劉子丹 焦文帥 程 展 杜國(guó)鋒

(1.長(zhǎng)江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院, 湖北荊州 434000; 2.中梁控股集團(tuán)有限公司, 上海 200333)

鋼管混凝土柱因其強(qiáng)度高、延展性好、施工方便、抗震性能好等特點(diǎn),在國(guó)內(nèi)外超高層建筑、工業(yè)建筑和橋梁工程中得到廣泛應(yīng)用[1]。但傳統(tǒng)鋼管混凝土柱耐腐蝕性差,很難在海洋環(huán)境和腐蝕環(huán)境中應(yīng)用。不銹鋼因其較高的強(qiáng)度、較好的耐腐蝕性和耐火性,在特殊環(huán)境中的應(yīng)用受到關(guān)注。國(guó)內(nèi)外研究成果表明,用不銹鋼替換鋼管混凝土柱的外包鋼管可以明顯改善其力學(xué)性能和抗腐蝕能力[2-7]。當(dāng)面臨腐蝕環(huán)境時(shí),不銹鋼管混凝土柱具有更長(zhǎng)的使用壽命和更低的維護(hù)成本。近年來(lái),眾多學(xué)者對(duì)不銹鋼管混凝土柱展開了研究。代鵬等對(duì)奧氏體型和雙相型的不銹鋼管混凝土進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)[8],結(jié)果表明:不銹鋼管與核心混凝土協(xié)同工作良好,兩者均有較高的極限承載力和變形能力。馬國(guó)梁試驗(yàn)成果顯示出不銹鋼管混凝土柱具有較強(qiáng)的后期承載力和良好的變形性能[9]。文獻(xiàn)[10-11]對(duì)圓不銹鋼管混凝土柱進(jìn)行了數(shù)值模擬,探究了徑厚比、混凝土強(qiáng)度和不銹鋼管等參數(shù)對(duì)其力學(xué)性能的影響。

由于不銹鋼材價(jià)格較高,導(dǎo)致不銹鋼管混凝土柱的應(yīng)用受到一定限制。因此,有必要在不降低結(jié)構(gòu)承載力的前提下,通過(guò)改變內(nèi)填材料來(lái)減少不銹鋼材的使用量。目前,許多研究都集中在將鋼筋混凝土填充到不銹鋼管柱中以改善其力學(xué)性能。Patel等通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析指出,圓形混凝土填充雙金屬鋼管(外側(cè)為不銹鋼,內(nèi)側(cè)為碳鋼)柱與不銹鋼管混凝土柱和鋼管混凝土柱相比,強(qiáng)度更高,成本更低,并給出了相應(yīng)的極限承載力預(yù)測(cè)模型[12]。喬崎云等對(duì)6個(gè)薄壁不銹鋼管混凝土組合短柱進(jìn)行了試驗(yàn)[13],結(jié)果表明不銹鋼管-鋼骨混凝土柱具有很高的承載力和較強(qiáng)的延性。

隨著超高層結(jié)構(gòu)的發(fā)展,鋼管混凝土結(jié)構(gòu)需要向更高承重、更優(yōu)性能和更小截面發(fā)展,因此,提升普通混凝土性能成為必然。近年來(lái),高性能混凝土、超高強(qiáng)度混凝土和超高性能混凝土不斷發(fā)展。相比而言,超高性能混凝土具有較高的抗壓強(qiáng)度、韌性和耐久性[14],將其作為核心混凝土,不僅可以進(jìn)一步提高柱承載力,還可以大大減少試件的截面尺寸和自重,降低施工成本。但文獻(xiàn)[15-16]研究成果指出,隨著核心混凝土強(qiáng)度的提高,試件脆性會(huì)變大。為解決這一問(wèn)題,本文試圖通過(guò)內(nèi)置鋼骨來(lái)提高柱的剛度和延性。為此,提出了一種新型的內(nèi)置型鋼的不銹鋼管超高性能混凝土柱(steel-reinforced ultra-high performance concrete-filled stainless steel tubular,簡(jiǎn)寫為SRUFSST;當(dāng)無(wú)內(nèi)置型鋼時(shí),構(gòu)件縮寫為UFSST)。為研究不銹鋼管、型鋼、超高性能混凝土三者對(duì)柱整體性能的影響,以及三者間的協(xié)同工作性能,通過(guò)試驗(yàn)分析了徑厚比(D/t)、長(zhǎng)徑比(L/D)和含骨率(ρ)對(duì)試件軸向壓縮性能的影響。通過(guò)ABAQUS進(jìn)行了有限元分析,根據(jù)試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果,提出了SRUFSST柱的極限承載力預(yù)測(cè)模型,為此類結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供了參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)擬定參數(shù)為長(zhǎng)徑比(L/D)、徑厚比(D/t)和含骨率(ρ),共設(shè)計(jì)了14個(gè)試件,包括6個(gè)短柱和8個(gè)中長(zhǎng)柱,試件截面如圖1所示。長(zhǎng)徑比(L/D)共有2.78、5、6.67和8.33 4種,為避免試件整體屈曲對(duì)軸向壓縮試驗(yàn)的影響,取短柱和中長(zhǎng)柱的長(zhǎng)徑比(L/D)限值為4[17],其中L為試件的高度,D為不銹鋼管的外徑。外包結(jié)構(gòu)選取外徑為180 mm的無(wú)縫不銹鋼管,壁厚t分別為2 mm、3 mm和4 mm,相應(yīng)的徑厚比(D/t)為90、60和45。內(nèi)置鋼骨采用I10、I12和I14工字鋼,試件含骨率(ρ)分別為5.62%、7%和8.45%,ρ由ρ=Ass/Asc得到,其中Ass和Asc分別為鋼骨和試件的橫截面積。各試件參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.1 材料性能

鋼管選用奧氏體304級(jí)不銹鋼,工字鋼為Q235級(jí)碳素鋼。根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[18],進(jìn)行鋼材拉伸試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。超高性能混凝土(UHPC)配合比如表3所示,水泥為P·O·52.5的普通硅酸鹽水泥,摻合料分別為S95級(jí)礦粉和優(yōu)質(zhì)微硅粉。細(xì)骨料選用雙級(jí)配石英砂。為了改善UHPC的流動(dòng)度,加入膠凝材料重量3%的高性能聚羧酸減水劑。此外,使用長(zhǎng)徑比67、抗拉強(qiáng)度2 850 MPa的鍍銅微絲鋼纖維。在澆筑試件時(shí),同時(shí)制備尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊,在與試件相同環(huán)境下養(yǎng)護(hù)28 d。按T/CECS 10107—2020《超高性能混凝土(UHPC)技術(shù)要求》[19],測(cè)得立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu為131 MPa,立方體強(qiáng)度與圓柱體強(qiáng)度換算系數(shù)取0.875[20]。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

表3 超高性能混凝土配合比Table 3 Mix ratios of ultra high performance concrete kg/m3

1.2 加載制度與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)在5 000 kN的液壓伺服試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,試驗(yàn)布置如圖2a所示,中長(zhǎng)柱試驗(yàn)時(shí),在壓力機(jī)頂板和底板處加裝鉸支座。試驗(yàn)采用分級(jí)加載制度,度,0.65Fu(Fu為構(gòu)件預(yù)估峰值荷載)之前每級(jí)200 kN,0.65Fu到0.8Fu之間每級(jí)100 kN,此后每級(jí)50 kN,每級(jí)荷載均保持5 min。正式加載前,對(duì)試件物理對(duì)中和幾何對(duì)中,并以0.1Fu進(jìn)行預(yù)加載。當(dāng)試件軸向變形過(guò)大或荷載-位移曲線下降至0.6Fu時(shí),停止加載。為測(cè)量試件在荷載下的應(yīng)變,分別在不銹鋼管以及內(nèi)置鋼骨的中部、1/3和2/3處布置應(yīng)變片,測(cè)點(diǎn)布置如圖2b所示。

a—試驗(yàn)布置; b—測(cè)點(diǎn)布置。圖2 試驗(yàn)和測(cè)點(diǎn)布置示意Fig.2 Diagrams of experiment set-up and measuring points layout

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

短柱破壞形態(tài)如圖3和圖4a、4b所示,UFSST柱的破壞集中在試件兩端。由于端部效應(yīng),試件在軸向荷載作用下柱端發(fā)生鼓曲,隨著荷載的提高,在核心UHPC內(nèi)部形成了一道貫穿試件的剪切滑移面,屬于剪切破壞。SRUFSST柱的破壞出現(xiàn)在柱中和末端的受壓側(cè),核心UHPC被壓碎,鋼纖維被拔出,隨著荷載的增加,裂紋由端部向中部發(fā)展,形成了兩道相交的剪切滑移面,屬于雙重剪切破壞。圖5顯示了中長(zhǎng)柱在軸向荷載下的破壞形態(tài)。兩類試件整體均產(chǎn)生明顯彎曲,并伴隨著橫向偏轉(zhuǎn),柱中不銹鋼管局部鼓曲明顯,由于二階效應(yīng)影響,試件最終在軸向荷載和附加彎矩的共同作用下發(fā)生壓彎破壞。圖4c為中長(zhǎng)柱拆解破壞示意,可明顯觀察到試件受壓側(cè)核心UHPC被壓壞,受拉側(cè)沿著軸向呈現(xiàn)許多近似水平的拉伸裂縫。此外,SRUFSST柱的破壞位移較UFSST柱更大,不銹鋼管向外鼓起的時(shí)間也有所延遲。上述結(jié)果表明,不銹鋼管、鋼骨和UHPC的有益組合極大地增強(qiáng)了試件的軸向剛度,提高了抵抗變形的能力。

a—CF-500-3-0; b—CF-500-3-1430。圖3 短柱破壞形態(tài)Fig.3 The failure modes of short columns

a—UFSST短柱; b—SRUFSST短柱; c—中長(zhǎng)柱局部。圖4 核心UHPC破壞形態(tài)Fig.4 The failure modes of core UHPC

a—CF-1500-3-0; b—CF-1500-3-1430。圖5 中長(zhǎng)柱破壞形態(tài)Fig.5 The failure modes of mid-length columns

2.2 荷載-位移曲線

試驗(yàn)荷載-位移曲線如圖6所示。曲線開始均呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì),試件處于彈性階段,核心UHPC、不銹鋼管和鋼骨協(xié)同工作良好。在達(dá)到峰值荷載后,曲線逐漸下降,隨著荷載增加,試件縱向位移增長(zhǎng)速率持續(xù)加快,超高性能混凝土對(duì)不銹鋼管擠壓作用加強(qiáng),最后,試件仍存在一定的殘余強(qiáng)度。這是因?yàn)椴讳P鋼管對(duì)開裂的核心混凝土仍存在約束作用,不銹鋼管和鋼骨也均處于應(yīng)變硬化階段。

a—徑厚比(無(wú)鋼骨試件); b—徑厚比(內(nèi)置鋼骨試件); c—長(zhǎng)徑比(內(nèi)置鋼骨試件); d—長(zhǎng)徑比(無(wú)鋼骨試件); e—含骨率。圖6 不同參數(shù)試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves for specimens with different parameters

2.3 參數(shù)分析

2.3.1徑厚比

不同徑厚比條件下試件的荷載-位移曲線如圖6a、6b所示,當(dāng)徑厚比減小時(shí),試件的極限承載力、初始剛度和殘余強(qiáng)度顯著提升,剛度軟化速度變緩。徑厚比由90減小到60和45時(shí),UFSST柱的極限承載力分別增加了16.43%和32.44%,SRUFSST柱極限承載力分別提高了7.23%和23.90%。這是由于管徑一定時(shí),隨著壁厚的增加,核心UHPC受到的橫向約束效應(yīng)逐漸增強(qiáng),抵抗開裂的能力提升。同時(shí),隨著鋼管厚度增大,其自身承載能力也隨之增強(qiáng)。

2.3.2長(zhǎng)徑比

不同長(zhǎng)徑比下的試件荷載-位移曲線如圖6c、6d所示。隨著長(zhǎng)徑比增大,試件的極限承載力、初始剛度和殘余強(qiáng)度變小,下降段曲線陡峭趨勢(shì)明顯,試件延性降低。長(zhǎng)徑比由2.78增大至5.00、6.67和8.33時(shí),SRUFSST柱的極限承載力分別降低了6.10%、7.94%和11.60%;UFSST柱的極限承載力降低了4.83%、7.21%和19.79%。當(dāng)長(zhǎng)徑比增大時(shí),試件的二階效應(yīng)愈發(fā)嚴(yán)重,相應(yīng)的附加彎矩和側(cè)向撓度變得更大,導(dǎo)致試件在縱向軸力和彎矩的共同作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞。

2.3.3含骨率

不同含骨率下的試件荷載-位移曲線如圖6e所示。SRUFSST柱的極限承載力、初始剛度和殘余強(qiáng)度隨著含骨率的增大而增加,下降段曲線更加平緩。隨著含骨率增加,試件軸向剛度提升,從而抑制了核心UHPC內(nèi)部微小裂縫的產(chǎn)生,此外,試件截面強(qiáng)度也得到了提高。含骨率由0.00%增大至5.62%、7.00%和8.45%時(shí),試件極限承載力分別增加了5.48%、18.18%和29.55%。

2.4 荷載-應(yīng)變曲線

試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖7所示。在加載初期,各測(cè)點(diǎn)曲線均呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì),鋼管與UHPC近似單獨(dú)受力。隨著荷載的增加,鋼管橫向應(yīng)變相較于縱向應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率有所加快,對(duì)核心UHPC的包裹作用逐漸增強(qiáng)。此后縱向應(yīng)變曲線進(jìn)入非線性增長(zhǎng)階段,試件左右兩側(cè)測(cè)點(diǎn)處的縱向應(yīng)變?cè)黾臃扔兴煌＿_(dá)到峰值荷載后,各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度明顯加快,且橫向應(yīng)變的增長(zhǎng)速率逐漸增大,表明UHPC在加載后期具有較大的膨脹變形,而不銹鋼管在加載后期直至試件破壞都對(duì)核心UHPC提供了較強(qiáng)的橫向約束力,使試件具有較好的變形能力。

為進(jìn)一步研究SRUFSST柱在軸向荷載下的破壞機(jī)理,對(duì)試件各組件中截面的荷載-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析。從圖8a中可以看出,試件長(zhǎng)徑比越大,內(nèi)置鋼骨延性越低。這是由于二階效應(yīng)的影響,較大的長(zhǎng)徑比在軸力下產(chǎn)生了更大的附加彎矩,試件在兩者共同作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞。如圖8b～8d所示,在彈性階段,鋼骨和管壁的應(yīng)變呈現(xiàn)相同的發(fā)展趨勢(shì),說(shuō)明兩者的協(xié)同工作性能很好。在彈塑性階段,鋼骨腹板的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率比翼緣和不銹鋼管更快,當(dāng)腹板達(dá)到屈服應(yīng)變時(shí),翼緣和不銹鋼管仍處于載荷的上升段,隨后翼緣和不銹鋼管分別達(dá)到屈服狀態(tài)。

a—CF-500-2-0; b—CF-500-3-0; c—CF-500-4-0; d—CF-900-3-0; e—CF-900-3-1430; f—CF-900-3-2150。3-1縱; 2-1縱; 2-1橫; 1-1縱; 3-2縱; 2-2縱; 2-2橫; 1-2縱。 圖7 試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves for specimens

a—不同長(zhǎng)徑比試件; b—CF-500-3-1430; c—CF-900-3-1430; d—CF-1200-3-1430。圖8 各組件中截面的荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves for the middle section of each component of specimens

3 有限元分析

為了進(jìn)一步揭示SRUFSST柱在軸向荷載下的力學(xué)性能,在考慮試件幾何初始缺陷和不銹鋼管橫向約束效應(yīng)下,建立了有限元模型。

3.1 材料屬性

3.1.1不銹鋼材料

Ramberg于1943年提出了不銹鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變模型[21],Eurocode 3 Part 1-4[22]在前者基礎(chǔ)上進(jìn)行了修正,提出了兩階段不銹鋼鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型:

(1)

式中:σ0.2和σu分別為不銹鋼的名義屈服強(qiáng)度和峰值強(qiáng)度;E和εu分別為不銹鋼的彈性模量和峰值應(yīng)變,計(jì)算式為εu=1-(σ0.2/σu);Ey=E/[1+0.002n·(E/σ0.2)]是應(yīng)力達(dá)到σ0.2時(shí)的切線模量;系數(shù)n是應(yīng)變硬化指數(shù),由n=ln(20)/ln(σ0.2/Rp0.01)得到,其中Rp0.01是殘余應(yīng)變?yōu)?.01%時(shí)的應(yīng)力值;系數(shù)m=1+3.5σ0.2/fu。

3.1.2約束混凝土

(2)

(3)

(4)

式中:fcr為核心混凝土的殘余強(qiáng)度;εci為下降段曲線反彎點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值,由Ahmed等提出[26],如下所示。

Lim和Ozbakkaloglu根據(jù)眾多試驗(yàn)結(jié)果回歸分析得到了εci的計(jì)算公式[25],Ahmed等在研究的基礎(chǔ)上進(jìn)行了修正,引入?yún)?shù)γc來(lái)描述εci計(jì)算式[26]:

(6)

式中:γc為核心混凝土尺寸縮減因子,Liang通過(guò)鋼管混凝土柱的試驗(yàn)結(jié)果給出了計(jì)算式[27]如下:

(7)

其中Dc=D-2t

式中:Dc為核心混凝土的直徑;D和t分別為不銹鋼管直徑和厚度。

(8)

(9)

(10)

(11)

式中:vs和ve分別為不銹鋼管在無(wú)填充和有填充UHPC時(shí)的泊松比,vs=0.5,Tang等給出了ve的計(jì)算公式[31]如下:

(12)

(13)

UHPC塑性參數(shù)Kc為0.8,膨脹角ψ為40°,偏心率為0.1,fb0/fc0(f60、fco分別為初始等效雙軸抗壓屈服應(yīng)力和初始單軸抗壓屈服應(yīng)力)的值為1.033,混凝土的黏性系數(shù)為0.001[32]。

3.1.3鋼 骨

工字鋼采用Han等提出的二次塑流模型[33],應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線一般可分為五個(gè)階段,其中fp、fy和fu分別為鋼材的彈性極限、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如下:

(14)

B=2Aεe1

式中:Es和fy分別為鋼材的彈性模量和屈服強(qiáng)度;εe,εe1,εe2,εe3分別為鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線不同階段的臨界應(yīng)變點(diǎn),εe=0.8fy/Es,εe1=1.5εe,εe2=10εe1,εe3=100εe1。

3.2 數(shù)值模型

核心混凝土、工字鋼和加載板均采用六面體單元(C3D8R)建模,不銹鋼管為殼單元(S4R),經(jīng)網(wǎng)格敏感性分析對(duì)試件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,如圖9所示。試件兩端加載板均定義為剛體,短柱頂板約束除Y軸位移以外的所有自由度,底板采用完全固接。對(duì)于中長(zhǎng)柱試件,除頂板Y軸位移外,上下加載板均采用鉸接。不銹鋼管與核心混凝土之間的接觸為表面與表面接觸,取庫(kù)倫摩擦系數(shù)為0.25[34]。鋼骨內(nèi)置于核心UHPC內(nèi),僅考慮兩者之間的黏結(jié)作用,不考慮相對(duì)滑移,不銹鋼管與上下加載板的連接方式為殼-實(shí)體耦合。將試件一階屈曲模態(tài)乘以一個(gè)縮放因子作為初始幾何缺陷,缺陷大小取值為L(zhǎng)/2 000[35]。此外,模型采用位移加載制度,加載速率為0.5 mm/s。

圖9 SRUFSST網(wǎng)格示意Fig.9 Schematic diagram of SRUFSST meshes

3.3 試驗(yàn)有限元對(duì)比

試驗(yàn)和有限元荷載-位移曲線對(duì)比如圖10所示。曲線上升段、下降段和殘余強(qiáng)度均吻合較好,特征基本保持一致。由表1可知,Nu,EXP/Nu,FEM的均值為0.998,標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù)均為0.020。圖3和圖4比較了短柱和中長(zhǎng)柱在軸向荷載下試驗(yàn)和有限元的破壞形態(tài),短柱吻合了柱端和柱中的屈曲模式,中長(zhǎng)柱也保證了柱中的橫向偏轉(zhuǎn)和局部鼓曲,均與試驗(yàn)結(jié)果較為一致。對(duì)比結(jié)果表明,提出的數(shù)值模型對(duì)SRUFSST的軸壓模擬可靠度較高,并為承載力提供了較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)。

a—CF-500-3-1430; b—CF-900-3-1430; c—CF-1200-3-1430; d—CF-1500-3-1430。試驗(yàn)實(shí)測(cè); 數(shù)值模擬。圖10 試驗(yàn)與數(shù)值模擬荷載-位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparisons of load-displacement curves between experimental results and numerical simulation ones

3.4 參數(shù)拓展分析

通過(guò)試驗(yàn)對(duì)試件的徑厚比、長(zhǎng)徑比和含骨率進(jìn)行了參數(shù)分析。為了更全面地探究各參數(shù)對(duì)UFSST短柱的影響,基于上述經(jīng)驗(yàn)證的數(shù)值模型,進(jìn)行了核心UHPC強(qiáng)度和內(nèi)置鋼骨強(qiáng)度參數(shù)拓展分析,如表4所示。

表4 公式結(jié)果與試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果的比較Table 4 Comparisons of formula results with experimental and finite element analysis results

3.4.1核心UHPC強(qiáng)度

核心UHPC的強(qiáng)度等級(jí)對(duì)試件荷載-應(yīng)變曲線有顯著影響,如圖11所示。試件的極限承載力和殘余強(qiáng)度隨著核心UHPC強(qiáng)度的增大而提高,增長(zhǎng)趨勢(shì)如圖12所示。由于極限承載力主要由約束混凝土提供,因此,隨著強(qiáng)度的增加,核心UHPC貢獻(xiàn)的承載力不斷增大,從而試件極限承載力大幅提高。但是,核心混凝土強(qiáng)度的增加伴隨著脆性的變大,導(dǎo)致試件在曲線下降段的斜率變大,剛度退化加快。

a—CF-500-3-1430; b—CF-900-3-1430。fcu=130 MPa; fcu=150 MPa; fcu=170 MPa。圖11 不同UHPC強(qiáng)度試件的荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of specimens with different core UHPC strengths

a—短柱試件; b—中長(zhǎng)柱試件。圖12 不同UHPC強(qiáng)度試件的極限承載力Fig.12 The ultimate bearing capacity of specimens with different core UHPC strengths

3.4.2內(nèi)置鋼骨強(qiáng)度

不同鋼骨強(qiáng)度試件的荷載-位移曲線如圖13所示,荷載增長(zhǎng)趨勢(shì)如圖14所示。結(jié)果表明,隨著鋼骨強(qiáng)度提高,試件的極限承載力提高,殘余強(qiáng)度也略有提高。這是由于截面尺寸一定時(shí),試件的截面強(qiáng)度和軸向剛度隨著內(nèi)置鋼骨強(qiáng)度的增大而增大,從而提高了試件的極限承載力。

a—CF-500-3-1430; b—CF-900-3-1430。fsy=235 MPa; fsy=345 MPa; fsy=390 MPa。圖13 不同鋼骨強(qiáng)度試件的荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves of specimens with different steel profile strengths

圖14 不同鋼骨強(qiáng)度試件的極限承載力Fig.14 The ultimate bearing capacity of specimens with different steel profile strengths

4 軸壓承載力計(jì)算模型

目前,國(guó)內(nèi)外研究尚無(wú)SRUFSST柱的極限承載力計(jì)算式。因此,根據(jù)疊加原理,將試件截面視為UFSST柱截面和鋼骨截面的疊加。不銹鋼管的橫向約束使核心UHPC在軸向載荷下處于三軸應(yīng)力狀態(tài),這大大增加了混凝土的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變,UHPC的存在同時(shí)抑制了不銹鋼管的局部屈曲,此外,內(nèi)置鋼骨也顯著提高了試件的軸向剛度。因此,為了具體評(píng)估它們之間的積極作用,表現(xiàn)內(nèi)置鋼骨對(duì)UFSST柱極限承載力的影響,引入抗壓指標(biāo)SI和鋼骨影響系數(shù)ξ,如式(15a)和式(15b)所示。

(15a)

(15b)

其中Nu,NOM=Asσ0.2+Acf′cc+Assfsy

式中:Nu,NOM為截面名義強(qiáng)度,顯然,當(dāng)Ass為0時(shí),試件為UFSST柱;As和Ac分別代表不銹鋼管和核心UHPC的橫截面積;fsy為鋼骨的屈服強(qiáng)度。假定SI與ξ存在線性關(guān)系,如式(16)所示,顯然,當(dāng)Ass為0時(shí),SI等于1,此時(shí)極限承載力計(jì)算模型正好適用于UFSST柱。

(16)

式中:a為強(qiáng)度影響參數(shù),根據(jù)短柱的試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行回歸分析得a=0.984 8。因此,聯(lián)立式(15)～(16)得到SRUFSST短柱的極限承載力計(jì)算式,如式(17)所示。

(Asσ0.2+Acf′cc+Assfsy)

(17)

對(duì)于SRUFSST中長(zhǎng)柱,為了考慮試件整體屈曲對(duì)極限承載力的影響,引入長(zhǎng)徑比折減系數(shù)φ,由SRUFSST短柱軸壓承載力的計(jì)算式,導(dǎo)出SRUFSST柱的統(tǒng)一承載力計(jì)算模型,見式(18)。

Nu=φNu,DES_S

(18a)

(Asσ0.2+Acf′cc+Assfsy)

(18b)

式中:Nu,DES為SRUFSST軸壓極限承載力預(yù)測(cè)值。按照短柱和中長(zhǎng)柱的長(zhǎng)徑比限值,建立了折減系數(shù)φ的表達(dá)式如式(19)所示,其中β為長(zhǎng)徑比影響參數(shù),根據(jù)中長(zhǎng)柱試驗(yàn)及有限元結(jié)果回歸分析得β=0.053。

(19)

將計(jì)算模型結(jié)果與試驗(yàn)及有限元結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,如表4和圖15所示。結(jié)果表明,Nu,DES/Nu,EXP/FEM的平均值為0.989,標(biāo)準(zhǔn)差和變異系數(shù)均為0.041,說(shuō)明提出的計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)SRUFSST柱的極限承載力,為該組合結(jié)構(gòu)軸壓力學(xué)性能的理論研究提供了參考。

圖15 計(jì)算模型驗(yàn)證Fig.15 Calculation model verification

5 結(jié) 論

對(duì)內(nèi)置鋼骨的不銹鋼管超高性能混凝土柱軸壓性能進(jìn)行了研究,基于試驗(yàn)和有限元拓展結(jié)果,探究了試件的破壞模式,分析了不同參數(shù)對(duì)試件極限承載力、荷載-位移曲線的影響。得到以下結(jié)論:

1)隨著徑厚比減小,試件的極限承載力逐漸增大,荷載-位移曲線下降趨勢(shì)逐漸變緩,延性得到改善;隨著長(zhǎng)徑比增大,試件極限承載力明顯降低,荷載-位移曲線下降段陡峭趨勢(shì)明顯,試件延性降低;隨著含骨率增大,試件極限承載力隨之增加,軸向剛度得到了一定程度的提高,試件延性隨之提升。

2)試件極限承載力隨著核心UHPC強(qiáng)度的提高而明顯增大,但試件延性隨之降低,剛度軟化速率加快;隨著鋼骨強(qiáng)度提高,試件極限承載力增大,延性有所提升。

3)提出的承載力計(jì)算模型與試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果吻合良好,為此類結(jié)構(gòu)承載力評(píng)估、實(shí)際工程應(yīng)用和相關(guān)規(guī)范修訂提供了參考。