内置方钢管高强再生混凝土叠合柱轴压性能有限元分析

戴甜杰

(福建省环境保护设计院有限公司,福建福州,350003)

再生混凝土(Recycled Aggregate Concrete,RAC)是将废弃混凝土经过破碎筛分后再次加入水泥、水和细骨料重新配置的混凝土,许多研究表明[1–2],只要经过合理的调配,RAC 的力学性能与普通混凝土(Natural Aggregate Concrete,NAC)相当。因此,众多学者将其代替普通混凝土应用在传统结构中。但部分研究表明,RAC 的变形较NAC 更大,因此需要在结构中对其施加约束,以保证RAC 结构的安全[3]。其中就包括在RAC 内部内置钢管,该种叠合柱既可充分发挥钢管RAC 柱的优点,同时也克服了钢管RAC柱耐腐蚀性、耐火性差及梁柱节点处理复杂等缺点,使得RAC在建筑结构领域得到了广泛的应用。

对于NAC 内置钢管的叠合柱的力学性能,许多学者已经进行了深入的研究,包括试验、有限元和理论研究[4–7],结果表明,钢管外围钢筋混凝土、钢管混凝土、钢管和纵向钢筋之间可以发挥较好的协同互补作用,并建立了轴压承载力理论模型。而对于RAC 内置钢管的叠合柱的力学性能,国内外研究较少,何晓军等[8–9]对RAC内置圆钢管混凝土柱进行了轴压和偏压试验,结果表明,钢管RAC组合柱偏压破坏过程和承载性能与普通混凝土的相似。

综上所述,在由于内钢管的存在,RAC 得到了较好的约束,但随着人们对结构要求的提高,普通强度的混凝土已经难以满足要求,在超高层结构中往往需要使用高强混凝土,牛海成等[10–11]对内置圆、方钢管的高强RAC 柱进行了轴压试验,结果表明,方钢管高强RAC 叠合柱承载能力较NAC 叠合柱有所提高。但对此类叠合柱研究较少,不同因素对其轴压承载力的影响尚不明。因此,为深入研究不同因素对内置钢管高强RAC 柱的轴压性能的影响,本文通过对文献[11]中的2个试件进行仿真分析,验证模型准确性后,探讨了钢管厚度、钢管强度和长细比对轴压承载力的影响规律,旨在为工程提供参考。

1 试验概况

选取了文献[11]中以钢管厚度为变量设计的2个试件进行模拟验证,截面设计如图1 所示。试验试件及拓展分析试件详细设计参数如表1 所示。试件截面尺寸均为230 mm×230 mm,高度H=1 150 mm,配筋为4 根直径为12 mm 的纵筋,箍筋直径为6 mm,试验段间距为100 mm,内钢管为方钢管,边长为100 mm。纵筋和箍筋采用HRB400 级普通钢筋屈服强度fy分别为415 MPa 和495 MPa,钢管屈服强度fys为378 MPa; 高强RAC 强度立方体抗压强度为62.7 MPa,弹性模量为37 400 MPa。

表1 试件设计参数

图1 试件构造示意图

轴压试验在一台极限荷载为5 000 kN 的电液伺服压力机上进行,在400 kN 预载后卸载,再正式开始加载。试验采用荷载控制的加载制度,每级持荷5 min,当荷载降低至峰值荷载的65%时停止试验。试验结果表明,所有试件均表现出混凝土保护层剥落、纵筋压曲、箍筋外鼓和钢管鼓曲等破坏形态。

2 有限元模型建立

2.1 几何模型及网格

为了更真实地模拟叠合柱的力学演变,采用分离式建模,对钢管内、外混凝土独立建模,并在两端布置刚性垫板以保证收敛性。同时,为保证计算效率和计算精度,经过多次试算确定全局网格大小为25 mm,所有部件如图2 所示。

图2 模型部件及网格划分

2.2 材料属性及单元

2.2.1 高强RAC

高强RAC 采用实体单元(C3D8R),对于高强RAC 本构的关系,根据田亮亮[12]利用高强RAC 的材料试验结果,结合过镇海[13]提出的混凝土本构关系,提出了高强RAC 的单轴受压应力–应变关系曲线:

式(2)中:fc、εc分别为混凝土极限压应力、应变。

2.2.2 钢材

钢管和钢筋的本构关系采用简化后的双折线理想塑性模型[14](如图3 所示),即屈服前为弹性段,屈服后到极限强度前为塑性强化段,强化段斜率为弹性段的0.01 倍。钢筋单元采用桁架单元(T3D2)、钢管单元采用壳单元(S4R)可以在保证计算结果的前提下更好收敛计算。

图3 钢筋本构关系示意图

2.3 相互作用

为避免应力集中,在试件上、下表面设置了刚性垫板,使其与混凝土及钢管的上、下表面通过“绑定”约束连接; 钢筋笼通过“内置”与外混凝土约束,忽略钢筋–混凝土之间的相对滑动; 为了还原约束效应,外混凝土–钢管外壁和内混凝土–钢管内壁之间采用“接触”的形式,考虑了钢管与混凝土之间的接触分离,法向设定为“硬”接触,法向设定为“罚”函数,摩擦系数为0.5[15–16]。

2.4 边界条件及加载方式

根据试验情况,约束了试件下部3 个方向的位移和绕纵轴的转动,模拟下部铰接,并在上部施加20 mm 的轴向位移。

2.5 模型验证

所模拟的2 个内置方钢管高强RAC 柱试件的荷载–轴向位移曲线对比如图4 所示。整体上看,极限承载力基本接近,平均误差为3.7%,曲线趋势基本吻合,均在达到峰值点后快速下降,因钢筋和钢管的塑性而进入平缓下降段。有限元模拟的曲线刚度较大,本模型已经通过网格、本构、边界进行了调试,发现效果并不明显,而曲线趋势与试验吻合较好。根据现有文献的结果,这很大可能是试验的误差,混凝土在加载过程中内部空隙压实过程会产生虚位移,因此试验结果的轴压刚度更小。但并不影响后续的承载力分析,因为承载力的误差较小。图5 为试验与有限元破坏形态对比。

图4 有限元结果对比

图5 破坏形态对比

试验结果表明: 在达到极限状态时,一侧纵筋出现弯曲,钢管角部撕裂,由图5(a)可见,有限元很好地还原了这一现象,一侧钢筋和钢管角部出现了较大的塑性变形(PEEQ),表明此处应力较大。图5(b)为混凝土破坏形态,有限元给出的混凝土受压损伤形态为上下端出现X 形状混凝土压溃,试验结果表明一端混凝土出现大面积压溃剥落,吻合较好。所建立的有限元模型得到了验证,可以进一步进行参数分析。

3 参数分析

本文所建立的有限元模型能准确地描述内置方钢管高强RAC 柱的轴压力学行为,因此选取荷载–轴向位移曲线和破坏形态吻合程度较高的RCFSST 模型作为基准,以钢管厚度、钢管屈服强度和长细比为变化参数设计了13 个模型进行计算,具体参数及计算结果见表2。

表2 拓展试件设计参数

3.1 钢管厚度

图6 为不同钢管厚度对内置方钢管高强RAC 柱荷载–轴向位移曲线的影响。由图6 可见,钢管厚度对曲线弹性段影响不大,随着钢管厚度的增大,残余荷载越大,表明提高钢管厚度可以有效提高叠合柱的残余变形能力和耗能能力。相较于钢管厚度为2 mm 的试件,钢管厚度为3、4、5、6 mm 试件的极限承载力分别提高了1.0%、2.0%、2.9%、3.9%,整体上看钢管厚度的提高对轴压承载力的提高在5%以内,提升效率较低。究其原因,可能是因为含钢率的提高虽然提高了钢管对核心区混凝土的套箍系数,但由于核心约束区混凝土面积较小,占整个截面的比例较低,因此约束的提升较小。

图6 钢管厚度对荷载–轴向位移曲线的影响

3.2 钢管屈服强度

图7 为钢管屈服强度对内置方钢管高强RAC 柱荷载–轴向位移曲线的影响。由图7 可见,叠合柱的极限承载力和残余荷载随着钢管屈服强度的提高出现显著提高,但轴压刚度变化不大。与钢管屈服强度为235 MPa 的试件相比,钢管屈服强度为335、378、400、450 MPa 的试件的极限承载力分别提高了5.6%、14.5%、28.7%、38.3%。说明提高方钢管的屈服强度能有效提高叠合柱的承载力和变形能力。

图7 钢管屈服强度对荷载–轴向位移曲线的影响

3.3 长细比

图8 为不同长细比对内置方钢管高强RAC 柱荷载–轴向位移曲线和破坏形态的影响。由图8(a)可见,随着长细比的增大,叠合柱的轴压刚度和极限承载力逐渐降低,这是由于长细比的增大导致试件二阶效应越显著,试件发生了整体失稳(图8(b)),因此承载力和轴压刚度出现退化。相较于试件高度为1 150 mm 的试件,高度为1 500、2 500、3 000、3 500 mm 的试件的极限承载力分别降低了2.1%、5.8%、7.2%、7.3%。

图8 长细比的影响

在混凝土结构设计规范中,稳定系数φ是轴压承载力计算的关键参数(φ=试件轴压承载力/长细比小于28的试件的轴压承载力),与长细比有直接关系。以往试验中仅针对该种叠合柱进行短柱试验,承载力计算方法尚未考虑稳定系数φ的影响。因此基于有限元分析结果,对稳定系数φ和长细比λ的数值关系进行了拟合,如图9 所示,计算方法为:

图9 长细比对极限承载力的影响

拟合结果的相关系数R2=0.996,具有较高吻合度,可供该种叠合柱设计提供帮助。

4 结论

通过对13 个内置方钢管高强RAC 柱进行轴压性能有限元建模分析,得到如下结论:

(1)利用ABAQUS 有限元分析软件对已有试验的内置方钢管高强RAC 柱轴压试验进行模拟分析,有限元计算出的荷载–轴向位移曲线和破坏形态与试验结果吻合较好。

(2)钢管厚度的增大对叠合柱的轴压刚度和轴压承载力影响不大,钢管屈服强度的提高可以在试验范围内提高近40%的轴压承载力,提高钢管厚度和屈服强度均能提升残余荷载。

(3)随着长细比的增大,叠合柱的轴压刚度和轴压承载力出现显著退化,在试验范围内轴压承载力最大退化了7.3%。基于有限元分析结果,对轴压稳定系数和长细比进行了拟合。