Stabilität Tragfähigkeit von mit Beton gefüllten Stahlrohrsäulen, die einer langen Belastung ausgesetzt sind

Scientific Reports Band 13, Artikelnummer: 10377 (2023) Diesen Artikel zitieren

252 Zugriffe

Details zu den Metriken

Betongefüllte Stahlrohre (CFST) werden häufig in modernen Gebäude- und Brückenanwendungen verwendet. Trotz ihrer Beliebtheit gibt es nur wenige Studien zur Untersuchung des Einflusses von Langzeitbelastungen auf die Stabilitätstragfähigkeit solcher Elemente. Diese Studie untersucht, wie sich Schlüsselparameter wie Schlankheitsverhältnis (λ), Axiallastverhältnis (m) und Exzentrizitätsverhältnis (e/r) auf die Stabilität und Tragfähigkeit einer CFST-Säule unter Dauerlast auswirken. Es wurden 23 CFST-Säulen hergestellt, um die Auswirkung einer Langzeitbelastung auf die Stabilitätstragfähigkeit zu untersuchen. Vierzehn Proben wurden 462 Tage lang einer konstanten Druckbelastung ausgesetzt und anschließend auf Versagen getestet. Bei den restlichen 9 handelte es sich um Exemplare ohne Begleitlast. Zur Vorhersage der Stabilitätstragfähigkeit nach dem Kriechen wurde eine dreistufige Finite-Elemente-Methode verwendet. Die Ergebnisse deuten darauf hin, dass die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen nach längerer Belastung abnimmt. Sowohl die experimentellen als auch die numerischen Ergebnisse zeigten, dass die Belastung des Stahlrohrs bei Langzeitbelastungsproben bis zum elastisch-plastischen und plastischen Prozess geringer war als bei den lastfreien Proben. Darüber hinaus war die entsprechende Dehnung der Kriechproben größer als die der lastfreien Proben, wenn das Bauteil die maximale Belastung erreichte. Benchmarking-Analysen haben gezeigt, dass der für CFST-Säulen vorgeschlagene Kriechminderungskoeffizient (kcr) zur Vorhersage der Verringerung der Stabilitätstragfähigkeit nach dem Kriechen verwendet werden kann. Darüber hinaus wurde eine gesammelte Datenbank mit 49 CFST-Proben unter Langzeitbelastung verwendet, um die vorgeschlagenen Formeln für kcr zu untersuchen. Die Ergebnisse zeigen, dass die Formeln mit den Versuchsergebnissen übereinstimmten.

Mit Beton gefüllte Stahlrohrelemente (CFST) sind effiziente Kompressionsbauteile, die in Ingenieurbauwerken wie Bogenbrücken und Säulen in Gebäuden verwendet werden1,2,3,4,5,6. Im Gegensatz zu Stahl- oder verstärkten Bauteilen werden das Verhalten und die Festigkeit von CFST-Bauteilen aufgrund der Wechselwirkungen zwischen dem Stahlrohr und der Betonfüllung deutlich verbessert6. Darüber hinaus kann das Stahlrohr als verlorene Schalung zum Einbringen von Beton dienen, was den Bauprozess erleichtert. Durch die kontinuierliche Verbesserung der Materialien und Bautechniken hat sich die Spannweite der neu gebauten CFST-Bogenbrücken vergrößert, wobei die längste Spannweite 575 m5 erreichte.

Da der Rekord für die längste Bogenspannweite ständig gebrochen wird, ist das Knicken der Bogenrippe aufgrund des zunehmenden Schlankheitsverhältnisses nach und nach zu einem bedeutenden Problem geworden. Darüber hinaus sind die Kriecheffekte auf die CFST-Bogenrippe ein weiteres wichtiges Problem, das mit dem zunehmenden Eigengewicht von CFST-Bogenbrücken auftritt. Bei der Überprüfung der Stabilitätstragfähigkeit einer schlanken CFST-Bogenrippe kann diese als gleichwertig mit einer schlanken Säule angesehen werden6 . Daher wurden die meisten Studien zum Kriechverhalten von CFST-Säulen durchgeführt7,8,9,10,11,12,13,14. Diese Studien konzentrierten sich auf die Kriechentwicklung und vorhergesagte Modelle von CFST-Säulen mit Normalbeton, Recyclingbeton, expansivem Beton und Stahlbeton. Im Gegensatz dazu wurde in experimentellen Studien die Stabilität und Tragfähigkeit von CFST-Säulen unter Langzeitbelastung untersucht. Zur Untersuchung der endgültigen Tragfähigkeit von CFST-Säulen unter Langzeitbelastung wurden lediglich mehrere theoretische Diskussionen und daraus abgeleitete Formulierungen durchgeführt. Alle diese Studien haben gezeigt, dass die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen aufgrund des Kriechverhaltens abnimmt15,16,17,18,19,20. Darüber hinaus wurden numerische Berechnungsmethoden verwendet, um die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen zu analysieren, die einer Langzeitlast ausgesetzt sind, und daraus wurden die Berechnungsformeln für den Kriechminderungskoeffizienten von CFST-Säulen abgeleitet21,22,23. Tan et al.24 gaben an, dass die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen nach längerer Belastung nicht verringert wird. Die Ergebnisse der Refs. 25 und 26 weisen auf eine Abnahme der Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen aufgrund der Langzeitbelastung hin. Im Gegensatz dazu sind bestimmte Wissenschaftler21,27,28,29 zu dem Schluss gekommen, dass sich die Druckfestigkeit von CFST verbessert, wenn es einer Langzeitbelastung ausgesetzt wird.

Trotz mehrerer nützlicher Studien zur Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen unter Langzeitbelastung basieren die meisten Forschungsergebnisse auf numerischen Analysen. Nur eine Studie 24 untersuchte experimentell die Tragfähigkeit von 22 CFST-Kriechgliedern. Das maximale Schlankheitsverhältnis betrug jedoch nur 16, was den Kriecheffekt von CFST-Säulen mit großem Schlankheitsverhältnis nicht widerspiegeln kann. Daher mangelt es an eingehender Forschung und vernünftiger Erklärung zum Mechanismus der Auswirkung von Langzeitlasten auf die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen. Daher wurde in dieser Studie ein Kriechexperiment durchgeführt, um den Einfluss der Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen nach Langzeitbelastung zu untersuchen. Daher wurde eine dreistufige Finite-Elemente-Methode vorgeschlagen, um die Stabilitätstragfähigkeit nach dem Kriechen vorherzusagen. Anschließend wurde eine parametrische Analyse unter Berücksichtigung der Schlüsselfaktoren durchgeführt und eine Berechnungsmethode für den Kriecheinflusskoeffizienten entwickelt, um die langfristigen Reaktionen der Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen abzuschätzen.

Der Rest dieses Papiers ist wie folgt gegliedert. Im Abschnitt „Experimentelles Programm“ werden das Designschema dieses Tests und die Herstellung aller experimentellen Proben vorgestellt. Darüber hinaus werden in diesem Abschnitt auch der Testaufbau und die Instrumentierung vorgestellt. Im Abschnitt „Testergebnisse und Diskussion“ werden die Versagensart und die Auswirkungen von Schlankheit, Axiallast und Exzentrizitätsverhältnissen auf die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen vorgestellt. Anschließend wird im Abschnitt „Finite-Elemente-Analyse“ die Berechnungsmethode der Finite-Elemente-Analyse für die Kriechproben und die Parameteranalyse für weitere Kriechstäbe vorgestellt. Darüber hinaus werden in diesem Abschnitt praktische Algorithmen und Vorschläge zur Berechnung des Einflusses der Langzeitbelastung durch CFST-Säulen vorgeschlagen. Abschließend werden im Abschnitt „Zusammenfassung und Schlussfolgerungen“ die aus dem durchgeführten Test erzielten Studienergebnisse sowie weitere Testergebnisse vorgestellt. In diesem Abschnitt werden auch die Grenzen dieser Studie und zukünftige Forschungsaussichten dargestellt.

Kriechversuche wurden zunächst mit einer Dauerbelastung von 462 Tagen durchgeführt. Anschließend wurden Druckversuche an den Kriechproben, die noch einer Langzeitbelastung ausgesetzt waren, und an belastungsfreien Proben durchgeführt. Die Literatur 15–16, 30 zeigt, dass das Schlankheitsverhältnis (λ), das Axiallastverhältnis [m, das Verhältnis der langfristigen Axiallast (NL) zur konstruktiven axialen Druckfestigkeit (N0)] und das Exzentrizitätsverhältnis (z /r) von CFST-Proben sind die wichtigsten Parameter, die die Stabilität und Tragfähigkeit von CFST-Teilen unter Langzeitbelastung beeinflussen. Daher wurden diese als Hauptdesignparameter im Test ausgewählt.

Insgesamt wurden 23 Proben von CFST-Säulen hergestellt, um die ultimative Tragfähigkeit unter Langzeitbelastung zu untersuchen. Die Proben wurden in vier Gruppen eingeteilt. Proben der Gruppen I, II und III wurden einer Langzeitbelastung ausgesetzt, während die belastungsfreien Proben der Gruppe IV als Vergleichsproben betrachtet wurden. Darüber hinaus wurde gleichzeitig die Schrumpfdehnung gemessen. Der Außendurchmesser aller Proben (D) betrug 140 mm, die Höhe lag im Bereich von 350–2100 mm (d. h. L = 350, 700, 1050, 1400, 1750 und 2100 mm). Die Wandstärke des Stahlrohres betrug 2 mm, bei einem Stahlgehalt von 0,057. Das Schlankheitsverhältnis (λ = 4L/D) der Proben variierte im Bereich von 10–60, wie in Tabelle 1 dargestellt. Für Proben in Gruppe I wurde das Schlankheitsverhältnis (λ) als Probenparameter betrachtet, wobei λ wurde auf 10, 20, 30, 40, 50 und 60 eingestellt. Das Axiallastverhältnis (m) wurde als Probenparameter in Gruppe II betrachtet, wobei m auf 0,1, 0,2, 0,3, 0,4, 0,5 und 0,6 eingestellt wurde. Darüber hinaus wurde das Exzentrizitätsverhältnis (e/r) der Langzeitbelastung als Probenparameter in Gruppe III berücksichtigt. Die Gruppe IV schließlich umfasste die Vergleichsproben, die nicht der Langzeitbelastung ausgesetzt waren. Die spezifischen Parameter sind in Tabelle 1 aufgeführt. Die Anzahl der Proben in den Gruppen I, II und III in der Tabelle wird wie folgt beschrieben: CFT-30–0,3–0,1-CR stellt CFST-Kriechproben mit einem Schlankheitsverhältnis (λ) von dar 30, ein Axiallastverhältnis (m) von 0,3 und ein Exzentrizitätsverhältnis (e/r) von 0,1. Die Anzahl der Proben in Gruppe IV wurde wie folgt beschrieben: CFT-10–0-0-SH, was die CFST-Schrumpfungsprobe mit einem Schlankheitsverhältnis (λ) von 10 und einem Axiallastverhältnis (m) von 0 angibt, ohne dass dies der Fall ist dauerhafter Belastung ausgesetzt sind. In dieser Studie wurde im Test eine Betonsorte C50 verwendet und das Alter des Betons bei Einwirkung der Langzeitbelastung betrug 7 Tage. In der Tabelle ist das Axiallastverhältnis als m = NL/N0 definiert, wobei NL der Wert der auf die Probe ausgeübten Langzeitlast und N0 die konstruktionsbedingte maximale Tragfähigkeit der Probe ist. Hier wird N0 mithilfe einer Formel gemäß der nationalen Norm GB 50.923–201331 für betongefüllte Stahlrohrbogenbrücken vorhergesagt. Es wird ausgedrückt als N0 = k3(1,14 + 1,02ξ0)(1 + α)fcdAc; Dabei ist fcd die Druckfestigkeit des Betons, Ac die Querschnittsfläche des Kernbetons, ξ0 = αfy/fcd der Einschlusskoeffizient, α das Stahlverhältnis, fy die Streckgrenze des Stahlrohrs, k3 der Umrechnungskoeffizient der axialen Druckfestigkeit. Darüber hinaus ist Nue die getestete maximale Tragfähigkeit der Probe und Nuc die mit finiten Elementen berechnete maximale Tragfähigkeit der Probe.

In diesem Test wurde ein nahtloses Stahlrohr mit der Festigkeitsklasse Q235 verwendet, dessen gemessene Streckgrenze (fy), Zugfestigkeit (fu) und Elastizitätsmodul (Es) jeweils 350 MPa, 423 MPa und 198 GPa betrugen. Wie in Abb. 1 dargestellt, kann die Spannungs-(σ)-Dehnungs-(ε)-Kurve des Stahlrohrs in 5 Stufen unterteilt werden: Elastische (OA), elastisch-plastische (AB), plastische (BC), Verfestigungs- (CD) und sekundäre plastische Fließstufen (DE). Die gemessene proportionale Grenzdehnung (εe) und Streckgrenzendehnung (εe1) des Stahlrohrs betrugen 1415 µɛ bzw. 2500 µɛ.

Materialeigenschaftskurve von Stahlrohren.

Tabelle 2 fasst die Mischungsverhältnisse der Betonfüllung zusammen. Dazu gehören die Anteile von Zement (PO42,5 gewöhnlicher Portlandzement), grobem Zuschlagstoff (Granitstein, 5–10 mm Durchmesser), Sand, Wasser, Fließmittel und Flugasche. Tabelle 3 fasst die Betonsorte, die Betondruckfestigkeit (fcm) und den Elastizitätsmodul (Ec) zusammen, gemessen nach 7 und 462 Tagen. Die Betonsorte stellt die nominale 28-Tage-Betondruckfestigkeit (fcu,k) in MPa dar, während fcm den gemessenen Wert darstellt. Hier wurde fcm als Durchschnittswert bestimmt, der aus drei 150-mm-Betonwürfeln gemäß dem „China Standard for Test Methods of Concrete Physical and Mechanical Properties“32 gemessen wurde. Um sicherzustellen, dass die Betonfüllung dicht ist, wurde vor dem Betonieren eine 190 × 200 mm große Stahlplatte mit einer Dicke von 20 mm an das untere Ende jedes hohlen Stahlrohrs geschweißt, wie in Abb. 2 dargestellt. Während des Gießens wurden die Proben wurden in vertikaler Position gehalten und die Stahlrohre wurden in einem ungefetteten Zustand gehalten, um der üblichen Praxis auf der Baustelle Rechnung zu tragen. Darüber hinaus wurden alle Proben am selben Tag in einer Charge gegossen. Darüber hinaus wurde der Betonkern etwas höher gegossen als das Stahlrohr, um Lücken zwischen dem Betonkern und der oberen Stahlplatte zu vermeiden, bevor die oberen Stahlplatten verschweißt wurden. Unmittelbar nach dem Betonieren wurden die oberen Oberflächen der Proben fest mit Kunststofffolien umwickelt, um die reale Situation widerzuspiegeln, in der der Betonkern während des Baus und während des Betriebs versiegelt blieb. Die Kunststofffolien wurden nach einem Tag entfernt und die Oberseiten der CFST-Proben wurden glatt geschliffen und geglättet. Anschließend wurde eine 190 × 200 mm große Stahlplatte mit einer Dicke von 20 mm an die Oberseite des Stahlrohrs geschweißt, um den Beton sofort nach Abschluss der Glättungsarbeiten abzudichten.

Teilfotos zum Testen.

Wie in Abb. 3 dargestellt, wurde ein selbsttragender Belastungsrahmen entwickelt, um Langzeittests an CFST-Proben durchzuführen, die axialen und exzentrischen Belastungen ausgesetzt waren. Der selbstsichernde Laderahmen wurde unter Bezugnahme auf die Entwürfe von Geng et al.7,8,9,10,11,27 entworfen. Es ist eine Modellberechnung, die die Sicherheit vor der Fertigung gewährleistet. Die Proben einschließlich der Gruppen I, II und III wurden erstmals im Betonalter von 7 Tagen belastet, mit der Langzeitbelastung (NL) über 462 Tage. Danach stieg die Kriechdehnung der CFST-Proben fast nicht mehr an und die Kriechversuche wurden folglich beendet. Die Druckversuche wurden mit einer elektrohydraulischen servogesteuerten Prüfmaschine mit einer maximalen Belastbarkeit von 10.000 kN, wie in Abb. 3 dargestellt, ohne Ausbau des selbsttragenden Belastungsrahmens durchgeführt. Während des Tests wurde die CFST-Probe mithilfe eines Flachplattenscharniers unter Druck gesetzt. Der Test wurde mit abgestufter Belastung durchgeführt, wobei jede Belastungsstufe 1/40 der erwarteten Endlast betrug. Darüber hinaus betrug die Haltezeit jeder Belastungsstufe etwa 2 Minuten. Als die Belastung etwa das 0,6-fache der Höchstlast erreichte, wurde jede Belastungsstufe auf 1/60 der Höchstlast reduziert. Als die Beschädigung auftrat, wurde das Prüfstück daher kontinuierlich mit langsamer Geschwindigkeit belastet, bis es schließlich beschädigt wurde.

Versuchsaufbau.

Im Kompressionstest wurden vier YDH-100-Verschiebungsmesser (1 mm = 200 με) verwendet, um sowohl die Längs- als auch Querverschiebungen der CFST-Proben zu messen. Ein automatisches Erfassungssystem (DH3816) wurde verwendet, um die Daten von jeweils vier Zwei-Wege-Dehnungs- und Verschiebungsmessstreifen im mittleren Abschnitt des Stahlrohrs während des Tests aufzuzeichnen, wie in Abb. 3 dargestellt.

Die Ergebnisse des Kompressionstests sind in Tabelle 4 zusammengefasst, und die Kurven der Belastung (N) und der axialen Dehnung (ε) der 23 Proben sind in Abb. 4 dargestellt. Basierend auf dem Kompressionstest wurden die folgenden Beobachtungen erhalten:

Im Vergleich zu den Proben der Gruppe IV ergaben die Proben der Gruppen I, II und III bestimmte unterschiedliche Ergebnisse, wie in Abb. 4 dargestellt. Bei den Kriechproben wurde ein anfängliches Verhalten linearer Elastizität bis zur Langzeitbelastung beobachtet ( NL). Anschließend wurde ein Bahnsteigabschnitt unter konstanter Langzeitbelastung beobachtet; allerdings nahm die Kriechdehnung zu. Das neue Verhalten der meisten Kriechproben war elastisch-plastisch, da der Druckversuch ohne Entlastung des Langzeitlastaufbaus durchgeführt wurde.

Während des Kriechversuchs unter Langzeitbelastung führte das Kriechen des Kernbetons zu einer Spannungsumverteilung im CFST-Verbundabschnitt, die Dehnung des Stahlrohrs nahm zu und das Stahlrohr trat vorzeitig in die elastisch-plastische Phase ein. Alle Proben der Gruppe I zeigten während des Langzeitbelastungstests eine proportionale Bruchlast (Np), wie in Tabelle 4 und Abb. 4 dargestellt. Beim Auftreten der offensichtlichen Biegung hörte die Belastung auf. Darüber hinaus war der typische Versagensmodus ein Knickversagen, das durch seitliche Biegung der Kriechproben verursacht wurde.

Die Last-Dehnungs-Kurven bestanden aus vier verschiedenen Zweigen: linear aufsteigend, Plattform, elastisch-plastisch aufsteigend und annähernd horizontal absteigend. Im ersten Stadium war die Reaktion ähnlich wie bei den lastfreien Proben. Nach Erreichen des Höhepunkts ging die Belastung mit einem Lastabfall einher. Darüber hinaus nahm mit zunehmender Schlankheit und axialen Belastungsverhältnissen die dem plastischen Zustand des Stahlrohrs entsprechende Belastung allmählich ab.

Betrachten Sie in Abb. 4d als Beispiel das Exemplar von CFT-10–0-0-SH. Das Stahlrohr näherte sich dem elastisch-plastischen Zustand, als die Belastung etwa 870 kN erreichte und die entsprechende proportionale Grenzdehnung (εp) 1415 µɛ betrug. Danach nahm die Steigung der Kurve allmählich ab. Darüber hinaus näherte sich das Stahlrohr dem plastischen Stadium, als die Belastung bis zu 1123 kN erreichte und die entsprechende Streckgrenze (εe1) 2500 µɛ betrug. Anschließend stieg die Kurve mit geringerer Steigung an, bis die Spitzenlast (Nue) 1162 kN und die entsprechende maximale Dehnung (εc) 3990 µɛ betrug. Aufgrund des kleinen Einschlusskoeffizienten nahm die Kurve nach der Spitzenlast allmählich ab. Wie in Abb. 4d gezeigt, nahm mit zunehmendem Schlankheitsverhältnis die Belastung, die dem elastisch-plastischen Stadium der Probe entspricht, allmählich ab und das elastisch-plastische Stadium wurde kürzer. Darüber hinaus nahm die der plastischen Stufe entsprechende Belastung allmählich ab. Darüber hinaus nahm die Tragfähigkeit der Probe mit zunehmendem Schlankheitsverhältnis ab.

Last-axiale Dehnungskurven.

Basierend auf Abb. 4 ist in Abb. 5 eine typische Last-Dehnungs-Kurve unter Berücksichtigung des Einflusses des Kriechens dargestellt. Der Arbeitsprozess lässt sich wie folgt zusammenfassen:

Der OA-Abschnitt ist die elastische Stufe (ein linear aufsteigender Ast), die durch die langfristige Belastungswirkung zu Beginn des Tests verursacht wird. Es kann als elastisch-plastischer Ast erscheinen, wenn das axiale Lastverhältnis größer ist. Die dem Punkt A entsprechende Belastung ist die Langzeitbelastung (NL) und die entsprechende Dehnung ist die anfängliche elastische Dehnung (εe).

Abschnitt AB zeigt das Stadium der erhöhten Schwindung und Kriechverformung unter Langzeitbelastung. Aufgrund der Wirkung von Schrumpfung und Kriechen nahm die axiale Dehnung der CFST-Säule bis zum Ende des Langzeitbelastungstests zu (Punkt B auf der Kurve). Die entsprechende Ladung war weiterhin NL. Die entsprechende Dehnung stieg jedoch auf εe + εsh + εcr, wobei εsh und εcr die Schrumpf- bzw. Kriechdehnungen der CFST-Säule sind.

Abschnitt BC ist das elastische Stadium (oder möglicherweise das elastisch-plastische Stadium), in dem die Probe nach Abschluss des Langzeitbelastungstests bis zum Versagen getestet wurde. Punkt C entspricht der proportionalen Grenzlast (Np) des Stahlrohrs und die Dehnung des Stahlrohrs ist proportional zur Grenzdehnung (εp). Hier ist die Belastung geringer als die Belastung, die dem lastfreien Bauteil entspricht (entsprechend dem Punkt C' in Abb. 5).

Abschnitt CD ist die elastisch-plastische Stufe. Durch die dauerhafte Belastung des Verbundquerschnitts nimmt die Spannung des Stahlrohrs mit der Zeit zu, während die des Kernbetons abnimmt. Das Axialkraftverteilungsverhältnis zwischen Stahlrohr und Kernbeton ändert sich ständig. Nach Abschluss des Zeitstandtests war die Spannung des Stahlrohrs größer als die der lastfreien Probe. Folglich wurde die aufgebrachte Belastung nach dem Zeitstandversuch erneut auf die Kriechproben ausgeübt und der Kernbeton erneut gespannt. Somit nimmt die Spannung des Stahlrohrs ständig zu, so dass es vorzeitig in die elastisch-plastische Phase eintritt (dh die Belastung, die Punkt C in Abb. 5 entspricht, ist geringer als die am Punkt C'). Danach weicht das Last-Dehnungs-Verhältnis allmählich von der Geraden ab und bildet eine Übergangskurve (elastisch-plastisches Stadium). Im Vergleich zu lastfreien Proben ist der Bereich des elastisch-plastischen Stadiums für Kriechproben größer (dh der Bereich des CD-Abschnitts ist größer als der des C'D'-Abschnitts, wie in Abb. 5 dargestellt). Der Tangentenmodul nahm kontinuierlich ab, nachdem die Spannung des Stahlrohrs in die elastisch-plastische Phase übergegangen war. Danach nahm die Kraft des Kernbetons mit zunehmender Belastung zu. Dann überstieg seine Poissonzahl die des Stahlrohrs (d. h. es trat eine zunehmende Wechselwirkungskraft auf, die als Begrenzungskraft zwischen dem Stahlrohr und dem Kernbeton bezeichnet wird; beide befanden sich in einem dreiachsigen Spannungszustand (wie Probe CFT-10– 0,5–0-CR)). Vor der Belastung bis zum Punkt D (d. h. das Stahlrohr gab nach, die entsprechende Dehnung betrug εy) erschien eine saubere schräge Schergleitlinie auf der Außenfläche des Stahlrohrs, wie in Abb. 6 dargestellt.

Abschnitt DE ist die Stufe der plastischen Verstärkung. Nach Punkt D trat das Stahlrohr in das vollständig plastische Stadium ein, in dem die zunehmende Belastung vom Kernbeton übernommen wurde, seine seitliche Verformung schnell zunahm und die Umfangsspannung des Stahlrohrs zunahm (dh die Begrenzungskraft nahm zu). Dadurch wurde der Kernbeton seitlichem Druck ausgesetzt und seine Tragfähigkeit verbessert. Die Verbesserung der Tragfähigkeit des Kernbetons kompensiert und übersteigt die Abnahme der Längsschnittkraft des Stahlrohrs und bildet so einen plastischen Verstärkungsabschnitt bis zur Zerstörung des Bauteils. Im Vergleich zu den lastfreien Bauteilen trat das Stahlrohr aufgrund des Kriechens relativ früh in die plastische Phase ein, die Spannung des Kernbetons blieb relativ zurück, die Einschlusswirkung des Stahlrohrs verzögerte sich und die Endlast des lastfreien Bauteils hinkte auch relativ hinterher. Darüber hinaus wird die maximale Belastung, die Punkt E entspricht, als die ultimative (oder Stabilitäts-)Tragfähigkeit definiert, ausgedrückt als Nu, und die entsprechende Dehnung ist die ultimative Dehnung (εc).

Abschnitt EF ist die Ausfallabstiegsstufe. Bei einer kurzen Säule (z. B. Probe CFT-10–0,5–0-CR) erscheint bei der Belastung bis zum Punkt E eine lokale Knickung der Probe und schließlich tritt ein Scherversagen auf. Zu diesem Zeitpunkt nimmt die Belastung mit zunehmender Belastung nicht weiter zu; Es erscheint jedoch eine absteigende Kurve. Bei mittellangen Säulen ist die Probe instabil und weist bei Zerstörung eine Längsbiegung auf, wie in Abb. 6 dargestellt.

Last-axiale Dehnungskurven.

Versagensmodus für Teilprüflinge.

Die Beobachtungen der Testergebnisse deuten darauf hin, dass das Kriechverhalten die Steifigkeit der CFST-Säulen verringert. Während der 462 Tage dauernden Langzeitbelastung war die aufgebrachte Belastung konstant, dennoch nahm die Belastung der Verbundsäulen kontinuierlich zu. Gemäß dem Hookeschen Gesetz, also σ = Eε, nimmt die Dehnung (ε) des Stahlrohrs mit der Zeit zu, wenn die durchschnittliche Spannung (σ) im Verbundquerschnitt unveränderlich ist. Folglich muss der Young-Modul (E) des Verbundquerschnitts verringert werden. Somit nimmt die Stabilitätstragfähigkeit mit der Verringerung der Steifigkeit ab.

Abbildung 7 zeigt einen Vergleich der Last-(N)-Dehnungs-(ε)-Kurven von Proben, die einer Langzeitbelastung ausgesetzt waren (d. h. Proben für Gruppe I) und den Proben, die während der Langzeitbelastungstests lastfrei waren (d. h , Proben für Gruppe IV). Das Verhältnis der Grenzlasten dieser Proben unter Langzeitbelastung zu denen der lastfreien Proben wurde durch den in Tabelle 4 aufgeführten Parameter kcr (dh den Kriechminderungskoeffizienten) dargestellt. Aus diesen Ergebnissen lässt sich Folgendes erkennen :

Im Vergleich zu den lastfreien Proben ist die Steifigkeit der Proben nach Langzeitbelastungstest geringer und die der Stabilitätstragfähigkeit entsprechende Axialdehnung größer. Beispielsweise betrug die maximale Dehnung (εc) des Stahlrohrs entsprechend der Spitzenlast (Nu) der Probe CFT-40–0-0-SH 3858 µɛ und die von CFT-40–0,5–0-CR ( d. h. nach Langzeitbelastungstest) betrug 6710 µɛ.

Die Stabilitätstragfähigkeit der Proben unter Dauerbelastung ist geringer als die der lastfreien Proben. Aus Tabelle 4 ist ersichtlich, dass für die Probe mit einem Schlankheitsverhältnis von 10 (d. h. Probe CFT-10–0,5–0-CR und CFT-10–0-0-SH) die Spitzenlast der Probe ausgesetzt war Die Dauerbelastung war höher als bei der unbelasteten Probe. Dieses Ergebnis wurde auch von Yuyin Wang27 beobachtet. Je größer das Schlankheitsverhältnis ist, desto offensichtlicher ist der Einfluss einer Langzeitbelastung auf die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Proben. Mit der Erhöhung des Schlankheitsverhältnisses war die Spitzenlast geringer und der Kriechminderungskoeffizient (kcr) verringert. Darüber hinaus war die Spitzenlast der Probe CFT-60–0,5–0-CR etwa 20 % niedriger als die der Kontrastprobe (dh Probe CFT-60–0-0-SH).

Bei den Proben, die einer Langzeitbelastung ausgesetzt waren, kam es zu Spannungsumverteilungen im Abschnitt des CFST-Verbundabschnitts. Unter Beibehaltung der Langzeitbelastung auf einem konstanten Wert erhöhte sich die Spannung des Stahlrohrs und die des Kernbetons verringerte sich während des Kriechversuchs. So näherte sich das Stahlrohr im Druckversuch der Streckgrenze im Vergleich zur Vergleichsprobe früher an, während der Kernbeton die Spannung verzögerte. Solche Phänomene könnten den Prozess des Stahlrohrs vom Fließen bis zum Versagen (Festigkeitsversagen oder Instabilitätsversagen) relativ verlängern.

Vergleiche der N-ε-Kurve zwischen Gruppe I und IV.

Die Last-(N)-Dehnungs-(ε)-Kurven der Proben, die einer anhaltenden Belastung ausgesetzt waren (d. h. Proben für Gruppe II) und der Proben, die während der Langzeittests lastfrei waren (d. h. Probe CFT-30–0- 0-SH) sind in Abb. 8 dargestellt.

Vergleiche der N-ε-Kurve zwischen Gruppe II und III.

Alle Proben kollabierten in einem instabilen Versagensmodus, was darauf hindeutet, dass die Zeit keinen Einfluss auf den Versagensmodus hatte. Die Abbildung zeigt Folgendes:

Im Vergleich zur Probe CFT-30–0-0-SH war die axiale Dehnung entsprechend der Spitzenlast der CFST-Probe unter Langzeitbelastung größer. Darüber hinaus nahm der Unterschied mit der Erhöhung des Axiallastverhältnisses (m) zu.

Die Stabilitätstragfähigkeit der Proben, die einer Langzeitbelastung ausgesetzt waren, war geringer als die der Begleitprobe ohne Belastung (dh Probe CFT-30–0-0-SH). Die Spitzenlast der Kriechproben mit einem Axiallastverhältnis (m) von 0,1–0,6 wurde schrittweise verringert. Darüber hinaus lag das Verhältnis der Spitzenlast der Kriechprobe zu der der lastfreien Begleitprobe im Bereich von 0,986–0,958, was als lineare Variation erschien, wie in Abb. 8 c) dargestellt.

Je größer das axiale Lastverhältnis ist, desto kleiner ist die Last, die den elastisch-plastischen und plastischen Stufen der CFST-Kriechprobe entspricht. Je größer das Axiallastverhältnis ist, desto größer ist außerdem die Dehnung des Stahlrohrs unter derselben Last und desto offensichtlicher ist die Verringerung der Steigung der elastisch-plastischen Stufe. Für die Grenzdehnung, die der Spitzenlast der Kriechprobe entspricht, ist der Wert umso größer, je größer das Axiallastverhältnis ist.

Die Dehnung der Zugzone, die dem Querschnitt der Probe unter Dauerlast entspricht, war größer als die der Begleitprobe. Dies weist darauf hin, dass der durch die Langzeitbelastung verursachte Kriecheffekt die Spannung des Stahlrohrs bzw. der Zugzone erhöhte bzw. verringerte.

Abbildung 9 zeigt die Last-(N)-Dehnungs-(ε)-Kurven der Proben in Gruppe III (dh Kriechproben mit dem Probenparameter Exzentrizitätsverhältnis (e/r)) und den lastfreien Vergleichsproben. Im Vergleich zur lastfreien Probe zeigte die Last-(N)-Dehnungs-(ε)-Kurve der Kriechprobe aufgrund der Langzeitbelastung ein Verschiebungsplattformsegment. Der endgültige Versagensmodus aller Proben ist Instabilitätsversagen. Wenn die Kriechprobe die Stabilitätstragfähigkeit erreicht, ist die maximale Dehnung (εc) offensichtlich größer als die der lastfreien Probe. Im Vergleich zu CFT-30–0-0,1-SH, CFT-30–0-0,2-SH und CFT-30–0-0,3-SH ist die stabile Tragfähigkeit von CFT-30–0,3–0,1-CR, CFT- 30–0,3–0,2-CR und CFT-30–0,3–0,3-CR sanken um 3,4, 17,8 bzw. 16,7 %.

Vergleich der Last-Axial-Dehnungskurven zwischen Exzentrizitäts- und Vergleichsproben.

Wie in Abb. 9a dargestellt, betrug die Grenzdehnung 7817 με, als die Probe CFT-30–0-0.1-SH ihre Höchstlast von 979 kN erreichte. Als die Probe CFT-30–0,3–0,1-CR ihre Endlast von 946 kN erreichte, erreichte die Grenzdehnung außerdem 9351 με. Im Vergleich zur Probe CFT-30–0-0,1-SH erhöhte sich die maximale Dehnung (εc) der Probe CFT-30–0,3–0,1-CR in der Nähe der Belastungsseite um 19,6 %. Wie in Abb. 9 dargestellt, war bei unveränderter Langzeitlast die Exzentrizität größer, der Kriecheffekt auf den Kernbeton in der Nähe der Lastseite stärker ausgeprägt und die Umverteilung der Schnittgrößen auf den Abschnitt war offensichtlich. Darüber hinaus nahm die axiale Dehnung des Stahlrohrs in der Nähe der Lastseite schneller zu.

In der praktischen Technik ist der Einfluss der Langzeitbelastung auf die CFST-Struktur kontinuierlich; Das heißt, die durch Kriechen verursachte Zunahme bzw. Abnahme der Stahlrohr- und Kernbetonspannungen wirkt sich letztendlich auf dessen Stabilität und Tragfähigkeit aus. Um den realen Spannungszustand genauer zu simulieren, wird daher der Einfluss der Langzeitlast auf die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Säule berücksichtigt, ohne die Langzeitlast zu entlasten. Darüber hinaus basiert der einmalige Ladeausfall direkt auf der Langzeitbelastung.

Mit der Finite-Elemente-Software ANSYS wurde das mechanische Analysemodell einer CFST-Säule unter Berücksichtigung des Einflusses der Langzeitlast erstellt. Der gesamte Prozess der Last-Axial-Dehnungs-Beziehungskurve der CFST-Säule unter Berücksichtigung des Einflusses der Langzeitlast wurde berechnet. Die Berechnung gliederte sich in die folgenden drei Stufen:

Die erste Stufe war die Anwendung der Langzeitlast, und die Spannungs-Dehnungs-Beziehungskurven von Stahlrohr und Kernbeton berücksichtigten nicht die Wirkung der Langzeitlast.

Die zweite Stufe war die Entwicklungsstufe der Kriechverformung. Dabei blieb die Langzeitbelastung unverändert, die Dehnung des mit Beton gefüllten Stahlrohrs nahm kontinuierlich zu, die Spannung des Stahlrohrs nahm allmählich zu und die Spannung des Kernbetons nahm allmählich bis zum Ende der Kriechverformung ab. Dabei wurden der Spannungszuwachs des Stahlrohrs und die Spannungsreduzierung des Kernbetons auf Basis der von Chen und Shrestha33 entwickelten Unterroutine berechnet.

Die dritte Stufe war die Stufe der kontinuierlichen Belastung ohne Entlastung bis zum Versagen der CFST-Säule nach Abschluss des Kriechtests. Der Kernbeton in dieser Phase übernahm die Spannungs-Dehnungs-Beziehungskurve unter Berücksichtigung des Einflusses der Langzeitlast, wie in Abb. 10 dargestellt. Diese Studie nutzte die konstitutive Beziehung des Kernbetons mit der von Han30 vorgeschlagenen Eingrenzung, um die Stabilität zu analysieren Tragfähigkeit von CFST-Säulen.

Konstitutive Beziehungskurve von Beton unter Berücksichtigung des Einflusses der Langzeitbelastung.

Wie in Abb. 10 dargestellt, wurde die mit [1 + φ(t,t0)] multiplizierte Dehnung verwendet, um das Spannungs-Dehnungs-Modell des Kernbetons zu modifizieren. Es wird davon ausgegangen, dass die Dauerbelastung keinen Einfluss auf die Festigkeit des Kernbetons hat; Vielmehr beeinflusst es nur die Änderung seiner Dehnung. Daraus ergab sich der Zusammenhang zwischen der Dehnung (εl) unter Langzeitbelastung und der Dehnung (ε) ohne Langzeitbelastung, ausgedrückt in Gl. (1).

Dabei ist εl die Dehnung des Kernbetons unter Langzeitlast, ε die Dehnung des Kernbetons ohne Langzeitlast, φ(t,t0) der Kriechkoeffizient des Kernbetons und εsh die Schwinddehnung aus Beton in das Stahlrohr gefüllt.

Zur Modellierung der CFST-Teile wurde das Balkenelement (d. h. die Doppelelementmethode, bei der das Stahlrohr bzw. der Kernbeton erstellt werden) verwendet. Mit dem räumlichen elastisch-plastischen Balkenelement BEAM188 können sowohl kurze als auch dicke und schlanke Balken und Stützen simuliert werden. Darüber hinaus können sie auch den Querschnitt beliebiger Formen simulieren. In dieser Studie wurde das Finite-Elemente-Modell einer mit Beton gefüllten Stahlrohrstruktur mit dem BEAM188-Element simuliert.

Für die getesteten CFST-Proben finden Sie in den folgenden Abschnitten einen Vergleich der Vorhersage der axialen Belastungsreaktion mit den Testergebnissen.

Die Last-Axial-Dehnungskurven für die partiellen CFST-Säulen sind in Abb. 11 dargestellt. Die durch Finite-Elemente-Analyse vorhergesagte endgültige Tragfähigkeit (Nuc) ist in Tabelle 1 dargestellt. Die vorhergesagten Last-Axial-Dehnungskurven der Kriechproben wurden aus erhalten das vorgeschlagene Modell. Für die lastfreien Begleitproben wurde hingegen das kurzfristige Plastizitätskonstitutivmodell von Han30 angewendet, um deren lastaxiales Dehnungsverhalten zu simulieren, da sie keiner Langzeitlast ausgesetzt waren.

Vergleich zwischen Test- und numerischen Ergebnissen von Proben.

Für den Kriechkoeffizienten des Kernbetons [φ(t,t0)] wurde das Kriechmodell ACI 209R-92 verwendet, um Berechnungen mit den experimentellen Parametern durchzuführen34. Durch das mit Kernbeton gefüllte Stahlrohr wurde ein Feuchtigkeitsaustausch verhindert; Für die Berechnung von φ(t,t0) wurde die relative Feuchtigkeit des Betons mit 90 % angenommen.

Abbildung 11 und Tabelle 1 zeigen, dass der Mittelwert und die Standardabweichung von Nue/Nuc 0,991 bzw. 0,011 betrugen. Es ist offensichtlich, dass das Finite-Elemente-Modell das mechanische Verhalten des gesamten Prozesses für die CFST-Säule unter Berücksichtigung der Auswirkungen einer Langzeitlast gut simulieren kann.

Der Fehlermustervergleich zwischen Finite-Elemente-Ergebnissen und Tests ist in Abb. 12 dargestellt. Das Wolkendiagramm der FE-Ergebnisse zeigt, dass die in dieser Studie vorgeschlagene Finite-Elemente-Methode mit den experimentellen Phänomenen übereinstimmt. Es eignet sich für die parametrische Analyse zur Bewertung des Kriecheffekts auf die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen. Wie in den Abb. gezeigt. In den Abbildungen 11 und 12 waren die Verformungs- oder Versagensmuster zwischen der Testprobe und den Finite-Elemente-Ergebnissen ähnlich. Die seitliche Verformung im mittleren Höhenabschnitt der CFST-Proben nahm schnell zu, bevor die aufgebrachte Last die Spitzenlast erreichte. Darüber hinaus trat die lokale Knickung im mittleren Höhenabschnitt des Stahlrohrs auf, wie in Abb. 12 dargestellt. Hier kam es bei der Probe zu einem Knickversagen und bei der Zerstörung zu einer Längsbiegung.

Fehlermustervergleich zwischen Finite-Elemente-Methode und Testergebnissen.

Den experimentellen Ergebnissen zufolge nimmt die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Kriechproben mit zunehmender Schlankheit und axialen Belastungsverhältnissen ab. Um die Parameter bei der Parameteranalyse zu vereinfachen, wurde in dieser Studie der Einfluss des Axiallastverhältnisses (m) unter Berücksichtigung des Stahlverhältnisses und der Betonkomponentenmaterialien in den Kriechspannungsgrad (βcr) umgewandelt35. Weitere Einzelheiten sind in 35 zu finden. Laut Literatur 5 sind die Parameter, die zur Analyse der Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Kriech- und lastfreien Proben erforderlich sind, wie folgt: Kriechspannungsgrad (βcr) im Bereich von 0,1–0,7, Schlankheitsverhältnis (λ ) im Bereich von 10–160, Exzentrizitätsverhältnis (e/r) im Bereich von 0–1, Betonfestigkeitsklasse im Bereich von C30–C60 und drei häufig verwendete kohlenstoffarme Stähle: Q235, Q345 und Q390. Zur Analyse des Einflusskoeffizienten kcr (\(k_{{{\text{cr}}}} = N_{{{\text{max}}}}^{{\text{c}} wurden insgesamt 252 Komponenten berechnet. } /N\), wobei \(N_{\max }^{c}\) die ultimative Tragfähigkeit von CFST-Elementen ist, die einer Langzeitlast ausgesetzt sind, und N die ultimative Tragfähigkeit von CFST-Lastelementen ist).

Abbildung 13 zeigt die Beziehung zwischen λ, βcr und kcr. Kriecheffekte verringern die Stabilitätstragfähigkeit von CFST-Säulen. Es ist offensichtlich, dass kcr mit der Zunahme von λ und βcr abnimmt, wenn λ weniger als 100 beträgt; kcr flacht mit zunehmendem λ allmählich ab und hat die Tendenz, anzusteigen. Der Hauptgrund für dieses Phänomen liegt darin, dass sich bei einem kleinen Schlankheitsverhältnis des CFST-Elements der mittlere Abschnitt grundsätzlich im Kompressionszustand des gesamten Abschnitts befindet. Der durch die Langzeitbelastung verursachte Spannungsanstieg des Stahlrohrs führt dazu, dass das Bauteil vorzeitig in die plastische Phase eintritt, was sich auf die Stabilität und Tragfähigkeit des Bauteils auswirkt. Wenn jedoch das Schlankheitsverhältnis relativ groß ist, tritt das Stabilitätsproblem der Komponente selbst stärker in den Vordergrund. Darüber hinaus verringert sich vielmehr der Einfluss der Langzeitbelastung auf die stabile Tragfähigkeit. Somit zeigte die Wirkung von βcr auf kcr, dass kcr linear mit der Abnahme von βcr abnahm.

Beziehung zwischen λ, βcr, e/r und kcr.

Gemäß den in der Literatur dargestellten Statistiken 34 beträgt der maximale βcr einer mit Beton gefüllten Stahlrohrbogenbrücke 0,29 und der entsprechende Wert von kcr beträgt 0,812, wie in Abb. 13 dargestellt. Dadurch verringerte sich die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Elemente um ca. 20 % nach Dauerbelastung, was nicht zu vernachlässigen ist. Daher wird empfohlen, dass Brückenplaner bei der Durchführung von Berechnungen die Verringerung der Tragfähigkeit aufgrund langfristiger Belastung berücksichtigen sollten.

Abbildung 13 zeigt, dass mit zunehmendem Lasthalteexzentrizitätsverhältnis (e/r) der Kriecheinflusskoeffizient (kcr) einen zunehmenden Trend aufwies; das heißt, der Einfluss der Langzeitbelastung auf die Stabilität und Tragfähigkeit verringert sich. Als e/r 0,6 erreichte, wurde kcr allmählich stabil. Wenn das Schlankheitsverhältnis (λ) 30 betrug, lag der kcr-Wert ungefähr stabil bei 0,94. Für ein Schlankheitsverhältnis (λ) von 70 lag der kcr-Wert ungefähr stabil bei 0,89. Bei einem Schlankheitsverhältnis (λ) von 120 lag der kcr-Wert hingegen ungefähr stabil bei 0,86.

Wie in Abb. 13 dargestellt, wurde der Kriecheinflusskoeffizient (kcr) durch die Änderung des Schlankheitsverhältnisses (λ), des Kriechspannungsgrades (βcr) und des Exzentrizitätsverhältnisses (e/r) beeinflusst. Basierend auf der Parameteranalyse und den getesteten Daten wurde zur Konstruktion einer zweistufigen Funktion mit einem Schlankheitsverhältnis (λ) von 40 als Grenze die Beziehung zwischen kcr und dem Kriechspannungsgrad (βcr) als linear erhalten, was ausgedrückt wird als erster Term in Gl. (2). Mit der Erhöhung des Schlankheitsverhältnisses verstärkte sich jedoch auch sein Einfluss. Der zweite Term in Gl. (2) gibt den Einfluss des Schlankheitsverhältnisses (λ) und des Kriechspannungsgrades (βcr) an. Darüber hinaus ist der dritte Term in Gl. (2) gibt den Einfluss des Schlankheitsverhältnisses (λ) und des Exzentrizitätsverhältnisses (e/r) an. Durch Regressionsanpassung der Finite-Elemente-Berechnungsergebnisse der 252 Komponenten wird der Kriecheinflusskoeffizient (kcr) unter Berücksichtigung des Einflusses der Langzeitlast als Gleichung ausgedrückt. (2) :

wobei a1 = 0,84 βcr + 0,05, a2 = -1,93βcr-0,1, a3 = 0,87βcr + 1,04, λ0 = λ/100, λ = 10 ~ 160, c = (1 + e/r)-2 und βcr ist der Kriechspannungsgrad mit einem Bereich von 0,1–0,7.

Zur Auswertung von Gl. wurde eine experimentelle Datenbank zusammengestellt. (2). Die Datenbank umfasste 49 Testdaten aus einer anderen Studie und dem Test in dieser Studie, wie in Tabelle 5 zusammengefasst. Tabelle 5 zeigt den Stahlanteil der Testproben, das Exzentrizitätsverhältnis (e/r), das Schlankheitsverhältnis (λ) und die gemessene Spitzenlast (Nue) und die vorhergesagte Spitzenlast (Nuct), erhalten unter Verwendung von Gl. (2) (wobei kcr mithilfe von Gleichung (2) vorhergesagt wird). Die Mantisse der Komponentennummern „e“ und „a“ in Referenz 24 in Tabelle 5 stellen die exzentrischen Kompressions- bzw. axialen Kompressionselemente dar. Der Nuct-Wert wurde mithilfe der Formel Nuct = ψe·ψ·kcr·N0; Dabei ist ψe der exzentrische Einflusskoeffizient, ψ der Stabilitätskoeffizient des Schlankheitsverhältnisses, kcr der Kriecheinflusskoeffizient und N0 die konstruktive axiale Druckfestigkeit, die anhand der nationalen Norm GB 50.923–201331 vorhergesagt wird. Tabelle 5 fasst auch das Verhältnis der gemessenen Spitzenlast (Nue) zur vorhergesagten Spitzenlast (Nuct) zusammen. Wie ersichtlich, betrug das mittlere Verhältnis der gemessenen zur vorhergesagten Spitzenlast 1,036. Die entsprechende Varianz betrug 0,175. Darüber hinaus wird der mit Gl. berechnete Nuct. (2) zeigte eine gute mittlere Vorhersagequalität und eine hohe Koinzidenz.

Aus der obigen Vergleichsanalyse geht hervor, dass die in dieser Studie vorgeschlagene Formel zur Berechnung des Kriecheinflusskoeffizienten der CFST-Säule den Einfluss der Langzeitlast auf die stabile Tragfähigkeit der CFST-Säule besser widerspiegeln kann. Darüber hinaus kann die Formel als Referenz für die Berechnung des CFST-Strukturdesigns dienen.

Nach 462 Tagen Langzeitbelastungstest wurde ein stabiler Tragfähigkeitstest für CFST-Proben unter Langzeitbelastung sowie für die Vergleichsproben ohne Belastung durchgeführt. Die Last-(N)-axiale Dehnungs-(ε)-Kurve des gesamten Prozesses wurde analysiert und der Einfluss von drei Parametern: Schlankheitsverhältnis (λ), axiales Lastverhältnis (m) und Exzentrizitätsverhältnis (e/r) auf den Stall Die Tragfähigkeit der CFST-Probe nach langfristiger Belastungsunterwerfung wurde analysiert. Der Algorithmus für den Kriechminderungskoeffizienten (kcr) der stabilen Tragfähigkeit der CFST-Säule unter Berücksichtigung der Auswirkungen von Langzeitlasten wurde verglichen und analysiert, und die Daten von 49 Testproben wurden gesammelt, um Bewertungen durchzuführen. Folglich wurde ein praktischer Algorithmus vorgeschlagen. Basierend auf Vergleichen mit den gemessenen Daten wurden folgende Schlussfolgerungen gezogen:

Die Ergebnisse zeigten, dass die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Säulen nach 462 Tagen anhaltender Belastung um bis zu etwa 20 % abnehmen kann. Das Versagensmuster aller Kriechproben ähnelte dem der lastfreien Proben. Je größer das Schlankheitsverhältnis ist, desto deutlicher ist der Einfluss der Langzeitbelastung auf die Stabilitätstragfähigkeit der CFST-Proben. Mit der Erhöhung des Schlankheitsverhältnisses wurde die Spitzenlast geringer und der Kriechminderungskoeffizient verringert. Bei Proben mit einem Parameter des Axiallastverhältnisses lag das Verhältnis der Spitzenlast der Kriechprobe zu der der lastfreien Begleitprobe im Bereich von 0,986–0,958 und erschien als lineare Variation. Mit zunehmender Exzentrizität nahm die axiale Dehnung des Stahlrohrs in der Nähe der Lastseite schneller zu und die Stabilitätstragfähigkeit verringerte sich.

Im Vergleich zur lastfreien CFST-Säule nahm die entsprechende Belastung ab, wenn das Stahlrohr nach Einwirkung einer Langzeitbelastung in die elastisch-plastische und plastische Phase überging. Im Gegensatz dazu nahm die entsprechende Dehnung zu, wenn das Mitglied die maximale Belastung erreichte. Darüber hinaus war mit der Erhöhung des Schlankheitsverhältnisses (λ) und des Axiallastverhältnisses (m) der Einfluss der Langzeitlast auf die stabile Tragfähigkeit der CFST-Säule größer, wobei der Einfluss des ersteren größer war buchstäblich.

Basierend auf den experimentellen Daten wurde in dieser Studie die Formel zur Berechnung des Reduktionskoeffizienten (kcr) der stabilen Tragfähigkeit einer CFST-Säule unter Berücksichtigung der Auswirkung einer Langzeitlast vorgeschlagen. Die Einflussparameter wurden in Schlankheitsverhältnis λ, Kriechspannung βcr und Exzentrizitätsverhältnis e/r vereinfacht, was den Berechnungsaufwand erheblich vereinfachte. Das etablierte Finite-Elemente-Modell simulierte das mechanische Verhalten der CFST-Säulen unter Langzeitlasten gut, und die Ergebnisse der Finite-Elemente-Analyse wurden durch die experimentellen Ergebnisse verifiziert. Die Ergebnisse der Parameteranalyse zeigten, dass kcr mit der Zunahme von λ und βcr abnahm, wenn λ weniger als 100 betrug. Darüber hinaus neigte kcr dazu, mit zunehmendem λ allmählich flach zu werden, und zeigte einen zunehmenden Trend, wenn λ größer als 100 war. Im Gegensatz dazu nahm kcr linear mit zunehmendem βcr ab. Darüber hinaus zeigte kcr mit dem Anstieg von e/r erneut einen steigenden Trend; das heißt, der Einfluss der Langzeitbelastung auf die Stabilitätstragfähigkeit wurde geringer.

Die Ergebnisse und Vorschläge dieser Studie basierten auf den Laborbedingungen und die Anzahl der Proben und die Datenbank waren begrenzt. Darüber hinaus werden in zukünftigen Untersuchungen weitere experimentelle Parameter wie Betonsorte, Betonalter und Stahlanteil berücksichtigt, da all diese Faktoren die Stabilität und Tragfähigkeit von CFST-Säulen unter Langzeitbelastung beeinflussen können.

Die während der aktuellen Studie generierten und/oder analysierten Datensätze sind aufgrund der Privatsphäre der an der Studie beteiligten Personen nicht öffentlich zugänglich, können jedoch auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor angefordert werden.

Mehdi, EJ, Ahmadi, M. & Sadeghian, P. Vereinfachte Beziehungen für Einschlussfaktoren von teilweise und stark begrenzten Betonbereichen in teilweise ummantelten Verbundsäulen. Ing. Struktur https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.110303 (2020).

Artikel Google Scholar

Ahmadi, M., Naderpour, H. und Kheyroddin, A. Ein vorgeschlagenes Modell zur axialen Festigkeitsschätzung von nicht kompakten und schlanken quadratischen CFT-Säulen. Iran J. Sci Technol. Trans. Zivil. Eng., https://doi.org/10.1007/s40996-018-0153-9 (2018)

Ahmadi, M., Naderpour, H. & Kheyroddin, A. ANN-Modell zur Vorhersage der Druckfestigkeit von kreisförmigem Stahlbeton. Int. J. Civ. Ing. 15(2), 213–221. https://doi.org/10.1007/s40999-016-0096-0 (2017).

Artikel Google Scholar

Koloo, FA et al. Untersuchung geplanter betongefüllter Stahlrohrverbindungen unter umgekehrter zyklischer Belastung. Int. J. Stahlkonstruktion. 18(1), 163–177. https://doi.org/10.1007/s13296-018-0313-6 (2018).

Artikel Google Scholar

Chen, BC, Wei, JG, Zhou, J. & Liu, JP Anwendung von betongefüllten Stahlrohrbogenbrücken in China: Aktueller Status und Perspektiven. J. Civ. Ing. 50(6), 50–61 (2017).

Google Scholar

Chen, BC, Liu, JP & Wei, JG Betongefüllte Stahlrohrbogenbrücken. China Commu. Press Co., Ltd & Springer (2023).

Geng, Y., Ranzi, G., Wang, YY et al. Aktuelle Übersicht über das zeitabhängige Verhalten von Stahl-Beton-Verbundstützen. https://doi.org/10.2749/sed018.ch5 (2021).

Zhang, SM et al. Zeitabhängiges Verhalten betongefüllter Stahlrohrsäulen: Analytische und vergleichende Studie. Mag. Konz. Res. 64, 55–69. https://doi.org/10.1680/macr.2012.64.1.55 (2012).

Artikel Google Scholar

Geng, Y. et al. Kriechknickanalyse außerhalb der Ebene an schlanken, mit Beton gefüllten Stahlrohrbögen. J. Constr. Stahlres. 140, 174–190. https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2017.10.010 (2018).

Artikel Google Scholar

Guo, YL et al. Zeitabhängiges Verhalten von schlanken Rundstahlrohr-bewehrten Betonstützen (STCRC). Ing. Struktur. 284, 115949. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2023.115949 (2023).

Artikel Google Scholar

Guo, YL et al. Zeitabhängige Modellierung von Stahlrohr-begrenzten Betonstützen unter Berücksichtigung von Eingrenzungs- und Bindungseffekten. J. Constr. Stahlres. https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2022.107577 (2022).

Artikel Google Scholar

Han, X. et al. Erdbebenstabilitätsanalyse der großspannigen betongefüllten Stahlrohrbogenbrücke unter Berücksichtigung der langfristigen Auswirkungen. Ing. Struktur. 268, 114744. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2022.114744 (2022).

Artikel Google Scholar

Geng, Y., Wang, YY, Chen, J. & Zhao, MZ Zeitabhängiges Verhalten von mit 100 % recyceltem Grobzuschlagstoffbeton gefüllten Stahlrohren unter hoher Dauerbelastung. Ing. Struktur. 210, 110353. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.110353 (2020).

Artikel Google Scholar

Guo, YL, Geng, Y. & Qu, LY Zeitabhängiges Verhalten von Rundstahlrohr-bewehrten Stahlbetonstummeln (STCRC), die einer geringen axialen Belastung ausgesetzt sind. Ing. Struktur. 243, 112663. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2021.112663 (2021).

Artikel Google Scholar

Zhong, ST Betongefüllte Stahlrohrstruktur (Heilongjiang Science and Technology Press, 1994).

Google Scholar

Wang, YF Kriechtheorie betongefüllter Stahlrohre (Science Press, 2013).

Google Scholar

Han, B. & Wang, YF Langfristige Tragfähigkeit von exzentrisch komprimierten, mit Beton gefüllten Stahlrohrelementen. Schlüssel-Ing. Mater. 302–303, 651–657. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/KEM.302-303.651 (2006).

Artikel Google Scholar

Han, B., Wang, YF & Zhu, HB Einflusskoeffizient des Kriechens auf die Tragfähigkeit axial komprimierter, mit Beton gefüllter Stahlrohrelemente. J. Harbin Inst. Technol. 39(2), 506–509 (2007).

Google Scholar

Xie, XL, Qin, R. & Deng, ZH Bemessungslastberechnungsformel von CFST-Mitgliedern unter Berücksichtigung der Langzeitlast. J. Guangxi Univ. 26(4), 246–249 (2001).

Google Scholar

Han, LH et al. Einfluss einer Langzeitbelastung auf die Tragfähigkeit betongefüllter Vierkantstahlrohrstützen. Kinn. J. Highw. 18(3), 57–63 (2001).

Google Scholar

Han, LH, Tao, Z. & Liu, W. Auswirkungen einer anhaltenden Belastung auf mit Beton gefüllte hohle Stahlsäulen. J. Struktur. Ing. 130(9), 1392–1404. https://doi.org/10.1061/(asce)0733-9445(2004)130:9(1392) (2004).

Artikel Google Scholar

Han, LH & Yang, YF Analyse dünnwandiger RHS-Stahlsäulen, die mit Beton gefüllt sind, unter langfristigen Dauerlasten. Dünnwandige Struktur. 41(9), 849–870. https://doi.org/10.1016/s0263-8231(03)00029-6 (2003).

Artikel CAS Google Scholar

Han, 169, 108507, https://doi.org/10.1016/j.tws.2021.108507 (2021).

Tan, SJ & Qi, JL Experimentelle Studie über die Auswirkung von Langzeitlast auf die Festigkeit von mit Beton gefüllten rohrförmigen Druckelementen aus Stahl. J. Harbin Inst. Architekt. Ing. 2, 10–24 (1987).

Google Scholar

Zhang, DJ, Ma, YS & Wang, YF Druckverhalten von mit Beton gefüllten Stahlrohrsäulen unter Langzeitbelastung. Dünnwandige Struktur. 89, 205–211. https://doi.org/10.1016/j.tws.2014.12.020 (2015).

Artikel Google Scholar

Han, LH, Li, YJ & Liao, FY Betongefüllte doppelwandige Stahlrohrsäulen (CFDST), die einer langfristigen Dauerbelastung ausgesetzt sind. Dünnwandige Struktur. 49(12), 1534–1543. https://doi.org/10.1016/j.tws.2011.08.001 (2011).

Artikel Google Scholar

Wang, YY et al. Zeitabhängiges Verhalten ausgedehnter, mit Beton gefüllter Stahlrohrsäulen. J. Constr. Stahlres. 67(3), 471–483. https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2010.09.007 (2011).

Artikel Google Scholar

Uy, B. Statische Langzeitwirkungen in kurzen betongefüllten Stahlkastenstützen unter Dauerbelastung. ACI-Struktur. J. 98(1), 96–104 (2001).

MathSciNet Google Scholar

Wen, Z. Kriechen von mit Beton gefüllten Stahlrohren und ihr Einfluss auf die Tragfähigkeit. Masterarbeit der Universität Guangzhou (2019).

Han, LH Betongefüllte Stahlrohrkonstruktion – Theorie und Praxis (Science Press, 2004).

Google Scholar

GB 50923–2013. Technischer Code für betongefüllte Stahlrohrbogenbrücken, Chinese Planning Press, Peking, China, (2013).

GB/T 50081–2019 (2019). Standard für Prüfverfahren für die physikalischen und mechanischen Eigenschaften von Beton. Chinese Planning Press, Peking, China (2019).

Chen BC, Shrestha KM Quantifizierung des Kriechens von mit Beton gefüllten Stahlrohren. J. Donghua Univ (Eng. Ed.). 27 (6), (2010)

Chen, BC, Lai, ZC, Lai, XY und Varma, AH Kriechvorhersagemodelle für betongefüllte Stahlrohrbogenbrücken (CFT). J. Bridge Eng. 22(7), 1–15. https://doi.org/10.1061/(ASCE)BE.1943-5592.0001051 (2017).

Artikel Google Scholar

Lai, XY & Zheng, J. Forschung zum Schnittfestigkeitsalgorithmus der Kriech-CFT-Kurzsäule mit axialer Kompression basierend auf der Grenzgleichgewichtstheorie. Bauen. Wissenschaft. 37(03), 21–27 (2021).

Google Scholar

Chen, ZY Studie zum Kriechverhalten von mit Beton gefüllten Stahlrohren unter exzentrischer Kompression. Masterarbeit der Fuzhou University, Fuzhou, China, (2019).

Referenzen herunterladen

Wir möchten KetengEdit (www.ketengedit.com) für seine sprachliche Unterstützung bei der Erstellung dieses Manuskripts danken.

Diese Forschung wurde vom Jugendprojekt des Fujian Provincial Nature Fund (Förderungsnummer 2020J05208, 2021J05239 und 2020J05207), dem allgemeinen Projekt des Fujian Provincial Natural Fund (Förderungsnummer 2020J01910) und dem Fujian University Engineering Research Center für Katastrophenprävention und -minderung im Südostküsteningenieurwesen finanziert Structures, China (Fördernummer JDGC03) und Ermüdungstestplattform einer Stahlkonstruktionsbrücke an der Südostküste (Fördernummer 2021ZP03).

Fakultät für Bauingenieurwesen, Universität Putian, Putian, 351100, China

Xiuying Lai & Juan Zheng

Xiamen Iport Group Co. Ltd, Xiamen, 361000, China

Huabin Gao

Netzwerk- und Informationszentrum, East China Jiaotong University, Nanchang, 330013, China

Zhen Yang

Fujian Architectural Design and Research Institute Co., LTD, Fuzhou, 350000, China

Zhaoyu Chen

Xiamen Baicheng Building Materials Co., Ltd. Xiamen, Fujian, 361021, China

Wütender Lin

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

Sie können diesen Autor auch in PubMed Google Scholar suchen

XL, HG und JZ konzipierten die Experimente, ZC, ZY und FL führten die Experimente durch, XL und JZ analysierten die Ergebnisse. XL, HG und ZY schrieben den Haupttext und die Abbildungen des Manuskripts. Alle Autoren haben das Manuskript überprüft.

Korrespondenz mit Xiuying Lai.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

Springer Nature bleibt neutral hinsichtlich der Zuständigkeitsansprüche in veröffentlichten Karten und institutionellen Zugehörigkeiten.

Open Access Dieser Artikel ist unter einer Creative Commons Attribution 4.0 International License lizenziert, die die Nutzung, Weitergabe, Anpassung, Verbreitung und Reproduktion in jedem Medium oder Format erlaubt, sofern Sie den/die ursprünglichen Autor(en) und die Quelle angemessen angeben. Geben Sie einen Link zur Creative Commons-Lizenz an und geben Sie an, ob Änderungen vorgenommen wurden. Die Bilder oder anderes Material Dritter in diesem Artikel sind in der Creative-Commons-Lizenz des Artikels enthalten, sofern in der Quellenangabe für das Material nichts anderes angegeben ist. Wenn Material nicht in der Creative-Commons-Lizenz des Artikels enthalten ist und Ihre beabsichtigte Nutzung nicht gesetzlich zulässig ist oder über die zulässige Nutzung hinausgeht, müssen Sie die Genehmigung direkt vom Urheberrechtsinhaber einholen. Um eine Kopie dieser Lizenz anzuzeigen, besuchen Sie http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Nachdrucke und Genehmigungen

Lai, X., Gao, H., Yang, Z. et al. Stabilität und Tragfähigkeit von mit Beton gefüllten Stahlrohrstützen unter Dauerbelastung. Sci Rep 13, 10377 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-37596-x

Zitat herunterladen

Eingegangen: 28. April 2023

Angenommen: 23. Juni 2023

Veröffentlicht: 27. Juni 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-37596-x

Jeder, mit dem Sie den folgenden Link teilen, kann diesen Inhalt lesen:

Leider ist für diesen Artikel derzeit kein Link zum Teilen verfügbar.

Bereitgestellt von der Content-Sharing-Initiative Springer Nature SharedIt

Durch das Absenden eines Kommentars erklären Sie sich damit einverstanden, unsere Nutzungsbedingungen und Community-Richtlinien einzuhalten. Wenn Sie etwas als missbräuchlich empfinden oder etwas nicht unseren Bedingungen oder Richtlinien entspricht, kennzeichnen Sie es bitte als unangemessen.