１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔ１３１１ｓｈｘｘｓｖ１３１１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔ１３１１ｓｖ［］（［，］，）；［，］（［，］，）；＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ１３２ｔｏ２３３ｄｏ＝＝＝ｘｘｓｈ－－［ｉ１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｉｌ１１ｓｈｘｘｓｖｉ１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｉｌ１１ｓｖｒｅｓｕｌｔｉ１：，］（［，］［］，）；［，］（［，］［］，）；［，］＝＊＊＇＾＝－ｓｏＩｖｅｓｈｘｘｓｈｉ１＋ｅｔｓｓｔｒａｉｎｌｉｌ＋ｎｕｕｓｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｌｍｉｕｓ２ｓｖｘｘｓｖｉ（｛［，，］（［，］ｐ［，］）（ｐ），［＊＊＾＋＋－１ｅｔｓｍｉｕｓｓｔｒａｉｎｌｉｌｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｌｍｉｕｓ２ｓｈｓｖ，，，］（ｐ［］［，］）（ｐ）｝（｝）ｅｎｄｄｏ；＃应力计算＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ１３１ｔｏ２３３ｄｏｘｘｓｈｉ１［，］５７ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究ｅｎｄｄｏ；＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ１３１ｔｏ２３３ｄｏｘｘｓｖｉ１［，］ｅｎｄｄｏ；＃分别读取横向应力和纵向应力的结果数值＂＂＞ｗｒｉｔｅｄａｔａｅ：＼＼ｍａｌｅｒｅｓｕｌｔｔａｎｓｕｘｉｎ＼＼ｒｅｓｕｌｔｓｈ．ｔｘｔｘｘｓｈｆｌｏａｔｒｏｃｆｘｒｉｎｔｆｆ，％ａ，ｘ（ｐ＿＿ｇ＿，，，ｐ（，）＾（）ｅｎｄｒｏｃ）；ｐ＂＂＞ｗｒｉｔｅｄａｔａｅ：Ｗｍａｌｅｒｅｓｕｌｔｔａｎｓｉｉｘｉｎ＼＼ｒｅｓｕｌｔｓｖ．ｔｘｔｘｘｓｖｆｌｏａｔｒｏｃｆｘ）ｒｉｎｔｆｆ，％ａｘ（ｐ＿＿ｇ＿，，，ｐ（，）Ｑ（，）ｅｎｄｒｏｃ；ｐ）＃将横向应力和纵向应力的计算结果写入ｅ盘文件（２）塑性阶段：＝ＡＡ＊＞ｈ２＋２－ｈ、ＳＺ：ｓｓｖｓｓｖ５（）；＝＞ｓｈｌ：６．６５；＝ｖｌ－＞：２０５１４ｓ．；＞＝ｅｓ：１８０；＞＝＊＋ｓｃ：ｌ／３ｓｈｓｖｐ（；）＝＊＞－ｈｉｅ；０．３ｅ２ｅｓｐ；＝＊ｈ＊＾＊＞／：２ｉｅｓｚ２９ｅｓ；ｐｐ（）＝＞ｈｉｈ－ｓｐｅ：ｓｓｃｐ；＞＝ｖ－ｓｉｅ：ｓｖｓｃｐｐ；＞＝ｍｉｌｌｓ：０．５；＃参数定义＞＝＝ｓｔｒａｉｎｌ：ａｒｒａｌ．．３３８１１ｓｔｒａｉｎ２：ａｒｒａｌ．．３３８１．．１ｙ（，）；ｙ（，）；＝ｒｅｓｕｌｔ：ａｒｒａｌ．．３３８１．．３ｙ（，）；＝＝ｓｈｓｈａｓａ．：ｒｒａｙ１．．３３８１．．１ｖｓｖ：ｒｒａｌ．３３８１？？１（，）；ｙ（，）；＝＝ｘｘｓｈ：ａｒｒａｙ１．．３３８，１．．１；ｘｘｓｖ：ａｒｒａｙ１．．３３８，１．．１；（）（）＝＝ｙｙｓｈ：ａｒｒａｙｌ．．３３８，１．．１；ｙｙｓｖ：ａｒｒａｙ（ｌ３３８，１．．１；（））＃数组定义＞ｗｉｔｈＥｘｃｅｌＴｏｏｌｓ；（）＝＂＂－ｓｔｒａ：ｘｃｅｏｏｓ：ｏｒ＼＼ｅｒｓａｎｏｃｕｍｅｎｔｓｌｅ＼＼ｓｎ．ｘｌｓｘｉｎｌＥｌＴｌＩｍｔＣ：Ｕｓ＼＼ＭｒＺｈ＼＼Ｄ＼．＼Ｍａｔｒ６ｉｉｌｐ（ｇｐ，＂＂Ｓｈｅｅｔｌ；）＝＂＂ｓｒａ－ｔｉｎ！；ＥｘｃｅｌＴｏｏｌｓ：ＩｍｏｒｔＣ：＼＼Ｕｓｅｒｓ＼＼ＭｒＺｈａｎ＼＼Ｄｏｃｍｎｅｎｔｓ＼＼Ｍａｐｌｅ＼＼ｓｔｒａｉｉｉ２．ｘｌｓｘｐ（ｇ，＂＂Ｓｈｅｅｔｌ）；＃读取应变差值＞ｆｏｒｉｆｒｏｍｏ２９４ｔ２９４ｄｏ＝＝＊＾＊＊ｒｅｓｕｌｔｉ１：ｓｏｌｖｅｓｈｓｈｌ＋ｅｓｓｖｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎｌｉ［，］（｛（（ｐｐ），［＊＝＋－＊ｖ＋２＊＊ｎ２１ｓｈｐｉｅｓｐｉｅｍｉｕｓｐｓｔｒａｉｉｌ／ｓｖ，ｑ，］（）［］）＊＊＊＊＇＾＋ｅ－＊＊＊ｓｖｌｓｓｈｉｅｓｖｉｅ＋２ｍｉｕｓｓｔｒａｉｎｌｉ１＋ｓｈｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｓｈｓｖ（（ｐｐｐ）［，］（ｐｐ）［，］）ｑ｝，｛，｝）ｅｎｄｄｏ；＞＝＝ｘｘｓｈ２９４１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔ２９４１１ｓｈｘｘｓｖ２９４１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔ２９４１１ｓｖ［，］（［，］［］，）；［，］（［，］［］，）；＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ２９５ｔｏ３３８ｄｏ＝－ｘｘｓｈｉ１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｉｌ１１ｓｈ［，］（［，］［］，）；５８ 大连理工大学硕士学位论文＝ｓｖ－ｘｘｉ１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｉｌ１１ｓｖ［，］（［，］［］，）；＝ｓｈ－ｉ１：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｉｌ１２ｓｈｙｙ［，］（［，］［］，）；＝ｓｖ－ｉＩ：ｓｕｂｓｒｅｓｕｌｔｌ１２ｓｖｙｙ［，］（ｐ，］［］，）；＝ｉｆｔｅｘｘｓｈ［ｉ１ｒｅａｌｃｏｎｓｆａｌｓｅｔｈｅｎｙｐ（，］，）＝＝＋＊＾＊＊ｒｅｓｕｌｔ１：ｓｏｌｖｅ（｛ｓｈｓｈｉｌｅｓｓｖｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎｌｉｐ，］ｙｙ［，］（（ｐｐ），［＋－＊＋２＊＊＊＝１ｓｈｉｅｓｖｉｅｉｎｉｕｓｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｓｖｓｖｉ，，］（ｐｐｐ）［］）ｑ，ｙｙ［＊＊＊＊＊＇＾＊＊＋－ｈ＋２＋ｌｅｓｓｉｅｓｖｉｅｍｉｕｓｓｔｒａｉｎ］ｉｌｓｈｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｓｈｓｖ］（（ｐｐｐ）［，］（ｐｐ）［，］）ｑ｝，｛，｝）ｅｌｓｅ＝＝＊＾＊＊ｒｅｓｕｌｔｉ１：ｓｏｌｖｅｓｈｘｘｓｈｉｌ＋ｅｓｓｖｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎｌｉ［，］（｛［，］（（ｐｐ）［，＋－＊＋２＊ｍ＊＊＝１ｓｈｉｅｓｖｉｅｉｕｓｓｔｒａｍ２ｉｌ／ｓｖｘｘｓｖｉ］（ｐｐｐ）［，］）ｑ，［，＊＊＊＾＊＊＋ｅ－ｈ＊＊１ｓｓｐｉｅｓｙｐｉｅ＋２ｍｉｕｓｐｓｔｒａｉｎｌｉｌ＋ｓｈｉｅ２＋２ｓｔｒａｉｎ２ｉｌ／ｓｈｓｖ，ｐｐ，］ｑ，，］（（）［］（）［）｝｛｝）ｅｎｄｉｆｅｎｄｄｏ；＞ｆｉｏｒｆｒｏｍ２９４ｔｏ３３８ｄｏ＝ｉｆｔｙｐｅｘｘｓｈｉ１ｒｅａｌｃｏｎｓｆａｌｓｅｔｈｅｎ（［，］，）＝ｓｈｓｈｉ１：ｓｈｉ１［，］ｙｙ［，］；＝ｓｖｓｖ［ｉ，１］；ｙｙｓｖ［ｉ，１］ｅｌｓｅ＝ｓｈｓｈ［ｉ，１］：ｘｘｓｈ［ｉ，１］；＝ｓｖｓｖ［ｉ，１］：ｘｘｓｖ［ｉ，１］ｅｎｄｉｆｅｎｄｄｏ；＃计算应力＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ２９４ｔｏ３３８ｄｏｓｈｓｈｉ，１［］ｅｎｄｄｏ；＞ｆｏｒｉｆｒｏｍ２９４ｔｏ３３８ｄｏｓｖｓｖｉ１［，］ｅｎｄｄｏ；＃分别读取横向应力和纵向应力的数值＂＂＞ｗｒｉｔｅｄａｔａｅ：＼＼ｍａ］ｅｒｅｓｕｌｔｓｕｘｉｎｉａｎｈｕａ＼＼ｒｅｓｕｌｔｓｈ．ｔｘｔｓｈｓｈ，ｆｌｏａｔｒｏｃｆｘ（ｐ＿＿ｇｑｇ＿，，ｐ（，）ｒｉｎｆ％ａ］ｔ（ｆｘｅｎｄｒｏｃ＾，）；，ｐ）＂＂＞＼ｖｒｉｔｅｄａｔａ（ｅ：＼＼ｍａｐｌｅｅｓｉｉｌｔｓｕｘｉｎｇｑｉａｎｇｈｕａ＼＼ｒｅｓｕｌｔｓｖ．ｔｘｔ，ｓｖｓｖ，ｆｌｏａｔ，ｐｒｏｃ（ｆ，ｘ）＿ｊ＿＿年ｒｉｎｔｆ（ｆ，％ａ，Ｘ）ｅｎｄｐｒｏｃ）；＃将横向应力和纵向应力的计算结果写入ｅ盘文件－５９－ 圆钢管约束型钢超高强混凝土短柱轴压受力性能研究攻读硕士学位期间发表学术论文情况－１．王吉忠刘连麻叶浩．钢管混凝土组合柱在我国的研究进展与展望［Ｊ］．，，水一２０３－利与建筑工程学报，１４１２（４）：１４１４９（已，，录用本硕士论文第章）２．王吉忠，刘连鹏墨林，贾金青．圆钢管约束钢骨超高强混凝土轴压短柱，孙力学性能试验研究［Ｊ］．工程力学（已投稿，本硕士论文第三、四章）－－６０ 大连理工大学硕士学位论文致谢桂蒋光阴，三年时光稍纵即逝，步入研究生之后，在工作学习上、在生活观念上、在人生理想上都获得了成长，这都离不开我的老师与亲朋好友，是他们对我的支持和鼓励才能够支撑起我强大的信念。在此，谨向他们表示我最衷心的感谢：我能够在学习—王吉、科研、生活、工作上能够有这么多的收获离不开我的导师忠老师对我的关怀和照顾，无论在课题的进展还是学习和生活的观念上，鄙得到了王老师殷切的指导。王老师的敬业精神、平易近人的人格魅力以及渊博的学识耳孺目染地传“递给学生；王老师的待人接物和为人处世的人生态度使学生受益匪浅；王老师的心胸敦”兮其若朴，矿兮其若谷，令学生折服。在此谨向我敬爱的导师表示最真挚的感谢和最衷心的祝福。感谢贾金青教授、杨有福教授、王言嘉教授和结构工程实验室刘毅老师、王志刚老、师曲秀华老师在我研究生学习期间和课题试验期间对我的指导和帮助，祝福各位老师．！家庭和睦，工作顺利、朱伟庆、对孟刚、李耘雨、董晓松、张利花、冉江华刘玉雷等博士和硕士师兄师姐对我在试验期间给予的无私帮助表示衷心的感谢，特别感谢工程力学系丛杰博士和张靖博士对我程序编写方面的帮助。同时感谢同窗好友于洪壮、孟笑、孟春媛、陆超、张延泰、姬仁楠、李職希、段小亮、朵润民、张所东、张善良以及师弟孙墨林、张松平、王利兴对我的试验所做出的无私帮助，我永远记得你们陪伴我汗洒混凝土的场面，祝福！你们在未来的人生路中事业有成，前程似锦最后，我要深深感谢我的父母：，在生活中给予我的精神和物质支持伟大的爱让你们在巨大的生活面前为了你们的儿子不畏艰辛、劳苦工作；伟大的宽容之心让你们谅解了儿子的百般不是和错误；没有你们，我不会能够坚持走到现在，没有你们我也不！会有今天的成绩。我也定将努力拼搏，不忘深恩到違鵬２０１５年４月１日－６－１ 大连理工大学硕士学位论文大连理工大学学位论文版权使用授权书本人完全了解学校有关学位论文知识产权的规定，在校攻读学位期间论文工作的知识产权属于大连理工大学，允许论文被查阅和借阅。学校有权保留论文并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，可以将、本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印缩印、或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。学位论文题目：雄神砂ｆｅ＃作者签名：日期：＞０於年月》日—：日期年日导师签名＿＾＾＾＾ｉ月Ｉ６２
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