鋼管約束的鋼管混凝土軸壓短柱長期變形性能

李艷華,張素梅,王 焰,王玉銀

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(深圳) 土木與環(huán)境工程學(xué)院,廣東 深圳518000;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,哈爾濱 150090)

重載、復(fù)雜建筑及基礎(chǔ)設(shè)施隨著國家發(fā)展不斷涌現(xiàn),鋼管混凝土可有效利用混凝土和鋼材的材料特性,具有一系列優(yōu)越性能而廣泛應(yīng)用于重型承載結(jié)構(gòu)[1-4]。然而在實際工程中,鋼管混凝土柱逐漸暴露出不足之處。一方面,結(jié)構(gòu)中常用的鋼管混凝土柱在正常工作狀態(tài)下都處于彈性工作范圍[5],當(dāng)所受的縱向荷載較小時,混凝土的橫向變形小于鋼管的橫向變形,鋼管不能很好地約束核心混凝土,對于采用高強混凝土的構(gòu)件,兩者脫離趨勢更顯著[6-7];當(dāng)所受的縱向荷載較大時,核心混凝土產(chǎn)生彈塑性變形,雖然鋼管相對而言能夠較好地約束混凝土,但鋼管處于軸向受壓、環(huán)向及橫向受拉的三軸異號受力狀態(tài),其承載力相對單軸受力時有所減弱。另一方面,隨時間推移,核心混凝土?xí)l(fā)生收縮徐變(收縮變形與徐變變形的總和即為長期變形),導(dǎo)致構(gòu)件總變形增大,引起鋼管和混凝土的內(nèi)力重分布,使得結(jié)構(gòu)體系各個組件的受力發(fā)生改變,將對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不可忽略的影響[8-10]。此外,由于鋼管混凝土柱直接暴露在空氣中,其防火防腐問題需要特別注意。為提升和改善鋼管混凝土柱的性能,可在鋼管混凝土柱外套一層鋼管,并在兩層鋼管間填充混凝土灌漿料(圖1),可加強對內(nèi)部鋼管混凝土的橫向約束作用、提高構(gòu)件承載力、增強塑性韌性和優(yōu)化抗火性能,還可用于對結(jié)構(gòu)中原有的鋼管混凝土柱進行加固和修復(fù)[11]。本文主要研究核心混凝土應(yīng)力比、內(nèi)外層鋼管總含鋼率和內(nèi)外層鋼管含鋼率比值對鋼管約束的鋼管混凝土軸壓短柱長期變形的影響。

圖1 鋼管約束的鋼管混凝土柱示意

1 試驗研究

1.1 試件設(shè)計

共設(shè)計了3個鋼管混凝土短柱和22個鋼管約束的鋼管混凝土短柱(圖2),其中對9組共18個試件進行了持荷長達350 d的長期變形監(jiān)測試驗,另外1組共7個對比試件未施加荷載,只放置在相同環(huán)境中監(jiān)測變形。設(shè)計的參數(shù)為內(nèi)外層鋼管含鋼率比值、總含鋼率和核心混凝土應(yīng)力比。試件內(nèi)層鋼管的設(shè)計尺寸共有5種,分別為Φ165×1.0、Φ165×1.8、Φ165×2.5、Φ165×3.0、Φ165×4.0;外層鋼管的名義截面尺寸共4種,分別為Φ219×1.0、Φ 219×1.5、Φ219×1.8、Φ219×2.5,試件開始加載時混凝土的齡期為28 d,各試件設(shè)計參數(shù)及實際尺寸見表1,其中D1為內(nèi)層鋼管的外直徑、t1為內(nèi)層鋼管的厚度、D2為外層鋼管的外直徑、t2為外層鋼管厚度、L為試件長度、NL為長期施加在試件上的荷載設(shè)計值、α1為內(nèi)層鋼管含鋼率、α2為外層鋼管含鋼率、α為總含鋼率即內(nèi)層鋼管含鋼率與外層鋼管含鋼率之和、n為內(nèi)層鋼管含鋼率與外層鋼管含鋼率的比值。國外的混凝土收縮俆變模型在計算時一般采用混凝土圓柱體抗壓強度,為了計算方便,用nc表示加載時刻核心混凝土應(yīng)力與混凝土圓柱體抗壓強度之比。選取試件長度L=500 mm,其長徑比為3≤L/D1≤3.5。徐變試件需要在恒定荷載下長期持荷,為探究高應(yīng)力狀態(tài)下試件的長期性能,試件TCFST-0.35-2.5-1.5-a/b、TCFST-0.50-2.5-1.5-a/b和TCFST-0.65-2.5-1.5-a/b核心混凝土應(yīng)力比nc分別取為0.35、0.50和0.65,其余試件核心混凝土的應(yīng)力比nc取為0.35以保證核心區(qū)混凝土發(fā)生線性徐變。以TCFST-0.35-2.5-1.5-a為例說明試件編號規(guī)則:TCFST表示試件類型為鋼管約束的鋼管混凝土柱(steel tube-confined concrete-filled steel tube),CFST表示鋼管混凝土柱(concrete-filled steel tube);0.35表示試件加載時混凝土截面的應(yīng)力比為0.35;2.5表示內(nèi)層鋼管厚度為2.5 mm;1.5表示外層鋼管厚度為2.5 mm;a、b和c表示同組具有相同參數(shù)的不同試件編號,a和b為長期持荷試驗的2個試件,c為未加載的對比試件。表2、3為材料力學(xué)性能,混凝土和鋼材的材料性能根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)試驗方法[12-13]測得,其中Ec為混凝土彈性模量、μc為混凝土泊松比、fcu,100為在開始對試件施加荷載的當(dāng)天測得的混凝土立方體試塊(邊長100 mm)抗壓強度平均值,fcu,100經(jīng)過換算可得到混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊抗壓強度即fcu,同樣經(jīng)過換算可得到混凝土標(biāo)準(zhǔn)圓柱體抗壓強度即fcm,換算系數(shù)[14]見表4。

1.2 加載及測量裝置

加載設(shè)備彈簧式壓縮徐變儀見圖3,1臺徐變儀可放置同一組的2個試件,放置時應(yīng)保證上下試件同心以避免由于偏移對試驗結(jié)果產(chǎn)生不良影響。油壓千斤頂放置于徐變儀的上部和中部2個鋼墊板之間,通過油泵施加和控制荷載,1臺油泵通過3個閥門分別控制3臺徐變儀。放置在中部鋼墊板和壓力板之間的壓力傳感器可監(jiān)測荷載變化。在試件兩邊中部位置各布置一個縱向位移計,在試件中部三等分位置各布置一組應(yīng)變片(圖4)。位移計型號為LVDT-V1-5MM,量程為0～5 mm,精度為0.01 mm。試驗過程中數(shù)據(jù)由采集裝置記錄(圖5)。數(shù)據(jù)的采集頻率為:在加載前100 d,每10 min采集一次,100 d之后,每30 min采集一次。另外,實驗室采用了UPS備用電池可保證不間斷供電。

表1 試件實際尺寸及詳細參數(shù)表

表2 鋼材主要力學(xué)性能

表3 混凝土主要力學(xué)性能

混凝土養(yǎng)護到第28 d時對試件進行加載,在正式加載前分四級進行預(yù)加載,每級施加設(shè)計荷載的1/8,同一試件的2個位移計讀數(shù)相差在10%以內(nèi)即視為物理對中。預(yù)加載后分三級進行正式加載,每級施加設(shè)計荷載的1/3,同時記錄位移傳感器的數(shù)據(jù)以保證荷載施加位置為試件處于軸線,力傳感器讀數(shù)達到NL后擰緊中部鋼墊板上排螺母。長期荷載持荷時間為350 d,季節(jié)跨度大、溫濕度變化頻繁,對試驗數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性有一定影響,采用空調(diào)及除濕機控制實驗室溫度為(20±5) ℃、濕度為60%±10%。同時由于混凝土發(fā)生收縮徐變使得反力桿提供的力有所下降,試件所受荷載也會隨之降低,而溫度變化引起油壓千斤頂中的液壓油熱脹冷縮也會影響荷載,應(yīng)實時監(jiān)測力傳感器讀數(shù),并允許荷載在(1±2%)NL范圍內(nèi)波動。若荷載降低超過2%,進行補載使荷載重新位于范圍內(nèi)。若補載后荷載提高超過2%,保持對應(yīng)徐變儀的分流閥門打開以及其他分流閥門關(guān)閉,輕輕擰開總閥門卸掉部分油壓并迅速擰緊總閥門。若油壓卸載過多,可重復(fù)前述步驟進行加載,反復(fù)調(diào)整直至荷載達到規(guī)定范圍,最后擰緊分閥門、松開總閥門。

表4 不同形狀和尺寸試件的混凝土單軸抗壓強度換算系數(shù)

圖3 彈簧式壓縮徐變儀

圖4 位移計及應(yīng)變片布置形式

圖5 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)XBY-2000

1.3 試驗結(jié)果

經(jīng)過350 d的持荷試驗,得到試件的長期變形隨時間變化的曲線。對比各組試驗結(jié)果可知:在加載初期試件長期變形增長速率較快,后隨時間增長而降低,前100 d時試件的長期變形能達到350 d時長期變形的60%～70%左右;試件的長期變形隨應(yīng)力比的提高而增大,且應(yīng)力比越大其增長速率也越快(圖6);當(dāng)總含鋼率不變時,鋼管約束的鋼管混凝土柱試件的長期變形隨內(nèi)外層鋼管含鋼率比值的增大而減小,當(dāng)內(nèi)外層鋼管含鋼率比值從0.30增大到1.25和2.23時,試件在350 d的長期變形分別減小了約25%和40%(圖7)。

圖6 核心混凝土應(yīng)力比的影響

圖7 內(nèi)外層鋼管含鋼率比值的影響

當(dāng)內(nèi)外層鋼管含鋼率比值不變時,鋼管約束的鋼管混凝土柱試件的長期變形隨總含鋼率的增大而減小,當(dāng)總含鋼率從5.8%增大到10.5%和15.0%時,試件在350 d的長期變形分別減小了約15%和30%(圖8)。

圖8 總含鋼率的影響

2 鋼管約束的鋼管混凝土柱長期變形理論計算方法

2.1 理論計算方法推導(dǎo)

收縮和徐變在結(jié)構(gòu)施工和使用期間持續(xù)存在,若能正確預(yù)測收縮徐變,對優(yōu)化設(shè)計、指導(dǎo)施工以及進行維護具有重要意義。本節(jié)基于素混凝土的長期變形理論計算模型,根據(jù)鋼管約束的鋼管混凝土柱在縱向荷載作用下的受力機理及各材料的相互作用推導(dǎo)了適用于鋼管約束的鋼管混凝土長期變形的理論計算方法:根據(jù)內(nèi)層鋼管與核心混凝土縱向變形協(xié)調(diào)條件、各層材料橫向及環(huán)向變形協(xié)調(diào)條件、各材料的本構(gòu)關(guān)系和平衡條件列出方程式,聯(lián)立方程式求解,得到加載初期t0時刻核心混凝土、內(nèi)外層鋼管和夾層灌漿料截面的應(yīng)力應(yīng)變值;在素混凝土長期變形計算模型的基礎(chǔ)上,考慮了內(nèi)層鋼管和核心混凝土的應(yīng)力重分布作用,并結(jié)合截面平衡條件、變形協(xié)調(diào)條件和各材料的本構(gòu)關(guān)系,聯(lián)立求得ti-ti-1時間段內(nèi)各材料的截面應(yīng)力應(yīng)變增量,進而可求得任意ti時刻核心混凝土、內(nèi)外層鋼管和夾層灌漿料截面的應(yīng)力應(yīng)變值。

在縱向荷載作用下,鋼管約束的鋼管混凝土柱主要由核心混凝土和內(nèi)層鋼管共同承擔(dān)縱向荷載,外層鋼管主要提供橫向約束作用。在推導(dǎo)計算方法之前,先做以下假設(shè):應(yīng)力較小時徐變?yōu)榫€性徐變且多軸徐變符合疊加原理;內(nèi)層鋼管、外層鋼管的長期變形較小,可忽略不計;夾層灌漿料的橫向長期變形較小且對其能夠提供的約束力影響不大,可以不考慮夾層灌漿料的長期變形,且在低應(yīng)力狀態(tài)下夾層灌漿料能保持彈性工作狀態(tài);內(nèi)層鋼管與核心混凝土、外層鋼管與夾層灌漿料不產(chǎn)生相對滑移,能夠共同工作,且內(nèi)層鋼管、外層鋼管和夾層灌漿料橫向變形協(xié)調(diào);縱向力主要由內(nèi)層鋼管和核心混凝土共同承擔(dān),外層鋼管及夾層灌漿料所受的縱向力很小,可以忽略不計。公式推導(dǎo)過程中的符號規(guī)定為:壓應(yīng)力為正,拉應(yīng)力為負。

2.1.1 加載時刻t0的變形分析

在鋼管約束的鋼管混凝土柱上施加恒定荷載N時,內(nèi)層鋼管和核心混凝土為三向受力(圖9、10),內(nèi)層鋼管截面的橫向應(yīng)力很大程度上小于環(huán)向應(yīng)力,可視為雙向受力狀態(tài),且構(gòu)件縱向應(yīng)變協(xié)調(diào),則有

εbv,0=εcv,0

(1)

式中:εbv,0為t0時刻內(nèi)層鋼管發(fā)生的縱向應(yīng)變,εcv,0為t0時刻核心混凝土發(fā)生的縱向應(yīng)變。

圖9 內(nèi)層鋼管受力示意

核心混凝土和內(nèi)層鋼管以各自剛度共同承受縱向力,根據(jù)受力平衡

N=σbv,0Ab+σcv,0Ac

(2)

式中:N為施加在試件上的恒定荷載,σbv,0為t0時刻內(nèi)層鋼管縱向的應(yīng)力,σcv,0為t0時刻核心混凝土的縱向應(yīng)力,Ab為內(nèi)層鋼管橫截面面積,Ac為混凝土橫截面面積。

圖10 核心混凝土受力示意

核心混凝土處于三向受力狀態(tài),其本構(gòu)關(guān)系滿足:

(3)

(4)

式中:εcv,0為t0時刻混凝土縱向應(yīng)變,Ec,0為t0時刻混凝土彈性模量,μc為t0時刻混凝土泊松比,σch,0為t0時刻混凝土橫向應(yīng)力,εch,0為t0時刻混凝土橫向應(yīng)變。

核心混凝土的橫向應(yīng)變與內(nèi)層鋼管相互協(xié)調(diào),則

εch,0=εbs,0=εbh,0

(5)

式中:εch,0為t0時刻核心混凝土橫向應(yīng)變,εbs,0為t0時刻內(nèi)層鋼管橫向應(yīng)變,εbh,0為t0時刻內(nèi)層鋼管環(huán)向應(yīng)變。

內(nèi)層鋼管處于平面應(yīng)力狀態(tài),其本構(gòu)關(guān)系為:

(6)

(7)

式中:Es1為內(nèi)層鋼管彈性模量,μs1為內(nèi)層鋼管泊松比,σbh,0為t0時刻內(nèi)層鋼管受到的環(huán)向應(yīng)力。

根據(jù)橫向力平衡

2t1σbh,0=-σch,0(D1-2t1)+σchs1,0D1

(8)

式中:t1為內(nèi)層鋼管壁厚,D1為內(nèi)層鋼管外直徑,σchs1,0為t0時刻夾層灌漿料對內(nèi)層鋼管的橫向約束應(yīng)力。

夾層灌漿料受力情況見圖11,橫向應(yīng)力較遠小于環(huán)向應(yīng)力,可認(rèn)為處于單軸應(yīng)力狀態(tài),根據(jù)夾層灌漿料的本構(gòu)關(guān)系以及橫向力平衡:

(9)

σchslh,0(D2-D1-2t2)=σshsl,0(D2-2t2)-σchsl,0D1

(10)

式中:t2為外層鋼管壁厚,D2為外層鋼管外直徑,Ec為夾層灌漿料的彈性模量,σshsl,0為t0時刻外層鋼管對夾層灌漿料的橫向約束應(yīng)力,σchslh,0為t0時刻夾層灌漿料受到的環(huán)向應(yīng)力,εchslh,0為t0時刻夾層灌漿料受到的環(huán)向應(yīng)變。

圖11 夾層灌漿料受力情況

外層鋼管受力情況見圖12,同時夾層灌漿料與外層鋼管及核心混凝土橫向、環(huán)向變形協(xié)調(diào),則有:

εbh,0=εchslh,0

(11)

εsh,0=εchslh,0

(12)

式中:εbh,0為t0時刻外層鋼管橫向應(yīng)變,εchslh,0為t0時刻核心混凝土橫向應(yīng)變。

圖12 外層鋼管受力情況

外層鋼管處于單軸應(yīng)力狀態(tài),根據(jù)外層鋼管的本構(gòu)關(guān)系以及橫向力平衡條件,則有:

(13)

(14)

式中:σsh,0為t0時刻外層鋼管環(huán)向應(yīng)力,εsh,0為t0時刻外層鋼管環(huán)向應(yīng)變,Es2為外層鋼管彈性模量。

t0時刻混凝土、內(nèi)層鋼管、外層鋼管和夾層灌漿料的應(yīng)力和應(yīng)變值可聯(lián)立式(1)～式(14)解得。

2.1.2 任意時刻構(gòu)件的變形分析

由文獻[15]可知,混凝土在任意(ti-ti-1)時間段內(nèi)受三向變應(yīng)力時,理論縱向長期變形增量Δεcv,i和理論橫向長期變形增量Δεch,i的計算公式為:

(15)

(16)

式中:Δεcv,i為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土的縱向收縮徐變,Δεch,i為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土的橫向收縮徐變,Ec,j為τj時刻混凝土彈性模量,μcp,u為單軸受壓時核心混凝徐變泊松比,Δσcv,i為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土所產(chǎn)生的縱向應(yīng)力增量,Δσch,i為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土的橫向應(yīng)力增量,φ(τi,τi-1)為(τi-1-τi)時間段內(nèi)混凝土的徐變系數(shù),εsh,v(τi,τi-1)為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土的縱向收縮變形,εsh,h(τi,τi-1)為(τi-τi-1)時間段內(nèi)混凝土的橫向收縮變形。

內(nèi)層鋼管橫截面與核心混凝土橫截面之間由于產(chǎn)生了應(yīng)力重分布,所以實際的混凝土的縱向和橫向長期變形增量會小于理論值。內(nèi)層鋼管與混凝土的真實縱向、橫向變形之間相互協(xié)調(diào),則有:

Δεc1,i=Δεbv,i

(17)

Δεc2,i=Δεbs,i=Δεbh,i

(18)

式中:Δεc1,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)混凝土發(fā)生的縱向應(yīng)變實際增量,Δεbv,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)內(nèi)層鋼管發(fā)生的縱向應(yīng)變實際增量,Δεc2,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)混凝土發(fā)生的橫向應(yīng)變實際增量,Δεbs,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)內(nèi)層鋼管發(fā)生的橫向應(yīng)變實際增量,Δεbh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)外層鋼管發(fā)生的環(huán)向應(yīng)變實際增量。

混凝土在(ti-ti-1)時間段內(nèi)發(fā)生收縮徐變使得內(nèi)層鋼管被壓縮Δεc1,i,而混凝土被拉伸(Δεcv,i-Δεc1,i),則混凝土及內(nèi)層鋼管的受力關(guān)系:

(19)

(20)

(21)

(22)

式中:Δσbh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)內(nèi)層鋼管環(huán)向應(yīng)力增量,Δσbv,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)內(nèi)層鋼管縱向應(yīng)力增量,Δσch,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)核心混凝土橫向應(yīng)力增量，Δσcv，i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)核心混凝土縱向應(yīng)力增量，Ec，i為ti時刻核心混凝土彈性模量，μcpv、μcph分別為核心混凝土的縱向和橫向泊松比。

混凝土和內(nèi)層鋼管在收縮徐變的過程中發(fā)生了應(yīng)力重分布,混凝土減小的縱向力和內(nèi)層鋼管增大的力大小相等,根據(jù)平衡條件則有:

AcΔσcv,i+AbΔσbv,i=0

(23)

2t1Δσbh,i=-Δσch,i(D1-2t1)+Δσchsl,iD1

(24)

式中Δσchsl,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)夾層灌漿料對內(nèi)層鋼管環(huán)向約束應(yīng)力增量。

內(nèi)層鋼管和夾層灌漿料橫向變形協(xié)調(diào),同時考慮夾層灌漿料本構(gòu)關(guān)系以及橫向力平衡條件:

Δεchslh,i=Δεbh,i

(25)

(26)

Δσchslh,i(D2-D1-2t2)=

Δσshsl,i(D2-2t2)-Δσchsl,iD1

(27)

式中:Δεchslh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)夾層灌漿料環(huán)向應(yīng)變實際增量,Δεbh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)層鋼管橫向應(yīng)變實際增量,Δσchslh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)夾層灌漿料環(huán)向應(yīng)力實際增量,Δσchsl,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)夾層灌漿料對內(nèi)層鋼管橫向約束應(yīng)力增量,Δσshsl,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)夾層灌漿料對外層鋼管橫向約束應(yīng)力增量。

外層鋼管和夾層灌漿料橫向變形協(xié)調(diào),同時考慮外層鋼管本構(gòu)關(guān)系以及橫向力平衡條件,則有:

Δεchslh,i=Δεsh,i

(28)

(29)

Δσsh,i2t2=-Δσshsl,i(D2-2t2)

(30)

式中:Δεsh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)外層鋼管發(fā)生的環(huán)向應(yīng)變實際增量,Δσsh,i為(ti-ti-1)時間段內(nèi)外層鋼管發(fā)生的環(huán)向應(yīng)力實際增量。

聯(lián)立式(15)～式(30)可解得任意ti-1時刻到ti時刻各層截面的應(yīng)力及和應(yīng)變變化值，進一步可以求得任意時刻各層截面的應(yīng)力和應(yīng)變值。本文計算收縮徐變變形的總時長為350 d，時間步長按如下劃分[16]：

(31)

τj=τ0+(kτk)1/(k-1)(τj-1-τ0)

(32)

式中:τ0為開始發(fā)生徐變的時間,τk為徐變結(jié)束的時間,k為劃分點數(shù),τj為在τ0與τk之間的任意時間,j=2,3,4,…,k-1,k。

2.2 理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比分析

計算理論曲線時,為確定素混凝土收縮徐變計算模型,對目前可收集到的CEB-FIP 2010、ACI和EC模型[17-19]都進行了試算,試算時取鋼管內(nèi)混凝土相對濕度HR=100%[20]。各模型計算結(jié)果與實測結(jié)果總體吻合較好(圖13),由于CEB-FIP 2010模型應(yīng)用范圍更廣,下面分析中選取CEB-FIP 2010模型進行計算。另外,相對濕度對混凝土收縮徐變變形的影響較大,有研究者認(rèn)為鋼管內(nèi)核心混凝土處于密閉環(huán)境中,初期100%的相對濕度會隨著混凝土水化消耗水分而降低[21]。

目前在鋼管混凝土長期變形的研究中,常將鋼管內(nèi)混凝土的對濕度設(shè)為90%～100%[22-26]。為探究CEB-FIP 2010模型采用不同相對濕度值對理論計算結(jié)果的影響,相對濕度分別選取為90%、92%、94%、96%、98 %、100%進行計算,并與試驗值進行對比(圖14),可以看出當(dāng)相對濕度取98%～100%時,模擬結(jié)果與試驗值吻合較好。建議計算鋼管約束的鋼管混凝土柱長期變形時采用CEB-FIP 2010模型,并取相對濕度為100%。按照此建議對鋼管約束的鋼管混凝土試件進行了分析計算,部分計算結(jié)果見圖15。可以看出理論分析結(jié)果和實測結(jié)果整體發(fā)展趨勢基本吻合，但在前期長期變形發(fā)展較快階段，二者吻合程度不如后期長期變形逐步趨于穩(wěn)步增長階段。所提出的計算方法可以較經(jīng)濟和方便的獲得鋼管約束的鋼管混凝土柱長期變形預(yù)測結(jié)果，免除耗時長、場地占用大、長期空間溫濕度控制和監(jiān)測的人力和經(jīng)濟投入，具有重要的理論和工程實用價值。

圖13 采用不同收縮徐變模型計算結(jié)果對比

圖14 相對濕度變化對計算結(jié)果的影響

3 結(jié) 論

通過16個鋼管約束的鋼管混凝土短柱和2個鋼管混凝土短柱的長達350 d持荷試驗的結(jié)果分析和理論計算,對鋼管約束的鋼管混凝土短柱長期變形性能得到以下結(jié)論:

1)鋼管約束的鋼管混凝土柱的長期變形在加載初期發(fā)展較快,增長速率隨時間增長而逐漸降低;應(yīng)力比增大則長期變形隨之增大;總含鋼率或內(nèi)層與外層鋼管含鋼率比值的增大均表現(xiàn)為長期變形的減小。

2)采用不同混凝土收縮徐變模型計算長期變形時,相對濕度的影響程度不同,建議采用CEB-FIP 2010模型來計算鋼管約束的鋼管混凝土柱的長期變形,相對濕度取100%。

3)本文提出的長期變形分析計算方法可以方便地預(yù)測鋼管約束的鋼管混凝土柱在長期荷載作用下的變形性能,替代占用空間和時間和環(huán)境溫濕度控制的投入,具有重要的參考價值。