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        不同細(xì)骨料下不銹鋼管混凝土構(gòu)件受彎性能研究

        2021-11-12 00:54:14張偉杰廖飛宇談建俊任夢(mèng)璐
        工程力學(xué) 2021年10期
        關(guān)鍵詞:海砂不銹鋼管河砂

        張偉杰,廖飛宇,侯 超,任 彧,談建俊,任夢(mèng)璐

        (1. 福建農(nóng)林大學(xué)交通與土木工程學(xué)院,福建,福州 350108;2. 南方科技大學(xué)海洋科學(xué)與工程系,廣東,深圳 518055;3. 福建建工裝配式建筑研究院有限公司,福建,福州 350001)

        近三十年來我國(guó)迅速發(fā)展的土木工程基礎(chǔ)建設(shè)產(chǎn)生了巨量的混凝土需求與有限的自然資源之間的矛盾[1-2],作為混凝土主要原材料之一的河砂由于過度開采已經(jīng)造成嚴(yán)重的生態(tài)問題[3]。隨著發(fā)展海洋經(jīng)濟(jì),建設(shè)海洋強(qiáng)國(guó)戰(zhàn)略的實(shí)施,海砂作為一種儲(chǔ)量豐富的資源,具有粒性優(yōu)良、含泥量低等特點(diǎn)[4],有望成為河砂潛在的替代品[5]。Guo等[6]、Limeira 等[7]、劉偉等[8]和黃亮等[9]的研究結(jié)果表明:海砂替代河砂并不會(huì)對(duì)混凝土的受壓強(qiáng)度和耐久性造成明顯的影響。

        文獻(xiàn)[10]提出了鋼材與混凝土界面發(fā)生腐蝕所需具備的三個(gè)條件,若將海砂混凝土置于密閉的鋼管中,可阻礙氯離子與鋼材反應(yīng)所需的水和氧,從而阻斷腐蝕反應(yīng)路徑。查曉雄等[11]利用試驗(yàn)和數(shù)值分析的方法證明了海砂混凝土不會(huì)對(duì)鋼管產(chǎn)生很大的腐蝕作用,可應(yīng)用于鋼管中,形成鋼管海砂混凝土組合構(gòu)件。為了進(jìn)一步降低海砂對(duì)鋼管的腐蝕風(fēng)險(xiǎn),可將海砂混凝土灌注于與比普通鋼管相比抗腐蝕性能更強(qiáng)的不銹鋼管中,形成不銹鋼管海砂混凝土組合構(gòu)件[12]。

        不銹鋼管混凝土結(jié)構(gòu)兼具了普通鋼管混凝土良好的力學(xué)性能和不銹鋼優(yōu)越的耐久性和抗腐蝕性等特點(diǎn)[13-14]。因其灌注了混凝土,工程造價(jià)得到相對(duì)降低[15],應(yīng)用于海洋平臺(tái)、高層建筑和橋梁等工程中時(shí),后期維護(hù)成本亦得到降低[16]。Han等[13]和廖飛宇等[14]對(duì)比了不銹鋼和普通碳素鋼材料力學(xué)性能并對(duì)約束效應(yīng)系數(shù)相同的不銹鋼管混凝土和普通鋼管混凝土在軸心受壓荷載作用下的荷載-變形關(guān)系曲線進(jìn)行了比較,比較結(jié)果表明:在受荷后期,較普通鋼管混凝土而言,不銹鋼對(duì)核心混凝土的約束進(jìn)一步放大,軸壓承載力高。汪良濱[16]比較了同規(guī)格的不銹鋼管混凝土和普通鋼管混凝土受彎力學(xué)性能,結(jié)果同樣表明:在受荷后期,不銹鋼管混凝土受彎構(gòu)件較普通鋼管混凝土受彎構(gòu)件,受彎承載力高。此外,代鵬等[17]、Uy 等[18]、陳鑫等[19]和Pantha 等[20]將不銹鋼管混凝土軸壓、壓彎承載力試驗(yàn)值與現(xiàn)行的鋼管混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范或規(guī)程計(jì)算值進(jìn)行了比較,結(jié)果表明:規(guī)范或規(guī)程的計(jì)算值均偏于保守,主要是由于未對(duì)不銹鋼顯著的后期強(qiáng)化特性予以考慮。

        目前,不銹鋼管混凝土已被應(yīng)用在中國(guó)香港的昂船洲大橋(近海大橋)和紐約赫斯特大廈等實(shí)際工程中[14]。有關(guān)不銹鋼管混凝土抗彎性能的研究見陳譽(yù)等[21-22]報(bào)道了圓形和方形兩種截面形狀的不銹鋼管普通混凝土在彎曲荷載作用下的試驗(yàn)研究,而有關(guān)不同細(xì)骨料種類(原狀海砂、淡化海砂和普通河砂)對(duì)不銹鋼管混凝土力學(xué)性能影響的報(bào)道僅見軸心受壓工況[1,23]。

        為探尋海砂替代河砂形成不銹鋼管海砂混凝土組合結(jié)構(gòu)的可能性,緩解河砂資源緊缺和發(fā)揮就地取材優(yōu)勢(shì),促進(jìn)其在近海工程建設(shè)中的應(yīng)用。本文對(duì)3 種不同細(xì)骨料形成的不銹鋼管混凝土受彎力學(xué)性能開展了試驗(yàn)研究,考察了不同截面形狀和剪跨比下細(xì)骨料種類對(duì)不銹鋼管混凝土構(gòu)件受彎性能的影響??紤]不銹鋼顯著的后期應(yīng)變強(qiáng)化特性,為不銹鋼管混凝土合理設(shè)計(jì)提供必要的依據(jù),建立了圓形和方形不銹鋼管混凝土純彎構(gòu)件的有限元模型,并在參數(shù)分析的基礎(chǔ)上建議了不銹鋼管混凝土受彎承載力計(jì)算的簡(jiǎn)化公式,可為研究不銹鋼管混凝土壓彎性能并確定軸力-彎矩相關(guān)曲線提供參考。

        1 試驗(yàn)概況

        1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)和制作

        共進(jìn)行24 個(gè)不銹鋼管混凝土試件在純彎作用下的力學(xué)性能試驗(yàn)研究,其中不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼管普通河砂混凝土各8 個(gè)。試驗(yàn)主要參數(shù)為:細(xì)骨料類型(原狀海砂、淡化海砂、普通河砂)、截面形狀(圓形、方形)和剪跨比(λ=1.75、3.5)。試件截面外直徑D或外邊長(zhǎng)B均為127 mm,不銹鋼管壁厚ts均為2.88 mm,試件的參數(shù)詳見表1。其中,L為試件長(zhǎng)度;L0為試件有效長(zhǎng)度;fcu為核心混凝土立方體抗壓強(qiáng)度;λ(λ=a/D或λ=a/B,a為支座邊緣到四分點(diǎn)集中荷載作用處的距離,D為圓形試件外直徑,B為方形試件外邊長(zhǎng))為試件剪跨比;Mue為試件受彎承載力;Ki、Ks分別為試件實(shí)測(cè)彎矩與曲率關(guān)系曲線計(jì)算所得的的初始階段抗彎剛度和使用階段抗彎剛度。試件鋼管采用冷彎不銹鋼管,端板為為160 mm×160 mm×10 mm 方形截面,試件制作過程參考文獻(xiàn)[23]。

        表1 試件信息表Table 1 Details of specimens

        1.2 材料性能

        試件所用的不銹鋼管為奧氏體型304L 級(jí),按照《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1 部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[24]中標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法進(jìn)行了3 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)不銹鋼試件拉伸試驗(yàn),各項(xiàng)材料性能見表2,其中,σ0.2為產(chǎn)生0.2%塑性變形所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力(屈服強(qiáng)度),ν為泊松比,Es為彈性模量,n為不銹鋼材料應(yīng)變硬化指數(shù)[25]??梢娊?jīng)過冷彎工藝而成的不銹鋼管,彎角區(qū)域的屈服強(qiáng)度較平板區(qū)域得到顯著提高[26]。

        表2 不銹鋼材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Tensile test results of the stainless steel

        核心混凝土所用的細(xì)骨料類型分別為原狀海砂、淡化海砂和普通河砂,原狀海砂為取自于福建省福州市長(zhǎng)樂區(qū)近海區(qū)域的天然海沙,細(xì)度模數(shù)為2.5,較河砂粒徑小,但硬度大。淡化海砂按照文獻(xiàn)[23]中的淡水沖洗法對(duì)原狀海砂浸泡、晾曬和篩分得到,經(jīng)過淡化后的海砂,氯鹽、硫酸鹽和貝殼等雜質(zhì)含量均降低,但使其制備而成的混凝土成本提高5%~10%[23]。試驗(yàn)所用的3 種細(xì)骨料如圖1 所示,海砂中含有肉眼可見的貝殼。

        圖1 核心混凝土中所用的三種細(xì)骨料類型Fig. 1 Three types of fine aggregates used in core concrete

        按照《建筑用砂》(GB/T 14684-2011)[27]中建議的硝酸銀滴定法測(cè)定了3 種細(xì)骨料氯離子含量,結(jié)果列于表3。由表可見,原狀海砂的氯離子含量最高為0.063%;淡化海砂中氯離子含量為0.018%,低于《海砂混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(JGJ 206-2010)[28]中規(guī)定的限值0.03%;普通河砂中氯離子含量為0.006%。所有試件的核心混凝土均為自密實(shí)混凝土,其質(zhì)量配合比均為:mPO42.5水泥∶m水∶m細(xì)骨料∶m粗骨料∶m粉煤灰∶m減水劑=263.73 kg/m3∶187.25 kg/m3∶759.94 kg/m3∶1013.26 kg/m3∶175.82 kg/m3∶4.395 kg/m3,其中粗骨料采用最大粒徑為20 mm 的花崗巖碎石,粉煤灰為Ⅱ級(jí)粉煤灰,減水劑采用TW-PS 高效緩凝減水劑。保持水泥、水、粗骨料、粉煤灰及減水劑完全相同,等量替換不同種類的細(xì)骨料,試驗(yàn)時(shí)測(cè)得的與核心混凝土同條件養(yǎng)護(hù)下的立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)的抗壓強(qiáng)度fcu、棱柱體試塊(150 mm×150 mm×300 mm)的彈性模量Ec和其他混凝土材料性能見表3,可見試驗(yàn)時(shí)原狀海砂混凝土和普通河砂混凝土強(qiáng)度分別為44.3 MPa 和44.0 MPa,二者強(qiáng)度基本相當(dāng),淡化海砂混凝土強(qiáng)度最高,為45.3 MPa。

        表3 混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Material test results of the core concrete

        1.3 加載制度與測(cè)點(diǎn)布置

        試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示,試件所受的集中荷載由50 t 液壓千斤頂施加,加載過程中的荷載實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)由1000 kN 荷載傳感器進(jìn)行監(jiān)測(cè)。試驗(yàn)采用四分點(diǎn)加載方式,兩加載點(diǎn)之間為純彎段。試驗(yàn)采用分級(jí)加載制:初始階段,每級(jí)荷載為預(yù)估極限荷載的1/10;當(dāng)不銹鋼管拉區(qū)縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn)達(dá)到屈服后,每級(jí)荷載轉(zhuǎn)為預(yù)估極限荷載的1/15,持荷時(shí)間均為2 min;接近預(yù)估極限荷載時(shí)采用慢速連續(xù)加載,直至跨中撓度達(dá)到計(jì)算跨度的1/10 或者試件出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象(焊縫開裂、大變形)時(shí)停止加載。

        圖2 試驗(yàn)裝置示意圖 /mmFig. 2 Schematic view of the test setup

        在支座、四分點(diǎn)加載和跨中截面處共設(shè)置了5 個(gè)位移計(jì)(LVDT)以準(zhǔn)確測(cè)得試件在加載過程中撓度變化;在純彎段架設(shè)了1 個(gè)曲率儀以量測(cè)加載過程中試件曲率的發(fā)展,曲率儀的原理參考文獻(xiàn)[16];在試件跨中截面處每間隔90°位置貼置橫、縱向應(yīng)變計(jì)各1 個(gè),共計(jì)8 個(gè)應(yīng)變計(jì),以獲得在加載過程中試件跨中截面處外不銹鋼管應(yīng)變數(shù)據(jù)。加載過程中的荷載和變形數(shù)據(jù)均由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(IMC)自動(dòng)采集。

        2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

        2.1 破壞形態(tài)

        圖3 所示為剪跨比λ 為1.75 的試件整體破壞模態(tài)。可見,試件的整體破壞模態(tài)并無因核心混凝土細(xì)骨料種類的不同而有顯著改變,圓形試件不銹鋼管屈曲程度不明顯,方形截面試件受壓區(qū)不銹鋼管局部鼓曲程度顯著,且波浪形鼓曲在純彎段基本上對(duì)稱分布,二者整體上均有明顯的撓曲變形。整體而言,所有試件均延性良好,表現(xiàn)出較好的變形能力。典型試件核心混凝土破壞模態(tài)如圖4 所示,可見核心混凝土受拉區(qū)均出現(xiàn)裂縫。對(duì)比圖4(a)與圖4(b)可知:在同一剪跨比(λ=3.5)下圓形試件,原狀海砂核心混凝土受拉區(qū)裂縫較普通河砂核心混凝土數(shù)量多、寬度大、分布范圍廣,甚至部分裂縫貫穿至中性軸以上,這主要是由于原狀海砂中含有一定量貝殼及其他輕質(zhì)雜質(zhì),更易導(dǎo)致裂縫的生成與發(fā)展;對(duì)比圖4(a)與圖4(c)可知:在同一剪跨比(λ=3.5)下,細(xì)骨料種類為原狀海砂的核心混凝土,方形試件較圓形試件受拉區(qū)混凝土裂縫更多更密集,值得注意的是,方形試件受壓區(qū)鋼管鼓曲處,混凝土被壓潰,這與細(xì)骨料種類為普通河砂的核心混凝土的方形試件與圓形試件比對(duì)情況類似。

        圖3 試件破壞模態(tài)對(duì)比Fig. 3 Comparison of failure modes of the tested specimens

        圖4 典型試件核心混凝土破壞模態(tài)Fig. 4 Failure modes of core concrete in typical specimens

        2.2 彎矩-跨中撓度關(guān)系曲線

        三種不同細(xì)骨料種類的不銹鋼管混凝土在彎曲荷載作用下的彎矩M-跨中撓度um關(guān)系曲線如圖5 所示,可見實(shí)測(cè)的3 種不同細(xì)骨種類的不銹鋼管混凝土構(gòu)件在純彎作用下的M-um關(guān)系曲線形狀相似,均可劃分為彈性段、彈塑性段和強(qiáng)化段。彈性段:試件整體無明顯的變形,跨中撓度發(fā)展十分緩慢,鋼管和核心混凝土間的相互作用力較小,二者單獨(dú)承擔(dān)荷載,彎矩與跨中撓度呈線性增長(zhǎng),彎矩的增長(zhǎng)速率明顯大于跨中撓度的增長(zhǎng)速率;彈塑性段:當(dāng)跨中受拉區(qū)外不銹鋼管屈服時(shí),M-um曲線由線性增長(zhǎng)轉(zhuǎn)入非線性增長(zhǎng),中和軸的位置不斷向受壓側(cè)移動(dòng),截面受拉區(qū)范圍不斷擴(kuò)大;強(qiáng)化段:試件變形明顯增大,撓度的增長(zhǎng)的速率大于彎矩的增長(zhǎng)速率,當(dāng)跨中撓度達(dá)到L0/10 時(shí),各試件承載力也無下降,說明不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼管普通河砂混凝土三者均具有良好延性,不銹鋼管對(duì)核心混凝土約束作用可減小海砂中貝殼和其他輕質(zhì)雜質(zhì)對(duì)試件力學(xué)性能的影響。

        圖5 試件彎矩-撓度曲線Fig. 5 Bending moment-deflection curves of the tested specimens

        參考文獻(xiàn)[29],對(duì)于M-um無下降段的曲線,可取試件跨中截面受拉區(qū)鋼管最大纖維應(yīng)變達(dá)到10 000 με 時(shí)對(duì)應(yīng)的彎矩值為試件極限彎矩Mue,各個(gè)試件的Mue列于表1。需要說明的是,編號(hào)為C-SS-3.5-B 試件在達(dá)到極限荷載前其端板和鋼管焊縫開裂,因此無法得到其極限抗彎承載力。

        2.3 彎矩-曲率關(guān)系曲線

        利用架設(shè)在試件純彎段的曲率儀記錄的數(shù)據(jù),繪制了典型試件的彎矩M-曲率 φ關(guān)系曲線,如圖6 所示。可見,在其他參數(shù)相同的情況下,不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼管普通河砂混凝土試件的M- φ曲線較為接近。參考文獻(xiàn)[29 - 30],取M為0.2Mue和0.6Mue對(duì)應(yīng)的曲線的割線剛度作為各試件的初始階段抗彎剛度Ki和使用階段抗彎剛度Ks,各剛度值均列于表1 中。

        圖6 彎矩-曲率關(guān)系曲線 (λ=3.5)Fig. 6 Bending moment-curvature curves (λ=3.5)

        2.4 撓度曲線

        圖7 為典型圓形不銹鋼管原狀海砂混凝土和不銹鋼管淡化海砂混凝土試件在加載過程中撓度沿試件長(zhǎng)度分布情況,圖中橫坐標(biāo)為各測(cè)點(diǎn)距左端鉸支座的距離,即有效長(zhǎng)度L0,縱坐標(biāo)為試件加載過程中不同位置處的撓度值f,實(shí)線為實(shí)測(cè)試件撓曲線,虛線正弦半波曲線,可見,與不銹銹鋼管河砂混凝土撓曲線類似,不銹鋼管海砂混凝土實(shí)測(cè)撓曲線與對(duì)應(yīng)的正弦半波曲線均較為吻合,不因核心混凝土細(xì)骨料種類的改變而有明顯變化。

        圖7 典型試件撓曲線(λ=3.5)Fig. 7 Distribution of the deflection curves in typical specimens

        2.5 截面應(yīng)變發(fā)展

        圖8 為典型不銹鋼管海砂混凝土試件在荷載上升階段及峰值荷載時(shí)中截面不同位置測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)變?chǔ)舠l與截面高度H的關(guān)系曲線,橫坐標(biāo)為中截面各個(gè)測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)變值,拉應(yīng)變?yōu)檎?,壓?yīng)變?yōu)樨?fù)值,縱坐標(biāo)為中截面各測(cè)點(diǎn)距截面形心軸的距離。需要說明的是,縱坐標(biāo)值為0 時(shí)的縱向應(yīng)變值為中截面兩側(cè)面中點(diǎn)處縱向應(yīng)變平均值??梢姡c不銹鋼管河砂混凝土試件類似,加載至峰值荷載過程中,各測(cè)點(diǎn)縱向應(yīng)變連線保持直線,變形符合平截面假定,而對(duì)于中和軸,在試件的加載初始階段,中和軸基本上與截面的形心軸重合,隨著荷載的不斷增加,由于拉區(qū)混凝土逐漸開裂并退出工作,中和軸不斷向受壓區(qū)移動(dòng),方形試件截面應(yīng)變發(fā)展規(guī)律與圓形試件類似。

        圖8 典型試件跨中截面縱向應(yīng)變分布Fig. 8 Longitudinal strain distribution at the mid-span of typical specimens

        2.6 彎矩-應(yīng)變關(guān)系曲線

        圖9 分別給出了典型的3 種不同細(xì)骨料圓形和方形試件在加載過程中實(shí)測(cè)的彎矩M與試件跨中位置受拉區(qū)和受壓區(qū)鋼材縱向應(yīng)變?chǔ)舠l關(guān)系曲線,取拉應(yīng)變?yōu)檎担瑝簯?yīng)變?yōu)樨?fù)值。圖9 中的每一圖分別比較了相同參數(shù)下不同細(xì)骨料種類的試件受壓區(qū)和受拉區(qū)外鋼管縱向應(yīng)變隨彎矩值的發(fā)展情況,可見,在其他參數(shù)相同的情況下,不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼普通河砂混凝土試件的M-εsl曲線基本吻合,加載初期,受拉區(qū)和受壓區(qū)外鋼管縱向應(yīng)變均隨著彎矩的增大的而增大且呈線性發(fā)展,受拉區(qū)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率較受壓區(qū)應(yīng)變快,先達(dá)到鋼材屈服應(yīng)變?chǔ)舠y,之后隨著彎矩值繼續(xù)增大,受壓區(qū)應(yīng)變也達(dá)到鋼材屈服應(yīng)變。

        圖9 試件彎矩-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線 (λ=3.5)Fig. 9 Bending moment-top (bottom) Longitudinal strain curves (λ=3.5)

        2.7 受彎承載力和抗彎剛度

        表1 給出了不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼管普通河砂混凝土純彎試件受彎承載力Mue、初始階段抗彎剛度Ki和使用階段抗彎剛度Ks值??梢?,方形試件的Mue、Ki和Ks值均大于對(duì)應(yīng)的圓形試件,這是由于方形試件的截面面積大于圓形試件。承載力方面:對(duì)于圓形試件而言,無論細(xì)骨料種類,剪跨比λ 為3.5 的試件受彎承載力Mue較λ 為1.75 的試件均有所降低,其中原狀海砂試件、淡化海砂試件和普通河砂試件的降幅分別為12.0%、5.1%和2.2%,可見,剪跨比對(duì)原狀海砂圓形試件的受彎承載力的影響相對(duì)于其他兩種細(xì)骨料試件較大;對(duì)于方形試件而言:對(duì)于不同細(xì)骨料種類,剪跨比λ 為1.75 的試件的Mue與λ 為3.5 的試件基本接近??箯潉偠确矫妫簾o論是圓形試件還是方形試件,剪跨比對(duì)三種細(xì)骨料試件的Ki影響有限,但對(duì)Ks的影響較大:λ 為1.75 的試件較λ 為3.5 的試件,其Ks均有不同程度提高,圓形試件Ks增幅為5.2%~29.0%,方形試件的Ks增幅在9.7%~13.1%之間。

        為了進(jìn)一步探究用原狀海砂和凈化海沙代替普通河砂對(duì)不銹鋼管混凝土受彎試件受彎承載力和抗彎剛度的影響,分別定義了承載力系數(shù)SI1、初始階段剛度系數(shù)FI1和使用階段剛度系數(shù)FI2如下:

        式中:Mue表示試驗(yàn)參數(shù)相同的2 根試件受彎承載力的平均值,Mue-RS表示相同試驗(yàn)參數(shù)下2 根普通河砂試件受彎承載力的平均值;ki為試驗(yàn)參數(shù)相同的2 根試件初始階段抗彎剛度的平均值,ki-RS表示相同試驗(yàn)參數(shù)下2 根普通河砂試件初始階段抗彎剛度的平均值;ks為試驗(yàn)參數(shù)相同的2 根試件使用階段抗彎剛度的平均值,ks-RS表示相同試驗(yàn)參數(shù)下2 根普通河砂試件使用階段抗彎剛度的平均值。

        圖10 比較了不同細(xì)骨料試件的承載力系數(shù)S11,可見,對(duì)于圓形構(gòu)件:在剪跨比λ 為1.75時(shí),原狀海砂試件和淡化海砂試件的受彎承載力較普通河砂試件均有所提高,增幅分別為7.4%和1.5%;在λ 為3.50 時(shí),不同細(xì)骨料種類試件的承載力系數(shù)基本接近。對(duì)于方形試件:在剪跨比λ 為1.75 時(shí),細(xì)骨料為淡化海砂的試件受彎承載力與普通河砂的試件相近,原狀海砂試件較普通河砂試件受彎承載力提高3.9%;在λ 為3.5 時(shí),無論是原狀海砂試件還是淡化海砂試件受彎承載力均與普通河砂試件相近。綜上,無論是圓形還是方形試件,總體上采用原狀海砂和淡化海砂替代普通河砂,對(duì)不銹鋼管混凝土受彎承載力的影響較小。

        圖10 不同細(xì)骨料對(duì)試件承載力的影響Fig. 10 Effects of different fine aggregate types on the flexural resistance of specimens

        圖11 比較了不同細(xì)骨料試件的初始階段抗彎剛度系數(shù)F11,可見,細(xì)骨料種類的改變對(duì)各試件的初始抗彎剛度影響較小,普通河砂被原狀海砂和淡化海砂取代后,不銹鋼管混凝土試件的初始階段抗彎剛度基本相近。

        圖11 不同細(xì)骨料對(duì)試件初始階段抗彎剛度Ki 的影響Fig. 11 Effects of different fine aggregate types on the initial section flexural stiffness of specimens

        圖12 比較了不同細(xì)骨料試件的使用階段抗彎剛度系數(shù)F12,可見,對(duì)于剪跨比λ 為1.75 的圓形試件,原狀海砂試件和淡化海砂試件的使用階段抗彎剛度Ks與普通河砂試件相比增大,提高幅度分別為3.2%和4.8%;對(duì)于λ 為3.5 的圓形試件,原狀海砂試件相對(duì)于普通河砂試件,Ks降低,降幅為15.9%,這主要是由于在剪跨比較大的情況下,構(gòu)件受彎為主,此時(shí)海砂混凝土受拉區(qū)混凝土開裂較河砂混凝土更為嚴(yán)重,其裂縫分布區(qū)域更大,因此在使用階段由于拉區(qū)混凝土退出工作引起的剛度下降幅度則相應(yīng)的更為顯著;混凝土淡化海砂試件相對(duì)于普通河砂試件,Ks升高,增幅為到14.4%;對(duì)于剪跨比λ 為1.75 的方形試件,原狀海砂試件和淡化海砂試件的使用階段抗彎剛度Ks與普通河砂試件相比均降低,降幅分別為5.0%和8.1%;對(duì)于λ 為3.5 方形截面試件而言,不同細(xì)骨料試件的Ks基本接近??傮w而言,大剪彎比時(shí),圓形試件中,原狀海砂替代普通河砂對(duì)試件使用階段剛度的影響較為顯著,而在其他條件下,其影響較小。

        圖12 不同細(xì)骨料對(duì)試件使用階段抗彎剛度Ks 的影響Fig. 12 Effects of different fine aggregate types on the serviceability-level section flexural stiffness of specimens

        為分析現(xiàn)行的鋼管混凝土規(guī)范或規(guī)程對(duì)不銹鋼管海砂(普通)混凝土抗彎剛度的適用性,選用了歐洲規(guī)范Eurocode4 (2004)[31]、美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)規(guī)范ANSI/AISC 360-10 (2010)[32]、美國(guó)混凝土協(xié)會(huì)規(guī)范ACI 318-19 (2019)[33]和福建省地方標(biāo)準(zhǔn)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ/T 13-51-2010)[34]對(duì)本文試件抗彎剛度試驗(yàn)值和規(guī)范計(jì)算值進(jìn)行了比較,表4 給出了選用的4 本規(guī)范抗彎剛度計(jì)算值和試驗(yàn)值比值的平均值和方差,可見EC4 規(guī)范計(jì)算的本文圓形試件初始抗彎剛度值和試驗(yàn)值比值的平均值μ為0.986,方差σ 為0.022,方形試件為0.992 和0.021,其所提供的抗彎剛度公式可滿足于不銹鋼管海砂(普通)混凝土的初始抗彎剛度的計(jì)算,如式(4)所示;ANSI/AISC 360-10 規(guī)范和ACI 318-19 規(guī)范計(jì)算的本文試件使用階段抗彎剛度值和試驗(yàn)值的比值接近,其中利用ACI 318-19 規(guī)范所得的圓形試件使用階段抗彎剛度計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值μ為1.052,方差σ 為0.135,方形試件為0.961 和0.074,可滿足于不銹鋼管海砂(普通)混凝土的使用階段抗彎剛度的計(jì)算,抗彎剛度計(jì)算式如式(5)所示:

        表4 抗彎剛度規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值和方差Table 4 Mean and standard deviation of the ratio between calculated and tested flexural rigidity values

        3 有限元分析

        3.1 有限元模型建立與驗(yàn)證

        不銹鋼采用Rasmussen[35]提出的應(yīng)力σ-應(yīng)變?chǔ)?模型,這主要是由于該不銹鋼本構(gòu)關(guān)系得到了Tao 等[36]的驗(yàn)證,精度高且要求輸入?yún)?shù)少;不銹鋼材真應(yīng)力、真塑性應(yīng)變與名義應(yīng)力、名義應(yīng)變之間的轉(zhuǎn)換參考文獻(xiàn)[36];對(duì)于方形截面,彎角區(qū)域范圍、彎角區(qū)域不銹鋼管屈服強(qiáng)度計(jì)算和初始缺陷模型參考文獻(xiàn)[36]。此外,因核心混凝土的存在,不銹鋼管焊接殘余應(yīng)力對(duì)不銹鋼管混凝土構(gòu)件力學(xué)性能的影響較小[36],其對(duì)構(gòu)件整體性能影響可以忽略。

        對(duì)于不銹鋼管原狀海砂混凝土、不銹鋼管淡化海砂混凝土和不銹鋼管普通河砂混凝土構(gòu)件而言,三種核心混凝土均受到不銹鋼管對(duì)其約束且該約束作用與其受到來自普通鋼管的約束并無顯著差異[13],且暫無考慮約束效應(yīng)的海砂混凝土應(yīng)力σ-應(yīng)變?chǔ)?本構(gòu)模型;此外,海砂混凝土的抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度等和同級(jí)別的普通河砂混凝土相差不大[6,8],且海砂取代率對(duì)海砂混凝土軸壓力學(xué)性能的影響并不顯著[37]。因此,核心混凝土均采用韓林海[38]提出的考慮約束效應(yīng)的混凝土σ-ε 模型;混凝土受拉軟化特性通過失效應(yīng)力-斷裂能模型來反映,文獻(xiàn)[39]給出了開裂應(yīng)力的計(jì)算公式。

        圖13 為所建立的不銹鋼管混凝土純彎構(gòu)件有限元模型示意圖,不銹鋼管、端板和核心混凝土分別采用S4、C3D8R 單元模擬;考慮不銹鋼管和核心混凝土之間的粘結(jié)滑移,其界面模型包括法向和切向兩個(gè)方向,其中法向方向采用“硬接觸模型”,切向方向采用“庫(kù)侖摩擦模型”,不銹鋼管和原狀?;炷?、淡化海砂混凝土之間的界面摩擦系數(shù)參考不銹鋼管與普通河砂的取值,均取0.25[13,36];端板和鋼管混凝土之間的相對(duì)滑移可忽略,采用綁定約束Tie。在構(gòu)件下部設(shè)立參考點(diǎn)RF1 和RF2,并將局部外鋼管與二者耦合,約束點(diǎn)RF1 除繞X軸轉(zhuǎn)動(dòng)和沿Z軸平動(dòng)自由度外其他4 個(gè)自由度,以模擬滾軸支座;約束點(diǎn)RF2 除繞X軸轉(zhuǎn)動(dòng)自由度外其他5 個(gè)自由度,以模擬固端鉸支座;在試件上部四分點(diǎn)處設(shè)立參考點(diǎn)RF3 和RF4,將二者除沿Y軸平動(dòng)自由度外其他5 個(gè)自由度全部進(jìn)行約束并施加位移,進(jìn)行加載。

        圖13 有限元模型示意Fig. 13 Schematic view of the finite element mode

        圖5 中給出了3 種 細(xì)骨料構(gòu)件在彎曲荷載作用下的計(jì)算和試驗(yàn)實(shí)測(cè)彎矩M-跨中撓度um曲線,可見有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果均吻合良好,表明采用的混凝土本構(gòu)模型可適用于模擬不銹鋼管約束海砂混凝土。同時(shí),為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性,計(jì)算了文獻(xiàn)[16]、文獻(xiàn)[21 - 22]、文獻(xiàn)[40]和本文中共計(jì)40 根圓形和38 根方形不銹鋼管混凝土構(gòu)件的受彎承載力,計(jì)算值Muc1和實(shí)測(cè)值Mue比較見圖14??梢姡瑘A形構(gòu)件的受彎承載力的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的比值Muc1/Mue的平均值u和方差σ 分別為1.037 和0.082;方形構(gòu)件Muc1/Mue的u和σ 分別為1.012 和0.079。綜上,所建立的不銹鋼管混凝土純彎構(gòu)件有限元模型可用于重要參數(shù)對(duì)其力學(xué)性能的影響分析。

        圖14 受彎承載力有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 14 Comparisons of the test moment capacities with those calculated by finite element model

        3.2 彎矩-應(yīng)變曲線比較

        利用上述有限元法分別建立了不銹鋼管混凝土和普通鋼管混凝土受彎構(gòu)件有限元模型,其中普通鋼的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)[38]中二次塑流模型,普通鋼管和核心混凝土之間的截面摩擦系數(shù)按文獻(xiàn)[16]中建議,取0.6。圖15 給出了與編號(hào)為C-SS-3.5 試件同規(guī)格(鋼材屈服強(qiáng)度、核心混凝土強(qiáng)度、試件長(zhǎng)度、鋼管尺寸)的不銹鋼管混凝土和普通鋼管混凝土的彎矩M-跨中受拉區(qū)縱向應(yīng)變?chǔ)舠l曲線比較,可見,相同約束效應(yīng)下,不銹鋼管混凝土的M-εsl曲線較普通鋼管混凝土較早進(jìn)入非線性階段;不銹鋼管混凝土構(gòu)件受彎承載力εmax=10 000 με 大于普通鋼管混凝土,在受荷后期,其受彎承載力能繼續(xù)增大,而普通鋼管混凝土受彎承載力在則相對(duì)不變,這與文獻(xiàn)[16]的結(jié)論一致,主要是由于不銹鋼較普通鋼有顯著應(yīng)變強(qiáng)化特性。為不銹鋼管混凝土的合理設(shè)計(jì),需考慮不銹鋼管與普通鋼管的材料性能差異。

        圖15 圓形純彎構(gòu)件彎矩-縱向應(yīng)變曲線比較Fig. 15 Comparisons of bending moment-longitudinal strain curves of concrete-filled circular steel tube

        3.3 參數(shù)分析

        利用所建立的有限元模型,分析了下列參數(shù)對(duì)受彎構(gòu)件M/Wsc-εmax關(guān)系曲線的影響,其中Wsc為不銹鋼管混凝土截面抗彎模量,εmax為截面纖維最大拉應(yīng)變。變化的參數(shù)范圍為:不銹鋼屈服強(qiáng)度σ0.2為220 MPa、260 MPa、300 MPa、350 MPa、420 MPa 和480 MPa,核心混凝土強(qiáng)度fcu為40 MPa、60 MPa 和80 MPa,截面含鋼率αs(αs=As/Ac,As為鋼管橫截面面積,Ac為核心混凝土橫截面面積)為0.05、0.10、0.15 和0.20,其中不銹鋼屈服強(qiáng)度根據(jù)文獻(xiàn)[41]中所列的不同不銹鋼類型選用。表現(xiàn)為構(gòu)件的受彎承載力(εmax=10 000 με時(shí))隨著σ0.2、fcu和αs的增大而增大,即構(gòu)件的受彎承載力與不銹鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)系數(shù)ξ(=(αs·σ0.2)/fck,其中fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值)有關(guān),圖16 分別給出了核心混凝土強(qiáng)度為40 MPa、60 MPa 和80 MPa 時(shí)不同約束效應(yīng)下的圓形和方形不銹鋼管混凝土M/Wsc-εmax關(guān)系曲線,可見,同一核心混凝土強(qiáng)度下,無論圓心構(gòu)件還是方形構(gòu)件的受彎承載力均隨著約束效應(yīng)系數(shù)ξ 的增大而增大。值得注意的是,不銹鋼管混凝土M/Wsc-εmax關(guān)系曲線與文獻(xiàn)[38]中普通鋼管混凝土M/Wsc-εmax關(guān)系曲線相比,曲線較早進(jìn)入非線性階段,這主要與不銹鋼和普通鋼材料性能差異有關(guān)。

        圖16 圓形不銹鋼混凝土M/Wsc-εmax 關(guān)系曲線Fig. 16 M/Wsc-εmax curves of concrete-filled circular stainless steel tube

        3.4 受彎承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算

        為和傳統(tǒng)鋼管混凝土抗彎承載力表達(dá)式一致,同時(shí)結(jié)合上述參數(shù)分析的結(jié)果,可知,不銹鋼管混凝土構(gòu)件的受彎承載力主要與構(gòu)件截面的抗彎模量Wsc、約束效應(yīng)系數(shù)ξ 及抗壓強(qiáng)度指標(biāo)fsc有關(guān)。其中,截面抗彎模量Wsc的計(jì)算參考文獻(xiàn)[34],如式(6)和式(7)所示:

        圓形截面:

        方形截面:

        圓形截面抗壓強(qiáng)度fsc的計(jì)算參考文獻(xiàn)[19],如式(8)所示:

        方形截面抗壓強(qiáng)度fsc的計(jì)算參考文獻(xiàn)[42],如式(9)所示:

        其中,fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

        在規(guī)范[34]建議的有關(guān)普通鋼管混凝土構(gòu)件受彎承載力的式(10)的基礎(chǔ)上,采用有限元法,對(duì)適用于不銹鋼管混凝土的有一定塑性發(fā)展的截面塑性彎矩與截面邊緣剛達(dá)到屈服應(yīng)力的時(shí)的截面屈服彎矩的比值即截面塑性發(fā)展系數(shù)γm(γm=Mu/(Wsc·fsc))與約束效應(yīng)系數(shù)ξ 關(guān)系進(jìn)行回歸,如圖17 所示,可見,在約束效應(yīng)系數(shù)對(duì)等時(shí),無論圓形截面還是方形截面,不銹鋼管混凝土的截面塑性發(fā)展系數(shù)大于普通鋼管混凝土,這主要與不銹鋼較普通鋼比例極限低,加載初期既表現(xiàn)出很強(qiáng)的非線性有關(guān)。圓形不銹鋼管混凝土構(gòu)件γm與ξ 的關(guān)系可表達(dá)為式(11),方形不銹鋼管混凝土構(gòu)件二者的關(guān)系可表達(dá)為式(12)。

        圖17 γm-ξ 關(guān)系Fig. 17 Flexural strength index γm-confinement factor ξ relations

        圓形截面試件:

        方形截面試件:

        3.5 簡(jiǎn)化公式的準(zhǔn)確性及適用范圍

        圖18 為按簡(jiǎn)化公式對(duì)文獻(xiàn)[16]、文獻(xiàn)[21 - 22]、文獻(xiàn)[40]和本文中共計(jì)40 根圓形、38 根方形不銹鋼管混凝土構(gòu)件計(jì)算得到的受彎承載力Muc2與試驗(yàn)結(jié)果Mue的對(duì)比情況,可見,圓形構(gòu)件簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果的比值Muc2/Mue的平均值u與方差σ 分別為1.041 和0.113;方形構(gòu)件Muc2/Mue的u和σ 分別為0.982 和0.107;上述對(duì)比結(jié)果表明對(duì)文獻(xiàn)[34]建議的受彎承載力公式進(jìn)行的修正,即可適用于不銹鋼管普通河砂混凝土構(gòu)件受彎承載力的計(jì)算亦可適用于不銹鋼管海砂混凝土構(gòu)件受彎承載力的計(jì)算。簡(jiǎn)化公式的適用范圍為:不銹鋼名義屈服強(qiáng)度σ0.2=220 MPa~480 MPa;混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=40 MPa~80 MPa;截面含鋼率αs=0.05~0.20。

        圖18 抗彎承載力簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 18 Comparisons of the test moment capacities with those calculated by simplified model

        4 結(jié)論

        本文完成了24 根不同細(xì)骨料下不銹鋼管混凝土在純彎荷載作用下的力學(xué)性能試驗(yàn),并利用所建立的有限元模型提出了不銹鋼管混凝土受彎承載力計(jì)算的簡(jiǎn)化公式,在所探討的參數(shù)范圍內(nèi)可得到以下結(jié)論:

        (1)無論是圓形試件還是方形試件,其整體的破壞模態(tài)并沒有因細(xì)骨料種類的不同而有顯著區(qū)別;但原狀海砂混凝土受拉區(qū)裂縫數(shù)量較河砂混凝土多且部分裂縫貫穿至中性軸以上,三種細(xì)骨料試件的荷載-變形曲線均未出現(xiàn)下降段,表現(xiàn)出良好的延性。

        (2)原狀海砂和淡化海砂對(duì)不銹鋼管混凝土構(gòu)件的受彎承載力和初始階段抗彎剛度影響較小,大剪跨比時(shí),圓形試件中原狀海砂替代普通河砂對(duì)試件的使用階段抗彎剛度影響顯著,而在其他條件下此影響較小,表明海砂可替代普通河砂形成不銹鋼管海砂混凝土構(gòu)件,且其力學(xué)性能良好。

        (3)剪跨比對(duì)于原狀海砂的圓形試件的受彎承載力影響相對(duì)于其他兩種細(xì)骨料圓形試件較大:剪跨比為3.5 的原狀海砂圓形試件的受彎承載力較剪跨比為1.75 的原狀海砂圓形試的受彎承載力降低12%,同等情況下的普通河砂圓形試件降幅為2.2%;剪跨比對(duì)各試件初始階段的抗彎剛度的影響較?。粚?duì)各試件的使用階段的抗彎剛度影響明顯:剪跨比小的試件較剪跨比大的試件使用階段抗彎剛度均有不同程度提高,圓形試件增幅為5.2%~29.0%;方形試件增幅為9.7%~13.1%。

        (4)建立了圓形、方形不銹鋼管混凝土有限元分析模型,在驗(yàn)證模型可靠性的基礎(chǔ)上,開展參數(shù)分析,在福建省地方標(biāo)準(zhǔn)DBJ/T 13-51-2010 的基礎(chǔ)上,基于參數(shù)分析的結(jié)果,回歸了適用于不銹鋼管混凝土構(gòu)件受彎承載力的計(jì)算公式,為有關(guān)工程實(shí)踐提供參考。

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