钢管RPC短柱轴压承载力极限平衡法分析

作者：颜燕祥李彪童友枝李晓目刘进军

单位：湖北工程学院土木工程学院武汉大学土木建筑工程学院

摘要：钢管RPC结构是一种承载力极高延性优良的新型结构,钢管对RPC的约束效果与普通钢管混凝土有差别。为建立适合于钢管RPC短柱轴压承载力计算公式,收集相关文献数据,基于极限平衡理论选用不同的核心RPC约束强度准则对钢管RPC短柱轴压承载力进行了计算分析。结果表明:极限平衡理论可用于钢管RPC短柱轴压承载力计算,但其计算精度依赖于RPC常规三轴强度屈服准则;钢管对RPC的强度约束效果相比普通混凝土弱,现阶段采用极限平衡理论求解钢管RPC短柱轴压承载力时,建议核心RPC采用k=3的线模型屈服准则,而高围压的核心RPC屈服准则还有待进一步的研究与探讨。研究成果可为钢管RPC柱的工程设计和相关规范修订提供理论依据。

关键词：极限平衡理论钢管RPC短柱约束强度准则轴压承载力

作者简介：颜燕祥,博士研究生,讲师,Email:yyxtm@163.com。
基金：孝感市自然科学计划项目(XGKJ2019010049); 湖北省教育厅科学技术研究项目(Q20182706)。 -页码-：135-139

0 引言

　　随着高层、大跨、重载结构的发展,工程界对混凝土材料提出了更高的要求。活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete,简称RPC)作为绿色高性能混凝土具有超高强度、高韧性、耐久性好、体积稳定性优良等特点,是混凝土未来的发展方向 ^[1]。将钢管与RPC结合,形成钢管RPC新型组合结构,可充分发挥两种材料的力学性能优势,能极大限度地满足特殊工程建设的需求。钢管RPC短柱轴压相互作用原理主要有两点:RPC在钢管约束下处于纵向、径向和环向的三轴受压状态,其强度、延性显著提高,RPC的脆性破坏转变为钢管RPC的延性破坏;钢管因受RPC的支撑作用,其稳定承载力增大 ^[2,3]。

　　目前,钢管混凝土柱承载力的研究主要集中在普通钢管混凝土方面,如文献[2,3]等提出了轴心受力、偏心受力等不同受力性能构件的承载力计算公式。随着钢管RPC的出现和发展,对钢管RPC短柱轴压承载力的研究也取得了诸多成果。杨吴生 ^[4]、张静 ^[5]、田志敏 ^[6]、闫志刚 ^[7]等基于短柱轴压承载力试验结果和试验数据的拟合分析,建立了以套箍指标为变量的一次函数表达式作为钢管RPC短柱轴压承载力计算公式。吴炎海等 ^[8]通过试验数据的回归分析,推导了考虑约束RPC强度提高的钢管RPC柱极限承载力表达式。林震宇等 ^[9]基于试验结果拟合了用统一理论表达的钢管RPC短柱轴压承载力公式。

　　以上关于钢管RPC短柱轴压承载力的研究结论主要建立在试验结果回归分析的基础上,其建立公式的计算结果与各自文献试验值吻合良好,但限于统计数据和试验参数的局限性,其通用性受限,对钢管RPC短柱轴压承载力理论计算方面还有待深入。本文基于极限平衡理论对钢管RPC短柱轴压承载力进行了理论计算分析,研究成果可为钢管RPC柱的工程应用和规范修订与编制提供理论参考。

1 钢管混凝土短柱轴压承载力理论

　　关于圆钢管混凝土短柱轴压承载力理论计算方法,目前我国主要有两种理论:极限平衡理论和统一理论。文献[10]详细介绍了统一理论求解方法,即将钢管混凝土视作一个整体、一种组合新材料,应用数值分析方法求解柱荷载-变形全过程,并从中得其承载力。该方法虽然考虑了钢管与混凝土之间的相互作用,但承载力求解需要考虑钢管混凝土中间受力过程。文献[2]详细介绍了极限平衡法,由于极限平衡法不用考虑中间受力过程(弹塑性阶段和材料本构),直接根据平衡条件求解极限荷载,其极限荷载求解相对简单。本文采用极限平衡理论对钢管RPC短柱轴压承载力进行理论分析。

　　极限平衡理论求解钢管混凝土短柱轴压承载力需采用如下基本假设 ^[2]:

　　 (1)钢管混凝土由钢管和管内混凝土两种元件组成,元件的变形方式和极限条件是已知的。

　　 (2)承载力极限状态时,直径与壁厚之比大于等于20的钢管,其径向应力σ_r远小于环向应力σ_sh,可忽略不计。钢管最终可简化为纵向受压σ_sv、环向受拉σ_sh,且沿管壁均匀分布的应力状态。钢管混凝土短柱轴心受压的受力简图如图1所示。

　　 (3)钢管采用von Mises屈服准则,即式(1):

　　 $σ_{s v}^{2} + σ_{s v} σ_{s h} + σ_{s h}^{2} = f_{y}^{2} (1)$ $σ_{s v}^{2} + σ_{s v} σ_{s h} + σ_{s h}^{2} = f_{y}^{2} (1)$

　　式中:σ_sv,σ_sh分别为钢管纵向压应力和环向拉应力;f_y为钢管钢材屈服强度。

　　 (4)核心混凝土处于三向(常规三轴)受压状态,其轴心抗压强度与侧压力之间具有关系式(2)或式(3):

　　 $\begin{array}{l} f_{c c} = f_{c} + k Ρ (2) \\ f_{c c} = f_{c} (1 + 1.5 \sqrt{Ρ / f_{c}} + \frac{2 Ρ}{f_{c}}) (3) \end{array}$ $\begin{array}{l} f_{c c} = f_{c} + k Ρ (2) \\ f_{c c} = f_{c} (1 + 1.5 \sqrt{Ρ / f_{c}} + \frac{2 Ρ}{f_{c}}) (3) \end{array}$

　　式中:f_c, f_cc分别为核心混凝土未约束和受约束的抗压强度设计值;P为围压;k为等围压下核心混凝土强度提高系数。

　　根据钢管截面的静力平衡条件可得式(4)和式(5):

　　 $\begin{array}{l} Ν = A_{c} f_{c c} + A_{s} σ_{s v} (4) \\ 2 σ_{s h} t = d_{c} Ρ (5) \end{array}$ $\begin{array}{l} Ν = A_{c} f_{c c} + A_{s} σ_{s v} (4) \\ 2 σ_{s h} t = d_{c} Ρ (5) \end{array}$

　　式中:A_c,A_s分别为核心混凝土截面面积和钢管截面面积;t为钢管厚度;d_c为管内核心混凝土直径。

　　图1 钢管混凝土短柱轴心受压受力简图

　　令套箍指标 $θ = \frac{A_{s} f_{y}}{A_{c} f_{c}}$ $θ = \frac{A_{s} f_{y}}{A_{c} f_{c}}$ ,当钢管较薄(径厚比大于20)时, $\frac{A_{s}}{A_{c}} \approx \frac{π d_{c} t}{π d_{c}^{2} / 4} = \frac{4 t}{d_{c}}, σ_{s v} = \sqrt{f_{y}^{2} - 3 Ρ^{2} (\frac{A_{c}}{A_{s}})^{2}} - Ρ \frac{A_{c}}{A_{s}}$ $\frac{A_{s}}{A_{c}} \approx \frac{π d_{c} t}{π d_{c}^{2} / 4} = \frac{4 t}{d_{c}}, σ_{s v} = \sqrt{f_{y}^{2} - 3 Ρ^{2} (\frac{A_{c}}{A_{s}})^{2}} - Ρ \frac{A_{c}}{A_{s}}$ ,即 $σ_{s v} = [\sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ}{f_{c}})^{2}} - \frac{1}{θ} \frac{Ρ}{f_{c}}] f_{y}$ $σ_{s v} = [\sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ}{f_{c}})^{2}} - \frac{1}{θ} \frac{Ρ}{f_{c}}] f_{y}$ 。

　　当核心混凝土的屈服条件为线性方程式(2)时,轴压承载力表达式为式(6):

　　 $Ν = A_{c} f_{c} [1 + (k - 1) \frac{Ρ}{f_{c}} + \sqrt{θ^{2} - 3 (\frac{Ρ}{f_{c}})^{2}}] (6)$ $Ν = A_{c} f_{c} [1 + (k - 1) \frac{Ρ}{f_{c}} + \sqrt{θ^{2} - 3 (\frac{Ρ}{f_{c}})^{2}}] (6)$

　　对作用于核心混凝土的侧压P求导,当 $\frac{d Ν}{d Ρ} = 0$ $\frac{d Ν}{d Ρ} = 0$ 时,即侧压力P^*满足式(7)时,截面承载力取得最大值式(8),此时钢管的纵向应力与环向应力的大小分别为式(9)和式(10)。

　　 $\begin{array}{l} \frac{Ρ^{*}}{f_{c}} = θ \frac{k - 1}{\sqrt{3 [3 + (k - 1)^{2}]}} (7) \\ Ν_{\max} = A_{c} f_{c} [1 + θ \sqrt{\frac{3 + (k - 1)^{2}}{3}}] (8) \\ σ_{s v}^{*} = \frac{4 - k}{\sqrt{3 [3 + (k - 1)^{2}]}} f_{y} (9) \\ σ_{s h}^{*} = \sqrt{f_{y}^{2} - \frac{3}{4} σ_{s v}^{*}^{2}} - \frac{1}{2} σ_{s v}^{*} (10) \end{array}$ $\begin{array}{l} \frac{Ρ^{*}}{f_{c}} = θ \frac{k - 1}{\sqrt{3 [3 + (k - 1)^{2}]}} (7) \\ Ν_{\max} = A_{c} f_{c} [1 + θ \sqrt{\frac{3 + (k - 1)^{2}}{3}}] (8) \\ σ_{s v}^{*} = \frac{4 - k}{\sqrt{3 [3 + (k - 1)^{2}]}} f_{y} (9) \\ σ_{s h}^{*} = \sqrt{f_{y}^{2} - \frac{3}{4} σ_{s v}^{*}^{2}} - \frac{1}{2} σ_{s v}^{*} (10) \end{array}$

　　式中:P^*,σ^*_sv,σ^*_sh分别为当核心混凝土屈服条件为式(2),且截面承载力取最大值时,外部钢管对核心混凝土的围压、钢管的纵向压应力和环向拉应力。

　　文献[2]研究结果表明,当k在3～6范围内变化时 $\sqrt{\frac{3 + (k - 1)^{2}}{3}} \approx \frac{k}{2}$ $\sqrt{\frac{3 + (k - 1)^{2}}{3}} \approx \frac{k}{2}$ 。

　　当混凝土屈服条件为式(3)时,同理可求得截面极限承载力的表达式见式(11),取得极值时的侧压为式(12),此时钢管的纵向和环向应力分别为式(13)和式(14)。

　　 $\begin{array}{l} \begin{matrix} Ν_{\max} ´ = A_{c} f_{c} [1 + (\sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}} + \\ \frac{1.5}{θ} \sqrt{\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}} + \frac{1}{θ} \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})] \end{matrix} (11) \\ \frac{3 \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}}{\sqrt{θ^{2} - 3 (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}}} - \frac{0.75}{\sqrt{\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}}} - 1 = 0 (12) \\ \frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{y}} = \sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}} - \frac{1}{θ} \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}} (13) \\ \frac{σ_{s h}^{*} ´}{f_{y}} = \sqrt{1 - \frac{3}{4} (\frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{s}})^{2}} - \frac{1}{2} \frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{c}} (14) \end{array}$ $\begin{array}{l} \begin{matrix} Ν_{\max} ´ = A_{c} f_{c} [1 + (\sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}} + \\ \frac{1.5}{θ} \sqrt{\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}} + \frac{1}{θ} \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})] \end{matrix} (11) \\ \frac{3 \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}}{\sqrt{θ^{2} - 3 (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}}} - \frac{0.75}{\sqrt{\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}}}} - 1 = 0 (12) \\ \frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{y}} = \sqrt{1 - \frac{3}{θ^{2}} (\frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}})^{2}} - \frac{1}{θ} \frac{Ρ^{*} ´}{f_{c}} (13) \\ \frac{σ_{s h}^{*} ´}{f_{y}} = \sqrt{1 - \frac{3}{4} (\frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{s}})^{2}} - \frac{1}{2} \frac{σ_{s v}^{*} ´}{f_{c}} (14) \end{array}$

　　式中:P^*′,σ $_{s v}^{*}$ $_{s v}^{*}$ ′,σ $_{s h}^{*}$ $_{s h}^{*}$ ′分别为当核心混凝土屈服条件为式(3),且截面承载力取最大值时,外部钢管对核心混凝土的围压、钢管的纵向压应力和环向拉应力。

　　式(13)、式(14)还应满足0≤σ $_{s v}^{*}$ $_{s v}^{*}$ ′/f_y≤1,0≤σ $_{s h}^{*}$ $_{s h}^{*}$ ′/f_y≤1,当θ<0.281 时,不能满足上述条件,此时取σ $_{s v}^{*}$ $_{s v}^{*}$ ′=0,σ $_{s h}^{*}$ $_{s h}^{*}$ ′=f_y,此时半圆钢管的极限平衡条件为 $\frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}} = \frac{θ}{2}$ $\frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}} = \frac{θ}{2}$ ,此时极限承载为式(15)。

　　 $\begin{array}{l} Ν_{\max} ˝ = A_{c} f_{c} [1 + (1.5 \sqrt{\frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}}} + 2 \frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}})] \\ = A_{c} f_{c} [1 + (1.5 \sqrt{\frac{θ}{2}} + θ)] (15) \end{array}$ $\begin{array}{l} Ν_{\max} ˝ = A_{c} f_{c} [1 + (1.5 \sqrt{\frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}}} + 2 \frac{Ρ^{*} ˝}{f_{c}})] \\ = A_{c} f_{c} [1 + (1.5 \sqrt{\frac{θ}{2}} + θ)] (15) \end{array}$

　　式中P^*″为θ<0.281 时,钢管对核心混凝土的围压。

　　当θ≥0.281 ,采用屈服条件式(3)建立的公式N_max′≈N_max″(即误差不超过0.5%),可统一简化表达为式 $Ν_{\max} ˝ = A_{c} f_{c} (1 + \sqrt{θ} + 1.1 θ)$ $Ν_{\max} ˝ = A_{c} f_{c} (1 + \sqrt{θ} + 1.1 θ)$ ,当N_max″=N_max(k=4)可求得采用两种不同混凝土屈服条件的界限套箍指标θ₀=1.235 ,故极限平衡理论的最后计算式为式(16)。

　　 $Ν_{\max} = {\begin{matrix} A_{c} f_{c} (1 + \sqrt{θ} + 1.1 θ) \begin{matrix} (θ > 1.235) \end{matrix} \\ A_{c} f_{c} (1 + \frac{k}{2} θ) \begin{matrix} (θ \leq 1.235) \end{matrix} \end{matrix} (16)$ $Ν_{\max} = {\begin{matrix} A_{c} f_{c} (1 + \sqrt{θ} + 1.1 θ) \begin{matrix} (θ > 1.235) \end{matrix} \\ A_{c} f_{c} (1 + \frac{k}{2} θ) \begin{matrix} (θ \leq 1.235) \end{matrix} \end{matrix} (16)$

　　上述极限平衡理论求解钢管混凝土短柱轴压承载力的核心思想主要分为四步:1)第一步确定钢管的屈服准则;2)第2步确定核心混凝土(常规三轴)的屈服准则;3)第3步建立包含钢管和约束混凝土强度的截面承载力表达式;4)第4步:截面承载力表达式对侧压求导,求解临界侧压,并求解截面极限承载力。最后求解极限承载力下的钢管纵向应力和环向应力。由此可见,极限平衡理论可用于求解各种核心混凝土和钢材屈服准则已知的钢管混凝土短柱承载力。换言之,极限平衡理论求解短柱轴压承载力与原件(混凝土、钢材)的屈服准则相关。故采用极限平衡理论求解钢管RPC短柱轴压承载力的关键为确定RPC在常规三轴下的屈服准则。

　　钢管混凝土是在劲性钢筋混凝土及螺旋箍筋混凝土基础上演变和发展起来的,当螺旋箍筋混凝土柱中横向箍筋密集的连在一起,并与纵筋合一,去除外围混凝土,就发展成为钢管混凝土 ^[2]。这表明钢管混凝土中钢管具有双重作用:箍筋和纵筋的作用。且两者间的比例分配表现为套箍作用的强弱,即不同受力阶段,钢管中类箍筋比例越大,其套箍作用越大。套箍作用的变化,引起了截面钢管与RPC之间的应力重分布。建立钢管RPC承载力计算理论公式的过程即为确定约束RPC的屈服准则和确定钢管的双重作用各自的比例,这一思想即为极限平衡理论的本质。

2 钢管RPC短柱极限平衡法算例分析

　　为确定和分析钢管RPC中RPC在常规三轴作用下的屈服准则,收集文献[4,5,6,9,11,12,13,14]中共133根钢管RPC短柱轴压承载力试验数据,部分试件参数见表1,其余试件参数详见相关文献。

　　按照极限平衡理论,核心RPC采用线性屈服准则,并对钢管RPC轴压短柱承载力进行线性回归分析,得式(2)中的系数k=3。为分析核心RPC在不同的线性屈服准则(即取不同的k值)、非线性屈服准则及按套箍指标大小分段选用屈服准则计算结果的差异,对所收集文献中试件采用RPC不同屈服准则分别进行了承载力计算,计算结果如表2所示,承载力试验值与计算值的结果对比图见图2。

　　 部分钢管RPC短柱试验参数及承载力结果表1

来源	试件编号	几何参数			钢材强度 f_y/MPa	RPC强度 f_ck/MPa	试验承载力 N_test/kN
来源	试件编号	L/mm	D/mm	t/mm	钢材强度 f_y/MPa	RPC强度 f_ck/MPa	试验承载力 N_test/kN
文献 [4]	L-1	324	102	1	328	131	1 310
	L-2-A	466	18	2	315	131	2 190
	L-2-B	466	128	2	315	131	2 213
	H-1	324	102	1	328	131	1 335
	H-2-A	416	104	2	328	150	1 463
	H-2-B	416	104	2	328	150	1 486
	H-3-A	378	106	3	328	150	1 780
	H-3-B	378	106	3	328	150	1 853
	H-3-C	378	106	3	328	150	1 760
	H-7-A	484	121	5	350	150	2 608
	H-7-B	484	121	5	350	150	2 576
	H-7-C	484	121	5	350	150	2 612
	H-8-A	466	128	2	315	150	2 256
	H-8-B	466	128	2	315	150	2 228
	H-8-C	466	128	2	315	150	2 218
	H-8-D	466	128	2	315	150	2 224
	H-9-A	455	130	3	315	150	2 496
	H-9-B	455	130	3	315	150	2 510
	H-9-C	455	130	3	315	150	2 523
	H-9-D	455	130	3	315	150	2 508
	H-9-E	455	130	3	315	150	2 489
	H-9-F	455	130	3	315	150	2 467
文献 [5]	A1-1	438	125	1	250	142.7	1 700
	A1-2	438	125	1	250	142.7	2 000
	A1-3	438	125	1	250	142.7	1 840
	A2-1	445	127	2	244.9	142.7	1 930
	A2-2	445	127	2	244.9	142.7	1 790
	A2-3	445	127	2	244.9	142.7	1 850
	A3-1	465	133	3.5	289.1	142.7	2 420
	A3-2	465	133	3.5	289.1	142.7	2 360
	A3-3	465	133	3.5	289.1	142.7	2 490
	A4-1	465	133	5	319.3	142.7	2 450
	A4-2	465	133	5	319.3	142.7	2 480
	A4-3	465	133	5	319.3	142.7	2 350
	B1-1	465	133	3.5	289.1	149.3	2 180
	B1-2	465	133	3.5	289.1	149.3	2 480
	B1-3	465	133	3.5	289.1	149.3	2 440
	B2-1	400	133	3.5	289.1	149.3	2 430
	B2-2	400	133	3.5	289.1	149.3	2 500
	B2-3	400	133	3.5	289.1	149.3	2 565

　　注:1)文献 [4], [5]中的f_ck分别为棱柱体、圆柱体RPC轴心的抗压强度标准值;2)收集文献数据的套箍指标范围为:0.11≤θ≤3.83;3)同一课题组不同研究者的相同数据只统计一次。

　　 RPC不同屈服准则模型计算结果统计表2

RPC采用的屈服准则模型	N_test/N_c
RPC采用的屈服准则模型	均值(AV)	标准差(SD)
线模型(k=3)	1.01	0.08
线模型(k=4)	0.89	0.09
非线模型	0.81	0.07
分段模型	0.99	0.10

　　注:N_c为承载力计算值。

　　图2 承载力计算值与试验值对比图

　　从计算结果(表2)与试验结果的对比图及统计分析结果(图2)可得:1)极限平衡理论建立钢管RPC短柱轴压承载力公式计算精度依赖于RPC的屈服准则,采用不同的线模型屈服准则精度不同,采用非线模型屈服准则与线模型屈服准则精度亦不同。2)采用极限平衡理论选用合适的RPC屈服准则可准确预测钢管RPC短柱轴压承载力。所有试件按非线模型计算结果几乎均高于试验结果;本文统计的轴压短柱试件中,套箍指标大于1.235的短柱试件有20根,按非线性模型计算结果比试验值偏大,其试验值与计算值之比的均值为0.86,标准差为0.08;这说明RPC不能采用式(3)的屈服准则;采用极限平衡求解钢管RPC短柱轴压承载力时,RPC的非线性屈服准则需作进一步的研究。3)现阶段核心RPC宜采用k=3的线模型屈服准则,而普通钢管混凝土中核心混凝土采用线模型时k取值为4～6,因此钢管对RPC的约束作用比普通混凝土弱。

3 规范公式算法分析

　　为检验本文算法的有效性,选用欧洲钢混组合结构设计规程EC4、日本钢管混凝土设计与施工指南AIJ、美国混凝土结构设计规范ACI、中国《钢管混凝土结构设计与施工规范》(CECS 28∶2012)四部规范/规程对表1中试件进行承载力计算分析,计算结果的统计分析成果如表3所示。

　　 不同规范公式模型计算结果统计表3

规范计算模型	N_ue/N_c
规范计算模型	均值(AV)	标准差(SD)
EC4	0.93	0.08
AIJ	1.16	0.09
ACI	1.28	0.11
CECS 28∶2012	1.03	0.10

　　由表2,3的统计分析结果对照可知:基于极限平衡理论的钢管RPC轴压短柱承载力计算,核心RPC采用k=3的线模型屈服准则计算精度最高,离散型最小。

4 结论

　　 (1)极限平衡法可用于钢管RPC短柱轴压承载力的计算,但其计算精度依赖于核心RPC在常规三轴作用下的屈服准则。

　　 (2)钢管对核心RPC的约束作用比普通混凝土弱,现阶段采用极限平衡理论求解钢管RPC短柱轴压承载力时,建议核心RPC采用k=3的线模型屈服准则,而高围压下(对于钢管RPC即为高套箍指标)的非线模型屈服准则需要作进一步的研究与探讨。

参考文献[1] RICHARD P,CHEYREZY M.Composition of reactive powder concretes [J].Cement & Concrete Research,1995,25(7):1501-1511.
[2] 蔡绍怀.现代钢管混凝土结构[M].北京:人民交通出版社,2007.
[3] 韩林海.钢管混凝土结构:理论与实践[M].北京:科学出版社,2016.
[4] 杨吴生.钢管活性粉末混凝土力学性能及其极限承载力研究[D].长沙:湖南大学,2003.
[5] 张静.钢管活性粉末混凝土短柱轴压受力性能试验研究[D].福州:福州大学,2003.
[6] 田志敏,张想柏,冯建文,等.钢管超高性能RPC短柱的轴压特性研究[J].地震工程与工程振动,2008,28(1):99-107.
[7] 闫志刚,张武奇,安明喆.圆钢管RPC短柱轴心受压极限承载力分析[J].北京工业大学学报,2011,37(3):361-367.
[8] 吴炎海,林震宇.钢管活性粉末混凝土轴压短柱受力性能试验研究[J].中国公路学报,2005,18(1):57-62.
[9] 林震宇,吴炎海,沈祖炎.圆钢管活性粉末混凝土轴压力学性能研究[J].建筑结构学报,2005,26(4):52-57.
[10] 钟善桐.钢管混凝土统一理论[J].哈尔滨建筑工程学院学报,1994,27(6):21-27.
[11] 罗华.钢管活性粉末混凝土柱受压性能试验与理论研究[D].北京:北京交通大学,2015.
[12] 杨国静.钢管活性粉末混凝土柱轴压受力性能和极限承载力试验研究[D].北京:北京交通大学,2013.
[13] 许志海.钢管RPC短柱轴压性能和推出试验研究[D].长沙:湖南大学,2016.
[14] GULER S,AYDOGAN M,ÇOPUR A.Axial capacity and ductility of circular UHPC-filled steel tube columns[J].Magazine of Concrete Research,2013,65(15):898-905.

Analysis of axial compressive bearing capacity for RPC filled steel stub columns based on the limit equilibrium theory

Yan Yanxiang Li Biao Tong Youzhi Li Xiaomu Liu Jinjun

(School of Civil Engineering, Hubei Engineering University School of Civil & Architecture Engineering, Wuhan University)

Abstract: Reactive powder concrete(RPC)filled steel tube structure is a new structure with extremely high bearing capacity and excellent ductility. The confinement effect of steel tube on RPC is different from ordinary concrete. In order to establish the calculation formula for the axial bearing capacity of RPC filled steel stub columns, the relevant literature data was collected for formula verification, and the strength of RPC filled steel stub columns under axial compression was analyzed according to the limit equilibrium theory of concrete filled steel tube and different constraint strength criteria of core RPC. The results show that the limit equilibrium theory can be used to calculate the axial bearing capacity of RPC filled steel stub columns, but its computational accuracy depends on the conventional tri-axial strength yield criterion of RPC. The constraint strength of steel tube on RPC is weaker than that of ordinary concrete. At the present stage, when the limit equilibrium theory is used to calculate the axial bearing capacity of RPC filled steel stub columns, it is suggested that the line model yield criterion of k=3 is adopt for the core RPC, and further research and discussion is needed for the yield criterion of core RPC with high confining pressure. The research results can provide references for engineering design and theoretical support for specifications revision of RPC filled steel stub columns.

Keywords: limit equilibrium theory; RPC filled steel stub column; constraint strength criterion; axial bearing capacity

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