钢管高强膨胀混凝土轴压短柱试验研究.pdf

2 0 1 0年 第 2 期 (总 第 2 4 4 期 】 Nu mbe r 2 i n 2 01 0 ( To t a l No 2 4 4) 混 凝 土 Co n c r e t e 理论研究 THEORET I CAL RES E ARCH d o i ： 1 0 3 9 6 9 i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 0 0 2 0 1 5 钢管高强膨胀混凝土轴压短柱试验研究 齐延 。明磊 ( 1 岩土钻掘 与防护 教育部 工程研究 中心 ，湖北 武汉 4 3 0 0 7 4 ；2 中国地质大学 工程学 院，湖北 武汉 4 3 0 0 7 4 ) 摘要： 由于钢管高强膨胀混凝土与普通钢筋混凝土相比， 混凝土的材料性质有改变， 必然会引起试件的力学性能的改变， 在研究钢管 高强膨胀混凝土的力学性 能时 ， 不可能完全沿用现有 的普通钢管混凝土的研究成果 ， 因此 ， 有必要 对钢管 高强膨胀混凝 土的性 能进 行试验 研究 。依据 1 5个钢管 高强膨胀混凝土试件 的试验情况 ， 研究 了钢管高膨胀混凝土的水化热 ， 自应力及破坏荷载 。确定 了膨胀 剂的最 佳掺 量 ， 提出了钢管高强膨胀混凝 土相对普通钢管混凝土 的极限破坏荷载的提高幅度 ， 运 用力学 的基本原理 ， 建立 了钢管高强膨胀混凝 土的计 算模型 ， 提 lL I J 了非线性 有限元分析钢管 高性膨胀混凝土性能 的方法 ， 通过算例 ， 验证了非线性有 限元分析 钢管高强膨胀混凝 土力学性 能的 方法的正确性。这将 有利 于指导 实际工程 的应用 。 关键词 ： 钢管高强膨胀 混凝土 ；混凝土 ； 自应力 ；极限承载力 ；有限单元法 中图分类号 ： T U5 2 8 5 7 1 文献标志码 ： A 文章编号 ： 1 0 0 2 3 5 5 0 ( 2 0 1 0 ) 0 2 0 0 5 3 0 4 S t ud y on a xl e pr es s s hor t pos t e xpe r i m e nt of hi gh s t r e ngt h e xpa ns i v e c onc r e t e f i l l e d s t ee l t ub e 0I S u ， M GL e i ( 1 En g i n e e rin gRe s e a r c hCe n t e r o fRo c k s o i l Dr i l l ing& Ex c a v a t i o n a n dP r o t e c t i o n。 Mi ni s tr yo fEd u c a t i o n， Wu h a n43 0 07 4， Ch i n a ； 2 E ng i n e e ri n g Fa c u l t y， Ch i n a Unive r s i ty o f Ge o s c i e n c e s ， Wu h a n 4 3 0 0 7 4， Chi n a ) Abs t r ac t ： Hi g h s t r e n g t h e x p a n s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l t u b e h a v e d i ffe r e n t ma t e ria l p r o p e r t i e s， wh i l e t h e i r me c h a n i c a l p r o p e rti e s a r e di ffe r e n t S o we c a n n t u s e a l l t h e r e s e a r c h r e s u l t s o f r e i n f o r c e d c o n c r e t e t o r e s e a r c h t he me c h e r i a l p r o p e r t i e s o f h i g h s t r e n g t h e x p a n s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l tub e Th e e x p e r i me n t a l s t u d y f o r me c h a ni c a l p r o pe r t i e s o f h i g h s tr e ngth e x p a n s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l tub e i s n e s s a r y Ac c o r d i n g t O t h e t e s t r e s u l t s o f 1 5 s p e c i me n s o f p e r f o r m a n c e e x p a n s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l tu b e， s tu d y t h e h y d r a t i o n h e a t ， s e l f - s tre s s a n d t h e l i mi t b e a rin g c a p a c i t y o f hi g h s t r e n g t h e x p an s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l t u b e De t e rm i n e d o p t i mu m c o nt e n t of e x p a n s i v e a g e n t Th e l i mi t b e a r i n g c a p a c i t y o fh i g h s t r e n gth e x p a n s i v e c o n c r e t e fi l l e d s t e e l tube i s t a l l e r t ha n t h e l i m i t b e a r i n g c a p a c i t y o f c o mmo n c o n c r e t e fil l e d s t e e l tube Th e c a l c ul a t i n g mo d e l o f e x p a n s i v e c o nc r e t e fi l l e d s t e e l tub e i s f o u n d e d b y us i n g t h e p r i n c i pl e f un d a me n t a l s o fme c h a n i c i a nTa k i n g t h e mo t h e d o f hi g h s t r e n g t h e x p a n s i v e c o n c r e t e fi l l e d s t e e l tub e a n a l y z e d wi t h n o n l i n e a r fin i t e e l e me n t I t i s p r o v e d b y e x a m p l e t h a t t h e n o n l i n e a r fin i t e e l e me n t a n a l y z e d t h e me c h a ni c a l p r o p e r t i e s o f hi g h s t r e n gth e x p a ns i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l tub e Th e s e wi l l d o g o o d t o t h e a p p l i c a t i o n o f t h e p r a c t i c e e n g i ne e rin g Ke y w or d s： hi g h s t r e n g t h e x p a n s i v e c o n c r e t e fil l e d s t e e l tub e； c on c r e t e ； s e l f - s t r e s s ； l i mi t b e a rin g c a p a c i ty； fin i t e e l e me n t 0 引言 目前 ， 对普通钢管混凝 土构 件的力学性能 已经有 了较 充分 的研究_ 】- 4 ， 但对钢管高强膨胀混凝土 的研究还不 多。由于钢管 高强膨胀混凝土与普通钢筋混凝土相 比 ， 混凝土 的材 料性 质有 改变， 必然会引起试件的力学性能的改变， 在研究钢管高强膨 胀混凝土的 力学性能时 ， 不可能完全沿用现有 的普通钢 管混凝 土的研究成 果 ， 因此 ， 有必要对 钢管高 强膨胀混凝 土 的力 学性 能进行试验研究 。 1 试验概况 1 1 试件 设计 本次试验共采用试件 5组， 每组 3件， 共有试件 1 5 件 ， 试 件尺寸均为长 6 3 0 i n 13 1 ， 直径 1 8 0 mm， 长径 比 l d = 3 5 ， 表明试件 为短柱类型 。 所用钢管 为 3号钢 ， 按规程 C E C S 2 8 ： 9 0 t 规定 3号钢的抗 收稿 日期 ：2 0 O 9 _ o 9 _ o 7 压强度设计值为 2 1 5 MP a ； 混凝土设计强度为 C 5 0 。 按 规程 C E C S 2 8 ： 9 0 的计算原则 ， 钢管尺寸 为 4 ) 1 8 0 n ml x 3 mmx 6 3 0 r a m， 混凝土设计强度等级为 C 5 0的试件设计承载能 力为 1 3 6 5 k N。 1 2 试 件制 作 1 2 1 钢管系自行制作的直焊缝钢管 将购来的 3号钢板按要求加工成一个矩形板 ， 在湖北路桥 公司卷板机上卷压成一个圆管， 用电焊机将直焊缝焊拢 ， 为了 灌 注混凝 土方便 ， 底部盖板与钢管焊接牢 固。 1 2 2 钢管打磨 用砂纸除去钢管表面贴应变片处的锈斑 、污垢等覆盖层 ， 划出测点定线， 用细纱布磨平。贴应变片之前， 打成与测量方向 成 4 5 度 的交叉条纹。 1 2 - 3 贴应 变片 本试验所用应变片是河北省邢台市电子化工厂生产的。应 变胶为自制， 其配合比为： 环氧树脂 1 0 0 ， 聚酰胺 1 2 0 。按常 53 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 用方法将应变片贴在试件上。 1 2 _4 混凝土的浇灌、 养护和焊接顶部盖板 按配合比设计的五组新拌混凝土用漏斗向钢管内灌注， 将 试件放置在振动台振捣， 使混凝土充分密实。混凝土浇灌完毕 后， 将试件放入室内自然养护， 在灌人混凝土 2 4 h后， 将顶部盖 板焊牢 。 1 3 试验加 栽与测 试方 法 试验在 5 0 0 t 长柱试验机上进行。在各级荷载下 ， 用静态电 阻应变仪测量试件全高度范围内的平均纵向变形 、 钢管表面的 纵 向和环向应变以及混凝土中的纵 向， 环 向及法向应变 。 2 试验结果与分析 2 1 水化 热的研 究 本试验所用膨胀剂 主要成分是 ： 生 明矾 和二水石膏 。混凝 土的配合 比及试验结果 见表 1 。钢管高强膨胀混凝土 内核心混 凝土的温度变化如图 1 所示 。 表 1 不同混凝土的配合比及试验结果 编 水 水泥 粉煤灰 膨胀剂 砂 石子 坍落度 号 ( k g m ) ( k g m ) ( k g m ) ( k g m ) ( k g m。 ) ( k g m ) MP a c m A l 8 2 4 7 0 7 0 6l 5 1 0 9 3 6 2 2 2 3 O B l 8 2 4 7 0 7 0 3 8 5 7 7 1 0 9 3 5 2 3 2 3 0 C l 8 2 4 7 0 7 0 4 7 5 6 8 1 0 9 3 5 4 7 2 3 0 D 1 8 2 4 7 0 7 0 5 6 5 5 9 1 0 9 3 6 0 0 2 3 5 E l 8 2 4 7 0 7 0 9 4 5 21 1 0 9 3 44 0 2 3 5 注 ： 试件尺 寸为 1 8 Omm 3 mmx 6 3 0mm； 膨胀剂 的含量分别 为 0 、 8 、 1 O 、 1 3 和 2 O 时 间 ， h 图 1 不 同混凝土水化热曲线 从图 1 可看 出， 各组混凝 土的温度差别很小 ， 这主要是 由 于测量中核心混凝土水化热可以通过钢管外壁不断向环境释 放出 ， 而且 由于砂石等材料 的存 在 ， 对水 化热的集 中产生起到 一 定 的“ 稀释 ” 作用 。 2 2 自应 力的研 究 2 2 1 应变与时间的关 系曲线 根据钢管外壁中部纵向及环向的应变实测值绘制出各组 试件的应变与时间的关系曲线见图2 、 3 。 2 2 2 部分应变片的应变实测值 A试件为普通钢管高强混凝土， 其收缩形式主要是 自收缩 和冷缩。由于自收缩主要发生在水化早期， 故在水化开始后 2 d 再测量 已影响不 大。 另外 ， 由于钢管尺寸较小 ， 水化热造成 的冷 缩影响也不显著 ， 所 以在混凝土浇灌 2 d 后开始实测时 ， 应变仪 上显示读数基本上没有变化， 仅为气温变化时略有跳动， 因此 其应变值未作记录。E组试件为掺 2 0 膨胀剂的钢管混凝土， 其应变变化范围较大 ( 见表 2 ) ， 便 于分析 。 5 4 i 馏 龄期 d 龄期 ， d 图 3 各组试件的钢管外壁环 向应变与时间的关系 曲线 表 2 E试件中混凝土的应变值 2 2 3 钢管表面特征 完全封闭浇灌密实的钢管混凝土试件， 当混凝土产生膨胀 时对钢管内表面的应力分布见图4 ； 钢管竖壁纵向内力见图5 。 I 图 4 钢管 内表面的应 力分布 从实测数据中， 可以看到各组试件的各测点的应变值有下 列特点 ： ( 1 ) 从图 2和图 3可知 ， 钢管的应变随膨胀剂掺量的增加 而增大 。 ( 2 ) 从图4和图 5可知， 钢管壁端部的纵向应变大于中部 的纵向应变 ， 另外， 由于钢管端部的顶盖板的约束， 使得钢管端 部的环向应力小于其中部的环向应力。 ( 3 ) 从表 2可知， 钢管的环向应变大于纵向应变。 ( 4 ) 纵向应变和环 向应变随时 间变化规律 见图 2和 图 3 ， 出 现上述现象的原因是由于在水化早期膨胀混凝土能够产生足 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m | | | | | 1 | | | | | 图 5 钢管竖壁纵 向内力图 够大的膨胀应力， 致使钢管产生较大的应变值。 在水化 7 d以后 ， 徐变 收缩成 为核心膨胀混凝 土体 积收缩 的主要 原因 ， 膨胀 混凝 土受徐变 的影响将发生应力松弛现象 ， 但延迟膨胀剂不会 马上 加 以补充 ， 如此 反复的过 程造 成了膨胀 推力基本上处于平衡状 态， 体现为应变保持稳定， 即在 1 5 d左右试件基本上趋于平稳。 2 3 极 限承 载 力的研 究 2 3 1 试验现象及分析 在预加载和加载的初期 ， 能 明显 的看 到了个 别焊缝表 面的 焊渣局部脱落现象 ， 这是 由于构件制作 的精 度造 成局部应力教 大所致 ， 当荷载超过 1 0 0 k N， 构件 开始 正常工作 ， 其应力与应变 基本 上为直线关系 。荷载超 过 3 0 0 k ne e， 应变增大 的速率小 于 应力增大的速率， 此时， 个别钢管的顶端局部出现鼓曲现象， 产 生该情况的原因主要是此处混凝土浇灌欠密实， 加载时由钢管 预先单独 承受荷载直到钢管被压缩到与混凝土齐平 ， 由此就影 响到构件 的受 力性能 ， 增加 了试件偏心距 ， 导致试件 承载力 降 低， 这就是同组试件极限承载力相差较大的主要原因。当荷载 继续增大 到一定 值时 ， 钢管壁多处发生 明显 的鼓 曲现象和沿焊 缝处 产生撕裂 现象 ， 至此构件 完全破坏 ， 而此 时间荷 载即为试 样的极限荷载。焊缝的撕裂说明焊接钢管在焊缝处是薄弱环 节 ， 它直接 影响 到构 件受 力性 能 ， 产生此种破 坏现象 的试件其 极 限承载值明显偏低。 2 3 2 试验结果分析 通过试验可知 ： ( 1 ) 各种 不同的配合 比混凝土强度试 验结 果见 表 3 。 表 3各种不同配合比混凝土试验结果 ( 2 ) A、 B、 C、 D、 E试件的荷载一 位移关系见 图 6 ； A、 B、 C、 D、 E试件的荷 载一 钢管壁环 向应变关系曲线 见图 7 。 从表 3 可以看出： B、 C、 D试件屈服强度和破坏荷载比较接近， 且均大于 A、 E组试件 的屈服强度 和破坏荷 载 ， E组试件 的屈服 强度和破 坏荷 载小 于 A组试件 的屈服强度 和破坏荷 载 ， 表 明掺 适量膨胀剂有利于试件 的屈 服强 度和极限破坏荷载 的增 加 ； 但 膨胀剂的掺量过大则会影响整个混凝土的自身强度， 使其屈服 强度和极限破坏荷载反而降低。 从图 6 和图 7 可以发现 B号试件加载到极限荷载时， 其位移 和应变均大于 C、 D号试件 ； 膨胀剂掺量为 1 0 、 1 2 的 C、 D组试 Z 位 移 mm 图 6 A、 B、 C、 D、 E试件 的荷载一 位移关系 曲线 应 ，盐 图 7 A、 B 、 C、 D、 E试件的荷载一 钢管壁环 向应变关 系曲线 件， 承载力高， 变形小， 适宜于实际工程； 相对于普通高强钢管混凝 土试件 ， 膨胀剂掺量为 1 0 、 1 2 的相 同条件的钢管高强膨胀混凝 土的屈服强度和极限破坏承载均可提高 8 左右 ， 在实际工程设计 中可作为结构构件的安全储备或适当考虑承载力的提高。 3 有限单元法分析钢管高强膨胀混凝土的力 学性 能 3 1 单元 类型 的选择 及 结构 的 离散 化 3 1 1 计算模型 由于钢管高强膨胀混凝 土短柱是一 个对称的结构形式 ， 为 了减少计算的T作量， 利用其对称性， 将短柱简化成 1 4柱体进 行分析 。 对于单元类型的确定， 采用 8节占三维 Wi l o s n非协调单元 进行有限元计算。该单元是三维六面体单元， 共有 8个节点， 每 个节点有 3 个平 移 自由度 ， 假设结构材料是各 向同性 材料的弹 性实体结构。采用 Wi l s o n非协调位移模可以提高单元的精度。 计算单元在形成刚度矩阵时， 其局部坐标的位移插值函数 引入 Wi l s o n非协调位移模式， 表示为： 8 6 = ( ， 7 7 ， )6 ( 1 ) 6 = ( ， 7 7 ， )6 ( 1 ) i =1 式 中： 6 ( i = 1 ， 2 ， ， 8 ) 节点位移值 ； ( ， 7 7 ， ) 相应 的形 函数 。 可选择为 ： _( ， 叼 ， ) = ( 1 ) ( 1 ) ( 1 + ) ( 2 ) 式 中 ： ， ， _ _ 一 节点局部座标。 在等参数单元中， 局部坐标( ， 叼 ， ) 到整体座标( ， Y ， ) 的 坐标变换也采用同样的形函数， 即 ( ， ( 3 ) 式中， ( Y i ， ) ( J= = l ， 2 ， ， 8 ) 是节点的整体座标， 经过这种变换 后 ， 实体单 元与母体单元之 间建立 了一种映射关系。 5 5 O 0 0 O 0 0 0 O O O O O O O 0 O 0 0 O O O 8 6 4 2 O 8 6 4 2 ， i 1 l Z 之 0 0 0 0 0 O O O O O 鲫 加 加 托 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 3 1 2 结构离散化 3 1 2 1 不连续 的 自然分割 由于所分析的钢管混凝土短柱结构在材料特性方面存在 不连续处 ， 在 结构离散化过程 中把模 型的节点 、 单元的分界线 或分界面设置在相应的不连续处 。 又 因钢管高强膨胀混凝土本 结构是一种非均质材料的组合结构， 在不同材料的分界线上设 置单元 的分界线 ， 以保证各单元 的物理性 质的均匀 ， 分别建立 钢管和核心混凝土土模 型。 3 1 2 2 单元网格 的布局 有限元模型单元 网格的布局是指单元 网格的疏密程 度及 其分布状态 。合 理的网络分布状态 应和结构的应力梯度相一 致。由于研究对象是钢管高强膨胀混凝土短柱， 钢管厚度只有 3 rai n ， 故钢管壁厚方向没有再细分单元， 核心 昆 凝土柱体因模 型本身不大， 网络划分较细。 3 1 2 3 单元状态的选择 单元形态指单元的形状状态， 包括它的形状、 长细比等， 在 结构离散化时， 必须合理选择。 应该保证每个内角不超过 1 8 0 。 ， 边与边的比值不宜过大或过小 ， 以免出现病态矩阵。 3 2 边界条件及 支座处理 在用有限单元法研究钢管高强膨胀混凝土时， 如前所述选取 钢管混凝土短柱截面的 1 4 建立有限元分析模型， 对称面作为边 界条件处理，钢管侧壁及核心混凝土边界约束处理见图 8 。框 A 中节点Y方向受到约束， 框 B中节点 方向受到约束， 框 C中节 点( 即钢管混凝土短柱管心h、 方向均受到约束。 模拟钢管混凝土膨胀时， 钢管顶盖z方向没有约束， 允许变 形 ， 顶盖对称面处 ， Y 方 向同核心混凝土 ； 钢管底板上表面节点 Z方 向没有约束允许变形 ， 下表面 z方 向被约束 ( 相 当于钢管混 凝土短柱放置在刚性地面上 ) ， 底板对称面同核心混凝土。 y 图 8钢管侧壁及核心混凝土边界约束处理 模拟钢管高强膨胀混凝土短柱轴压时， 顶盖上施加均布力 ， 所有约束条件均不变。 3 3 材料 的本构关 系 根据力学知识分析可知混凝土的应力一 应变关系为6 3 ： s厂 _ t r 0+o 8o 一 ( tT o + O d ) ( 4) ，r1 F 一 詈 ( 5 ) 式中： s 广一 材料 的应变张量分量 ； r ， 厂应力张量分量 ； ( 1 3 ) ( + o + r ， 3 3 ) 平均正应力 ； Kr o n e c k e r 符号 ； r ， 混凝土的内应力； G E、 _一 混凝土的割线剪切模量、 弹性模量、 泊松比； E c 、 G 混凝土的横向割线模量和剪切模量。 钢筋高强 膨胀混凝土所用钢材假设为理想 的弹塑性材料 ， 其应力一 应变关系为 ： o - = E 当 s 8 ( 6 ) a 当 s s g ( 7 ) 式 中： 庙钢材屈服应力 ； s 钢材刚列屈服时的应变 。 3 4 非线性有限元分析钢管高强膨胀混凝土力学性 能的步骤 依据前 面给出的混凝土和钢材料的应力一 应变公式和建立 的模 型， 非线性有限元分析 的步骤如下 ： ( 1 ) 取 5 预估 极限荷载或 2 0 左右预估开裂荷载作 为一 级荷载增量， 在临近开裂、 屈服或破坏时适当减小荷载步长， 以 准确把握这些特征阶段的受力特性； ( 2 ) 由增量一 等刚度迭代法确定本级荷载结束时各单元的 应力增量 A o - ， 应变增量 ， 以及到 目前为止的总应 力 及总应变 ； ( 3 ) 判断本级荷载是否发生单元屈服， 计算所释放的超额 应力并转化为等效 的结点荷载 ， 并根据单元不同的应力状态修 改相应的单元刚度矩阵； ( 4 ) 计算单元不平衡结点力绝对值的总和。 ， = ( 8 ) 式中： 由各种因素 ( 包括材料开裂和屈服) 引起的等 单元不平衡结点 力的绝对值 ； 单元总数 。 ( 5 ) 计算 l l l ， 判断是否满足收敛条件， 若满足进行下一 步骤； 否则 ， 以所得的 I l 作为新的荷载增量 ， 重复步骤 2 ,- -4 ， 直到满足收敛条件 ； ( 6 ) 增加下一级荷载增量 ， 重复步骤 1 ， 直到结构发生整 体破坏 。 3 5 算例及分析 在非线性有 限元分析钢管高强膨胀混土力学性 能时， 要用 到一些参数， 这些参数见表4 。试验结果与计算结果见表 5 。 从表 5可看出： 有限元计算值与试验结果比较接近， 相 差均在 5 以内， 说明有限元分析与试验结果相吻合； 有限元 表 4 计算模型 中各部分材料参数 56 下转第 7 0页 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 丽 4 结论 阻 锈 剂 编 号4 次 循 环 钢 筋 锈积 率相 对 空白 钢 筋 锈 积 率 百 分比 。 3 混凝土性能试验 有机阻锈剂混凝士陛能试验参照修订后的Y B r 9 2 3 1 钢筋 阻锈剂使用技术规程 进行， 其中单位立方米混凝土水泥用量 3 1 0 k g ， 砂率 3 9 ， 水灰比为 0 6 ， 阻锈剂掺量为胶凝材料的3 。 相应 的不同的混凝土性能指标结果如表 4 。 表 4 掺加阻锈剂混凝土性能指标 依据表 4可知： 掺加了不同有机钢筋混凝土阻锈剂的混凝 土试件抗压强度比、 凝结时间差、 收缩率比都达到标准值， 其中 Z X 2 、 Z X 4能够提高混凝土的抗压强度， 并且对于混凝土收缩 率的影响并无不 良影响。 上接第 5 6页 表 S 钢 管高强膨胀混凝土短柱破坏荷载值 计算值均比试验值偏高， 主要是有限元分析所用的膨胀 自应力 大， 它的存在有利于提高试件的弹性破坏值； 在 A、 B、 C三组 试件的有限元分析中， 混凝土弹性模量相差较小， 膨胀 自应力 差别较大， 其他参数相同， 而试件破坏值逐渐增大， 表明膨胀自 应力有利于提高试件的承载力 ； D组试件的膨胀 自应力虽然 很大， 但 由于膨胀剂掺量大而导致混凝土模量减小， 以至于它 的承载力下降。 4结论 根据对钢管高强膨胀混凝土试件的水化热、 初应力和极限 破坏荷载进行了检测和试验， 得出如下结论： ( 1 ) 本次配制的混凝土水化热不高， 适宜于大体积混凝土 结构。 ( 2 ) 钢管高强膨胀混凝土中的混凝土应变在 7 d以内增加 幅度较大 ， 在 7 d以后混凝土应变量趋于平缓 。 应用实际工程要 注意前 7d 混凝土的应变 。 ( 3 ) 由于混凝土的膨胀， 在钢管壁及混凝土内部产生了一定 的膨胀应力 自应力 ， 且 kq 应力随膨胀剂掺量的增加而增加。 ( 4 ) 膨胀剂的最优掺量为 1 0 - - 1 2 。 ( 5 ) 钢管中的焊缝是构件中的薄弱环节。 ( 6 ) 相同条件下的钢管混凝土， 掺 1 0 1 2 的膨胀剂后， 7 O ( 1 ) 本文参照修订后的YB ， r 9 2 3 l 钢筋阻锈剂使用技术规 程 中的盐水浸渍试验 、 混凝土浸烘试验对不同配合比有机钢 筋混凝土阻锈剂进行 了研究 ， 并进行了相应的混凝土性能试验 ， 结果表明， 4组阻锈剂对混凝土中的钢筋具有较为明显的阻锈 效果， 其中效果最为明显的是 Z X 2 ， 并且 Z X 2对混凝土性能 有着一定地改善 。 ( 2 ) 在进 行混凝土浸烘试验 时 ， 应 当尽 量减 少 由于混凝 土 搅拌不均 、 钢筋表 面粗 糙以及表面不洁净 、 新 旧混凝 土表 面接 缝 处未封实而引入 的试验误差。 ( 3 ) 对于本文 中有 机钢筋混凝土 阻锈 剂的阻锈机理 ， 则需 借助于一定的电化学试验 ， 进而探索其阻锈机理 。 参考文献 ： 1 】 唐修生， 黄国泓复合型钢筋阻锈剂试验研究 J 1 新型建筑材料， 2 0 0 8 ( 1 ) ： 6 0 6 2 作者简介： 孙俊( 1 9 8 2 一 ) ， 男， 工学硕士， 主要从事混凝土外加剂、 混凝 土耐久性等研究。 单位地址： 北京市海淀区西土城路 3 3 号 中冶集团建筑研究总院 ( 1 0 0 0 8 8 ) 联 系电话 ： 1 3 7 0 1 3 5 3 4 0 8 其屈服强度和极限破坏荷载均可提高值 8 左右， 实际工程设计 中可适当考虑这一有利因素。 ( 7 ) 以试验为基础， 通过建立计算模型及非线性有限元分 析， 得出的结果与试验结果相近吻合， 表明非线性有限元分析 钢管高强膨胀混凝土的力学性能是一种可靠正确的方法， 可以 用 于工程实际中。 参考文献 ： 1 】 汤关祚， 招炳泉 ， 等 冈 管混凝土基本力学性能的研究【 J 】 建筑结构学 报 ， 1 9 8 2 ( 1 ) 2 2 钟善铜， 王用纯 冈 管混凝土轴心受压构件计算理论的研究 J 】 建筑 结构学报， 1 9 8 0 ( 1 ) 3 】 钟善铜钢管混凝士偏心受压构件承载力计算的研究 J 】 建筑结构学 报， 1 9 8 8 ( 4 ) 4 韩林海 的部分新进展 J 工业建筑 1 9 9 5 ( 1 ) 5 】 C E C S 2 8 ： 9 0 ， 钢管混凝土结构设计与施工规程 s 】 6 齐廷， 张季如， 王家阳 有限单元法分析钢管高强膨胀混凝土的力学 性能 J J 武汉理工大学学报， 2 0 0 1 ( 1 2 ) 作者简 介 单位地址 联系电话 齐延( 1 9 6 2 一 ) ， 男 ， 副教授， 硕士， 现从事土木工程的教学 和研 究工作 。 湖北武汉鲁巷中国地质大学( 武汉) 工程学院土木系( 4 3 0 0 7 4 ) 1 3 6 2 7 2l 9 41 5 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m