正弦波紋鋼骨混凝土梁受彎性能研究

正弦波紋鋼骨混凝土梁受彎性能研究*

杜新喜李昌正袁煥鑫張帆甘世新(1.武漢大學土木建筑工程學院，武漢430072；2.湖北中南管道有限公司，武漢430000；3.國網(wǎng)湖北省電力有限公司，武漢430077)0引言為了實現(xiàn)鋼筋混凝土電力管道的電磁屏蔽目的，一般在管道內壁加襯鋼板，但在管道受力分析時并未考慮該內襯鋼板對其承載力的貢獻。因此提出一種新型正弦波紋鋼骨混凝土圓管，如圖1所示，即將正弦波紋鋼骨內嵌到鋼筋混凝土管中作為受力骨架。正弦波紋鋼骨的優(yōu)點在于可以用較小的厚度獲得較高的受彎承載力和面外剛度，因此，該種新型管道既可以充分利用波紋鋼骨的優(yōu)良受力性能，又可以解決電磁屏蔽的問題，能夠節(jié)約成本，具有良好的經(jīng)濟效益，有較廣的工程應用前景。國內外已有部分針對波紋鋼管和混凝土的組合形式構件受力性能的研究。方勇等[1]對波紋鋼管-鋼夾層混凝土組合短柱構件開展了軸壓試驗，并基于試驗結果推導出了軸壓承載力計算公式。Wang等對12根波紋鋼管混凝土短柱(CECST)進行了軸壓試驗，根據(jù)試驗結果和有限元分析提出了一種適合CFCST的軸壓承載力設計方法[2]。Kim等通過對4根波紋鋼管空心預制混凝土柱進行循環(huán)加載試驗，考察了柱的延性和循環(huán)能力[3]。王丹凈[4]、韓國建[5]和孫潤方[6]分別研究了混凝土殼體內襯波紋管結構，表明內襯波紋管對結構承載力有明顯提高。Flener對四座波紋鋼板箱涵在拱頂采用波紋鋼板倒扣在原結構上的方式進行加強，通過試驗研究表明拱頂采用波紋鋼板加強能夠有效提高其承載力[7]。Kang和Davidson研究了埋地混凝土內襯波紋鋼管結構性能，利用有限元分析和詳細的土模型對混凝土襯砌的結構效果進行了評價，并給出了內襯波紋鋼管混凝土管的設計方法[8]。李勇和符鋅砂等研究了不同鋼內襯加固鋼筋混凝土管涵的加固效果及其力學特性，得出波紋鋼管內襯加固鋼筋混凝土管的極限承載力比未加固圓管提高240%[9-10]。路博開發(fā)了適用于波紋鋼管混凝土構件的纖維模型法，并進行了試驗驗證，提出了波紋抗彎承載力與抗彎剛度的計算公式[11]。李百建等通過試驗得到了波紋鋼管偏心加固管試件的承載力，提出了一種估算偏心加固管承載力的方法[12]。Chou等對5個FRP-螺旋波紋管(FWSCT)進行了受彎、受剪性能試驗研究，采用殘余剪切模型和塑性鉸長度的分析方法合理地預測了FWSCT柱的抗彎承載力和抗剪承載力[13]。從公開發(fā)表的文獻來看，當前多將波紋管作為外襯和內襯，從而對原有管體進行加強，尚無將波紋鋼骨內嵌到混凝土圓管中的相關研究，本文的研究工作具有創(chuàng)新性。由于常用電力管道整管尺寸偏大(外徑3600mm)，開展整管試驗難度較大，而管體頂部區(qū)域在豎向土壓力和路面荷載的共同作用下處于受彎狀態(tài)，因此選取管體頂部區(qū)域作為主要研究對象，如圖1所示，設計制作12根梁試件，并開展三點受彎加載試驗，探究正弦波紋鋼骨對于受彎承載力的影響。同時采用有限元軟件ABAQUS建立數(shù)值模型，對試件的受彎性能進行深入分析。圖1正弦波紋鋼骨混凝土頂管示意mmFig.1Theschematicdiagramofsinusoidalcorrugatedsteel-reinforcedconcretejackedpipes1梁試件設計及試驗方案1.1梁試件設計設計了6組(每組2個)共12個梁試件，試件中混凝土強度等級為C50，正弦波紋鋼骨采用Q235鋼材，鋼筋骨架采用直徑6mm的HRB400級鋼筋。所有梁試件的長度和寬度分別為2000mm和380mm，梁高有300mm和260mm兩種。試件中正弦波紋鋼骨規(guī)格分為300mm×110mm×3mm和200mm×55mm×2mm兩種，且采用居中放置和偏心放置兩種不同的布置方式，見圖2。梁試件的主要參數(shù)見表1。圖2試件鋼筋和波紋鋼骨示意mmFig.2Schematicdiagramsofsteelbarsandcorrugatedsteelsheets表1梁試件主要參數(shù)Table1Mainparametersofbeamspecimensmm1.2材料力學性能用與制作梁試件的同批次混凝土澆筑3個邊長150mm標準立方體試塊，采用與試件相同的養(yǎng)護條件養(yǎng)護28d后，根據(jù)GB/T50081—2019[14]規(guī)定的標準試驗方法，在3000kN壓力試驗機上進行軸壓試驗，測得混凝土的立方體抗壓強度平均值為70.4MPa。同時，從與試件同批次的波紋鋼板上，根據(jù)GB/T228.1—2010[15]相關規(guī)定加工3個相同的標準材性試樣，如圖3所示，在300kN萬能試驗機上進行單調拉伸試驗，測得應力-應變曲線如圖4所示，圖中也給出了鋼材力學性能指標的平均值：彈性模量E0=206.8GPa；泊松比ν=0.24；斷后伸長率εf=31.2%；屈服強度σy=301.3MPa；屈服應變εy=0.0014；屈服平臺結束點對應應變εst=0.0236；抗拉強度σu=445.0MPa；極限應變εu=0.2129。圖3波紋鋼骨標準材性試樣mmFig.3Thestandardtensilespecimensforcorrugatedsteelsheets圖4波紋鋼骨鋼材應力-應變關系曲線Fig.4Stress-straincurvesofcorrugatedsteelsheets1.3試驗方案波紋鋼骨混凝土梁試件的三點彎曲加載裝置如圖5所示。梁試件兩端采用簡支支座，跨中施加集中荷載，集中荷載通過600kN電液伺服作動器施加，且在作動器與梁試件之間設置剛性加載塊，確保跨中位置均勻受力，避免混凝土局壓破壞。圖5加載裝置mmFig.5Theloadingset-up在每根梁試件上布置位移和應變測點，其中位移測點布置如圖5所示，即在梁跨中和兩端支座量測豎向變形。應變測點布置如圖6所示，具體布置方案如下：1)300mm×110mm波形的波紋鋼骨沿其長度方向布置7個單向應變片，應變片的間距為150mm，且從中點開始往兩側對稱布置；在橫向布置5個應變片，間隔為50mm；梁下部受拉鋼筋從跨中開始每隔200mm對稱布置3個應變片，共14個應變片。2)200mm×55mm波形的波紋鋼骨在波峰和波谷處延其長度方向各布置5個單向應變片，應變片的間距為150mm，且從中點開始往兩側對稱布置；在橫向布置4個應變片，間隔為50mm；梁下部受拉鋼筋從跨中開始每隔200mm對稱布置3個應變片，共15個應變片。a—300mm×110mm波形波紋鋼骨；b—200mm×55mm波形波紋鋼骨。圖6波紋鋼骨應變片布置Fig.6Arrangementsofstraingaugesoncorrugatedsteelsheets加載試驗過程先按力控制，加載速率為0.1kN/s，每15kN持荷2min，觀察記錄試驗現(xiàn)象并繪制裂縫，加載至設計荷載的80%時切換為位移控制，加載速率為0.5mm/min。當試件承載力降至峰值荷載的85%以下時，認為試件已經(jīng)無法繼續(xù)承載而停止試驗。2梁受彎試驗結果分析2.1試驗現(xiàn)象當梁試件跨中加載至開裂荷載時，梁跨中受拉一側出現(xiàn)豎向裂縫。隨著荷載繼續(xù)增大，豎向裂縫向上擴展，在豎向裂縫中點處出現(xiàn)橫向裂縫并不斷發(fā)展，同時有一系列細小的斜裂縫產(chǎn)生，內部波紋鋼骨發(fā)出聲響。加載至峰值荷載附近時，跨中豎向裂縫不斷增大并伴隨著加載位置附近梁頂部的混凝土被壓碎，試件破壞，如圖7所示。梁試件在達到峰值荷載后的下降段普遍較為平緩，表現(xiàn)出良好的變形能力。從試件的裂縫發(fā)展形態(tài)來看，在加載后期出現(xiàn)明顯的橫向裂縫主要是因為波紋鋼骨與混凝土之間產(chǎn)生了界面滑移。圖7梁試件典型破壞形態(tài)Fig.7Thetypicalfailuremodeofbeamspecimens2.2試驗結果分析根據(jù)試驗得到的梁試件荷載并依據(jù)簡支梁彎矩公式計算出彎矩，根據(jù)位移計測量結果，將跨中位移與支座位移求差，得出試件撓度。計算并繪制出彎矩-撓度曲線如圖8所示，圖中標出了各個試件對應的開裂彎矩Mcr和極限彎矩Mu，同時所有試件的試驗結果匯總于表2中。從試驗得到的彎矩-撓度曲線可以看出，在試件開裂之前基本呈線性關系，當達到開裂彎矩時，曲線上出現(xiàn)一個短暫的下降。隨著荷載不斷增大，開裂部分混凝土退出工作，由鋼筋骨架和波紋鋼骨繼續(xù)受力，但抗彎剛度存在一定程度的下降。隨著梁跨中的集中荷載繼續(xù)增大，試件不斷出現(xiàn)新的縱向裂縫，彎矩-撓度曲線表現(xiàn)為鋸齒狀攀升。從圖中可以看出，內置200mm×55mm規(guī)格波紋鋼骨試件的抗彎剛度和承載力均高于內置300mm×110mm規(guī)格波紋鋼骨的試件。相同高度試件中DP系列試件比DZ系列試件承載力平均提升23.8%，XP系列試件比DP系列試件承載力平均提高25%，而高度300mm試件比高度260mm試件承載力平均提高約40%。根據(jù)GB/T11836—2009《混凝土和鋼筋混凝土排水管》[16]的規(guī)定，300mm壁厚三級管極限荷載檢驗標準為410kN/m，上述梁試件是基于管體頂部受力狀態(tài)設計制作的，可以在一定程度上反映整管的受力情況，根據(jù)梁寬度進行換算為集中力，再根據(jù)簡支梁彎矩公式計算出極限彎矩為55.35kN·m，表明其滿足荷載檢驗要求。a—300mm；b—260mm。圖8試驗彎矩-撓度曲線Fig.8Moment-deflectioncurvesofspecimens表2梁試件受彎試驗結果Table2Experimentalresultsofbeamspecimensunderbendingmoment根據(jù)應變測點數(shù)據(jù)可以繪制彎矩-應變曲線，如圖9所示。梁試件在開裂前，受拉區(qū)混凝土承擔拉應力，鋼筋和波紋鋼骨的應變很小。當達到試件的開裂彎矩時，梁跨中底部受拉區(qū)混凝土開裂退出工作，主要由下部鋼筋承擔拉應力，由于鋼筋直徑較小，其應變迅速增大并達到屈服。隨著荷載的增加，中和軸不斷上移，主要由波紋鋼骨承擔拉應力，鋼骨中部測點的應變值逐漸增大，重合的彎矩-應變曲線開始分離，波紋鋼骨中部區(qū)域應變增長較快并率先進入塑性，隨后塑性區(qū)向兩邊發(fā)展。波紋鋼骨在受力過程中波紋會被拉平或者擠壓出現(xiàn)褶皺，此時對應的受力狀態(tài)會發(fā)生改變，在曲線上表現(xiàn)為應變的小幅回退，但是可以繼續(xù)承載，因此應變會繼續(xù)平穩(wěn)增加。B1，B2測點距離加載點較遠，彎矩較小，波紋鋼骨的拉應力較小，在荷載應變曲線上呈現(xiàn)出近似豎直直線。a—DZ-1；b—DP-1；c—XW-1。圖9試件彎矩-應變曲線Fig.9Relationsbetweenbendingmomentandstrainofspecimens3有限元分析3.1有限元模型借助有限元軟件ABAQUS建立數(shù)值模型，對前述受彎試驗結果進行模擬。模型由混凝土、波紋鋼骨、鋼筋三部分組成，不同部位分別建模而后組裝為整體。模型中混凝土部分采用C3D8R六面體減縮積分單元進行結構化網(wǎng)格劃分，波紋鋼骨厚度方向尺寸相比其他兩個方向尺寸很小，采用S4R四邊形殼單元進行掃掠網(wǎng)格劃分，鋼筋采用T3D2桁架單元進行劃分，混凝土單元尺寸為30mm，波紋鋼骨單元尺寸為20mm，鋼筋單元尺寸為10mm，模型總單元數(shù)約為41000。將該網(wǎng)格細化為當前尺寸的1/2，經(jīng)比較分析，計算結果平均相差不超過0.2%，如圖10所示，表明選用的網(wǎng)格尺寸滿足計算精度要求。波紋鋼骨本構模型按材性試驗實測結果取值，且將工程應力-應變曲線轉換為真實應力-對數(shù)塑性應變曲線輸入ABAQUS，采用vonMises屈服準則并考慮幾何非線性。混凝土采用塑性損傷本構模型[17-18]，準確考慮材料的強度退化和損傷的發(fā)展，鋼筋材性數(shù)據(jù)根據(jù)張耀庭等[19]的材性試驗取值。鋼骨與混凝土之間采用型鋼混凝土黏結滑移本構模型[20-22]，試件采用的鋼筋為帶肋鋼筋，與混凝土之間黏結性能好，兩者之間可以認為不存在滑移，設置為嵌入關系。在梁試件兩端支座位置分別設置固定鉸和滑動鉸約束，模擬試驗的簡支邊界條件；在梁跨中建立參考點，與加載矩形區(qū)域耦合，對參考點施加豎向位移進行加載。采用StaticGeneral方法進行計算分析，同時設置NLGEOM=YES，考慮幾何非線性的影響。整體有限元模型如圖11所示。圖10有限元模型網(wǎng)格優(yōu)化Fig.10MeshoptimizationoftheFEmodel圖11波紋鋼骨混凝土梁有限元模型Fig.11TheFEmodelofcorrugatedsteel-reinforcedconcretebeams3.2有限元結果比較分析對所有梁試件進行有限元分析，可以得出試件的破壞形態(tài)如圖12所示?；炷翐p傷云圖中紅色部分表示裂縫，試件破壞時出現(xiàn)明顯的水平滑移裂縫和豎向裂縫開展，與試驗破壞時裂縫形態(tài)基本一致；波紋鋼骨中部灰色區(qū)域表示材料達到屈服，當試件達到極限彎矩時，正弦波紋鋼骨中部發(fā)生大面積屈服，應力從中部向兩側均勻減小，與試驗測點應變數(shù)據(jù)反映結果一致。表明有限元模型對試驗破壞模式能夠進行準確模擬。a—混凝土裂縫開展；b—波紋鋼骨塑性區(qū)發(fā)展。圖12有限元破壞形態(tài)Fig.12FailuremodesofFEsimulations梁高為300，260mm的試件彎矩-撓度曲線對比結果如圖13所示。在峰值點之前有限元計算的抗彎剛度、受彎承載力與試驗結果吻合較好。試驗曲線在峰值點附近發(fā)生抖動，這是梁試件細小裂紋開展形成裂縫導致的，而有限元采用的混凝土損傷本構雖然可以模擬出主要裂縫開展，但難以準確反映試件上的細小裂縫發(fā)展，因此曲線整體較為光滑。總體而言，有限元模擬的曲線與試驗曲線吻合良好，且有限元分析得到的開裂彎矩和極限彎矩與試驗結果非常接近。由表3可見：有限元計算結果與試驗結果比值的平均值分別為Mcr,FE/Mcr,Test=1.05，Mu,FE/Mu,