圆中空夹层钢管混凝土叠合柱偏压力学性能研究

2023-07-12丁纪楠任庆新王庆贺包龙生

沈阳建筑大学学报（自然科学版） 2023年3期

丁纪楠,任庆新,王庆贺,包龙生

(1.沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁沈阳 110168;2.沈阳建筑大学交通与测绘工程学院,辽宁沈阳 110168)

圆中空夹层钢管混凝土叠合柱是一种以中空夹层钢管混凝土为核心,在其外部绑扎钢筋笼并浇筑混凝土而形成的组合构件。该构件具有与钢管混凝土叠合柱类似的力学性能优势,如承载力高、延性好、耐火和耐腐蚀性能优异等[1-4]。此外,由于将中空夹层钢管混凝土替代钢管混凝土叠合柱内部的实心钢管混凝土,圆中空夹层钢管混凝土叠合柱还具备减少混凝土用量、提高抗震性能等优势,可应用于高层建筑的承重柱中。

在实际工程中,承重柱在外荷载(竖向荷载和水平风荷载)作用下,常处于偏心受压状态。国内外学者对钢管混凝土叠合构件的偏压力学性能开展了众多研究,Y.F.An等[5]采用ABAQUS软件对钢管混凝土叠合构件进行有限元分析,考察构件在偏心受压作用下的工作机理,并在参数分析的基础上提出偏压承载力的设计方法。H.J.Lee等[6]对6个钢管混凝土叠合构件进行偏压试验,结果表明,减小箍筋间距可延缓外部混凝土的破坏。J.M.Cai等[7]对钢管混凝土叠合构件进行有限元分析,研究表明,增加偏心率可降低钢管与混凝土之间的约束效应。柯晓军等[8-9]对16个钢管混凝土叠合构件进行偏心试验,并基于叠加原理和截面极限平衡理论提出了偏压承载力设计方法。目前,关于中空夹层钢管混凝土构件偏压力学性能的研究比较完备,主要通过试验和有限元的方法研究不同参数对偏压力学性能的影响,建议偏压承载力的设计方法[10-14]。

从上述研究可知,针对钢管混凝土叠合构件和中空夹层钢管混凝土构件偏压力学性能的研究已经较为充分,但针对中空夹层钢管混凝土叠合构件的偏压力学性能研究较少。基于此,笔者建立精细化有限元分析模型,在模型可靠性得到验证的基础上,对偏心荷载作用下的圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱进行受力全过程分析,研究试件在不同破坏模态下的工作机理,量化组成部件的内力分配和相互作用关系,考察几何和物理参数对Nu-Mu曲线的影响。

1 有限元模型

1.1 模型的建立

采用ABAQUS软件建立的有限元模型如图1所示。

图1 有限元模型示意图Fig.1 Schematic diagram of FEM

模型由上下端板、外部混凝土、箍筋、纵筋、内外钢管以及夹层混凝土组成,其中外部混凝土、夹层混凝土和端板采用8节点实体单元;纵筋和箍筋采用2节点桁架单元;内、外钢管采用4节点壳单元,为保证模型的计算精度,在厚度方向采用9个积分节点的Simpson积分。依据文献[15],在上、下端板分别设置参考点RP-1和RP-2,并将参考点与加载线进行耦合,限制RP-1在X方向和Y方向的位移以及绕Y轴和Z轴的转动,在Z轴方向施加向下的位移;限制RP-2除绕X轴转动之外的所有自由度。端板与混凝土采用“绑定”约束,端板与钢管采用“壳-实体耦合”约束,钢筋笼以“嵌入”的方式内置于外部混凝土中,钢管与混凝土之间的界面模型采用法向的“硬”接触和切向的“罚”摩擦,摩擦系数取0.6[5]。

混凝土采用塑性损伤模型,外部混凝土的单轴受压和单轴受拉应力-应变关系采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[16]中的本构关系模型,夹层混凝土的单轴受压和单轴受拉应力-应变关系分别采用侯超[17]和X.L.Zhao等[18]建议的本构关系模型。钢管和钢筋采用弹塑性模型,钢管的应力-应变关系采用L.H.Han等[19]建议的五段式本构模型,钢筋的应力-应变关系采用X.M.Zhao等[20]建议的双折线本构模型。端板的弹性模量取109GPa,泊松比取10-5。

1.2 模型的验证

将有限元计算结果与文献[21]中试件C-154-20、C-154-40和C-154-60的试验结果进行对比,编号中的字母“C”代表圆形截面试件,“154”代表外钢管直径,“20”、“40”和“60”代表偏心距。试件参数如下:截面直径D=220 mm,试件高度H=660 mm,外钢管直径do=154 mm,内钢管直径di=121 mm,纵筋配筋率ρl=4.4%,体积配箍率ρv=4.1%,名义含钢率αn=8.2%,外部混凝土轴心抗压强度fc,o=33 MPa,夹层混凝土轴心抗压强度fc,c=40 MPa,钢管屈服强度fy,s=361 MPa,纵筋屈服强度fy,l=348 MPa。试件C-154-60有限元计算的破坏模态与试验破坏模态的对比情况如图2所示。

图2 破坏模态对比Fig.2 Comparison of failure modes

从图2中可以看出,远离加载端的混凝土表面出现横向裂缝,最大主裂缝位于柱中截面,模拟结果与试验结果一致。图3为有限元计算的偏压荷载-相对位移(N-Δ/Δu)曲线与试验曲线对比情况,从图中可以看出,有限元模拟曲线与试验曲线吻合良好,表明笔者建立的有限元模型能够较好地预测圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱的偏压力学性能。

图3 荷载-相对位移曲线对比Fig.3 Comparisons of N-Δ/Δu curves

2 有限元分析

2.1 受力全过程分析

图4为圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱的Nu-Mu曲线,其中Nu为偏压承载力,Mu为Nu作用下的弯矩。Mu取0时对应的Nu和Nu取0时对应的Mu分别为叠合短柱的轴压承载力和抗弯承载力,依据文献[22-23]定义轴压模型和受弯模型的界面接触和边界条件。由图可知,当偏心率e/D<0.8时,增加偏心率,试件的偏压承载力Nu逐渐减小,弯矩Mu逐渐增大;当偏心率e/D=0.8时,弯矩Mu最大;当偏心率e/D>0.8时,偏压承载力Nu和弯矩Mu随偏心率的增加逐渐降低。将弯矩Mu出现拐点处的偏心率定义为临界偏心率eb/D,偏心率小于eb/D时的破坏为小偏心受压破坏,偏心率大于eb/D时的破坏为大偏心受压破坏。

图4 Nu-Mu曲线Fig.4 Nu-Mu curve

图5为不同破坏模态下试件的偏压荷载-竖向位移曲线。图中关键点的定义如下:当荷载为Lc时靠近加载点的纵筋受压屈服;当荷载为Lt时远离加载点的纵筋受拉屈服;当荷载为Sc时靠近加载点的外钢管受压屈服;当荷载为St时远离加载点的外钢管受拉屈服;当荷载为Cc时靠近加载点的混凝土被压溃,依据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[16],混凝土压应变取3 300×10-6;当荷载为Ct时远离加载点的混凝土开裂,依据文献[21],混凝土拉应变取200×10-6。

图5 偏压荷载-竖向位移曲线Fig.5 Eccentric load-displacement curves

由图5可知,对于偏心率e/D为0.8时的界限破坏,试件的破坏过程:远离加载点的混凝土开裂→远离加载点的纵筋受拉屈服→远离加载点的外钢管受拉屈服→试件达到偏压承载力→靠近加载点的混凝土被压溃→靠近加载点的外钢管受压屈服。其中,远离加载点的外钢管受拉屈服和靠近加载点的混凝土被压溃几乎同时发生。因此,圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱在偏心受压下的界限破坏可定义为:当远离加载点的外钢管受拉屈服时,靠近加载端的混凝土被压溃。

2.2 内力分配

图6为圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱在不同破坏模态下的内力分配情况(RC为钢筋混凝土部件,CFDST为中空夹层钢管混凝土部件)。对于小偏心受压破坏试件(见图6(a)),当试件的全截面处于极限状态时,钢筋混凝土部件已经达到自身极限承载力,中空夹层钢管混凝土部件的承载力处于上升阶段。对于大偏心受压破坏试件(见图6(b)),在加载初期,钢筋混凝土部件承担压应力,中空夹层钢管混凝土部件承担拉应力,当试件的全截面处于极限状态时,钢筋混凝土部件已经达到自身极限承载力,中空夹层钢管混凝土部件的承载力处于上升阶段。由于中空夹层钢管混凝土部件的贡献,全截面的延性明显好于钢筋混凝土部件。

图6 不同破坏模态下的内力分配Fig.6 Load distribution of different failure modes

2.3 混凝土纵向应力分布

图7为典型试件的柱中截面混凝土在达到极限承载力Nu时的纵向应力(S33)分布云图。从图中可以看出,对于小偏心受压试件(见图7(a)),靠近加载点的混凝土承受压应力,中和轴位于远离加载点的一侧。由于受到钢管的约束作用,靠近加载点的夹层混凝土承受的纵向最大压应力为轴心抗压强度的1.48倍;远离加载点的夹层混凝土由于靠近中和轴,承受的纵向压应力较小,仅为轴心抗压强度的0.44倍。对于大偏心受压试件(见图7(b)),中和轴向加载点方向移动,受拉混凝土的面积增大,由于约束作用,夹层混凝土承受的纵向最大压应力为轴心抗压强度的1.41倍。

图7 混凝土纵向应力分布云图Fig.7 Concrete longitudinal stress distributions

2.4 接触应力分析

典型圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱在不同偏心受压作用下(e/D取0.2和1.5)的接触应力如图8所示。图中p1为钢筋混凝土部件与中空夹层钢管混凝土部件之间的接触应力,p2为外钢管与夹层混凝土之间的接触应力,p3为内钢管与夹层混凝土之间的接触应力。笔者对远离加载点的A点、位于中心轴的B点和靠近加载点的C点进行接触应力分析。

图8 接触应力示意图Fig.8 Schematic diagram of contact stresses

图9、图10和图11分别为接触应力p1、p2和p3与竖向位移的关系曲线。

图9 不同破坏模态下钢筋混凝土部件与中空夹层钢管混凝土部件之间的接触应力p1Fig.9 Contact stresses p1 between RC and CFDST components of different failure modes

图10 不同破坏模态下外钢管与夹层混凝土之间的接触应力p2Fig.10 Contact stress p2 between outer steel tube and sandwiched concrete of different failure modes

图11 不同破坏模态下内钢管与夹层混凝土之间的接触应力p3Fig.11 Contact stresses p3 between inner steel tube and sandwiched concrete of different failure modes

由图9可知,小偏心受压破坏试件的接触应力p1明显大于大偏心受压破坏试件,这是因为对于大偏心受压破坏试件,外部混凝土受拉开裂而与外钢管脱离。由图10可知,在加载过程中,外钢管始终对夹层混凝土具有约束作用,且随着轴向位移的增大,接触应力p2逐渐增加。由图11可知,内钢管与夹层混凝土之间的接触应力p3始终较小,可忽略不计。

3 参数分析

为分析不同参数对圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱Nu-Mu相关曲线的影响,依据《中空夹层钢管混凝土结构技术规程》(T/CCES 7—2020)[24]和《钢管混凝土混合结构技术标准》(GB/T 51446—2021)[25]建立足尺有限元模型并进行参数分析。影响圆中空夹层钢管混凝土叠合短柱Nu-Mu相关曲线的参数及范围如下:外部混凝土的立方体抗压强度fcu,o取30～50 MPa;夹层混凝土的立方体抗压强度fcu,c取50～70 MPa;钢管的屈服强度fy,s取355～420 MPa;名义含钢率αn取7.1%～19.8%。

图12为不同参数对Nu-Mu的影响曲线。由图12(a)和图12(b)可知,对于偏心率为0.2的小偏心受压破坏试件,当外部混凝土的立方体抗压强度fcu,o由30 MPa增加至40 MPa和50 MPa时,偏压承载力Nu提高了6.1%和11.4%;当夹层混凝土的立方体抗压强度fcu,c由50 MPa增加至60 MPa和70 MPa时,偏压承载力Nu提高了5.3%和10.3%。分析原因,在小偏心荷载作用下,远离加载点的钢筋和钢管未屈服,试件的破坏主要由受压区混凝土控制,增加混凝土抗压强度能够有效提高试件的偏压承载力。对于大偏心受压破坏试件,提高混凝土抗压强度对偏压承载力的影响较小,这是因为在偏心荷载作用下,受压区混凝土的截面面积较小,混凝土对试件偏压承载力的贡献较弱。

图12 不同参数对Nu-Mu曲线的影响Fig.12 Influence of parameters on Nu-Mu curves

由图12(c)和图12(d)可知,对于偏心率为0.2的小偏心受压破坏试件,当钢管的屈服强度fy,s由355 MPa增加至390 MPa和420 MPa时,偏压承载力Nu提高了3.9%和7.3%;当名义含钢率αn由7.1%增加至12.5%和19.8%时,偏压承载力Nu提高了21.7%和51.7%。对于偏心率为1.5的大偏心受压破坏试件,当钢管的屈服强度fy,s由355 MPa增加至390 MPa和420 MPa时,偏压承载力Nu提高了6.3%和11.7%;当名义含钢率αn由7.1%增加至12.5%和19.8%时,偏压承载力Nu提高了40.8%和87.5%。分析原因,增大fy,s和αn,钢管对偏压承载力的贡献增加,此外由中空夹层钢管混凝土的相关研究可知[26-28],采用名义约束效应系数ξ(ξ=αnfy,s/fc,c,fc,c为夹层混凝土轴心抗压强度)来表征外钢管对夹层混凝土的约束作用,提高fy,s和αn可增大名义约束效应系数ξ,即外钢管对夹层混凝土的约束作用增强,夹层混凝土的抗压强度增强提高,进而提高了试件的偏压承载力。