RPC外包方钢管混凝土柱轴压受力性能研究

张仁巍,庄一舟,曾武华,李 伟

(1.三明学院 建筑工程学院,福建 三明 365004;2.工程材料与结构加固福建省高等学校重点实验室,福建 三明 365004;3.浙江工业大学 土木工程学院,浙江 杭州 310023;4.闽晟集团城建发展有限公司,福建 三明 365000)

方钢管混凝土柱因具有抗弯刚度大、承载力高、制作和施工便捷等优势,目前已在土木工程结构中得到广泛应用[1-2]。国内外学者针对方钢管混凝土柱也开展了大量的轴压、偏压、抗弯和抗震性能试验研究,深入探讨了方钢管混凝土柱的受力机理、破坏模式、紧箍效应和极限承载力,采用通用程序建立了方钢管混凝土柱的有限元模型,并拓展参数分析,在此基础上得到了方钢管混凝土柱的承载力统一算法和抗震优化设计准则,研究成果为工程设计和应用提供了科学依据[3-6]。

随着工程实践的积累和研究的不断深入,研究者、设计和检测人员在对方钢管混凝土柱的理论分析、工程应用和检测过程中发现,该类结构仍然存在一些亟待解决的问题[7-8]。如当方钢管混凝土柱处于跨海、环境恶劣等地区时,外部钢管易被腐蚀,墩柱的承载力显著降低,后期养护费用高[9]。当上部荷载达到一定值时,方钢管对核心混凝土的约束作用减弱,局部稳定问题凸显,钢材和混凝土之间不能充分结合[10]。此外,地震后的钢材防火涂层受到不同程度的损坏,降低了结构的抗火性能,增加了火灾环境下结构倒塌的概率[11]。为解决上述问题,笔者基于活性粉末混凝土(Reactive powder concrete,RPC)的高强度、高耐久性和强抗裂能力等特点[12],提出将RPC外包于方钢管混凝土柱,即采用薄层RPC来提升方钢管混凝土柱的耐久性和承载力,以期获得良好的经济效益和社会效益。当前,对于RPC外包方钢管混凝土柱的轴压力学性能试验研究和理论分析均未见相关报道,针对不同参数对该类组合柱的影响还有待深入探索。因此,为了进一步探明RPC外包方钢管混凝土柱的轴压力学性能,以RPC厚度和长细比为主要参数,对其开展静力性能试验研究,深入分析该类组合柱的受力过程、破坏形态和承载力。基于ABAQUS通用程序,建立经试验验证的有限元模型,同时拓展参数分析。依据有限元数据样本,借鉴相关规范,提出适合RPC外包方钢管混凝土柱的轴压承载力计算方法,以期为工程应用提供参考与借鉴。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

为研究RPC外包方钢管混凝土柱的轴压力学性能,以RPC厚度T、长细比λ为试验参数,共设计了6根试件,各试件截面尺寸为190 mm×190 mm,钢管壁厚t均为4 mm,参数如表1所示,试件的构造如图1所示。

图1 试件的构造图(T15-S3.2)(单位:mm)Fig.1 Structure diagram of specimen (T15-S3.2) (unit: mm)

表1 试件设计参数

1.2 材料参数

RPC配合比如表2所示。配合比中的钢纤维为镀铜钢纤维,直径为0.2 mm,长度为13 mm;减水剂为聚羧酸减水剂,减水效率不低于25%。根据《活性粉末混凝土》(GB/T 31387—2015)[13]测得RPC立方体抗压强度为110.1 MPa,轴心抗压强度为97.9 MPa,抗拉强度为6.35 MPa,弹性模量为38.8 GPa。混凝土强度等级设计为C30,依据《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)[14]测得C30混凝土的立方体抗压强度为36.8 MPa,轴心抗压强度为29.3 MPa,抗拉强度为2.12 MPa,弹性模量为29.5 GPa。钢管采用型号为Q235的钢材,依据《金属材料拉伸试验》(GB/T 228.1—2010)[15]的试验方法,实测得到钢材屈服强度为307.6 MPa,极限强度为442.8 MPa,弹性模量为195.0 GPa。

表2 RPC配合比

1.3 加载装置和测量方案

轴压试验采用500 t微机控制电液伺服万能压力机,加载实景如图2所示。试验加载前先进行预加载,主要是检测各试验设备是否正常工作以及误差是否合理。正式加载时,预估极限承载力的前80%采用力控制加载(每级达到预估极限承载力10%时停止35 s,用于观察试验现象和检查数据),随后采用位移控制,速度设定为0.15 mm/min,直至试件破坏,停止加载。在试验加载前,在试件中部的4个侧面粘贴竖向和横向的RPC应变片,同时在试件的两侧各布置2个位移计,具体如图2所示。浇筑外部RPC前,在钢管外侧中部4个侧面提前粘贴竖向和横向的应变片,用于测量钢管应变。

图2 加载实景图Fig.2 Setup of loading system

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

6根组合柱试件的破坏形态如图3所示。由图3(a)可知:未浇筑RPC试件主要在中部和端部位置出现鼓曲。由图3(b,c)可知:浇筑RPC试件的破坏形态均较为接近,加载前期变化不明显,随着竖向力增大,外部钢纤维不断被拉断,钢管内部混凝土开始膨胀,钢管逐渐屈服,中部位置出现鼓曲,RPC出现细小裂缝,随着荷载的不断增大,中截面位置的裂缝沿着两侧扩张且深度加大,不同RPC厚度的组合柱最终呈现出剪切破坏。由图3(d,f)可知:随着长细比的增加,组合柱的破坏位置均在中截面偏上位置,凿去RPC后发现钢管出现鼓曲现象。

图3 试件破坏形态Fig.3 Failure modes of specimens

2.2 荷载—轴向位移曲线

RPC外包方钢管混凝土柱的荷载—轴向位移曲线如图4所示。试验所得到的极限承载力如表3所示。由图4(a)可知:不同RPC厚度的荷载—位移曲线均有3个阶段,即弹性阶段、弹塑性阶段和下降(破坏)阶段;随着RPC厚度的增加,试件的整体刚度略有提高,而钢管外部未浇筑RPC的试件(T0-S1.6)明显更早进入弹塑性阶段,然而提升组合柱的RPC厚度,其荷载—位移曲线在下降阶段的斜率明显增大,分析其原图,主要是因为RPC属于脆性材料,所以当外部RPC受损时,钢纤维容易出现集群断裂(图3(e)中的宽裂缝),而内部钢管混凝土的截面减小,造成组合柱的整体承载力降低。当RPC厚度T从0增加至25 mm时,试件的极限承载力逐渐提高,结合表3可知幅值提高了24.4%。由图4(b)可知:不同长细比试件与不同RPC厚度试件的荷载—位移曲线走势大致相同,均有3个阶段。随着试件长细比的增加,曲线弹性刚度、极限承载力逐渐降低,然而曲线在下降段较为平缓,延性略微改善。当长细比从1.6增加至6.3时,结合表3可知组合柱的极限承载力降低了12.9%。

图4 荷载—轴向位移曲线Fig.4 Load-axial displacement curves

表3 试验结果对比

2.3 荷载—钢管环向应变曲线

试件的荷载—钢管环向应变曲线如图5所示。由图5可知:在加载初期,荷载—钢管环向应变曲线在弹性阶段均较为重合,随着竖向力增加,应变不断增大;由图5(a)可知:方钢管外侧未浇筑RPC的组合柱更早进入弹塑性阶段,即钢管更早出现屈服。由图5(b)可知:虽然长细比大的试件整体刚度略微降低且更早进入弹塑性阶段,但各试件的应变走势大致相同。

图5 荷载—钢管环向应变曲线Fig.5 Load-circumferential strain curves of steel tube

2.4 荷载—RPC环向应变曲线

组合柱的荷载—RPC环向应变曲线如图6所示。由图6可知:在加载前期,因竖向力较小,各试件应变增长缓慢,即RPC、钢管和混凝土之间处于协同工作。由图6(a)可知:不同RPC厚度的荷载—RPC环向应变曲线波动较小,曲线大致重合。由图6(b)可知:随着长细比增大,组合柱的荷载—RPC环向应变曲线更早进入弹塑性阶段,然而其整体变化幅度较小,原因在于本试验长细比范围有限,造成组合柱的荷载—RPC环向应变曲线变化不明显。

图6 荷载—RPC环向应变曲线Fig.6 Load-circumferential strain curves of RPC

2.5 紧箍效应分析

为探究组合柱外侧RPC是否对方钢管混凝土起到紧箍效应,取组合材料的泊松比υ作为研究对象,组合材料的泊松比为RPC的环向应变与竖向应变之比,RPC的泊松比取0.19。一般当组合材料的泊松比超过RPC的泊松比时,即可认为外侧RPC对方钢管混凝土柱起到紧箍效应[16]。各试件的荷载—泊松比曲线如图7所示。由图7可知:各试件在加载初期,组合材料的泊松比均小于RPC的泊松比,该阶段组合柱的RPC、方钢管和混凝土之间处于协同工作状态,外侧RPC未对内部方钢管混凝土起到明显的紧箍作用。随着荷载的不断增大,组合材料的泊松比逐渐大于0.19,说明外侧RPC对内部方钢管混凝土逐渐起到紧箍作用且不断提高。而随着长细比的增加,组合柱外侧RPC对方钢管混凝土柱的紧箍效应更早出现。

图7 荷载—泊松比曲线Fig.7 Load-poisson ratio curves

3 有限元建模

由于受到试验条件、试验时间等因素的影响,本研究试验参数有限,为了进一步分析不同参数(RPC强度、RPC厚度、方钢管壁厚和混凝土强度等)变化对RPC外包方钢管混凝土柱轴压性能的影响,基于ABAQUS通用程序,建立RPC外包方钢管混凝土柱的有限元模型,并拓展参数分析。

3.1 有限元模型建立

在ABAQUS软件中,采用分离式建模,有限元模型由RPC、钢管和内部混凝土3部分组成,为了提高计算效率和避免造成不收敛,模型的RPC、方钢管和内部混凝土均采用C3D8R实体单元(八节点三维实体减缩单元),有限元模型和网格划分如图8所示。

图8 有限元模型与网格划分Fig.8 Finite element modeling and meshing

在接触方面,RPC与钢管的界面之间采用面面接触,在法向方向采用硬接触,切向方向采用库伦摩擦模型,摩擦系数取0.25。钢管与内部混凝土界面之间也采用面面接触,法向接触为硬接触,切向方向也采用库伦摩擦,摩擦系数取0.5。在有限元模型的顶面和底面各设置一个参考点(RP-1,RP-2),并分别与顶面和底面进行耦合连接。为了便于快速计算和避免出现不收敛问题,顶面和底面采用铰接方式。本研究的RPC受压本构关系采用沈涛[17]提出的模型,RPC受拉本构关系采用杨志慧[18]提出的模型,钢材采用理想弹塑性模型[19],混凝土选用韩林海[20]提出的约束混凝土本构关系模型。

3.2 有限元模型验证

3.2.1 破坏形态对比

典型试件(T15-S1.6与T25-S1.6)有限元分析得到的破坏形态与试验结果对比如图9所示。因加工制作、试验加载等存在一定误差,所以造成实际加载得到的破坏形态与有限元分析得出的破坏形态有一定差异,由图9可以看出有限元计算得出的损伤云图与实际构件的损伤情况吻合较好。

图9 破坏形态对比Fig.9 Comparison of failure modes

3.2.2 荷载—位移曲线对比

荷载—位移曲线对比如图10所示。有限元分析的极限承载力与试验极限承载力的对比如表4所示。由图10可知:有限元分析得出的荷载—位移曲线与试验曲线走势大致相同,然而有限元计算的荷载—位移曲线在下降阶段与试验曲线出入较大,主要是因为试件存在初始缺陷,所以有限元建模无法完全考虑实际情况。由表4可知:数值模拟得出的极限承载力均小于试验值,可能是由于在有限元分析时,针对外层RPC对内部方钢管混凝土柱的约束效应考虑不足。结合表4中数据可知:有限元分析值与试验值之比的均值为0.995,均方差为0.025,分析误差均控制在10%以内。综上分析,说明采用笔者建模方法可以准确地模拟出该类组合柱的轴压受力过程,且可靠度高。

图10 荷载—位移曲线对比Fig.10 Comparison of load-displacement curves

表4 极限承载力对比

3.3 参数分析

以T15-S1.6试件为基准模型,采用ABAQUS软件对RPC外包方钢管混凝土柱拓展参数分析,参数包括RPC强度(100～140 MPa)、RPC厚度(5～45 mm)、钢管强度等级(Q235～Q690)、含钢率(3.50%～16.62%)、混凝土强度(30～70 MPa)和长细比(1.6～30.0),共进行了30根轴压组合柱的数值建模分析,计算结果如图11所示。由图11可知:随着RPC强度、RPC厚度、钢管强度等级、含钢率和混凝土强度的增加,组合柱的承载力逐渐提升,幅值分别提高8.7%,21.4%,41.6%,91.5%,28.3%。随着长细比从1.6增大至30,组合柱的弹性刚度和承载力均逐渐降低,幅值分别降低91.5%,40.5%。由图11(b)可知:随着RPC厚度的增大,曲线在下降阶段的承载力明显降低,原因在于当外层RPC损坏后,组合柱的整体承载力降低。由图11(c)可知:当RPC厚度和钢管强度等级分别超过35 mm,Q550时,组合柱的承载力提高幅度有限。因此,工程中建议RPC强度设计为110～130 MPa、RPC厚度取15～35 mm、钢管强度等级选用Q235～Q550、含钢率取3.50%～13.50%、混凝土强度取30～50 MPa以及长细比取5～15。

图11 有限元参数分析Fig.11 Finite element parameter analysis

4 承载力计算

RPC外包方钢管混凝土柱是一种新型组合柱,现有规范未对其承载力计算方法进行相应的规定,且已有文献中也未见相关承载力的建议计算公式,因此有必要对RPC外包方钢管混凝土柱承载力算法进行探讨,并建立适合该类组合柱的承载力计算方法,为后续工程应用和规范修订提供参考与借鉴。

4.1 轴压短柱

4.1.1 方钢管混凝土柱发挥系数

通过试验结果和有限元分析可知:当RPC外包方钢管混凝土柱达到极限承载力时,RPC与方钢管混凝土之间的接触应力较小,RPC均在中后期发挥紧箍效应,说明当组合柱达到极限承载力时,外侧RPC承担的竖向力占比较大,内部方钢管混凝土发挥的作用有限,通过有限元参数分析结果可计算得出方钢管混凝土柱的承载力发挥系数ω(ω是指组合柱的承载力与外侧RPC承载力和内部方钢管混凝土柱承载力之和的比值),计算结果如表5所示。由表5可知:方钢管混凝土柱承载力发挥系数ω的取值范围为0.78～1.01。

表5 发挥系数

4.1.2 轴压短柱承载力计算方法

RPC外包方钢管混凝土柱是在钢管混凝土柱的基础上延伸出的一种新型组合柱,因此其承载力计算方法可以借鉴《钢管混凝土结构技术规范》(GB 50936—2014)[21]的承载力计算方法,即采用简单叠加法,将RPC外包方钢管混凝土柱的承载力分为两部分,一是RPC承担部分Nrpc,二是内部方钢管混凝土承担部分ωNs。其中:ω为方钢管混凝土柱承载力发挥系数,由试验和有限元分析可知,在外部RPC达到极限承载力时,方钢管混凝土柱未同时达到极限承载力,承担荷载有限,因此将Ns乘以一个发挥系数ω,具体计算式为

Nu=Nrpc+ωNs

(1)

式中:Nrpc通过直接将RPC面积与RPC轴心抗压强度相乘计算得到;Ns采用文献[21]中的相应规定进行计算。Nrpc和Ns的计算式分别为

Nrpc=Aufu

(2)

Ns=Ascfsc

(3)

fsc=(1.212+Bθ+Cθ2)fc

(4)

(5)

(6)

(7)

式中:Au为RPC横截面面积;fu为RPC轴心抗压强度;Asc为方钢管混凝土截面面积;fsc为方钢管混凝土抗压强度设计值;θ为套箍系数;f为钢材的抗压强度设计值;fc为混凝土的抗压强度设计值;As,Ac分别为方钢管和管内混凝土的横截面面积;B,C分别为截面形状对紧箍效应的影响系数。

由有限元参数分析并结合表5可知:方钢管混凝土柱承载力发挥系数ω的变化范围为0.78～1.01,在实际工程计算时,ω可偏安全地取0.75。基于本试验和有限元参数分析的数据样本,将笔者提出的RPC外包方钢管混凝土柱极限承载力计算方法进行试算,计算结果如图12所示。由图12可知:公式计算值与有限元分析值和试验值之比的平均值为1.008,均方差为0.084,计算误差基本控制在±15%以内。因此,RPC外包方钢管混凝土柱极限承载力的建议计算式为

图12 公式计算值与有限元分析值对比Fig.12 Comparison of formula calculation values and finite element analysis values

Nu=Nrpc+0.75Ns

(8)

4.2 稳定系数研究

RPC外包方钢管混凝土柱与方钢管混凝土柱具有一定的共性,因此该类组合柱的稳定系数计算可参考借鉴《钢管混凝土结构技术规程》(CECS 28—2012)[22]中稳定系数φl的计算方法,其计算式为

当L/l≤4时:

φl=1

(9)

当L/l>4时:

(10)

式中:L为组合柱的等效计算长度;l为组合柱的短边长度。

依据式(9,10)进行计算,并与有限元分析值进行对比,结果如图13所示。由图13可知:随着长细比的增大,公式计算值与有限元分析值误差明显增大,两者之比的均值为0.830,均方差为0.114,说明该公式不适合此类组合柱的稳定系数计算。

图13 稳定系数对比Fig.13 Comparison of stability coefficients

综上分析,已有规范的稳定系数不适合RPC外包方钢管混凝土柱的稳定系数计算,为了进一步分析此类组合柱的稳定系数计算方法,基于本试验和有限元数据样本,对文献[22]中L/l>4时的稳定系数计算方法进行修正,拟合得出适合RPC外包方钢管混凝土柱的稳定系数φl计算公式,具体为

当L/l>4时:

(11)

采用式(9,11)进行试算,并与本试验结果和有限元分析结果进行对比,结果如图14所示。由图14可知:修正后的公式计算曲线与有限元曲线和试验曲线均吻合较好,且修正后的稳定系数公式计算值与本试验值和有限元值之比的均值为1.010,均方差为0.025,计算误差均在±10%以内,说明采用笔者修正后的稳定系数计算公式可以较为准确地预测出RPC外包方钢管混凝土柱的稳定系数。

图14 公式修正后的稳定系数对比Fig.14 Comparison of stability coefficients after the correction of formula

4.3 轴压承载力计算方法汇总

将笔者提出的RPC外包方钢管混凝土轴压短柱、长柱承载力计算方法进行汇总,具体如表6所示。

表6 承载力计算方法汇总

5 结 论

笔者对RPC外包方钢管混凝土柱开展了轴压试验研究和有限元分析,探讨了其承载力计算方法,结果表明:1) 在加载初期,RPC外包方钢管混凝土柱因竖向力较小,RPC未对内部方钢管混凝土柱起到紧箍作用,随着竖向力的增大,钢管内部混凝土开始膨胀,外部钢纤维不断被拉断,外侧RPC对内部方钢管混凝土柱起到紧箍作用且逐渐增大;2) 随着RPC厚度从0提高至25 mm,RPC外包方钢管混凝土柱的极限承载力提高了24.4%,随着构件长细比从1.6增大至6.3,组合柱的极限承载力降低了12.9%,然而延性有所改善,荷载—位移曲线在下降阶段更为平缓;3) 借助ABAQUS软件,建立了RPC外包方钢管混凝土柱有限元模型,通过有限元参数分析可知,随着RPC强度、RPC厚度、钢管强度等级、含钢率和混凝土强度的增加,组合柱的承载力逐渐提升,随着长细比的增大,组合柱的弹性刚度和承载力均逐渐降低,将拓展参数的影响规律进行整理,给出了实际工程中的建议取值;4) 基于有限元数据样本,计算得出内部方钢管混凝土柱的承载力发挥系数,其波动范围为0.78～1.01,在此基础上借鉴钢管混凝土结构技术规范,提出了RPC外包方钢管混凝土轴压短柱的承载力计算方法,公式计算值与试验值和有限元分析值均吻合良好;5) 采用修正后的RPC外包方钢管混凝土柱的稳定系数计算公式,其计算结果与有限元分析值和试验值吻合较好。