申 波，馬克儉，胡 嵐，鄧長(zhǎng)根

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.貴州大學(xué) 空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴州 貴陽(yáng) 550003；3.同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系，上海 200092）

針對(duì)網(wǎng)架、網(wǎng)殼等空間結(jié)構(gòu)極限承載力的非線 性分析，沈祖炎等[1］研究了鉸接圓鋼管在彈性到彈塑性全過(guò)程中軸壓力與軸向位移的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)鋼管的極限承載力低于其歐拉臨界荷載，遠(yuǎn)低于鋼管的屈服荷載，同時(shí)鋼管的初彎曲對(duì)其極限承載力的影響較大.套管構(gòu)件是一種新型的無(wú)粘結(jié)支撐，它是由具有間隙的內(nèi)核與套筒組成，套筒能顯著提高內(nèi)核的受壓承載力[2－7］.套管構(gòu)件可以應(yīng)用于大跨空間結(jié)構(gòu)，也可以應(yīng)用于現(xiàn)有結(jié)構(gòu)的加固.

文獻(xiàn)[3－4］通過(guò)試驗(yàn)與理論研究了柔性套筒約束下內(nèi)核的軸壓承載力，發(fā)現(xiàn)內(nèi)核的應(yīng)力可以達(dá)到屈服應(yīng)力.文獻(xiàn)[5］做了剛性套筒約束下軸壓內(nèi)核的縮尺模型試驗(yàn)，研究了內(nèi)核與套筒的點(diǎn)接觸、線接觸及內(nèi)核屈曲模態(tài)的跳躍，得出了與文獻(xiàn)[3－4］相同的結(jié)論.文獻(xiàn)[6－7］利用線彈性小撓度理論研究了柔性套筒約束下軸壓無(wú)初彎曲內(nèi)核的變形過(guò)程，當(dāng)內(nèi)核足夠剛時(shí)，內(nèi)核不會(huì)由低階屈曲模態(tài)變形到高階屈曲模態(tài)，最終在線接觸階段，內(nèi)核與套筒一起發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)破壞.吳天河等[8］分析了套管構(gòu)件用于網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中的性能，發(fā)現(xiàn)套管構(gòu)件能有效控制壓桿的失穩(wěn)、改善網(wǎng)架的局部應(yīng)力，能顯著提高網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的極限承載力.

上述文獻(xiàn)，在理論方面，沒(méi)有研究?jī)?nèi)核的初彎曲對(duì)內(nèi)核變形過(guò)程的影響，在試驗(yàn)方面，沒(méi)有研究柔性套筒約束下內(nèi)核的變形過(guò)程，在應(yīng)用方面，沒(méi)有給出套管構(gòu)件的設(shè)計(jì)公式，也沒(méi)有給出內(nèi)核軸力－軸向位移的非線性計(jì)算模型.本文首先利用線彈性小撓度理論研究了柔性套筒約束下軸壓內(nèi)核的變形過(guò)程，內(nèi)核具有1階、2階混合屈曲模態(tài)初彎曲.隨后進(jìn)行了6個(gè)套管構(gòu)件的試驗(yàn)研究，其中3個(gè)套管構(gòu)件的內(nèi)核、套筒為圓鋼管，用以研究?jī)?nèi)核的極限承載力及其相關(guān)構(gòu)造；另3個(gè)套管構(gòu)件的內(nèi)核為鋼板、套筒為綴板式格構(gòu)構(gòu)件，用以研究?jī)?nèi)核的變形過(guò)程.6個(gè)套管構(gòu)件的試驗(yàn)結(jié)果均與理論結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析.最后建議了套管構(gòu)件承載力的計(jì)算方法，并提出了內(nèi)核軸力－軸向位移的非線性計(jì)算模型，可為工程實(shí)踐提供參考.

1 套管構(gòu)件的理論研究

1.1 力學(xué)模型簡(jiǎn)化

內(nèi)核長(zhǎng)度略大于套筒長(zhǎng)度，內(nèi)核承受壓力，套筒抵抗彎曲，內(nèi)核兩端與結(jié)構(gòu)的其他構(gòu)件鉸接.內(nèi)核與套筒的端部一端為鉸接連接，一端為滑動(dòng)連接[6］.本文采用以下基本假定：內(nèi)核與套筒等長(zhǎng)，內(nèi)核與套筒在連接處為鉸接，如圖1所示.內(nèi)核具有1階、2階混合屈曲模態(tài)的初彎曲，套筒無(wú)初彎曲，材料為線彈性，變形為小變形，忽略內(nèi)核與套筒之間的摩擦力.

圖1 套管構(gòu)件的力學(xué)模型Fig.1 Mechanical model of the sleeved column

1.2 理論結(jié)果

本文中作如下符號(hào)約定：字母上帶橫線的表示有量綱量，字母上不帶橫線的表示相應(yīng)的無(wú)量綱量；下標(biāo)i表示內(nèi)核的相關(guān)物理量，下標(biāo)e表示套筒的相關(guān)物理量.如圖1所示，為內(nèi)核承受的軸向壓力，為軸向坐標(biāo)為內(nèi)核與套筒長(zhǎng)度，為內(nèi)核與套筒凈間隙，數(shù)值為套筒內(nèi)壁與內(nèi)核外表面之間的間距為內(nèi)核的總撓度（增量撓度與初撓度之和），和分別為內(nèi)核和套筒的抗彎剛度.其他物理量采用常用習(xí)慣和分別為內(nèi)核的初撓度，1階屈曲模態(tài)初彎曲幅值和2階屈曲模態(tài)初彎曲幅值，分別為內(nèi)核與套筒的長(zhǎng)細(xì)比，，分別為內(nèi)核與套筒彎矩，為內(nèi)核與套筒左端鉸接處的支反力為內(nèi)核與套筒右端鉸接處的支反力，≥0為點(diǎn)接觸時(shí)內(nèi)核與套筒的集中接觸力，為內(nèi)核增量撓度產(chǎn)生的軸向位移，其為內(nèi)核的總撓度與初撓度所產(chǎn)生的軸向位移之差，為內(nèi)核的總軸向位移，其為內(nèi)核增量撓度產(chǎn)生的軸向位移與軸向壓縮產(chǎn)生的軸向位移之和.在圖2中，為左邊的鉸接點(diǎn)與接觸點(diǎn)之間的長(zhǎng)度.設(shè)，定義無(wú)量綱量：

圖2 套管構(gòu)件點(diǎn)接觸受力圖Fig.2 Diagrams of loads and contact reactions during point contact

當(dāng)內(nèi)核與套筒未接觸時(shí)，內(nèi)核的撓度、彎矩、軸向位移及ηN見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.當(dāng)內(nèi)核與套筒點(diǎn)接觸時(shí)，如圖2所示，根據(jù)小撓度理論、無(wú)量綱變量定義、邊界及協(xié)調(diào)條件[9－10］，經(jīng)過(guò)演算，得到內(nèi)核、套筒的以下物理量（當(dāng)ηN≤η≤ηP時(shí)）：

當(dāng)內(nèi)核與套筒出現(xiàn)線接觸、同側(cè)兩點(diǎn)接觸、異側(cè)兩點(diǎn)接觸、異側(cè)兩段線接觸時(shí)，內(nèi)核、套筒的撓度、彎矩、軸向位移見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.

2 套管構(gòu)件的試驗(yàn)研究

2.1 影響套管構(gòu)件的因素

在本試驗(yàn)中，內(nèi)核與套筒均采用鋼材，其所用截面形式具有以下2種：1）A試件，內(nèi)核與套筒均采用無(wú)縫圓鋼管，所用材料均為Q235BF鋼材.2）B試件，內(nèi)核采用狹長(zhǎng)矩形截面，套筒為綴板式格構(gòu)構(gòu)件，其兩分肢分別為槽形截面，套筒的彎曲主軸為實(shí)軸；內(nèi)核所用材料為Q345BF鋼材，套筒所用材料為Q235BF鋼材，綴板所用材料為Q345BF鋼材.由理論分析可知，在軸向壓力作用下，影響內(nèi)核力學(xué)性能的主要參數(shù)是內(nèi)核－套筒的剛度比β、內(nèi)核的長(zhǎng)細(xì)比λi、內(nèi)核與套筒之間的凈間隙δg.確定這3個(gè)參數(shù)的相關(guān)情形如下[9］：1）當(dāng)β＜0.005時(shí)，內(nèi)核與套筒剛度比值為較?。划?dāng)0.005≤β≤0.06時(shí)，內(nèi)核與套筒剛度比值為中等大小；當(dāng)β＞0.06時(shí)，內(nèi)核與套筒剛度比值為較大；2）當(dāng)100≤λi≤150時(shí)，內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比為中等大小；當(dāng)150＜λi＜200時(shí)，內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比為較大；當(dāng)λi≥200時(shí)，內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比為特大；3）對(duì)B試件，當(dāng)δg＜0.005時(shí)，凈間隙為較小；當(dāng)0.005≤δg≤0.01時(shí)，凈間隙為中等大??；當(dāng)δg＞0.01時(shí)，凈間隙為較大.對(duì)A試件，當(dāng)δg＜δgy時(shí)，凈間隙為較小；當(dāng)δgy≤δg≤2δgy時(shí)，凈間隙為中等大??；當(dāng)δg＞2δgy時(shí)，凈間隙為較大.其中δgy為凈間隙的臨界值，確定該臨界值的公式為[9］：

式中：和分別為內(nèi)核的外直徑和計(jì)算長(zhǎng)度；為內(nèi)核材料的屈服強(qiáng)度.

根據(jù)上述分析，本試驗(yàn)的計(jì)劃表如表1所示.

表1 試驗(yàn)計(jì)劃表Tab.1 Test schedule

2.2 A和B試件的約束條件及其相關(guān)幾何尺寸

A試件的支座、內(nèi)核與套筒的連接構(gòu)造見(jiàn)文獻(xiàn)[9］，A試件幾何尺寸如表2所示，與它們相關(guān)的其它物理量如表3和表4所示.表中，和分別為內(nèi)核的外直徑與壁厚，為內(nèi)核的實(shí)際長(zhǎng)度，為內(nèi)核的計(jì)算長(zhǎng)度，為套筒的實(shí)際長(zhǎng)度，為套筒的計(jì)算長(zhǎng)度，為內(nèi)核外伸套筒的長(zhǎng)度，為內(nèi)核的屈服荷載，為1階屈曲模態(tài)初彎曲內(nèi)核與套筒剛接觸時(shí)內(nèi)核承受的軸向荷載，為套筒的塑性鉸彎矩.B試件的支座、內(nèi)核與套筒的連接構(gòu)造、B試件的截面形狀、幾何尺寸和相關(guān)的其他物理量見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.

表2 A試件的幾何尺寸Tab.2 Geometric dimensions of specimen A

表3 A試件的其他物理量（1）Tab.3 Physical quantities of specimen A（1）

表4 A試件的其他物理量（2）Tab.4 Physical quantities of specimen A（2）

2.3 A和B試件的加載裝置及加載方案

套管構(gòu)件的試驗(yàn)是在同濟(jì)大學(xué)建筑工程系試驗(yàn)室進(jìn)行的，加載裝置采用反力架與千斤頂，A試件和B試件的加載裝置見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.預(yù)加載后，對(duì)于A試件，軸向荷載由零按照試件加載的級(jí)數(shù)逐漸增加，直到不能再增加軸向荷載為止.對(duì)于B試件，采用如下的加載方案，第1種彈性加載卸載方案是：將軸向荷載由零按照試件加載的級(jí)數(shù)逐漸增加，直到軸向荷載達(dá)到彈性加載的最大軸向荷載值，然后按照該試件的卸載級(jí)數(shù)逐漸卸載，直到軸向荷載為零.第2種彈塑性加載方案是：將軸向荷載由零按照試件加載的級(jí)數(shù)逐漸增加，直到不能再增加軸向荷載為止.針對(duì)E1B（β＜0.005），除采用上述2種加載方案外，還采用第3種側(cè)向擾動(dòng)彈性加載卸載方案，該方案是在彈性加載過(guò)程中，給內(nèi)核施加瞬時(shí)的橫向力，以觀察內(nèi)核的變形過(guò)程.

2.4 A試件的加載及其結(jié)果分析

試件E1A，E2A和E3A的加載級(jí)數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.隨著軸向荷載的增加，內(nèi)核與套筒在其中部附近發(fā)生了點(diǎn)接觸，隨后內(nèi)核與套筒一起發(fā)生彎曲變形.在整個(gè)加載過(guò)程中，內(nèi)核與套筒始終在一側(cè)保持接觸，套筒發(fā)生的彎曲變形較小.最終在E1A，E2A試件內(nèi)核的兩端，E3A試件內(nèi)核的上端，出現(xiàn)屈曲，造成內(nèi)核端部的轉(zhuǎn)角過(guò)大，無(wú)法繼續(xù)加載.此時(shí)試件E1A的上支座如圖3（a）所示，下支座如圖3（b）所示，E1A內(nèi)核變形后的形狀如圖4所示.

圖3 E1A上下支座處的變形Fig.3 The support rotation of specimen E1A

圖4 E1A內(nèi)核變形后的形狀Fig.4 The inner core shape of specimen E1Aafter failure

進(jìn)行理論分析時(shí)，內(nèi)核的初彎曲取為1階、2階混合屈曲模態(tài)初彎曲，即：di1＝0.001，di2＝0.001[10］.試件E1A內(nèi)核的試驗(yàn)與理論結(jié)果對(duì)比如圖5所示，內(nèi)核在x＝0.486處的面內(nèi)撓度試驗(yàn)與理論對(duì)比如圖5（b）所示.E2A，E3A的試驗(yàn)與理論對(duì)比結(jié)果與E1A的類似[9］，在此不再贅述.

由上述圖形及試驗(yàn)過(guò)程，經(jīng)過(guò)分析可知：1）內(nèi)核軸力－總軸向位移的試驗(yàn)與理論對(duì)比較吻合，變化趨勢(shì)是一致的，驗(yàn)證了理論分析的正確性.內(nèi)核撓度、彎矩的試驗(yàn)與理論對(duì)比誤差較大，主要由以下原因所致：內(nèi)核實(shí)際的初彎曲形式與理論假設(shè)不同，內(nèi)核與套筒沒(méi)有準(zhǔn)確定位為同心圓環(huán)，內(nèi)核與套筒兩端的連接不完全是鉸接；在試驗(yàn)中，靠近內(nèi)核端部出現(xiàn)了彈塑性變形，這是彎矩的試驗(yàn)與理論差別較大的主要原因.2）隨著軸向荷載的增加，內(nèi)核彎矩較大的位置逐漸從中部移向兩端部；由于內(nèi)核套筒連接約束條件的影響，最后在靠近內(nèi)核的端部出現(xiàn)了屈曲，內(nèi)核彎矩急劇增大，發(fā)生了屈服，試驗(yàn)的內(nèi)核軸力－總軸向位移曲線的最上部，出現(xiàn)了一段近似平臺(tái).3）在試驗(yàn)中，3個(gè)試件的內(nèi)核只出現(xiàn)了與套筒未接觸、點(diǎn)接觸的變形；E1A，E2A和E3A內(nèi)核的承載力分別為其歐拉臨界荷載的1.87倍，1.79倍和2.58倍，此時(shí)套筒承受的試驗(yàn)與理論最大彎矩分別為1.50，0.90；2.27，1.17；1.35，1.41kN·m.4）3 個(gè)試件內(nèi)核的破壞形式都是端部出現(xiàn)了屈曲，該屈曲受內(nèi)核外伸套筒長(zhǎng)度及內(nèi)核兩端單向刀口鉸接支座所影響；通過(guò)減小內(nèi)核外伸套筒長(zhǎng)度并加強(qiáng)內(nèi)核的端部，可以避免或延緩內(nèi)核出現(xiàn)屈曲，顯著提高內(nèi)核的承載力.5）套筒較剛、內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比較小不利于顯著提高內(nèi)核的承載力；當(dāng)內(nèi)核－套筒之間的凈間隙較大時(shí)，會(huì)導(dǎo)致內(nèi)核與套筒接觸前內(nèi)核出現(xiàn)屈服應(yīng)力，降低內(nèi)核的承載力.

圖5 試件E1A內(nèi)核的試驗(yàn)與理論結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison between experimental and theoretical results for specimen E1A’s inner core

2.5 B試件的加載及其結(jié)果分析

試件E1B，E2B和E3B的加載方案及加載級(jí)數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[9］.在E1B，E2B和E3B的彈性加載卸載過(guò)程中，內(nèi)核與套筒分別出現(xiàn)了異側(cè)兩點(diǎn)接觸、線接觸、線接觸的變形，內(nèi)核沒(méi)有出現(xiàn)高階屈曲模態(tài)的跳躍.在E1B的側(cè)向擾動(dòng)彈性加載卸載過(guò)程中，隨著荷載的增加，內(nèi)核與套筒出現(xiàn)了異側(cè)兩點(diǎn)接觸、點(diǎn)接觸、線接觸、同側(cè)兩點(diǎn)接觸的變形，內(nèi)核由低階屈曲模態(tài)跳躍到高階屈曲模態(tài).在E1B，E2B和E3B的彈塑性加載過(guò)程中，內(nèi)核與套筒分別出現(xiàn)了異側(cè)兩段線接觸、線接觸、線接觸的變形；最終，E1B內(nèi)核的上端出現(xiàn)了屈曲，E1B套筒的彎曲變形較小，E2B和E3B的內(nèi)核沒(méi)有出現(xiàn)屈曲，E2B和E3B的套筒出現(xiàn)了較大的彎曲塑性變形，使內(nèi)核不能再繼續(xù)增加荷載.

對(duì)試件的彈性加載卸載，本文只給出它們的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)試件的彈塑性加載，本文將其試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.理論分析時(shí)，E1B內(nèi)核根據(jù)其試驗(yàn)的變形狀態(tài)，考慮無(wú)初彎曲，E2B和E3B內(nèi)核的初彎曲取為1階屈曲模態(tài)初彎曲，其最大初撓度di1＝0.001[10］.

試件E2B內(nèi)核的試驗(yàn)與理論結(jié)果對(duì)比如圖6所示.E1B和E3B的試驗(yàn)與理論對(duì)比結(jié)果與E2B的類似[9］，在此不再贅述.

圖6 試件E2B內(nèi)核的試驗(yàn)與理論結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison between experimental and theoretical results for specimen E2B’s inner core

由上述圖形及試驗(yàn)過(guò)程，經(jīng)過(guò)分析可知：1）試件在彈性加載卸載中，內(nèi)核的卸載平衡路徑與其加載平衡路徑不同，內(nèi)核的加載及卸載路徑是滯后的.2）試件的內(nèi)核軸力－總軸向位移曲線、內(nèi)核撓度、內(nèi)核彎矩的試驗(yàn)與理論對(duì)比差別較小，變化趨勢(shì)是一致的，驗(yàn)證了理論分析的正確性，B類型試件支座處的約束條件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響較A類型的小.3）由試驗(yàn)結(jié)果可知，在內(nèi)核與套筒未接觸的變形中，內(nèi)核的軸力－總軸向位移曲線較平緩，而在內(nèi)核與套筒接觸后的變形中，該曲線較陡，套筒為內(nèi)核提供了彎曲剛度.4）在E1B內(nèi)核側(cè)向擾動(dòng)彈性加載卸載的試驗(yàn)中，內(nèi)核出現(xiàn)了屈曲模態(tài)的跳躍；在E1B彈塑性加載的試驗(yàn)中，內(nèi)核上端部出現(xiàn)了屈曲，這是由于內(nèi)核外伸套筒的長(zhǎng)度較大所致；E1B，E2B和E3B內(nèi)核的承載力分別為其歐拉臨界荷載的26.40倍，24.47倍和16.24倍，此時(shí)套筒承受的試驗(yàn)與理論最大彎矩分別為0.83，0.88；3.30，2.48；1.83，2.06kN·m.5）當(dāng)內(nèi)核－套筒的剛度比值較小時(shí)，內(nèi)核可以由低階屈曲模態(tài)變形到高階屈曲模態(tài)；當(dāng)內(nèi)核－套筒的剛度比值為中等大小、較大時(shí)，內(nèi)核不出現(xiàn)屈曲模態(tài)的跳躍，只出現(xiàn)未接觸、點(diǎn)接觸、線接觸的變形，最終在線接觸階段內(nèi)核與套筒一起發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)破壞.

3 圓形管截面套管構(gòu)件的設(shè)計(jì)、構(gòu)造及計(jì)算模型

3.1 圓形管截面內(nèi)核和套筒的設(shè)計(jì)

由于套筒能為內(nèi)核提供后屈曲強(qiáng)度，內(nèi)核可以達(dá)到其屈服荷載[3－5］，同時(shí)根據(jù)本文的理論和試驗(yàn)分析，內(nèi)核、套筒設(shè)計(jì)時(shí)采用以下基本假定：1）內(nèi)核與套筒由理想彈塑性材料組成.2）當(dāng)β＞0.06時(shí)，內(nèi)核與套筒在點(diǎn)接觸階段，一起發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)破壞，其屈曲荷載為內(nèi)核與套筒作為一個(gè)桿件時(shí)的歐拉臨界力.套管構(gòu)件的承載能力極限狀態(tài)為：在點(diǎn)接觸階段，內(nèi)核的軸力達(dá)到其屈服荷載或套筒的最大彎矩達(dá)到其塑性鉸彎矩.3）設(shè)計(jì)時(shí)認(rèn)為內(nèi)核具有1階屈曲模態(tài)的初彎曲，套筒無(wú)初彎曲.

3.2 圓形管截面內(nèi)核套筒連接的構(gòu)造

根據(jù)本文的試驗(yàn)，內(nèi)核外伸套筒的部分是薄弱部位，在該部位易發(fā)生屈曲，構(gòu)造上需要加強(qiáng)此薄弱部位，以使內(nèi)核可以達(dá)到其屈服荷載.如圖7所示，采用加勁環(huán)加強(qiáng)內(nèi)核外伸套筒部分，加勁環(huán)可由矩形鋼板制作，鋼板的厚度需大于等于內(nèi)核的壁厚，加勁環(huán)的外壁與套筒內(nèi)壁需至少有2mm的凈間隙.

圖7 內(nèi)核與套筒的連接構(gòu)造Fig.7 Connection details between the inner core and the sleeve

3.3 圓形管截面內(nèi)核的軸力－軸向位移計(jì)算模型

根據(jù)本文的理論、試驗(yàn)分析及套管構(gòu)件設(shè)計(jì)基本假定，內(nèi)核的軸力－軸向位移計(jì)算模型由3段曲線組成（如圖8所示）.

1）OA段.該段為曲線，其為本文得出的內(nèi)核與套筒未接觸時(shí)，內(nèi)核的軸力－總軸向位移曲線，該曲線的起點(diǎn)為圓點(diǎn)O，終點(diǎn)為A點(diǎn).在A點(diǎn)，開(kāi)始出現(xiàn)點(diǎn)接觸的變形.

2）AB段.該段為曲線，其為本文得出的內(nèi)核與套筒點(diǎn)接觸時(shí)，內(nèi)核的軸力－總軸向位移曲線，該曲線的起點(diǎn)為A點(diǎn)，終點(diǎn)為B點(diǎn).B點(diǎn)為承載力的極限狀態(tài)，即內(nèi)核軸向荷載達(dá)到其屈服荷載或者套筒的最大彎矩達(dá)到其塑性鉸彎矩.

3）BC段.該段為B點(diǎn)引出的水平線，即屈服平臺(tái).

3.4 算 例

考慮內(nèi)核與套筒均為無(wú)縫圓鋼管，它們的材料為Q235，內(nèi)核的計(jì)算長(zhǎng)度＝3.5m，內(nèi)核承受的設(shè)計(jì)軸向荷載為185kN.根據(jù)內(nèi)核屈服的假定，選構(gòu)件內(nèi)核的軸力－軸向位移計(jì)算模型與文獻(xiàn)[1］中傳統(tǒng)軸壓圓鋼管計(jì)算模型的對(duì)比如圖8所示，套管構(gòu)件充分利用了內(nèi)核的材料性能，內(nèi)核的延性也較傳統(tǒng)圓鋼管有大幅度的提高，而且隨著內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比的增大，其承載力的提高幅度也增大.

圖8 套管構(gòu)件內(nèi)核與圓鋼管軸力－軸向位移計(jì)算模型Fig.8 p－Δ curves of the inner core and the circular steel tube

4 結(jié) 語(yǔ)

本文針對(duì)兩端簡(jiǎn)支軸壓套管構(gòu)件，進(jìn)行了理論與試驗(yàn)的對(duì)比研究，提出了套管構(gòu)件的設(shè)計(jì)方法及內(nèi)核的軸力－軸向位移非線性計(jì)算模型.結(jié)論如下：

1）在試驗(yàn)中，內(nèi)核的加載平衡路徑與卸載平衡路徑是滯后的；內(nèi)核試驗(yàn)的軸向位移、彎矩與理論的對(duì)比較吻合，驗(yàn)證了理論分析的正確性；內(nèi)核試驗(yàn)的撓度變化趨勢(shì)大體與理論相同.

2）當(dāng)內(nèi)核與套筒的剛度比小于0.005時(shí)，內(nèi)核將由低階屈曲模態(tài)連續(xù)變形到高階屈曲模態(tài)；當(dāng)內(nèi)核與套筒的剛度比大于0.005時(shí)，內(nèi)核將在點(diǎn)接觸或線接觸階段與套筒一起發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)破壞，此時(shí)內(nèi)核軸力達(dá)到了屈服荷載或套筒彎矩達(dá)到了塑性鉸彎矩.

3）套筒較剛、內(nèi)核長(zhǎng)細(xì)比較小、內(nèi)核－套筒凈間隙較大，不利于顯著提高內(nèi)核的軸壓承載力；內(nèi)核外伸套筒部分是套管構(gòu)件的薄弱部位，為提高內(nèi)核的軸壓承載力，需要減小內(nèi)核外伸套筒的長(zhǎng)度，同時(shí)加強(qiáng)該薄弱部位.

4）與傳統(tǒng)圓鋼管相比，套管構(gòu)件中內(nèi)核的軸壓承載力有大幅度提高，同時(shí)內(nèi)核的延性也有較大的改善.

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