《钢管混凝土受压构件徐变分析.doc》由会员分享，可在线阅读，更多相关《钢管混凝土受压构件徐变分析.doc（10页珍藏版）》请在三一文库上搜索。
1、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)Vo1.27No?42008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
2、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)04-0515-05CreepAnalysisofConcreteFilledSteelTubularCompressedMemberYUGuohua,ZHOUShuixing.,ZHANGMin.(1.BeijingHailongHigh
3、wayEngineeringCorporation,Beijing102101,China;2.SchoolofCivilEngineering&Architecture,ChongqingJiaotongUniversity,Chongqing400074,China)Abstract:CreepleadstothestressredistributionofConcreteFilledSteelTubular(CFST)member.Accordingtoelasticcreeptheoryandang-adjustmenteffectivemodulemethod,creepst
4、ressincrementformulasofbothsteeltubeandcorecon-creteforCFSTuniaxiallyandsmalleccentricallymemberunderlong.termactionhavebeenputforward.Theresultofcon-putationiSinaccordancewiththatofexperiment.ThefurthernumericalanalysisshowsthatsectionalsteelratiohasobviousinfluenceOnstressincrementofsteeltube.butl
5、esseffectoncoreconcrete.Stressincrementsofbothsteeltubeandcoreconcretearelinearlychangedatsamesectionalsteelratiowhileeccentricratioisraised.Althoughlargersectionalsteelratiocouldreduceadditionalinternalforceofsteeltube.steeltubestillaffordmoreexternalforcebasedontheprincipleofstiff-nessdistributing
6、intemalforce.whichmakestotantemalforceofsteeltubestillincreaseandtheexternalforceofcorecon-creteobviouslyreduce.ItiSBtbeneficialforCFSTtotakefulladvantageofitsperformance.Keywords:CFsT(ConcreteFilledSteelTubular);compressionmember;creep;sectionalsteelratio;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
7、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
8、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50250,相对于徐变,计算中不予考虑.2钢管混凝土构件徐变计算
9、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
10、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【.Ll一0coIIhIILL_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
11、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)=0.51,一般取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
12、入式(6),并注意到=E,得.n(t,t0)=1+om1+p(t,to)P(t,一to)Otn(t,t0)Aorc=一1+an1+p(t,to)q二(t,to)(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45010mm,混凝土养护14d后加载,共施加180t的轴向力
13、,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2.0610MPa,C60混凝土弹模取试验平均值4.3510MPa.按照笔者在
14、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Dt=500lOmm,钢材弹性模量E=2.0610MPa,混凝土弹性模量E=3.4510MPa,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
15、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(=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=2.0610MPa,混凝土弹
16、性模量E=3.4510nm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=10mm.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,=5.4810m4,Ic=2.5210m,=IZ=0.217A=(+/3)/2=0.160,B=(8一)/2=0.057E=E/【1+(t,t0)】=1.1510MPaE=E/1+p(t,0)=1.3310MPa根据式(12),钢管与核心混凝土初始应力为:=46.65MPa,o
17、r.=7.77MPa,or6=36.34MPa,or6.=6.13MPa.其应力增量值分别为:Aor.=34.04MPa,Aor6=29.67MPaAor.=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,
18、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
19、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:1钟善桐.钢管混凝土结构(3版)M.北京:清华大学出版社,2003.
20、2NakaiH,KuritaA,LehinoseL.AnexperimentalstudyoncreepofconcretefilledsteelpipesC/Proc.Of3Inter.Confer.OnSteelandConcreteCompositeStructures.Fukuoka,Japan:1991:55-60.(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而一250j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,IfrSG7070型
21、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110h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110h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
22、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)3TerreyPJ,BradfordMA,GilbertRI.CreepandshrinkageofconcreteinconcretefilledcircularsteeltubesEl/Procof6Inter.SymposiumonTubularStructuresMelbourbne.Australia:1994:293-298.4王元丰,韩冰.钢管混凝土轴心受压构件的徐变分析J.中国公路学报,2000,13(2)
23、:57-60.5韩冰,王元丰.钢管混凝土小偏心受压构件的徐变分析J.工程力学,2001(12):100116.6顾建中,刘西拉.轴向荷载作用下钢管混凝土的徐变J.中国公路学报,2001,14(4):59-62.7周水兴.钢管初应力对钢管混凝土拱桥承载力的影响荷载水平在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CATISG7070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
24、减系数可不考虑原材料区别,统一取为3,54.5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.参考文献:1AASHTODesignation:M288-97(8Edition),GeotextileSpecificationforHighwayApplication.StandardSpecifi一cationforTransportationMaterialsandMethodofSampiingandTestingS.2JTGE50-2006,公路土工合成材料试验规程S.3QB/T2854-2007,塑料土工格栅蠕变试验和评价方法S.4王钊,李丽华
25、,王协群,土工合成材料的蠕变特性和试验方法J.岩土力学,2004,25(5):723-727.5WuCS,HongYS.Creepbehaviorofgeotextileunderconfiningstressc/GeomembranesandRelatedProductsPmceedingsof5thInternationalConferenceonGeotextiles.Singapore:S.n.,1994,11351138.6BeckerLDB,NunesALLS.ConfinedcreepofgeotextileinacompactedsandfillC/Proceedingsof7
26、thIntemationalConferenceonGeosynthetics.France:Nice,2002.1519.1522.研究D.重庆:重庆大学,2007.8周履,陈永春.收缩徐变M.北京:中国铁道出版社,1994.9BazantZP,WrittmannFH.CreepandshrinkageinconcretestructuresM.USA:JohnWiley&SonsLtd.,1982:307336.10谢肖礼,秦荣,彭立文,等.钢管混凝土劲性骨架拱桥收缩徐变影响理论研究J.中国工程科学,2001,3(3):8084.11刘成才.大跨径钢管混凝土拱桥的时间,几何,温度非线性空间分析D.重庆:重庆交通学院,2004.