哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱轴压承载力分析

彭桂瀚，罗有鹏，袁辉辉，黄国兴，康红梅

(1. 福州大学土木工程学院，福建 福州 350108； 2. 福州城建设计研究院有限公司，福建 福州 350001)

0 引言

钢管混凝土结构由于抗压能力突出且能实现无支架施工，受到桥梁工程师的青睐. 从1990年第一座钢管混凝土拱桥——四川旺苍大桥建成，到2013年四川合江长江一桥通车，钢管混凝土拱桥最大跨径已突破了500 m大关. 国家工程建设标准《钢管混凝土拱桥技术规范(GB 50923—2013)》[1]与行业标准《公路钢管混凝土拱桥设计规范(JTG/T D65-06—2015)》[2]相继颁布并实施，大大推进了钢管混凝土拱桥在我国的应用与发展. 但在运营使用阶段，长期暴露在大气环境中的外钢管，特别在沿海地区，在大气水分、氧、盐等作用下，易发生电化学腐蚀. 采用不锈钢替代普通碳钢解决了外包钢管腐蚀问题，同时内填原状海砂混凝土替代河砂混凝土，既利用了我国海砂资源丰富的优势，又克服了建筑用砂困难的现状，因此不锈钢海砂混凝土结构是值得推广的新型组合结构形式.

早期在结构中使用不锈钢仅限于装饰作用. 但近年来研究成果表明不锈钢较碳钢具备更高的延性、耐久性能与轴向变形能力[3]. Tam等[4]对圆形与矩形不锈钢管再生混凝土短柱进行了轴压试验，发现不锈钢管可改善核心混凝土性能，从而提高整体承载力. 随着加工工艺的改进与材料成本的降低，不锈钢工程应用范围扩大，具体案例也不断增多，如香港昂船洲大桥、港珠澳大桥等. 可以预见不锈钢具有广阔应用前景. 但由于目前国家尚未颁布不锈钢专用规程，一定程度上限制了其发展与应用. 按普通碳钢结构规范进行不锈钢结构设计，难免出现偏差. Han等[5]试验研究就表明，采用碳钢简化公式或现行规范计算不锈钢结构承载力均偏保守. 唐红元等[6]试验研究也表明，采用普通钢管混凝土承载力计算方法计算圆不锈钢管混凝土短柱承载力结果偏小.

钢管混凝土拱桥拱肋截面通常包括单圆管、哑铃型及桁式等. 据不完全统计，跨径75～150 m钢管混凝土拱桥，哑铃型截面形式占比48%～60%[7-8]. 陈宝春等[9-10]以腹腔尺寸及内部构造为研究参数，开展了12根哑铃形钢管混凝土短柱的轴压性能试验研究，结果表明，该类结构主要由两单圆管柱肢和钢腹板受力，腹腔内混凝土对构件强度的贡献有限. 陈宝春等[11]还进行了哑铃形长柱轴压性能试验研究，结果表明，哑铃形长柱表现为弹塑性失稳破坏，其稳定系数的计算与圆形构件不同，但随长细比的变化规律基本一致，最后提出了稳定系数的简化公式. 从目前收集的资料看，不锈钢钢管混凝土结构研究现阶段主要集中在圆形截面，尚未发现哑铃型不锈钢管混凝土结构的相关研究报道. 因此，本研究以郑州黄河二桥为背景工程，制作缩尺试验模型，研究哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱轴压力学性能，并基于试验结果建立有限元分析模型，对结构性能主要影响参数进行拓展分析，分析现有相关规程对该类型结构承载力计算的适用性，结合试验与有限元分析结果提出承载力计算简式，对该类型结构轴压性能进行探讨与研究.

1 试验概况

试验选用郑州黄河公路二桥哑铃形拱肋为原型，采用约1∶10缩尺比例，设计并制作哑铃形长柱试件. 试件详细参数见表1. 所有钢管构件制作与焊接均在加工厂内完成. 先由两个半圆形钢管焊接成圆形钢管，而后在单圆钢管间焊接钢腹板形成哑铃型钢管构件.

表1 哑铃形轴压长柱试件参数

试验钢材材性与混凝土配合比分别见表2、3. 其中表2包括钢板厚度(t)、延伸率(δ)、钢材弹性模量(Es)、钢材屈服强度(fy)、极限强度(fu)、泊松比(v)和应变强化指数(n)等钢材力学性能指标. 表3中Ec、fcu分别表示混凝土弹性模量与抗压强度.

表2 钢材材性

表3 混凝土配合比

长柱轴压试验在福州大学结构工程试验中心的1 000 t 压力机上进行，试件两端采用平板铰加载. 为监测构件的轴向压缩变形，在压力机底板位置布设2个纵向位移计. 在构件高度的1/4、1/2、3/4 处分别布置1个横向位移计用于量测构件加载时的侧向挠度. 在构件中截面的钢管表面分别粘贴8个纵向、环向应变片，以量测应变，试验加载装置见图1.

图1 哑铃形长柱试件加载装置示意图Fig.1 Schematic diagram of dumbbell-shaped long column specimen loading device

2 试验结果与分析

试验加载过程中，当荷载达到Nue的90%之前，试件表面无明显变化，侧向挠度发展较小. 临近Nue时，钢材表面开始出现铁皮剥落现象，管内混凝土发出压碎声. 峰值荷载后，承载力缓慢下降，侧向挠度发展迅速. 随着轴向变形的增加，试件一侧开始出现弯曲，最终试件因挠度过大而整体失稳破坏. 在受力全过程中，哑铃形长柱表现出较好的变形性能，未出现显著的局部屈曲和焊缝开裂现象. 此外，使用不同类型不锈钢对试件破坏模态无明显影响. 哑铃形不锈钢长柱的破坏模态如图2所示，随着长细比λ的增大(λ=33.5、64.5)，除在侧向挠度最大截面处的受压侧钢管出现轻微局部鼓曲外，其余位置的钢管和钢腹板表面光滑，试件整体侧向弯曲，呈面外整体失稳.

图2 轴压试件破坏模式Fig.2 Typical failure modes of dumbbell-shaped specimens under axial compression

图3为哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱的荷载-位移曲线. 由图3可知，长细比相同时，采用QN1701的试件(CZ3和CZ4)的稳定承载力比采用QN1803的试件(CZ1和CZ2)高出18%～20%，且下降段的曲线更为平缓. 主要由于采用QN1701的试件截面含钢率较大且其屈服强度高于QN1803不锈钢. 当长细比λ从33.5增大到64.5时，采用QN1803、QN1701的试件的轴压稳定承载力分别降低了18.6%和20.4%. 可见随着长细比的增加，试件的稳定承载力和弹性阶段的组合刚度显著降低，试件提前进入弹塑性阶段，材料性能未能得到充分利用.

图3 CZ1～CZ4试件的荷载-位移曲线Fig.3 Load-displacement curve of CZ1 to CZ4 specimens

3 有限元分析模型验证

采用有限元软件ABAQUS建立有限元分析模型. 其中钢管采用S4R壳单元模拟，钢腹板和混凝土采用C3D8R实体单元模拟. 如图4所示，当构件沿强轴(X轴)加载时，模型沿YZ面对称，两端铰接. 固定端和加载端只释放绕X轴的转动自由度，并在加载端施加轴向位移，对称面的边界条件为YZ面正对称. 当构件沿弱轴(Y轴)加载时，情况类似. 不锈钢材料采用Wang等[12]建议的不锈钢本构模型进行模拟.

图5是CZ2试件有限元模拟与试验结果的结构破坏模态对比. 结构破坏时，混凝土的最大塑性应变值出现在构件中截面两侧，受压区和受拉区分别是0.035 8和0.029 9. 压应变大于素混凝土的极限值，此处混凝土被压碎； 拉应变较大，引起该处混凝土横向开裂.

图4 有限元模型Fig.4 Finite element model

图5 破坏模态对比Fig.5 Comparison of failure mode

图6为轴压长柱试件实测荷载-位移曲线与有限元数值模拟曲线的对比图. 可见，有限元分析模型提取的荷载-位移曲线与试验采集到的曲线整体发展历程吻合较好. 综上可知，所建立的有限元分析模型模拟精度较高，可用于结构参数拓展分析.

图6 哑铃形长柱试件的荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curve of dumbbell-shaped long column specimen

4 哑铃型不锈钢管混凝土轴压承载力计算简式

图7 稳定系数比较Fig.7 Comparison of the stability coefficient

现行规范对于钢管混凝土轴压长柱稳定承载力的计算方法是基于轴压短柱的强度承载力，通过乘以稳定折减系数(考虑长细比和截面材料参数)得到. 图7基于现有规范[1]，对比了试验与规范计算稳定折减系数. 图中可知，两者偏差12.7%～18.2%，并随着长细比λ的增大偏差幅度有所减小. 可见现有规范明显高估了哑铃形不锈钢管混凝土长柱的稳定系数. 为准确获取该新型结构形式承载力，需对规程稳定系数进行修正.

借助已验证的上述基准有限元模型, 以加载方向(强、弱轴)、fy(200、350、420、550 MPa)、fcu(30、50、70、90 MPa)、λ(20～100)、α(0.05、0.10、0.15、0.20)作为变化参数，共建立640个算例模型，以期得到合理且准确的哑铃形不锈钢管混凝土轴压长柱稳定系数的计算方法. 考虑到材料性能对稳定系数的影响，沿用规范[1]中相对长细比λn的概念，通过对算例模型的φ-λn结果进行拟合分析，可得轴压长柱稳定系数与承载力计算公式为：

φ=0.085e(-0.7λn+2.5);Nu=φ·A′sc·fsc

式中：A′sc为哑铃形截面中两单肢钢管混凝土和钢腹板面积之和，A′sc=2Asc+Afs；fsc为组合轴压强度设计值，fsc=(1.14+1.02ζ)fck； 其他各符号取值参照规范[1].

图8示出了轴压长柱承载力计算简式分别与有限元理论值、试验值的对比.Nuc/Nu, FE的平均值和均方差分别为 1.025 和 0.06； 而Nuc/Nue的平均值和均方差分别为0.9和0.04. 简化公式计算值略显保守，较现有规范[1]具有更高准确性，可用于预测轴压荷载作用下哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱的稳定承载力.

图8 计算简式验证Fig.8 Simplified calculation verification

5 结语

通过哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱轴压试验研究与分析表明, 轴压长柱的破坏形式表现为侧向挠度发展较大的整体失稳破坏，受压区钢管向外屈曲不明显，受压侧混凝土出现幅度较小的局部微鼓，同时受拉侧混凝土出现横向裂缝； 随着长细比的增加，哑铃形轴压试件的整体承载力和弹性阶段的组合刚度显著降低，且破坏模式逐渐由强度破坏转变为压弯破坏.

长细比λ是影响其哑铃形不锈钢管海砂混凝土轴压长柱稳定性能的最主要因素.

对于哑铃形轴压长柱，《钢管混凝土拱桥技术规范(GB 50923—2013)》明显高估了试验构件的稳定系数，差幅为12.7%～18.2%.

基于试验结果与大量的有限元算例提出的的承载力计算简式可较为准确预测哑铃形不锈钢管海砂混凝土长柱轴压承载力.