不銹鋼管局部承壓性能試驗研究

陳希湘，王鑫濤，袁 員，陳 譽

(1.長江大學工程技術學院，湖北荊州434020; 2.長江大學城市建設學院， 湖北荊州434023)

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不銹鋼管局部承壓性能試驗研究

陳希湘1，王鑫濤2，袁 員2，陳 譽2

(1.長江大學工程技術學院，湖北荊州434020; 2.長江大學城市建設學院， 湖北荊州434023)

為研究不銹鋼管和不銹鋼管混凝土構件的局部承壓性能，采用靜力性能試驗方法，對26個不同邊界條件、加載條件和方式、支承板寬度和高厚比的中空不銹鋼管試件及8個內(nèi)灌混凝土的不銹鋼管試件的腹板屈曲性能進行試驗，考察了不銹鋼管在端部和內(nèi)部集中荷載作用下的破壞模式，給出了荷載—位移曲線以及局部承壓區(qū)域應變強度分布曲線，分析了邊界條件、加載條件、支承板寬度、高厚比和內(nèi)灌混凝土對不銹鋼管局部承壓極限承載力和延性的影響。試驗結果表明：支承板寬度的增大能顯著提高中空不銹鋼管局部受壓極限承載力；其他條件相同時，腹板名義高厚比為50的中空不銹鋼管試件局部受壓極限承載力均明顯高于腹板名義高厚比為75的試件；腹板名義高厚比為50的中空不銹鋼管試件的延性均明顯低于腹板名義高厚比為75的試件；其他條件相同時，中空不銹鋼管內(nèi)部一側翼緣加載(IG)的局部受壓極限承載力最高，內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)的局部受壓極限承載力次之，端部一側翼緣加載(EG)和端部兩側翼緣加載(ETF)的局部受壓極限承載力最低；內(nèi)灌混凝土對不銹鋼管局部受壓極限承載力提高非常顯著。

局部承壓；力學性能；中空不銹鋼管；內(nèi)灌混凝土不銹鋼管；極限承載力

0 引 言

不銹鋼材料因具有優(yōu)良的耐久性、低維護費用、高耐火性及美觀的優(yōu)點，在大跨屋蓋結構、橋梁和沿海防護結構中的應用范圍越來越廣泛。內(nèi)灌混凝土在提高不銹鋼管承載力的同時避免了不銹鋼管過早的發(fā)生局部屈曲?？偟膩碚f，不銹鋼管混凝土綜合了不銹鋼與核心混凝土各自的優(yōu)點，在保證不銹鋼管材料性能充分發(fā)揮的同時也改善其核心混凝土的強度、塑性和韌性。

文獻[1-2]對不銹鋼管混凝土的發(fā)展以及不銹鋼管與混凝土的粘結性能和力學性能開展了研究。文獻[3-4]對我國首部《不銹鋼鋼結構技術規(guī)程》進行了綜述，并開展了不銹鋼材的基本力學性能研究。國外也對不銹鋼管的力學性能開展了一些研究工作[5-7]。目前，我國研究人員主要研究不銹鋼構件軸心受壓[8-9]、受彎[10]、壓彎[11]情況下的力學性能及其相關的穩(wěn)定承載力和計算方法，而忽視了不銹鋼管局部承壓性能的研究。本研究以中空不銹鋼管及內(nèi)灌混凝土不銹鋼管為研究對象，主要研究邊界條件、加載方式、支承板寬度、腹板高厚比和內(nèi)灌混凝土對不銹鋼管局部承壓性能的影響，旨在探索不銹鋼管局部承壓性能。

1 試驗方案

1.1 試件設計

本研究共設計了34個不銹鋼管試件，其中，中空不銹鋼管試件26個，內(nèi)灌混凝土不銹鋼管試件8個。變化的參數(shù)包括不銹鋼管局部承壓試驗的邊界條件、加載方式、支承板寬度、腹板高厚比，以此全面考察不銹鋼管局部承壓性能。

本研究設計的2種不銹鋼管截面(H×B)分別為100 mm×100 mm和75 mm×45 mm，不銹鋼管翼緣厚度(tf)與腹板厚度(tw)相同，不銹鋼管截面腹板高厚比(λ)分別為50和75，不銹鋼管試件材料均為無縫SUS302不銹鋼鋼材，加載時不銹鋼管截面擺放位置如圖1所示。

(a) 方形截面 (b) 矩形截面

圖1 不銹鋼管截面擺放位置示意圖

Fig.1 Definition of symbols of stainless steel tube

本研究共設計了4種邊界條件和加載方式，分別為端部一側翼緣加載(EG)、端部兩側翼緣加載(ETF)、內(nèi)部一側翼緣加載(IG)和內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)，如圖2所示。試件編號以及對應的參數(shù)與極限承載力見表1。試件編號以相應的參數(shù)來命名，由5部分組成，各部分用“-”隔開。第一部分大寫英文字母SHSSS和RHSSS分別表示方形不銹鋼管(Square Hollow Section Stainless Steel Tube)和矩形不銹鋼管(Rectangle Hollow Section Stainless Steel Tube)；第二部分由截面高度(H)×截面寬度(B)組成；第三部分表示不同的邊界條件和加載方式的英文簡寫(EG、ETF、IG和ITF)；第四部分英文字母“H”、“C”分別表示無內(nèi)灌混凝土中空(Hollow)和有內(nèi)灌混凝土(Concrete)；第五部分由支承板寬度(Bearing Length)英文首字母和數(shù)字表示。比如，SHSSS-100×100-ITF-H-BL50則為截面(H×B)為100×100的無內(nèi)灌混凝土中空方形不銹鋼管在內(nèi)部兩側翼緣加載且支承板寬度為50 mm。為檢驗試驗結果的可靠度，特意安排了兩組重復的試驗，試件編號為SHSSS-100×100-ITF-H-BL50和RHSSS-75×45-ITF-H-BL50。試件編號后加①表示第一次試驗，試件編號后加②表示第二次試驗。

圖2 四種邊界和加載條件下試驗照片

試件編號H/mmB/mmtf/mmtw/mmH/B邊界條件和加載條件支承板寬度/mm混凝土抗壓強度/MPa腹板屈曲極限承載力/kNSHSSS-100×100-EG-H-BL501001002250EG50029.45SHSSS-100×100-EG-H-BL1101001002250110047.40SHSSS-100×100-EG-H-BL2101001002250210060.55RHSSS-75×45-EG-H-BL50754511755006.75RHSSS-75×45-EG-H-BL11075451175110012.25RHSSS-75×45-EG-H-BL21075451175210017.70SHSSS-100×100-IG-H-BL501001002250IG50058.70SHSSS-100×100-IG-H-BL1101001002250110073.95SHSSS-100×100-IG-H-BL2101001002250210091.95RHSSS-75×45-IG-H-BL507545117550014.05RHSSS-75×45-IG-H-BL11075451175110020.20RHSSS-75×45-IG-H-BL21075451175210022.50SHSSS-100×100-ETF-H-BL501001002250ETF50027.85SHSSS-100×100-ETF-H-BL1101001002250110042.10SHSSS-100×100-ETF-H-BL2101001002250210066.00RHSSS-75×45-ETF-H-BL50754511755007.05RHSSS-75×45-ETF-H-BL1107545117511009.65RHSSS-75×45-ETF-H-BL21075451175210017.70SHSSS-100×100-ITF-H-BL50①1001002250ITF50051.70SHSSS-100×100-ITF-H-BL50②100100225050051.53SHSSS-100×100-ITF-H-BL1101001002250110058.75SHSSS-100×100-ITF-H-BL2101001002250210080.05RHSSS-75×45-ITF-H-BL50①7545117550012.30RHSSS-75×45-ITF-H-BL50②7545117550012.00RHSSS-75×45-ITF-H-BL11075451175110013.65RHSSS-75×45-ITF-H-BL21075451175210019.55SHSSS-100×100-EG-C-BL501001002250EG5023.27284.95RHSSS-75×45-EG-C-BL50754511755023.27154.70SHSSS-100×100-IG-C-BL501001002250IG5023.27618.90RHSSS-75×45-IG-C-BL50754511755023.27179.30SHSSS-100×100-ETF-C-BL501001002250ETF5023.27258.55RHSSS-75×45-ETF-C-BL50754511755023.27109.95SHSSS-100×100-ITF-C-BL501001002250ITF5023.27304.95RHSSS-75×45-ITF-C-BL50754511755023.2775.00

1.2 材料性能

不銹鋼管材料性能試驗結果見表2。本試驗所用混凝土實測抗壓強度由3個150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方體試塊的抗壓強度計算所得。3個混凝土立方體試塊在澆灌混凝土不銹鋼管試件期間同時制作并同條件養(yǎng)護?；炷亮⒎襟w試塊抗壓強度試驗結果見表3。

試件一與試件三的抗壓強度的差異值超過中間值(23.27 MPa)的15%，故把最大值(27.41 MPa)與最小值(21.65 MPa)一并舍除，取中間值(23.27 MPa)作為該組試件的抗壓強度標準值，即該試驗內(nèi)灌混凝土抗壓強度實測值。

表2 不銹鋼管材性試驗結果

表3 混凝土立方體試塊抗壓強度試驗結果

1.3 加載和測試方案設計

本試驗為單調(diào)分級靜力加載，采用DH3816采集應變數(shù)據(jù)，通過Max Test軟件觀察并記錄位移。同時，在支承板中線對應的不銹鋼管局部承壓的腹板上均勻布置了3個直角應變花，分別位于距上下翼緣的外表面5 mm的腹板上部、中部和下部，編號從上至下依次為T1、T2、T3。每個直角應變花由3個BX120-3CA電阻應變計從縱向、橫向、45度傾斜方向組成，布置如圖3。

2 試驗結果與分析

2.1 破壞模式

為校核試驗結果的可靠度，安排兩組重復試驗，試件為SHSSS-100×100-ITF-H-BL50和RHSSS-75×45-ITF-H-BL50，重復試驗結果接近第一次試驗，誤差分別為0.7%和2.5%，均在允許誤差范圍內(nèi)。無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管試件的破壞模式為破壞區(qū)域內(nèi)腹板平面外屈曲，向外鼓出，腹板出現(xiàn)塑性鉸區(qū)域；端部一側翼緣加載(EG)與端部兩側翼緣加載(ETF)時的翼緣破壞模式基本上為上下翼緣截面呈拋物線狀向內(nèi)凹陷；內(nèi)部一側翼緣加載(IG)時為加載面破壞區(qū)域上翼緣呈拋物線狀向內(nèi)凹陷；內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)時的翼緣破壞模式為上、下翼緣呈拋物線狀向內(nèi)凹陷；端部一側翼緣加載(EG)時，支承板寬度為210 mm時，上翼緣整體平面下陷。試件因腹板鼓出和翼緣凹陷變形過大，加載后期直角剛域變成鈍角塑性區(qū)域，母材在內(nèi)倒角部位會首先出現(xiàn)裂縫，并向外延伸直至開裂，最終延縱向開裂，破壞模式如圖4所示。

(a) EG (b) IG

(c) ETF (d) ITF

圖4 中空管破壞模式

Fig.4 Failure modes of hollow tube

內(nèi)灌混凝土不銹鋼管試件的破壞模式為破壞區(qū)域內(nèi)加載端翼緣整體平面下陷、無呈拋物線狀凹陷現(xiàn)象；破壞區(qū)域內(nèi)混凝土均被壓潰，端部加載情況下的試件內(nèi)灌混凝土為典型的“環(huán)箍”效應破壞模式；試件未加載端可明顯觀察到其內(nèi)灌混凝土被擠出；端部一側翼緣加載(EG)與端部兩側翼緣加載(ETF)時，腹板平面外屈曲，向外鼓出，腹板中部出現(xiàn)塑性鉸區(qū)域，破壞區(qū)域邊緣腹板呈直線狀凸出；內(nèi)部一側翼緣加載(IG)時，破壞區(qū)域內(nèi)加載側附近腹板上部變?yōu)槌收劬€狀向外凸出。內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)時，破壞區(qū)域內(nèi)兩側加載側腹板上部變?yōu)槌收劬€狀向外凸出，如圖5所示。

(a) EG (b) IG

(c) ETF (d) ITF

圖5 內(nèi)灌混凝土管破壞模式

Fig.5 Failure modes of concrete filled tube

2.2 支承板寬度對局部承壓極限承載力的影響

不同支承板寬度下的無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力分析結果見表3。在試件的尺寸范圍內(nèi)，支承板寬度的增大能顯著提高無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力，兩者基本上呈線性關系，且與加載條件和邊界條件有關。支承板寬度的增大對內(nèi)部加載條件下無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力的提高幅度分別為34%[IG，Pcr(BL=110)/Pcr(BL=50)]、59%[IG，Pcr(BL=210)/Pcr(BL=50)]、13%[ITF，Pcr(BL=110)/Pcr(BL=50)]和57%[ITF，Pcr(BL=210)/Pcr(BL=50)],明顯低于端部加載條件下的提高幅度，其值分別為71%[EG，Pcr(BL=110)/Pcr(BL=50)]、134%[EG，Pcr(BL=210)/Pcr(BL=50)]、44%[ETF，Pcr(BL=110)/Pcr(BL=50)]和144%[ETF，Pcr(BL=210)/Pcr(BL=50)]。這表明端部加載條件下增大支承板寬度對提高無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力比內(nèi)部加載條件下更明顯。支承板寬度從50 mm增加為110 mm時，在端部一側翼緣加載(EG)條件下無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力提高幅度最大為71%，在內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)條件下最低為13%；支承板寬度從50 mm增加為210 mm時，在內(nèi)部翼緣加載(IG和ITF)條件下提高幅度近似，為58%左右；在端部兩側翼緣加載(ETF)條件下提高幅度最大為144%，在內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)條件下提高幅度最低為57%。

表3 不同支承板寬度下的無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力分析結果

2.3 腹板高厚比對局部承壓極限承載力的影響

在支承板寬度為50 mm、110 mm和210 mm時，在試驗所覆蓋的高厚比范圍內(nèi)，局部承壓極限承載力極大值點均出現(xiàn)在名義腹板高厚比為50的點位上，局部承壓極限承載力隨高厚比的增加而降低。

不同腹板高厚比下的無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線見圖6。無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管試件屈服時豎向位移ΔA和對應于極限承載力的豎向位移ΔB的對比如表4。支承板寬度為110 mm時，在試驗所覆蓋的高厚比范圍內(nèi)，名義高厚比為50時局部承壓極限承載力較高，但達到局部承壓極限承載力后荷載下降較名義高厚比為75時的快；延性不如名義高厚比為75時的試件,即腹板高厚比越大，初始剛度越小但延性較好。

(a) EG

(b) IOF

(c) ETF

(d) ITF

圖6 不同腹板高厚比下無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線

Fig.6 Load-displacement of stainless steel hollow seetion tubes under local load with different web slenderness

表4 無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管延性對比

2.4 邊界和加載條件對局部承壓極限承載力的影響

不同邊界條件和加載方式對無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力分析結果見圖7。其他條件相同時，內(nèi)部一側翼緣加載(IG)的局部承壓極限承載力最高，內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)的局部承壓極限承載力次之，端部一側翼緣加載(EG)和端部兩側翼緣加載(ETF)的局部承壓極限承載力最低。支承板寬度為50 mm和110 mm時，內(nèi)部加載條件下的局部承壓極限承載力均高于端部加載條件下的局部承壓極限承載力，端部一側翼緣加載(EG)較端部兩側翼緣加載(ETF)的局部承壓極限承載力高；但支撐板寬度為210 mm時，隨腹板高厚比的增大，該順序個別被打亂。

圖7 不同邊界和加載條件下無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力分析

不同邊界條件和加載方式對無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線見圖8。無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管試件屈服時豎向位移ΔA和對應于極限承載力的豎向位移ΔB的對比如表5。4種邊界條件和加載方式下試件的初始剛度較為接近，內(nèi)部加載條件下試件具有較高的局部承壓極限承載力和較好的延性。

(a) 方形

(b) 矩形

圖8 不同邊界和加載條件下中空不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線

支承板寬度為50 mm時，不同邊界條件和加載方式對內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓極限承載力分析結果見圖9。其他條件相同時，名義高厚比為50時的試件內(nèi)部一側翼緣加載(IG)的極限承載力最高，內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)次之，端部一側翼緣加載(EG)和端部兩側翼緣加載(ETF)最低；但名義高厚比為75時，隨腹板高厚比的增大，該順序個別被打亂。

不同邊界條件和加載方式對內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線見圖10。在不銹鋼管內(nèi)部混凝土與不銹鋼管腹板脫離前后，4種邊界條件和加載方式下試件的初始剛度均較為接近，而且4種邊界條件和加載方式下試件到達局部承壓極限承載力之后，荷載下降速度均較快，延性較差。

圖9 不同邊界和加載條件下內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓極限承載力分析

(a)方形

(b) 矩形

圖10 不同邊界和加載條件下內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓荷載—位移曲線

Fig.10 Load-displacement of stainless steel composite section tubes local load with different boundary and loading conditions

2.5 內(nèi)灌混凝土對局部承壓極限承載力的影響

支承板寬度為50 mm時，有無內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓極限承載力的分析結果見表6。其余條件相同的情況下，內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)時局部承壓極限承載力提高的幅度最低，端部一側翼緣加載(EG)的條件下高厚比為75時提高的幅度最高，但由于高厚比為50的試件截面面積較大，其局部承壓極限承載力增值反而較大。SHSSS-100×100-IG-C-BL50試件的局部承壓極限承載力增值量最大，為560.2 kN，RHSSS-75×45-ITF-H-BL50試件的局部承壓極限承載力增值最小，為62.7 kN。支承板寬度為50 mm時，4種邊界條件和加載方式下的試件中SHSSS-100×100試件的局部承壓極限承載力增值均比對相應的RHSSS-75×45試件高。其他條件相同時，內(nèi)部一側翼緣加載(IG)條件下試件局部承壓極限承載力增值均比其他3種條件的大。隨著試件截面面積的增大，端部一側翼緣加載情況下局部承壓極限承載力提高的幅度相對于其他3種加載情況下的明顯。

表6 有無內(nèi)灌混凝土不銹鋼管局部承壓極限承載力

注：Pcr(H)和Pcr(C)分別為空管和灌混凝土不銹鋼管局部承壓承載力。

2.6 局部承壓腹板應變分析

不銹鋼管局部承壓腹板上T1、T2、T3測點應變強度[12]分布見表7。應變測點分布見圖3。由表7可見，內(nèi)灌混凝土造成不銹鋼管局部承壓腹板應變最大位置發(fā)生變化，同時造成腹板進入屈服階段后其塑性鉸區(qū)域的面積擴大。

表7 T1、T2、T3測點應變強度分布對比

注：T1為腹板上部測點;T2為腹板中部測點;T3為腹板下部測點。

3 結 論

通過不同邊界條件、加載條件、支承板寬度和高厚比的26個中空不銹鋼管試件及8個內(nèi)灌混凝土的不銹鋼管試件的腹板屈曲性能試驗，得到以下結論：

①支承板寬度的增大能顯著提高中空不銹鋼管局部承壓極限承載力。

②其他條件相同時，腹板名義高厚比為50的無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力均明顯高于腹板名義高厚比為75的無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管局部承壓極限承載力。

③其他情況條件時，無內(nèi)灌混凝土中空不銹鋼管內(nèi)部一側翼緣加載(IG)的局部承壓極限承載力最高，內(nèi)部兩側翼緣加載(ITF)的局部承壓極限承載力次之，端部一側翼緣加載(EG)和端部兩側翼緣加載(ETF)的局部承壓極限承載力最低。

④內(nèi)灌混凝土對不銹鋼管局部承壓極限承載力提高最為顯著；不銹鋼管局部承壓極限承載力增加量與不銹鋼管截面面積、邊界條件和加載方式有關；其他條件相同時，內(nèi)部一側翼緣加載(IG)情況下不銹鋼管局部承壓極限承載力增加量最大；截面為75×45的情況下，其他條件相同時，內(nèi)部一側翼緣加載(IG)情況下不銹鋼管局部承壓極限承載力增加量最大，而端部一側翼緣加載(EG)情況下不銹鋼管局部承壓極限承載力提高的幅度最大。

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(責任編輯 唐漢民 裴潤梅)

Experimental investigation on mechanical behavior of stainless steel tube under local axial compression

CHEN Xi-xiang1, WANG Xing-tao2, YUAN Yuan2, CHEN Yu2

(1.College of Technology & Engineering, Yangtze University, Jingzhou 434020, China; 2.School of Urban Construction, Yangtze University, Jingzhou 434023, China)

To research the mechanical behavior of stainless steel tubes under local axial compression, twenty-six stainless steel tubes with different loadings, bearing length, height-to-thickness ratios were tested. Eight stainless steel tubes that were filled with concrete to enhance the local load bearing strength were tested. Failure modes, load-end vertical displacement and strain intensity distribution curves were presented. The effects of boundary conditions, loading conditions, bearing length, height-to-thickness ratio and filling concrete on the ultimate local load carrying capacity and the ductility of stainless steel tubes were also studied. It was found that, as the bearing length increases, the effect of bearing length on the ultimate local load carrying capacity of the tubes is more obvious. Under the same condition, the ultimate local load carrying capacity of the tube with the height-to-thickness ratio of 50 is all larger than that of the tube with the height-to-thickness ratio of 75,but the ductility of the tubes is just the opposite. The ultimate local load carrying capacity of the tubes under Interior-Ground(IG) loading, Interior-Two-Flange(ITF) loading, End-Ground(EG) loading and End-Two-Flange loading decreases successively. The effect of filling concrete on the ultimate local load carrying capacity of stainless steel tubes is obvious.

local bearing; mechanical behavior; stainless steel hollow sections tubes; stainless steel composite sections tubes; ultimate carrying capacity

2016-06-28；

2016-07-26

國家自然科學基金資助項目(51278209, 51478047);長江大學工程技術學院科學發(fā)展基金資助項目(15j0402)

陳 譽(1978.4—)，男，湖北公安人，長江大學教授，博士;E-mail: kinkingingin@163.com。

陳希湘，王鑫濤，袁員,等.不銹鋼管局部承壓性能試驗研究[J].廣西大學學報(自然科學版)，2016，41(5)：1330-1341.

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.1330

TU392.3

A

1001-7445(2016)05-1330-12