钢管混凝土受压构件徐变分析

钢管混凝土受压构件徐变分析
第27卷第4期重庆交通大学学报(自然科学版)V o1.27No?4
2008年8月JOURN旦Q!垒垦!(垒!垒2垒圣;
钢管混凝土受压构件徐变分析
喻国华,周水兴,张敏
(1.北京市海龙公路工程公司,北京102101;2.重庆交通大学土木建筑学院,重庆400074)
摘要:混凝土徐变使钢管混凝土构件发生应力重分布.根据弹性徐变理论,按龄期调整的有效模量法,导出了轴心
受压和小偏心受压构件长期作用下钢管与核心混凝土徐变应力增量计算公式,计算值与试验结果吻合较好.进一
步的数值分析表明,截面含钢率变化会显着影响钢管应力增量值的变化,但对核心混凝土应力增量影响不大;随着
偏心率的增大,相同含钢率下钢管与核心混凝土应力增量几乎均呈线性变化.增大截面含钢率可降低钢管由徐变
产生的附加内力,但根据截面内力按刚度分配的原则,钢管更多地承担外力,使钢管的总内力呈增大趋势,核心混
凝土承受的外力显着减小,不利于钢管混凝土构件性能的发挥.
关键词:钢管混凝土;受压构件;徐变;含钢率;偏心率
中图分类号:u444文献标志码:A文章编号:1674-0696(2008)04-0515-05 CreepAnalysisofConcreteFilledSteelTubularCompressedMember
YUGuo—hua,ZHOUShui—xing.,
ZHANGMin.
(1.BeijingHailongHighwayEngineeringCorporation,Beijing102101,China;
2.SchoolofCivilEngineering&Architecture,ChongqingJiaotongUniversity,Chong qing400074,China)
Abstract:CreepleadstothestressredistributionofConcreteFilledSteelTubular(CFST)me mber.Accordingtoelastic
creeptheoryandang-adjustmenteffectivemodulemethod,creepstressincrementformulaso fbothsteeltubeandcorecon- creteforCFSTuniaxiallyandsmalleccentricallymemberunderlong.termactionhavebeenp utforward.Theresultofcon- putationiSinaccordancewiththatofexperiment.Thefurthernumericalanalysisshowsthatse ctionalsteelratiohasobvious
influenceOnstressincrementofsteeltube.butlesseffectoncoreconcrete.Stressincrementso fbothsteeltubeandcore concretearelinearlychangedatsamesectionalsteelratiowhileeccentricratioisraised.Altho ughlargersectionalsteelratio couldreduceadditionalinternalforceofsteeltube.steeltubestillaffordmoreexternalforceba sedontheprincipleofstiff-
nessdistributingintemalforce.whichmakestota¨ntemalforceofsteeltubestillincreaseandt heexternalforceofcorecon-
creteobviouslyreduce.ItiSB’tbeneficialforCFSTtotakefulladvantageofitsperformance. Keywords:CFsT(ConcreteFilledSteelTubular);compressionmember;creep;sectionalste elratio;eccentricratio
钢管混凝土已在高层建筑,车站,桥梁,高压输
电塔中得到广泛应用¨.徐变是混凝土的固有特
性,徐变使钢管混凝土产生应力重分布,钢管应力增
大,核心混凝土应力减小,钢管混凝土总变形也增
大.国内外学者开展过多组钢管混凝土轴压和偏压
构件的徐变试验研究¨引.王元丰基于混凝土徐变
的继效流动理论,多轴应力作用下混凝土的徐变理
论,推导了钢管混凝土轴心受压构件和偏心受压构
件徐变计算公式【4刮;顾建中根据ACI209推荐的大
体积密闭混凝土徐变函数J,采用”迭加法”推导轴
心受压构件徐变计算公式.
按龄期调整的有效模量法是徐变分析常用的一
种方法【7J,笔者将该方法应用到轴心和小偏心钢管
混凝土构件考虑混凝土徐变作用钢管与核心混凝土
的应力重分布计算,并探讨截面含钢率和偏心率对
应力重分布的影响规律.
1基本假定
在开展钢管混凝土受压构件核心混凝土徐变分
析时,作以下基本假定:
1)假定钢管与核心混凝土之间粘结良好,两者
协同工作,平截面假定成立;
2)线性徐变理论成立,混凝土徐变应力与徐变
应变成正比;
3)忽略核心混凝土收缩影响;试验表明_】],核
收稿日期:2007-09.11;修订日期:200711.15
基金项目:交通部西部交通科技项目(200631881422;20033188142024)
作者简介:喻国华(1973-),男,四川洪雅人,工程师,主要从事桥梁施工与管理.
516重庆交通大学学报(自然科学版)第27卷
心混凝土的收缩在50～250￡,相对于徐变,计算
中不予考虑.
2钢管混凝土构件徐变计算公式
按龄期调整有效模量法,在任意时刻t的应变
为:
)=[1+)】+[1+
(f,)]dr(1)
式(1)中,由于用按龄期调整的弹性模量来考
虑长期加载过程中不断变化的应力,从而使(f)与
即时应力or()仅与初始应力or(7In)有关,而与应
力历史无关,简化了计算.
下面依据式(1),分别推导钢管混凝土轴心和
小偏心受压构件的徐变应力计算公式.
2.1轴心受压构件
设钢管混凝土轴心受压构件初始加载龄期为
t.,钢管,核心混凝土在初始应力和下的初始
应变分别为,.核心混凝土受到初始应力
作用在计算时刻t的自由徐变应变为(t,),在
徐变过程中自由徐变应变受到钢管壁的约束导致核心混凝土应力松弛产生相对应变△;(图1).显
然,该应变的方向与弹性应变和徐变应变的方向相反.文中规定,以应变增大的方向为正向.
rI…一_l三o【..L————————l一0co
II—h
II
LL_————————
I_-co
_一
,/@
图1钢管与核心混凝土在时刻t的变形
时刻t钢管与核心混凝土的应变关系为(图
1):
+△+l△:l=[1+(t,)】(2a)
用算术符号表示为
+△一△:=[1+(t,)】(2b)
式中,(f,)为混凝土徐变系数;△因核心混凝
土徐变引起的钢管应变增量;Ae;为核心混凝土徐
变引起的实际应变增量.
根据基本假定1),在初始应力作用下,钢管与
核心混凝土应变相等,即=,代入式(2b)有
Ae=(t,)+△:(2c)
△:按式(3)计算:
Ae;=赤[1+(3)
上式中含有对应力历史的积分,可以离散为各
个时段的求和,但更多地利用积分中值定理引: Ae;=
式中,
(f)一(t0)△
E(t,
t0)E(f
,
t0)
(4)
E(t,
to)=(5)’5)
老化系数p(f,t.)可以从不同的理论推导得来.
2.1.1老化理论
p(t,t0)=
p(f,t0)=0.5～1,一般取0.8.
2.1.2继效流动理论
p(t,t0)=1
一ote-~~’,c0(f
,
t0)
式中,Ot,为常数,Ot=0.91,=0.686.
将式(4)代入式(2c),得:
蛳0)+蒜=蛳0)+
(6)E
(t,t0)
对仅有轴向外荷载且数值不变的情况下有: △+△J7vc=0(7a)
或
△c:一△:一A(7b)
A
式(7a)中,△,△J7vc分别为钢管与核心混凝土因徐变引起的轴向力增量值.
将式(7b)代入式(6),并注意到△=E△,
得
.
n’(t,t0)
△=—1—
+
—
om
—
[—1+—p(t
,
—
to)~P(—
t,
一
to)]
Ot’n’’(t,t0)
Aorc=一—
1—+—a—n—[—1—+—p(—t—
,
—
to
—
)q
二
~(t—
,t
—
o
)]
(8)
式中,n为钢材与核心混凝土的模量比,n=E/E
(E为钢管弹性模量;E为核心混凝土弹性模量);
为钢管混凝土构件的含钢率,=A/A(A,Ac分别
为钢管与核心混凝土的截面积).
△s=者吻合较好.=
3.2轴压构件徐变应力计算
篙一这与钢管混凝土轴心受压构件推导的公式(8) 完全一致.
3钢管混凝土受压构件徐变算例
3.1结果验证
文献[11]开展了内灌C60的钢管混凝土构件
徐变试验,钢管截面为450×10mm,混凝土养护
14d后加载,共施加180t的轴向力,为防止钢管混凝土徐变导致模型缩短,采用弹簧补偿.在模型跨中截面的混凝土内部布置3个混凝土传感器,在钢管上下,左右表面各布置1个表面应变传感器.为与钢管混凝土徐变相比较,在恒温,恒湿条件下进行7d,14d,28d,90d四个加载龄期的混凝土徐变试验,表1为14d加载龄期的徐变系数试验值.
表1C60混凝土徐变性能(14d加载)
加载时间/d137142845
徐变系数0.320.540.710.951.161.41
加载时间/d6o90120150180360
徐变系数1.451.551.701.861.902.21
钢管弹模取2.06×10MPa,C60混凝土弹模取
试验平均值4.35×10MPa.按照笔者在本文中推
导的计算公式,到360d,钢管轴向力由59.9t增大
到115.5t,试验值122t,核心混凝土由120.1t减小
到64.4t,试验值为58.8t,理论计算值与试验值吻
合较好.
图3钢管表面应变随时间变化曲线
图3为钢管表面应变理论与试验平均值的结果
钢管D×t=500×lOmm,钢材弹性模量E=
2.06×10MPa,混凝土弹性模量E=
3.45×10
MPa,徐变系数(t,..):2.0,老化系数JD(t,t)=
0.8,轴心压力N=2000kN.长期作用下徐变引混凝土应力变化由图4看出,随着含钢率的增大,钢管混凝土轴
心受压构件在长期作用下钢管应力增量呈非线性减
小,如含钢率由5%增大到10.3%时,应力增量由
55.52MPa减小到31.86MPa,减小42.6%,但混凝
土应力变化不小,仅从一2.76MPa增大到
一
3.29MPa.虽然含钢率增大可以减小钢管由徐
变引起的应力增量值,但总轴力仍在增大,这是由于
钢管更多地承担了轴向力缘故(=
d
_N),如图5.对核心混凝土,长期作用下
As+Ac/lL
应力增量变化不大,但总轴力变化也很明显(图5),
一
方面含钢率增大使核心混凝土承担更少的轴向
力,另一方面,徐变又使轴向力进一步减小(△Ⅳ=
一
△).混凝土承担的轴向力减小不利于充分钢
管混凝土性能的发挥,对此应引起重视.
3.3偏心受压构件徐变应力计算
钢管DXt=500X12mm,钢材弹性模量E=
2.06×10MPa,混凝土弹性模量E=
3.45×10
∞∞∞∞∞∞∞∞
nm
第4期喻国华,等:钢管混凝土受压构件徐变分析519
图5轴心受压构件钢管与核心混凝土轴向力变化曲线MPa,徐变系数(t,..)=2.0,老化系数p(t,to)=
0.8,轴心压力N=2000kN,荷载偏心距e=10
mm.长期作用下徐变引起的钢管和混凝土的应力
增量,计算如下:
含钢率=A/A=0.103,=5.48×10m4,
Ic=2.52×10～m,=IZ=0.217
A=(+/3)/2=0.160,B=(8一)/2=
0.057
E=E/【1+(t,t0)】=1.15×10MPa
E=E/[1+p(t,0)]=1.33×10MPa
根据式(12),钢管与核心混凝土初始应力为:
:=46.65MPa,or.=7.77MPa,or6=36.34
MPa,or6.=6.13MPa.其应力增量值分别为:
Aor.
=34.04MPa,Aor6=29.67MPa
Aor.
=一3.77MPa,Aor6=一2.82MPa
为进一步分析不同偏心率和不同含钢率下钢管
与核心混凝土由徐变产生的应力增量,计算以下两
种情况:
1)偏心距e=10naln,钢管外径不变,钢管壁厚分
别取8naln,10naln,12Inln,14naln,16naln,18naln,
20naln,22naln,24naln.不同截面含钢率下钢管与核心
混凝土的应力增量变化如图6.
2)壁厚=10naln,偏心距e分别取5naln,10naln,
151,nln,20naln,25naln,301,nln.不同偏心距的钢管混凝
土构件,由徐变在钢管和混凝土中产生的应力增量变
化曲线如图7.
图6表明,在保持偏心距不变的情况下,小偏心
受压构件钢管应力增量依然随含钢率的增大而减
小,且受压侧应力增量大于受拉侧应力增量,符合徐
变对构件影响规律,而混凝土应力增量变化很小;随
着偏心率的增大,受压侧钢管应力增量也相应增大,
而受拉侧钢管应力相应减小(图7),混凝土应力增
量仍变化不显着.上述分析结果与文献[1]试验结
论是一致的.
图6相同偏心距不同含钢率下钢管与核心
混凝土应力变化曲线
钢管壁厚10mm
…....偏心率?
图7相同含钢率不同偏心距下钢管与核心混凝土应力变化4结语
根据按龄期调整的有效模量法,分别推导了轴
心和小偏心钢管混凝土构件徐变引起的钢管与核心
混凝土应力增量计算公式,计算结果与试验吻合较
好.进一步算例表明,无论是轴心受压构件还是偏
心受压构件,在长期作用下,含钢率对钢管应力影响
显着,而对核心混凝土应力影响很小.
含钢率是钢管混凝土的一个重要参数,在考虑
徐变对构件的长期作用时,虽然增大含钢率能减小
徐变引起的钢管应力增量,但同时也增大了钢管需
承担的轴向力,总体上仍使钢管承担的轴向力增大,
而核心混凝土进一步卸载,这不利于钢管混凝土构
件性能的发挥,因此,在选择钢管含钢率时,应综合
考虑多方面因素.
参考文献:
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(下转第600页)
重庆交通大学学报(自然科学版)第27卷
一～—
茹——而一;…i而一…2—50……j面’0
时间/d
图8路基内部TGDG130型格栅实测蠕变特性曲线4.4结果分析
根据室内蠕变试验结果,TGDG130型聚丙烯单
向塑料土工格栅的室内蠕变强度折减系数为4.4, CA,IfrSG70—70型聚乙烯双向塑料土工格栅的室内
蠕变折减系数为3.4,材料差异导致的蠕变折减系
数差异并不是很大.
已有研究表明,相对于无侧限条件,土工合
成材料在侧限条件下蠕变速率明显变小.本次试验
也验证了这一点.图3结果显示,室内无侧限条件
下,10%,20%和40%荷载水平的TGDG130型格栅
在1×10h时应变应分别达到1.43%,4.01%和
15.79%.处于路基内部工作状态的同类型格栅,
8%,17%和30%荷载水平在1×10h时应变仅相当
于0.78%,2.69%和4.29%.
5结论与建议
1)在制造工艺不断进步和原材料质量逐渐提
高的条件下,材料差异导致的土工格栅蠕变强度折
减系数差异不是很大.
2)室内无侧限蠕变试验和路基中有侧限蠕变
试验表明,TGDG130型聚丙烯土工格栅的蠕变曲线
可用对数函数和乘幂函数来拟合.当荷载水平较低
时,对数函数拟合效果较好,当荷载水平较高时(如
(上接第519页)
[3]TerreyPJ,BradfordMA,GilbertRI.Creepandshrink—ageofconcreteinconcrete—filledcircularsteeltubes
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荷载水平在40%及以上),蠕变曲线相对而言比较
陡峭,乘幂函数拟合效果更好.
而CATI’SG70—70型聚乙烯土工格栅蠕变曲线
的拟合函数与荷载水平基本无关,可用对数函数拟
合.
3)就笔者所试验的TGDG130型土工格栅,在
近似荷载水平作用下,无侧限条件时的蠕变速率约
为侧限条件时的两倍左右.
4)综合笔者试验研究和已有研究成果,高强土
工格栅的蠕变强度折减系数可不考虑原材料区别,
统一取为3,5～4.5之间,该取值范围偏于安全.如
果考虑实体工程中土工格栅的侧限条件,其蠕变折
减系数可略微下调.
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