鄭蓮瓊，魏常貴，陳 敏，鄭永乾

(1. 福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福建 福州 350118；2. 福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 福州 350118)

曲線形鋼管結(jié)構(gòu)在大跨度空間結(jié)構(gòu)、橋梁結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用，經(jīng)濟(jì)效益和建筑效果良好[1].圖1是曲線形鋼管構(gòu)件在體育館中的應(yīng)用.若采用不銹鋼管代替普通碳素鋼管，并在曲線形空不銹鋼管內(nèi)澆筑混凝土形成曲線形不銹鋼管混凝土構(gòu)件(以下簡(jiǎn)稱不銹鋼管混凝土曲桿)，預(yù)期與鋼管混凝土直構(gòu)件類似，由于不銹鋼管和混凝土在受力過程中的相互作用，具有良好的力學(xué)性能，而且其外表美觀、耐久性好、維護(hù)費(fèi)用低.

以往國(guó)內(nèi)外對(duì)直線形的鋼管混凝土構(gòu)件(為和曲桿對(duì)應(yīng)，本文暫稱之為直桿)已進(jìn)行過大量研究，并有專門的設(shè)計(jì)規(guī)程[2].近年來，不銹鋼管混凝土直桿也已得到一定的研究，Young和Ellobody[3]、Lam 和 Gardner[4]、Uy 等[5]對(duì)不銹鋼管混凝土短柱和長(zhǎng)柱的軸壓及壓彎性能進(jìn)行系列試驗(yàn)研究，廖飛宇[6]、Tao等[7]分別對(duì)圓形和方形截面的不銹鋼管混凝土軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了數(shù)值分析，Chen 等[8-9]對(duì)方形、矩形和圓形截面不銹鋼管混凝土構(gòu)件及空不銹鋼管對(duì)比構(gòu)件的受彎性能進(jìn)行了系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，馬國(guó)梁[10]、Tam等[11]進(jìn)行了不銹鋼管再生混凝土力學(xué)性能研究.

由于不銹鋼和普通鋼材在材料性能上存在明顯差異，曲桿和直桿的失效機(jī)理也有所不同，因此有必要進(jìn)一步研究不銹鋼管混凝土曲桿的力學(xué)性能.為此，本文首先進(jìn)行不銹鋼管混凝土曲桿受壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究，并基于ABAQUS有限元平臺(tái)建立該類構(gòu)件的非線性有限元分析模型，在計(jì)算結(jié)果得到試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，基于數(shù)值分析模型，研究不銹鋼管混凝土曲桿受壓工作機(jī)理，最后，對(duì)不銹鋼管混凝土曲桿受壓承載力計(jì)算方法進(jìn)行探討.

圖1 曲線形構(gòu)件的工程應(yīng)用Fig.1 Curved members used in a space structure

1 試驗(yàn)研究1.1 試驗(yàn)概況

進(jìn)行了12個(gè)不銹鋼管混凝土曲桿的試驗(yàn)研究，試件的截面形式均為圓形(以下簡(jiǎn)稱圓不銹鋼管混凝土曲桿)，不銹鋼管均采用φ101×1.64，軸線均采用目前鋼管拱桁架工程中較常見的圓弧形.試驗(yàn)還設(shè)計(jì)了3個(gè)不銹鋼管直桿和1個(gè)空不銹鋼管曲桿對(duì)比試件.如圖2(a)所示，對(duì)曲桿進(jìn)行兩端截面中心受豎向壓力試驗(yàn)，以下簡(jiǎn)稱軸壓曲桿，其初始彎曲度為u0(曲桿中截面的形心到構(gòu)件兩端截面形心連線的垂直距離)；如圖2(b)所示，對(duì)直桿進(jìn)行偏心受壓試驗(yàn)，以下簡(jiǎn)稱偏壓直桿，荷載偏心距為e(e與對(duì)應(yīng)曲桿的u0相同).

圖2 不銹鋼管混凝土構(gòu)件撓曲變形示意圖Fig.2 A general view of member deflection curves

試驗(yàn)的主要參數(shù)為曲桿的曲度系數(shù)(βr)和名義長(zhǎng)細(xì)比(λn)，βr和λn定義如下：

βr=u0/L

(1)

λn=L/i

(2)

式中：L為構(gòu)件弦長(zhǎng)，即構(gòu)件兩端截面中心之間的直線距離；i為構(gòu)件截面的回轉(zhuǎn)半徑，本文試驗(yàn)構(gòu)件為圓形截面，λn=4L/D；D為試件外直徑.

表1給出了試件編號(hào)及試件的詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)，其中，σ0.2為不銹鋼實(shí)測(cè)名義屈服強(qiáng)度(殘余應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)的應(yīng)力)，Nue為試件承載力實(shí)測(cè)值，Nuc為按有限元法計(jì)算所得的試件承載力值，NDBJ為采用福建省地方標(biāo)準(zhǔn)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》DBJ/T 13-51-2010[12]提供的鋼管混凝土壓彎構(gòu)件承載力公式等效計(jì)算得到的試件承載力值.表1中的試件編號(hào)首字母L1、L2和L3用以區(qū)分不同的名義長(zhǎng)細(xì)比；第二個(gè)數(shù)字0、1、2和3用以區(qū)分不同曲桿的初始彎曲度或直桿的荷載偏心距；第三個(gè)字母C代表軸壓曲桿，S代表偏壓直桿，K代表空不銹鋼管.

制作試件時(shí)首先截取出長(zhǎng)度合適的直不銹鋼管(AISI 304)，慢速拉彎達(dá)到設(shè)計(jì)曲度的圓弧形.不銹鋼管混凝土中核心混凝土采用自密實(shí)混凝土，配合比為：水190 kg/m3；普通硅酸鹽水泥320 kg/m3；II級(jí)粉煤灰180 kg/m3；砂850 kg/m3；碎石960 kg/m3；HSC聚羧酸高性能減水劑的摻量為0.5%.混凝土澆筑時(shí)實(shí)測(cè)其坍落度為260 mm，流動(dòng)擴(kuò)展度為610 mm.28 d和試驗(yàn)時(shí)實(shí)測(cè)的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度分別為35.4 MPa和46.5 MPa，試驗(yàn)時(shí)混凝土彈性模量Ec為3.31×104MPa.不銹鋼材料性能從彎曲后的不銹鋼管取出標(biāo)準(zhǔn)試件,經(jīng)拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)定，不同彎曲度的不銹鋼管名義屈服強(qiáng)度略有差異，其值列于表1，而不銹鋼管的彈性模量Es和泊松比μs隨試件彎曲度的變化差別不大，實(shí)測(cè)Es的平均值為1.95×105MPa，μs平均值為0.289.

表1 試件參數(shù)

試驗(yàn)在500T壓力機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)裝置和測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示，為了實(shí)現(xiàn)鉸接邊界條件，在試件兩端各設(shè)置一套特制刀鉸和加載板.加載板上按一定間距設(shè)有多條6 mm深V形凹槽，曲桿試件加載時(shí)，刀絞對(duì)準(zhǔn)加載板中心的凹槽，豎向壓力通過試件兩端截面的形心；偏心受壓直桿加載時(shí)，刀絞對(duì)準(zhǔn)加載板相應(yīng)偏心距的凹槽.

圖3 曲線試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test setup of curved specimens

試驗(yàn)采取分級(jí)單調(diào)加載.彈性范圍內(nèi)每級(jí)荷載約為估算極限荷載值的1/10，每一級(jí)荷載的持荷時(shí)間為1～2 min，加載至不銹鋼管壓區(qū)纖維達(dá)到屈服點(diǎn)后，改為位移加載，位移加載速度為0.5 mm/min.同時(shí)連續(xù)記錄各級(jí)荷載所對(duì)應(yīng)的變形值，直至試件承載力下降到極限荷載的60%或側(cè)向變形量達(dá)40/L時(shí)停止試驗(yàn).

整個(gè)試驗(yàn)過程中荷載、位移和應(yīng)變均采用IMC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集.在每個(gè)試件跨中截面外表面每隔90°設(shè)置縱向和環(huán)向各一的共八片電阻應(yīng)變片.同時(shí)，在試件彎曲平面內(nèi)沿構(gòu)件高度四分點(diǎn)處設(shè)置三個(gè)位移計(jì)以測(cè)定試件的面內(nèi)側(cè)向撓度發(fā)展，在試件彎曲平面外中截面處設(shè)置一個(gè)位移計(jì)以測(cè)定試件的面外側(cè)向撓度變化，在試件端部設(shè)置兩個(gè)對(duì)稱的位移計(jì)以監(jiān)測(cè)試件的縱向總變形.

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.2.1 試件破壞形態(tài)

圖4所示為試驗(yàn)結(jié)束后試件的破壞形態(tài)(不同名義長(zhǎng)細(xì)比的試件破壞形態(tài)相近，限于篇幅未給出λn=72試件的破壞形態(tài))，可以看出，不銹鋼管混凝土軸壓曲桿和偏壓直桿的破壞形態(tài)類似，這是由于曲桿在端部中心軸豎向荷載作用下，沿試件軸線各截面均承受軸力和彎矩的共同作用，與偏壓時(shí)的工作機(jī)理類似.

對(duì)試件加載過程中的撓曲變形觀測(cè)表明，試件隨荷載增加在彎曲平面內(nèi)的撓度不斷增大.在初始加載階段，試件撓曲變形發(fā)展較慢，跨中撓度的增長(zhǎng)基本上和荷載的增加成正比.當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的60%～70%時(shí)，跨中撓度開始明顯增加，二階效應(yīng)的影響趨于明顯.在峰值荷載前，未見不銹鋼管局部變形，進(jìn)入下降段后期，所有試件均在跨中截面附近出現(xiàn)了不同程度的不銹鋼管鼓曲.進(jìn)一步移除曲桿跨中壓區(qū)不銹鋼管，如圖5所示，名義長(zhǎng)細(xì)比較小的試件跨中截面混凝土被壓碎，其他部位混凝土沒有開裂破壞，名義長(zhǎng)細(xì)比較大的試件其核心混凝土無(wú)明顯被壓碎現(xiàn)象.

圖4 試件最終破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of all testing specimens

圖5 試件核心混凝土破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of core concrete

圖6給出了空不銹鋼管曲桿與不銹鋼管混凝土曲桿破壞形態(tài)的對(duì)比，可以看出，空不銹鋼管混凝土曲桿由于沒有核心混凝土的支撐，試件的延性和整體變形能力較差，在跨中受壓側(cè)發(fā)生明顯的內(nèi)凹屈曲后承載力迅速下降，隨后凹曲急劇增加，表現(xiàn)出明顯的局部破壞和脆性破壞的特點(diǎn).

圖6 核心混凝土對(duì)破壞形態(tài)的影響Fig.6 Failure modes of specimens with or without concrete

圖7繪出了本次試驗(yàn)的一組軸壓曲桿和偏壓直桿對(duì)比試件在不同荷載作用階段其撓曲變形的發(fā)展情況，其中縱坐標(biāo)為試件上的測(cè)點(diǎn)距試件底部的距離，橫坐標(biāo)為加載過程中試件不同位置處的撓度，Nu為試件的極限荷載.

圖7中同時(shí)給出了跨中撓度相同的正弦半波曲線.由圖7a可見，在達(dá)到極限荷載前，軸壓曲桿的撓曲線與正弦半波曲線較為吻合，但在加載后期，撓曲線形狀與正弦半波曲線稍有差別，具體表現(xiàn)為試件兩端的撓度發(fā)展稍慢于正弦半波曲線.此外，曲桿在達(dá)到極限荷載時(shí)的跨中側(cè)向變形也略小于相應(yīng)的偏心受壓直桿.

圖7 軸壓曲桿和偏壓直桿試件的撓曲變形發(fā)展情況Fig.7 Lateral deflection of specimens during test

1.2.2 荷載-跨中撓度關(guān)系曲線

圖8給出不銹鋼管混凝土曲桿實(shí)測(cè)的荷載(N)與跨中撓度(um)關(guān)系曲線，試件的峰值荷載Nue匯總于表1.從圖8可以看出，隨著試件名義長(zhǎng)細(xì)比(λn)和跨中初彎曲(u0)的增大，軸壓不銹鋼管混凝土曲桿的初始剛度減小，極限承載也隨之降低，達(dá)到峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的跨中撓度相應(yīng)增加.而隨著λn或u0的增大，試件N-um曲線的下降段更為平緩.

圖9給出了空不銹鋼管曲桿的N-um關(guān)系曲線，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在空不銹鋼管曲桿內(nèi)填充混凝土明顯提高了試件的承載能力、剛度和延性.

圖8 不銹鋼管混凝土曲桿荷載(N)-跨中撓度(um)關(guān)系曲線Fig.8 Load (N) versus lateral deflection (um) curves of curved concrete-filled stainless steel tubular specimens

圖9 填充混凝土對(duì)曲桿荷載-跨中撓度關(guān)系曲線影響Fig.9 N versus um curves of specimens with or without concrete

圖10所示為不銹鋼管混凝土軸壓曲桿與對(duì)應(yīng)的偏壓直桿N-um關(guān)系曲線對(duì)比，由于λn=24的曲桿試件加工誤差，其跨中初彎曲遠(yuǎn)小于對(duì)應(yīng)的偏壓直桿的荷載偏心距，故圖10中不進(jìn)行比較.由圖10可見，軸心受壓曲桿和偏心受壓直桿的N-um關(guān)系曲線發(fā)展規(guī)律基本一致，曲線進(jìn)入彈塑性段后，曲桿的剛度和承載力要略高于直桿，這是由于初彎曲和初偏心構(gòu)件受壓時(shí)二階效應(yīng)的影響不同.本次試驗(yàn)λn=48和72的曲桿的Nue值比相應(yīng)的直桿分別高7.98%和4.86%.

圖10 軸壓曲桿與偏壓直桿N-um曲線比較Fig.10 Comparison of N-um curves of curved and straight specimen

1.2.3 荷載-跨中應(yīng)變關(guān)系曲線

圖11給出了由貼在不銹鋼管壁上的應(yīng)變片測(cè)得的試件跨中截面的受拉區(qū)和受壓區(qū)邊緣纖維處縱向應(yīng)變(ε)隨荷載(N)變化的關(guān)系曲線，應(yīng)變值以拉為正.當(dāng)βr較小時(shí)，構(gòu)件在達(dá)到極限荷載前處于全截面受壓狀態(tài)，隨著βr的增大，構(gòu)件跨中截面從受力初期即分成了拉、壓兩個(gè)區(qū)，且壓區(qū)應(yīng)變的增長(zhǎng)明顯快于拉區(qū).隨著曲度系數(shù)的增加和名義長(zhǎng)細(xì)比的減小，構(gòu)件峰值荷載對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?cè)龃?，可見隨著曲度系數(shù)的增大和長(zhǎng)細(xì)比的減小構(gòu)件變形能力更強(qiáng).

圖12為不銹鋼管混凝土偏壓直桿對(duì)比試件N-ε關(guān)系曲線，可以看出，在同一荷載水平下，偏壓直桿的壓應(yīng)變略高于軸壓曲桿，從微觀應(yīng)變驗(yàn)證了偏壓直桿的“二階效應(yīng)”比相應(yīng)的軸壓曲桿更明顯一些，因此偏壓直桿的極限承載力比軸壓曲桿稍低.

圖11 典型的荷載(N) -跨中應(yīng)變 (ε) 關(guān)系曲線Fig.11 Load (N) versus fibre strains (ε) at mid-height

圖12 軸壓曲桿與偏壓直桿N-ε關(guān)系曲線對(duì)比Fig.12 Load (N) versus fibre strains (ε) at mid-height

2 理論分析

2.1 模型的建立和驗(yàn)證

建立幾何模型時(shí)，首先定義不銹鋼管和核心混凝土的初始彎曲曲線作為“sweep”路徑，然后定義不銹鋼管和混凝土的截面尺寸，截面將沿著初始彎曲曲線掃掠形成不銹鋼管混凝土曲桿幾何模型，如圖13所示.

不銹鋼采用各向同性彈塑性模型[13]，其單軸σ-ε關(guān)系采用歐洲規(guī)范[14]建議的公式，受壓情況下的n取4.3[15].混凝土采用塑性損傷模型，廖飛宇[6]在計(jì)算不銹鋼管混凝土構(gòu)件時(shí)核心混凝土單軸受壓的等效應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用與普通碳素鋼約束混凝土相同的模型，取得了良好的效果，本文暫采用該模型，單軸受拉采用應(yīng)力-斷裂能模型.

不銹鋼管采用四節(jié)點(diǎn)殼單元(S4R)，核心混凝土采用八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元(C3D8R).與碳素鋼管混凝土類似，不銹鋼管與核心混凝土的界面法向采用“硬接觸”，切向采用庫(kù)倫摩擦模型，不銹鋼與混凝土的摩擦系數(shù)取0.25[6].如圖13所示，不銹鋼管混凝土構(gòu)件的邊界條件為對(duì)一端端板截面幾何中心加載線約束X、Y、Z方向位移，另一端板上截面幾何中心加載線上約束Y、Z方向位移，為獲得下降段，采用位移加載，在截面幾何中心上加X方向位移.

圖13 有限元模型Fig.13 Finite element model

為驗(yàn)證上述所建模型分析結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)本文進(jìn)行的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比計(jì)算，計(jì)算得到的荷載-跨中撓度全過程曲線如圖8灰色實(shí)線所示，計(jì)算得到的試件極限承載力(Nuc)列于表1.圖14給出了本文試驗(yàn)試件及Uy等[5]進(jìn)行的圓截面軸心受壓中長(zhǎng)柱極限承載力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的比值(Nuc/Nue)，對(duì)文獻(xiàn)[5]算例計(jì)算時(shí)取L/1 000的初偏心.所有試件Nuc/Nue的平均值為0.942，均方差為0.099.可見，理論計(jì)算的極限承載力和實(shí)測(cè)結(jié)果較為吻合.

圖14 極限承載力計(jì)算結(jié)果(Nuc)與試驗(yàn)結(jié)果(Nuc)對(duì)比Fig.14 Comparison of ultimate load between numerical results and tested results

2.2 受力特性分析

采用建立的有限元模型，通過典型算例分析不銹鋼管混凝土曲桿的受力特性，算例的基本參數(shù)為：D=400 mm，t=9.31 mm，L=4 000 mm，βr=2.5% (u0=100 mm)，σ0.2(fy)=345 MPa，fcu=60 MPa.

2.2.1 荷載-變形關(guān)系

圖15所示為計(jì)算的軸心受壓不銹鋼管混凝土曲桿及其不銹鋼管、核心混凝土各自的N-um關(guān)系曲線.可以看出，不銹鋼管混凝土曲桿尚未達(dá)到其極限承載力時(shí)，不銹鋼管承擔(dān)的荷載就已達(dá)到峰值，其荷載-變形關(guān)系開始進(jìn)入下降段；而核心混凝土位于截面核心，且受到不銹鋼管的約束作用，因而不銹鋼管達(dá)到極限承載力時(shí)其分擔(dān)的荷載仍能繼續(xù)增加，使得組合構(gòu)件的N-um關(guān)系曲線仍然保持上升的趨勢(shì)，直至核心混凝土也達(dá)到其極限承載力，N-um關(guān)系曲線才開始進(jìn)入下降段.

圖15 N-um關(guān)系曲線比較 (u0/L=1/40)Fig.15 Predicted N versus um curves (u0/L=1/40)

為比較分析，圖15中同時(shí)給出了鋼管混凝土曲桿、不銹鋼管混凝土偏壓直桿及其(不銹)鋼管、混凝土各自的N-um關(guān)系曲線.可以看出，三類構(gòu)件的極限承載能力及N-um曲線發(fā)展相近.與鋼管混凝土曲桿相比，不銹鋼管混凝土曲桿由于不銹鋼在加載初期就表現(xiàn)出明顯的非線性特征，構(gòu)件進(jìn)入彈塑性段后，不銹鋼管混凝土曲桿剛度較鋼管混凝土曲桿低約5%，而不銹鋼后期顯著的應(yīng)變強(qiáng)化性能給核心混凝土提供更強(qiáng)的約束作用，使得核心混凝土承擔(dān)更大的荷載，從而不銹鋼管混凝土曲桿極限承載力較鋼管混凝土曲桿高約6%，且峰值點(diǎn)后前者的曲線下降更為平緩，表現(xiàn)出更好的延性.

不銹鋼管混凝土曲桿的極限承載力為5 299.6 kN，較相應(yīng)的偏壓直桿高4%，初始剛度高約14%～18%.可見，曲桿中“二階效應(yīng)”對(duì)彎矩和撓度的放大作用均小于相應(yīng)的偏壓直桿.兩類構(gòu)件中不銹鋼管承擔(dān)的荷載接近，而偏壓直桿由于更大的二階彎矩使得受拉退出工作的核心混凝土面積更大，因此，混凝土承擔(dān)的荷載較相應(yīng)的曲桿小.

2.2.2 應(yīng)力和應(yīng)變分析

圖16給出軸心受壓不銹鋼管混凝土曲桿與對(duì)應(yīng)的不銹鋼管混凝土偏壓直桿的荷載(N)-不銹鋼管邊緣纖維縱向應(yīng)變(ε)關(guān)系曲線.可以看出不銹鋼管混凝土曲桿的邊緣纖維應(yīng)變發(fā)展與偏壓直桿相近，在受壓區(qū)，二階彎矩產(chǎn)生的附加壓應(yīng)力由不銹鋼管和混凝土共同承擔(dān)，偏壓直桿受壓邊緣不銹鋼管壓應(yīng)變幾乎與軸壓曲桿重合；而在受拉區(qū)，混凝土退出工作，同一荷載水平下，軸壓曲桿不銹鋼受拉應(yīng)變小于偏壓直桿，二者差值在10%～20%之間.在偏壓直桿接近峰值荷載時(shí)，應(yīng)變迅速發(fā)展，荷載峰值點(diǎn)(N=5 097 kN)不銹鋼最大受拉縱向應(yīng)變?yōu)? 293 με，相同荷載下，軸壓曲桿中不銹鋼最大受拉縱向應(yīng)變?yōu)? 778 με.

圖16 不銹鋼管混凝土構(gòu)件N-ε關(guān)系曲線比較 (u0/L=1/40)Fig.16 Predicted N versus ε curves of concrete-filled stainless steel members (u0/L=1/40)

圖17給出了軸心受壓不銹鋼鋼管混凝土曲桿與偏心受壓不銹鋼管混凝土直桿達(dá)峰值荷載時(shí)中截面處核心混凝土的縱向應(yīng)力分布對(duì)比.可見，軸壓曲桿和偏壓直桿的中截面應(yīng)力分布規(guī)律基本一致.圖中同時(shí)標(biāo)示出了構(gòu)件中和軸的位置，可以看出，軸壓曲桿達(dá)峰值荷載時(shí)中截面受壓面積稍大，因此軸心受壓曲桿承載力略大于偏心受壓直桿.

圖17 極限承載力時(shí)中截面混凝土縱向應(yīng)力分布Fig.17 Longitudinal stresses in the mid-height of core concrete

2.2.3 不銹鋼管和混凝土相互作用

圖18給出了不銹鋼管混凝土軸壓曲桿和相應(yīng)的偏壓直桿在加載過程中不銹鋼管對(duì)核心混凝土的約束力(p)變化情況，圖中Nu為構(gòu)件的峰值荷載.可見，不銹鋼管對(duì)混凝土產(chǎn)生約束作用的區(qū)域主要集中在跨中附近L/4的范圍內(nèi).在不銹鋼管屈服點(diǎn)，兩類構(gòu)件中約束力分布有很大區(qū)別，但此時(shí)約束力數(shù)值較小，對(duì)構(gòu)件性能沒有明顯影響；在荷載峰值點(diǎn)，不銹鋼管混凝土軸壓曲桿跨中附近拉、壓兩側(cè)不銹鋼管對(duì)核心混凝土均有較強(qiáng)的約束作用，而偏壓直桿中約束作用發(fā)展主要在受壓側(cè)；進(jìn)入下降段，兩類構(gòu)件中的約束作用又趨于相同.

圖18 不銹鋼管混凝土構(gòu)件約束作用發(fā)展Fig.18 Distribution of contact stresses

3 參數(shù)分析與承載力計(jì)算

根據(jù)以上對(duì)不銹鋼管混凝土曲桿進(jìn)行的試驗(yàn)研究和數(shù)值分析可以看出，不銹鋼管混凝土曲桿由于存在初始彎曲，當(dāng)在構(gòu)件兩端截面的形心施加豎向壓力時(shí)，構(gòu)件將受到彎矩和軸力的共同作用，其受力性能和不銹鋼管混凝土偏壓直桿的受力性能總體上類似，但不銹鋼管混凝土曲桿承載力略高于相應(yīng)的偏壓直桿.為定量分析兩類構(gòu)件的承載力差別，定義二者的承載力系數(shù)如下：

SI=NucC/NucS

(3)

式中，NucC為計(jì)算得到的不銹鋼管混凝土曲桿受壓承載力，NucS為相應(yīng)的不銹鋼管混凝土偏壓直桿承載力.

選取與受力特性分析相同的典型算例，變化其中一個(gè)參數(shù)，保持其他參數(shù)不變，考察曲度系數(shù)(βr)、名義長(zhǎng)細(xì)比(λn)、不銹鋼強(qiáng)度(σ0.2)、截面含鋼率(α，截面不銹鋼管面積與核心混凝土面積的比值)和混凝土強(qiáng)度(fcu)對(duì)SI的影響規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖19所示.二者差異的程度隨試件曲度系數(shù)、不銹鋼強(qiáng)度、截面含鋼率的增大而增大，隨著混凝土強(qiáng)度的增大而減少，而隨著名義長(zhǎng)細(xì)比的增大，二者的差值先減少后增大，在本文分析的參數(shù)范圍內(nèi)，SI值均在1.05以內(nèi).因此，為簡(jiǎn)化兩端截面中心受壓不銹鋼管混凝土曲桿的設(shè)計(jì)，其承載力計(jì)算可按對(duì)應(yīng)的偏心受壓不銹鋼管混凝土直桿進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算時(shí)取偏心距等于曲桿的初始彎曲度.

不銹鋼管混凝土構(gòu)件作為新型組合構(gòu)件，目前尚未有規(guī)程提供其承載力計(jì)算方法.UY B等[5]計(jì)算對(duì)比發(fā)現(xiàn)，福建省地方標(biāo)準(zhǔn)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》DBJ/T 13-51-2010[12]對(duì)不銹鋼管壓彎構(gòu)件的承載力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值最為接近.采用該規(guī)程提供的壓彎構(gòu)件承載力公式，取M=N·u0，對(duì)本文試驗(yàn)的不銹鋼管混凝土曲桿受壓承載力進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表1中NDBJ所示，NDBJ/Nue的平均值和均方差分別為0.828和0.044.因此，暫可以采用該規(guī)程的方法偏于安全地計(jì)算不銹鋼管混凝土曲桿受壓承載力.

圖19 各參數(shù)對(duì)SI的影響Fig.19 The effects of each parameter on SI

4 結(jié)論

本文對(duì)不銹鋼管混凝土曲桿在兩端截面形心施加豎向壓力作用下的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)及計(jì)算方法研究，得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1) 不銹鋼管混凝土曲桿具有良好的承載能力和抗變形能力.隨著名義長(zhǎng)細(xì)比或初始彎曲度的增大，不銹鋼管混凝土曲桿的初始剛度減小，極限承載力也隨之降低.不銹鋼管混凝土曲桿的承載力和剛度均略高于相應(yīng)的偏壓直桿.

(2) 采用有限元法對(duì)不銹鋼管混凝土曲桿受壓荷載-變形全曲線、應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展及不銹鋼管與核心混凝土約束作用等進(jìn)行了分析，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

(3) 不銹鋼管混凝土曲桿受壓承載力較相應(yīng)的偏壓直桿提高值在5%以內(nèi)，采用規(guī)范DBJ/T 13-51-2010[12]計(jì)算普通鋼管混凝土直構(gòu)件壓彎承載力的公式可偏于安全地應(yīng)用于不銹鋼管混凝土曲桿設(shè)計(jì).