樁基托換中鋼管混凝土柱壁抗滑移有限元分析

肖志榮，毛 超，何駿煒

(浙江科技學(xué)院 土木與建筑工程學(xué)院，杭州 310023)

鋼管混凝土柱壁的抗滑移能力是保證上部荷載安全傳遞到下部結(jié)構(gòu)的重要因素，因此相關(guān)研究成果不少，如張?jiān)驳萚1]闡述了鋼管混凝土柱的幾種傳力路徑并總結(jié)了相關(guān)研究成果；劉永健[2]和Tao等[3]進(jìn)行了鋼管混凝土黏結(jié)滑移試驗(yàn)，得到了鋼管混凝土的黏結(jié)-滑移曲線和鋼管混凝土抗剪強(qiáng)度的影響因素；陳寶春等[4-6]通過鋼管混凝土內(nèi)栓釘抗剪承載力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在鋼管混凝土構(gòu)件中設(shè)置內(nèi)栓釘?shù)葮?gòu)件可以加強(qiáng)鋼管與核心混凝土的組合作用；李小剛等[7]通過對鋼管混凝土試件的黏結(jié)滑移試驗(yàn)進(jìn)行分析，根據(jù)國內(nèi)抗滑移試驗(yàn)得到的荷載-位移曲線[8-11]匯總得出鋼管混凝土界面抗滑移剛度的數(shù)值，并與解析解對比，發(fā)現(xiàn)頂板有利于增強(qiáng)鋼管和核心混凝土之間的結(jié)合，能增強(qiáng)兩者共同承擔(dān)荷載的能力；陳天虹等[12]也提出了多種應(yīng)對混凝土管樁滑移偏位的方法。目前關(guān)于鋼管與管內(nèi)混凝土的抗滑移能力已經(jīng)有較多研究[13-15]，但關(guān)于鋼管和外包混凝土界面的抗滑移能力的研究還不足[16]。對此本文對廈門火車站樁托換工程中鋼管混凝土柱壁抗滑移試驗(yàn)過程進(jìn)行模擬，分別對純栓釘、栓釘+環(huán)板、栓釘+環(huán)板+加勁板三種情況進(jìn)行分析，研究鋼管與外包混凝土界面的抗滑移性能，并與試驗(yàn)結(jié)果對比，分析各部件在抗滑移中起到的作用，旨在為托換工程設(shè)計(jì)與施工提供參考，以保證上部結(jié)構(gòu)荷載能順利傳遞到托換大梁上。

1 工程概況

廈門火車站南站廳、北站廳分別位于梧村地下街南側(cè)和北側(cè)，兩站廳的連接通道需穿過梧村地下街下方，下穿段為雙線雙洞矩形框架結(jié)構(gòu)，緊貼其底板而過，分為左右兩線以避開快速公交系統(tǒng)(bus rapid transit，BRT)樁基。BRT橋墩位于下穿段兩線之間，采用樁基礎(chǔ)，BRT橋墩與商業(yè)街底板為剛性連接，與頂板脫開。地下街頂板為單向梁體系，采用鋼管柱，柱下單樁基礎(chǔ)，端承樁，因空間限制等因素選用H形托換框架進(jìn)行托換，如圖1所示(圖中圈出位置為具體的托換位置，圖中單位為m)。

圖1 樁基托換段位置關(guān)系Fig.1 Position relationship of pile underpinning section

2 鋼管混凝土柱壁抗滑移數(shù)值分析

2.1 模型建立

2.1.1 本構(gòu)關(guān)系

鋼管柱壁抗剪切滑移模型分析主要材料參數(shù)：鋼材彈性模量206 GPa，泊松比0.3，極限強(qiáng)度330 MPa；焊釘本構(gòu)采用二折線彈塑性強(qiáng)化模型，焊釘屈服強(qiáng)度365 MPa，極限抗拉強(qiáng)度480 MPa，彈性模量206 GPa；混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型，彈性模量26.4 GPa，泊松比0.2，膨脹角30°，流動勢偏移值0.1，雙軸受壓與單受壓極限強(qiáng)度比1.16，拉伸子午面上和壓縮子午面上的第二應(yīng)力不變量之比0.667，黏性系數(shù)取0.000 5。因試驗(yàn)中對上部鋼管采取了加勁肋、粘貼碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料等加強(qiáng)措施，在環(huán)板模型和加勁板模型中，對上部鋼管強(qiáng)度進(jìn)行加強(qiáng)處理，上部鋼管的極限強(qiáng)度480 MPa。其他材料參數(shù)通過相關(guān)材料試驗(yàn)確定。

2.1.2 建模分析

為了研究鋼管混凝土的抗滑移性能，利用ABAQUS軟件建立鋼管混凝土模型。鋼管混凝土柱部件幾何尺寸如下：鋼管外徑90 mm，長900 mm，厚6 mm，材料Q235B；底板半徑90 mm，厚5 mm，材料Q235B；栓釘規(guī)格為直徑10 mm的一級鋼，間距100 mm，采用梅花形布置，材料Q345B；鋼管混凝土半徑84 mm，長900 mm，材料C40；外包混凝土內(nèi)徑90 mm，外徑400 mm，長600 mm，材料C40；環(huán)板內(nèi)徑90 mm，外徑140 mm，厚5 mm，材料Q235B；加勁板長272.5 mm，寬37.5 mm，厚4 mm，材料Q235B。

圖2 整體裝配及加載 Fig.2 Overall assembly and loading

建模選取最大軸力處節(jié)點(diǎn)，各部分均采用三維實(shí)體單元C3D8R(C表示實(shí)體單元，3D表示三維，8是這個單元所具有的節(jié)點(diǎn)數(shù)目，R指這個單元是縮減積分單元)模擬。鋼管、環(huán)板以及加勁板采用連接結(jié)合。栓釘?shù)撞渴褂肨ie方法與鋼管連接。栓釘、環(huán)板和加勁板使用嵌入方法與混凝土連接。設(shè)置參考點(diǎn)RP與鋼管混凝土柱上表面耦合，加載時可通過控制參考點(diǎn)RP，對鋼管進(jìn)行位移控制，具體位置見圖2，材料均為線彈性。

為使模型更加容易進(jìn)行分析，對模型作出如下簡化：1)因?yàn)樵诨浦袖摴芘c外包混凝土的黏結(jié)力較小，所以不考慮鋼管與外包混凝土的黏結(jié)；2)因?yàn)楸疚闹饕芯康氖卿摴芘c外包混凝土的相對滑移情況，所以不考慮鋼管和管內(nèi)混凝土的黏結(jié)作用，直接將鋼管與管內(nèi)混凝土采用連接結(jié)合。

2.1.3 加載分析

本次試驗(yàn)建立的模型只有一個分析步，幾何大變形開啟，輸出歷史場變量參考點(diǎn)RP的反力，鋼管混凝土柱底部位移，外包混凝土底部固結(jié)，控制RP豎向位移5 mm進(jìn)行加載。

2.2 模型分析

2.2.1 栓釘模型

本模型分析純栓釘工況下鋼管柱壁和外包混凝土的抗滑移性能，加載后鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力(Mises應(yīng)力)如圖3所示：鋼管管身最大應(yīng)力為72 MPa，鋼管受力較小，而鋼管中上部相對于下部鋼管受力更大；栓釘應(yīng)力最大出現(xiàn)于栓釘?shù)撞?，?07 MPa，接近極限值480 MPa，由此可判斷該模型是因栓釘?shù)撞科茐亩a(chǎn)生滑移；外包混凝土在栓釘處產(chǎn)生應(yīng)力集中。

由抗滑移曲線(圖4)可以看出：加載前期滑移緩慢，當(dāng)?shù)撞炕七_(dá)到0.4 mm左右時，鋼管柱抗滑移承載力達(dá)到極限值400 kN；其樁底最終滑移位移為4.85 mm，而控制位移為5 mm，相差0.15 mm，這表明鋼管變形較小。

圖3 栓釘模型加載后鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.3 Stress cloud diagram of steel column-concrete anti-slip joint after loading of studs model

圖4 栓釘模型抗滑移曲線Fig.4 Anti-slip curve of studs model

2.2.2 環(huán)板模型

本模型為栓釘+環(huán)板工況下，加載后鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力如圖5所示：上部鋼管應(yīng)力大約為420 MPa，接近上部鋼管極限值480 MPa，而中部鋼管以及環(huán)板內(nèi)側(cè)部分區(qū)域達(dá)到鋼管極限值330 MPa；栓釘?shù)淖畲髴?yīng)力值約為374 MPa；外包混凝土在環(huán)板位置，尤其是上部環(huán)板，產(chǎn)生了應(yīng)力集中，而栓釘部位的混凝土應(yīng)力明顯減小。

圖5 環(huán)板模型加載后鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.5 Stress cloud diagram of steel pipe column-concrete anti-slip joint after loading of annular plates model

由抗滑移曲線(圖6)可以看出：加載前期滑移位移發(fā)展緩慢；當(dāng)加載端滑移達(dá)到1.34 mm左右時，鋼管柱柱壁和外圍混凝土黏結(jié)承載力達(dá)到極限值2 570 kN；最終樁底滑移位移為3.96 mm，控制位移為5 mm，相差1.04 mm，這表明鋼管產(chǎn)生了一定的變形。

圖6 環(huán)板模型抗滑移曲線Fig.6 Anti-slip curve of annular plates model

與純栓釘模型相比，加入環(huán)板使鋼管的抗滑移能力得到顯著提高，其承載力從400 kN提高到了2 570 kN，并最終因上部鋼管變形過大使得后期滑移速度逐漸降低。

2.2.3 加勁板模型

本模型為栓釘+環(huán)板+加勁板工況下，加載后的鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力如圖7所示：上部鋼管達(dá)到極限強(qiáng)度480 MPa；中部鋼管和環(huán)板內(nèi)側(cè)達(dá)到極限強(qiáng)度330 MPa，且達(dá)到極限強(qiáng)度區(qū)域明顯多于環(huán)板模型；加勁板的部分區(qū)域同樣達(dá)到極限強(qiáng)度330 MPa；栓釘?shù)淖畲髴?yīng)力出現(xiàn)在栓釘?shù)撞?，但也僅為330 MPa；外包混凝土受力與環(huán)板模型相似，應(yīng)力集中于環(huán)板位置，但應(yīng)力值稍大于環(huán)板模型。

圖7 加勁板模型加載后鋼管柱-混凝土抗滑移節(jié)點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.7 Stress cloud diagram of steel pipe column-concrete anti-slip joint after loading of stiffener model

由抗滑移曲線(圖8)可以看出：加載前期滑移位移發(fā)展緩慢；當(dāng)加載端滑移達(dá)到1.62 mm左右時，鋼管柱柱壁和外圍混凝土黏結(jié)承載力達(dá)到極限值2 770 kN；其樁底最終滑移位移為3.41 mm，對比控制位移5 mm，差值為1.59 mm，這表明鋼管產(chǎn)生較大的變形。

圖8 加勁板模型抗滑移曲線Fig.8 Anti-slip curve of the stiffener model

與環(huán)板模型相比，加入了加勁板之后鋼管抗滑移承載力僅僅提高了200 kN，達(dá)到2 770 kN，可見加勁板在抗滑移中作用有限，且無法在模型中完全體現(xiàn)。

3 數(shù)值分析與模型試驗(yàn)進(jìn)行對比

參考何駿煒[17]的模型試驗(yàn)，該模型試驗(yàn)與數(shù)值分析模型的工況參數(shù)均相同，其試驗(yàn)共3組試件。1號試件采用全程用力加載，其極限承載力為2 710 kN。2號試件采用位移控制加載，其極限承載力為2 998 kN；3號試件采用位移控制加載，其極限承載力為2 926.5 kN。由于試驗(yàn)中得出的荷載-滑移曲線1號與2、3號相差較多，而2、3號曲線較為相似，并且2、3號的曲線與有限元模擬的曲線較為吻合，因此模型試驗(yàn)的平均極限承載力取2、3號的平均值，為2 962 kN。對比結(jié)果如表1所示。

表1 數(shù)值分析與模型試驗(yàn)對比Table 1 Comparison of numerical analysis and model test

將數(shù)值分析與模型試驗(yàn)進(jìn)行比較：

1)模型試驗(yàn)的平均極限承載力為2 962 kN，有限元模擬的加勁板模型極限承載力為2 770 kN，由于有限元模擬沒有考慮焊接于環(huán)板上的鋼筋，而且在進(jìn)行模型建立時作出了一些簡化，所以兩者承載力存在一定的偏差是符合的。

2)由表1數(shù)據(jù)可知栓釘模型中其極限承載力比試驗(yàn)值小得多，說明栓釘在鋼管混凝土柱壁抗剪切滑移性能中不起主要作用；環(huán)板模型的極限承載力與試驗(yàn)值相比達(dá)到87%，說明環(huán)板在模型試驗(yàn)的抗滑移性能中起主要作用。加勁板模型與環(huán)板模型相比，鋼管抗滑移承載力僅僅提高了200 kN，比例也只提高了7%，說明加勁板在鋼管混凝土柱壁抗滑移性能中作用有限，且加勁板的作用無法在模型中完全體現(xiàn)。

3)當(dāng)加載速度較快或內(nèi)部構(gòu)件的抗滑移能力較弱時，上部鋼管變形相對較小，鋼管會發(fā)生整體滑移；而當(dāng)上部鋼管變形過大時，會導(dǎo)致滑移速度慢慢減小，直至停止，若繼續(xù)增加荷載或位移，只會讓上部鋼管變形增大，對滑移沒有影響。

4 結(jié) 語

綜上所述，在鋼管混凝土柱壁抗剪切滑移性能中，環(huán)板起到主要作用，而栓釘不起主要作用；加勁板的作用有限，只能提高少量抗滑移承載力；滑移位移主要取決于上部鋼管的承載能力。在實(shí)際工程中，因鋼管底部存在端承力，可認(rèn)為鋼管不會發(fā)生滑移；而對上部鋼管，若存在外包混凝土，則無需加固；若沒有外包混凝土，則可采用外貼纖維增強(qiáng)復(fù)合材料等措施對鋼管進(jìn)行加固。