鋼骨混凝土組合短柱軸心受壓性能研究

米嬋娟 姚 莉 劉建明

(1.國家知識產(chǎn)權(quán)局專利局材料工程發(fā)明審查部，北京 100088； 2.北京市建筑設(shè)計研究院有限公司，北京 100176； 3.燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

鋼骨混凝土組合短柱軸心受壓性能研究

米嬋娟1姚 莉2劉建明3

(1.國家知識產(chǎn)權(quán)局專利局材料工程發(fā)明審查部，北京 100088； 2.北京市建筑設(shè)計研究院有限公司，北京 100176； 3.燕山大學(xué)建筑工程與力學(xué)學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

對鋼管、角鋼和箍筋(綴板)以及內(nèi)外混凝土構(gòu)成的新型組合柱的壓縮性能作了研究，應(yīng)用有限元軟件ANSYS對組合柱的破壞過程進行數(shù)值模擬，通過與試驗測試數(shù)據(jù)的對比，對軸壓作用下柱破壞過程中裂縫開展情況，各組分的應(yīng)力變化進行了分析，利用大量的數(shù)值計算數(shù)據(jù)，基于基本假定，構(gòu)建新型組合柱軸壓承載力計算公式，通過試驗數(shù)據(jù)進行了可靠性驗證。

高性能混凝土，組合柱，軸心受壓

0 引言

高性能混凝土(High Performance Concrete，HPC)作為混凝土材料的重要發(fā)展方向，以其耐久性好、強度高、變形小等特點，被廣泛應(yīng)用于高層建筑、橋梁、港口海洋工程和地下工程等領(lǐng)域。高強混凝土是脆性材料，且強度愈高，脆性愈顯著，導(dǎo)致其應(yīng)用中最大的缺陷是結(jié)構(gòu)的延性差[1]。目前，對抗震結(jié)構(gòu)中高強混凝土柱通常采取限制軸壓比和增加配筋率的方法來提高結(jié)構(gòu)延性[2]。實踐經(jīng)驗和研究結(jié)果表明，通過增加配箍率對高強混凝土柱的延性有所改善，但達到一定程度后效果并不顯著，當(dāng)柱子軸壓比較大時，難以通過加密箍筋的方法使C80高強混凝土的延性達到C30混凝土的程度[3,4]。若對柱的軸壓比限制過嚴，會使柱截面尺寸增大，增加脆性破壞的可能性，降低了經(jīng)濟效益，同時箍筋過密使施工難度增大，不易保證混凝土澆筑質(zhì)量。研究及應(yīng)用經(jīng)驗表明，采用鋼管高強混凝土[5,6](Steel Tube Filled with HC)和鋼骨高強混凝土[7,8](Steel Reinforced HC)等鋼—混凝土組合結(jié)構(gòu)是解決上述問題的有效途徑。

本文通過試驗和數(shù)值模擬等方法，對鋼管、角鋼和箍筋(綴板)以及內(nèi)外混凝土構(gòu)成的新型組合柱的壓縮性能研究，對軸壓作用下柱破壞過程中裂縫開展和各組件的應(yīng)力變化情況進行了分析，提出了新型組合柱軸壓承載力計算公式。

1 建立模型

1.1 組合柱的相關(guān)參數(shù)

組合柱試樣的截面尺寸均為200 mm×200 mm，高度為600 mm，其高寬比為3，符合短柱要求。鋼管含鋼率均為4.54%，角鋼含鋼率分別為1.41%，2.07%，2.91%；角鋼之間通過箍筋焊接在一起，形成外圍的鋼骨架?；炷连F(xiàn)場攪拌澆筑，同時制作150 mm混凝土立方體試塊，采用標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護，其28 d強度為C52[9]。試樣設(shè)計參數(shù)及材質(zhì)見表1。

表1 試樣組件及性能指標(biāo)

1.2 有限元模型參數(shù)

應(yīng)用ANSYS建模過程中，混凝土和鋼材分別采用多線性等向強化模型(MISO)和雙線性等向強化模型(BISO)，混凝土在多軸應(yīng)力狀態(tài)下的破壞準(zhǔn)則采用Willam-Warnker五參數(shù)模型?；炷敛捎肧olid65單元，鋼管、角鋼以及墊板采用Solid45單元模擬，角鋼和外圍混凝土的粘結(jié)滑移采用2節(jié)點彈簧單元Combin39，考慮法向方向的相互作用，有限元模型如圖1所示[10，11]。根據(jù)試驗裝置的情況，約束組合柱模型底面節(jié)點的所有平動自由度(X，Y，Z向)和柱頂面節(jié)點的X，Y向的平動自由度。在頂面上施加沿Z負方向的位移荷載，以保證在加載過程中柱子始終保持軸心受壓狀態(tài)。設(shè)置單載荷步，50個～100個子步，每2個子步讀取一個計算結(jié)果，最大平衡迭代次數(shù)取50次。選取位移的無窮范數(shù)進行收斂控制。分析程序采用牛頓—拉普森平衡迭代法進行非線性求解。

2 結(jié)果與討論

2.1 極限破壞過程

根據(jù)數(shù)值分析的圖像和數(shù)據(jù)記錄，可以清晰看到試樣破壞過程中裂紋發(fā)展情況。當(dāng)加載到極限荷載的60%左右時，外圍混凝土在柱頂外側(cè)出現(xiàn)了第一條裂縫，當(dāng)加載到1 705.4 kN(約為極限荷載的63%)時，混凝土在柱頂及外側(cè)表面開始出現(xiàn)若干裂縫，當(dāng)加載到1 960.4 kN(約為極限荷載的73%)時，鋼管內(nèi)的混凝土開始出現(xiàn)了裂縫，如圖2a)所示；圖2b)顯示角鋼屈服時混凝土裂縫分布情況，此時鋼管內(nèi)外都布滿了大量的裂縫，此時的荷載為2 403.45 kN，約為極限荷載的89%；圖2c)為構(gòu)件達到破壞時混凝土裂縫分布圖，鋼管內(nèi)外都布滿了大量的裂縫，箍筋也已屈服，此時的荷載為2 565.48 kN，約為極限荷載的92%。

在構(gòu)件破壞時，角鋼屈服發(fā)生外鼓，與外圍混凝土分離，從圖2d)位移云圖看出連接單元產(chǎn)生了位移，說明外圍混凝土單元和角鋼單元之間產(chǎn)生了分離。

2.2 混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線

根據(jù)鋼管內(nèi)外混凝土的應(yīng)力應(yīng)變，繪制相應(yīng)的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，并與單軸受壓情況下相比較，如圖3所示。從圖中可以看出，內(nèi)外混凝土在角鋼和鋼管約束下，應(yīng)力得到提高，尤其是鋼管約束下，應(yīng)力提高幅度很大，說明混凝土的塑性變形能力在角鋼和鋼管約束下得到了較大改善?；炷恋姆逯祽?yīng)變也相應(yīng)有所增大，如單軸受壓時，大約為0.2%，而在角鋼和鋼管約束作用下，混凝土的峰值應(yīng)變達到了0.3%?；炷料鄬?yīng)力發(fā)展曲線如圖4所示。

2.3 承載力曲線

本文分別提取模擬試件的鋼管、角鋼和箍筋各自的應(yīng)變值，繪制相應(yīng)的荷載—應(yīng)變曲線，并和實驗所得曲線進行了對比分析。

1)鋼管荷載應(yīng)變曲線。

繪制三個模型鋼管的荷載—應(yīng)變曲線(縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變)，并和試驗所測得的曲線進行了比較，如圖5，圖6所示。從圖中可以看出，計算所得的鋼管應(yīng)變稍大于試驗值，因為在數(shù)值計算過程中，鋼管單元和內(nèi)外混凝土單元之間共用節(jié)點，沒有考慮兩者之間的粘結(jié)滑移，鋼管和內(nèi)外混凝土變形協(xié)調(diào)，鋼管應(yīng)變近似等于混凝土應(yīng)變，計算結(jié)果較理想化。而在實驗過程中，隨著荷載的增加，鋼管和混凝土兩種材料由于受力性能的不同，必定會產(chǎn)生一定的分離，使得鋼管應(yīng)變和混凝土應(yīng)變不一致，并且小于混凝土的應(yīng)變。

2)角鋼荷載應(yīng)變曲線。

繪制核心鋼管外包鋼骨混凝土短柱軸壓構(gòu)件模型角鋼的荷載—縱向應(yīng)變曲線，并和試驗所得曲線相比較，如圖7所示。由圖可見，計算曲線和試驗曲線吻合較好。

三組試樣的角鋼含鋼率分別為1.41%，2.07%和2.91%，分析發(fā)現(xiàn)隨著角鋼含鋼率的增加，曲線的下降趨勢變得緩慢，峰值應(yīng)變也有提高，說明構(gòu)件延性增強。這是因為角鋼含鋼率增加，對混凝土的約束面積增大，提高混凝土的應(yīng)變，相應(yīng)地整個構(gòu)件的延性得到改善。

3)箍筋荷載應(yīng)變曲線。

繪制箍筋的荷載—橫向應(yīng)變曲線，并和試驗所得曲線相比較，如圖8所示。由圖可知，峰值應(yīng)變比實驗值稍小，這是由于數(shù)值模擬時，箍筋和外圍混凝土完全粘結(jié)，箍筋和外圍混凝土橫向變形協(xié)調(diào)，計算結(jié)果理想化。實驗所得的箍筋應(yīng)變值是取試件中部箍筋的橫向應(yīng)變，由實驗現(xiàn)象可知，組合柱的破壞位置在柱中部，在加載過程中外圍混凝土和箍筋相互作用，箍筋會向外屈曲，導(dǎo)致測得的數(shù)據(jù)會有一定的誤差。

從以上分析中可以看出，通過ANSYS數(shù)值模擬所得的結(jié)果和試驗結(jié)果吻合較好，計算所得的極限承載力和試驗所得的極限承載力誤差均較小，而各組件的荷載變形曲線與試驗得出的荷載變形曲線趨勢基本相同，但存在偏離。造成偏離可能有兩方面原因，一是有限元建模無法與試驗的環(huán)境完全一致，二是試驗本身存在一定的誤差，目前還難以定量考慮。

3 組合短柱軸心受壓正截面承載力計算

3.1 基本假定

在進行承載力計算中，本文提出如下基本假定：首先，破壞面符合平截面假定；其次，不考慮鋼材和混凝土之間的相對滑動，鋼材和混凝土之間縱向應(yīng)變一致；第三，構(gòu)件達到極限承載力時，混凝土均達到其抗壓強度，鋼材均達到其屈服強度；第四，短柱不考慮側(cè)向撓曲的影響；第五，不考慮混凝土的收縮和徐變作用；最后，不考慮鋼材的局部屈服[9]。

3.2 計算公式

本文基于《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工規(guī)程》(CECS規(guī)程)，提出核心鋼管外包鋼骨混凝土短柱軸心受壓承載力計算公式，引入一個綜合提高系數(shù)φ以考慮外圍鋼骨架對鋼管外混凝土的約束作用[9]。核心鋼管外包鋼骨混凝土短柱軸心受壓承載力計算公式的一般形式：

(1)

(2)

提高系數(shù)φ由鋼骨架的形式來確定，對于角鋼和箍筋形成的鋼骨架對鋼管外混凝土強度的提高系數(shù)，一般可取1.06。

3.3 預(yù)測結(jié)果

應(yīng)用3.2中的公式對3組試驗試樣進行承載力預(yù)測，對比結(jié)果如表2所示。將文獻[12]中的試件按式(1)計算的結(jié)果和試驗結(jié)果比較。對比結(jié)果表明，計算值和試驗值之比的平均值為1.048，均方差為0.018，預(yù)測精度比較高。

表2 計算公式預(yù)測結(jié)果精度

4 結(jié)語

通過對核心鋼管外包鋼骨混凝土組合短柱的試驗測試和數(shù)值模擬結(jié)果分析，隨著軸向荷載的增加，首先外圍混凝土產(chǎn)生裂縫，鋼管及角鋼先后屈服，箍筋最后屈服。試件破壞時，角鋼和外圍混凝土之間分離，柱子中部的角鋼屈服外鼓，同時內(nèi)外混凝土均產(chǎn)生大量裂縫，核心混凝土達到其抗壓強度。在受力過程中，核心混凝土部分發(fā)揮了主要作用。提出了核心鋼管外包鋼骨混凝土短柱軸心受壓的承載力計算的基本假定，提出了組合柱正截面承載力的計算公式，其預(yù)測值具有較高的精度，對工程設(shè)計和實際應(yīng)用具有指導(dǎo)作用。

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The property study of concrete-filled steel column for axial compression

Mi Chanjuan1Yao Li2Liu Jianming3

(1.MonitoringDepartmentofMaterialEngineeringInvention,StateIntellectualPropertyOfficeoftheP.R.C,Beijing100088,China; 2.BeijingInstituteofArchitecturalDesign,Beijing100176,China; 3.DepartmentofEngineeringMechanics,YanshanUniversity,Qinhuangdao066004,China)

The paper researches the compression performance of the new concrete-filled column with steel pipes, steel angle and stirrup and the internal and external concrete, adopts the finite element software ANSYS, to undertake the numeric simulation of the damage process of the concrete-filled column, analyzes the stress changes of all parts in the cracks of column damage process under the effect axial pressure by comparing test data, uses a lot of numeric calculation data, establishes the new concrete-filled axial pressure capacity calculation formula based on basic assumption, and undertakes the reliable checking according to the test data.

high performance concrete, concrete-filled column, axial stress

1009-6825(2015)07- 0032- 04

2014-12-28

米嬋娟(1981- )，女，碩士

TU398

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