鋼管-纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料混凝土疊合柱軸壓性能

陳 港, 包 超*, 車(chē)佳玲, 楊淑雁, 林加勝

(1.寧夏大學(xué)土木與水利工程學(xué)院， 銀川 750021; 2.馬來(lái)西亞彭亨大學(xué)工程學(xué)院， 關(guān)丹 26300)

鋼管混凝土疊合柱是由核心鋼管混凝土與外圍鋼筋混凝土共同作用的一種新型組合結(jié)構(gòu)，具有承載力高、延性好、耐火性能強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在高層建筑建設(shè)中被廣泛應(yīng)用[1-2]。近年來(lái)，中外學(xué)者對(duì)于鋼管混凝土疊合柱的靜力學(xué)性能展開(kāi)了大量試驗(yàn)和理論數(shù)值的研究[3-6]，研究發(fā)現(xiàn)鋼管混凝土疊合柱的承載力不僅與混凝土強(qiáng)度、鋼材強(qiáng)度有關(guān)，配箍特征值、縱筋率以及疊合比等參數(shù)也會(huì)對(duì)其產(chǎn)生影響，通過(guò)改變參數(shù)大小可以有效提高鋼管混凝土疊合柱的承載能力。

盡管鋼管混凝土疊合柱具有較好的承載能力，但由于鋼材與普通混凝土之間力學(xué)性能的巨大差異，導(dǎo)致長(zhǎng)期服役過(guò)程中外包混凝土容易開(kāi)裂，進(jìn)而造成內(nèi)置鋼管耐久性損傷和性能退化等問(wèn)題。為改善鋼管混凝土疊合柱中鋼管與填充材料和外包材料之間的相互作用關(guān)系，有學(xué)者提出將高延性纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composite，ECC)引入鋼管混凝土疊合柱，用以替代普通混凝土。ECC材料[7-9]是一種超高延性的新型建筑材料，與普通混凝土具有類(lèi)似的抗拉性能與抗壓性能，但ECC具有更強(qiáng)的拉伸性能[8]。已有研究成果大都將ECC材料應(yīng)用于包括梁[10]、柱[11-13]、框架節(jié)點(diǎn)構(gòu)件[14]或整體結(jié)構(gòu)修復(fù)[15]。關(guān)于鋼管-ECC混凝土疊合柱力學(xué)性能的研究主要集中于長(zhǎng)細(xì)比小于4的短柱，然而對(duì)于實(shí)際工程中普遍存在的長(zhǎng)柱力學(xué)性能的關(guān)注相對(duì)較少，為此，現(xiàn)采用數(shù)值模擬方法對(duì)鋼管-ECC混凝土疊合柱的軸壓性能進(jìn)行研究，通過(guò)參數(shù)分析系統(tǒng)研究各因素對(duì)其承載力影響規(guī)律。

1 模型設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)了4個(gè)普通鋼管混凝土疊合柱和12個(gè)鋼管-ECC混凝土疊合柱模型，包括圓截面、方形截面兩種鋼管類(lèi)型，柱高分別為900、1 200、1 500 mm，用以對(duì)比構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的影響，試件截面均為300 mm，如圖1所示。

圖1 疊合柱橫截面示意圖Fig.1 Cross section diagram of composite column

圓鋼管外徑為180 mm，為保證截面含鋼率相同，取方鋼管邊長(zhǎng)為160 mm；鋼管強(qiáng)度均為Q345，屈服強(qiáng)度f(wàn)y=345 MPa，泊松比取0.3，彈性模量206 GPa；縱筋和箍筋均采用HRB400級(jí)鋼筋，箍筋間距分別為100、200、300 mm；普通混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30、C40；試件編號(hào)及其他具體參數(shù)如表1所示。

表1 試件編號(hào)及設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Specimen number and Design parameters

2 模型建立與驗(yàn)證

2.1 有限元模型建立

鋼材選用強(qiáng)度等級(jí)為Q345級(jí)低碳鋼，其材料模型采用韓林海[5]提出的二次塑流本構(gòu)，屈服準(zhǔn)則服從Von Miss屈服準(zhǔn)則。

混凝土以及ECC材料均選用ABAQUS中自帶的混凝土損傷塑性模型，泊松比0.2，黏性系數(shù)0.005，膨脹角37°，屈服面形狀參數(shù)K取0.667，偏心率取0.1，混凝土的雙軸受壓強(qiáng)度與單軸受壓強(qiáng)度之比取1.16。為了考慮鋼管的約束效應(yīng)，混凝土材料采用韓林海提出的本構(gòu)關(guān)系模型[5]。對(duì)于ECC材料，選用文獻(xiàn)[9]中齡期90 d的試件實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線進(jìn)行模擬，如圖2所示。

圖2 ECC材料應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線Fig.2 ECC material stress-strain (σ-ε) curve

核心混凝土、鋼管、鋼筋骨架以及墊板均采用三維實(shí)體縮減積分單元C3D8R，縱向鋼筋與箍筋采用三維桁架Truss單元；鋼筋骨架采用Embedded形式，嵌入核心混凝土之中，鋼管單元與混凝土、ECC單元之間為表面-表面(surface to surface)接觸形式，法線方向采用“硬接觸”，而切線方向則選用摩爾-庫(kù)倫摩擦，罰摩擦因數(shù)取0.3。試件上下端部的墊板假定為彈性模量無(wú)窮大的剛體，墊板與核心混凝土、鋼管之間采用“Tie”連接，試件的上端設(shè)為自由端，底部設(shè)置為固定端約束，X、Y、Z軸方向的位移以及轉(zhuǎn)角為零，防止在加載過(guò)程中柱子出現(xiàn)平面外的位移。試件的加載制度則采用的位移加載的方式控制，在試件頂部施加荷載。

2.2 模型合理性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型的合理性，對(duì)文獻(xiàn)[6]中的核心鋼管混凝土疊合短柱軸壓試驗(yàn)進(jìn)行有限元分析，對(duì)其中的CSTRC1、CSTRC3試件進(jìn)行數(shù)值模擬。如圖3所示，有限元計(jì)算所得曲線與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致，吻合性較好。

圖3 有限元結(jié)果對(duì)比圖Fig.3 Comparison of finite element results

數(shù)值模擬計(jì)算所得的極限荷載與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表2所示，二者誤差僅為0.17、0.16，完全在可接受范圍內(nèi)。

表2 極限承載力對(duì)比Table 2 Comparison of ultimate bearing capacity

3 有限元計(jì)算結(jié)果

3.1 破壞模式

圖4所示為不同疊合柱試件的應(yīng)變?cè)茍D，顯示試件在峰值荷載下最大塑性應(yīng)變結(jié)果，云圖的顏色越接近紅色表示該區(qū)域發(fā)生的破壞變形越大。如圖4所示，試件 RC-1與ECC-1的破壞模式相同，應(yīng)變從柱中截面向兩側(cè)發(fā)展，破壞程度逐漸加大，其次邊角部分的混凝土被壓碎；峰值荷載下RC-1、ECC-1的最大塑性應(yīng)變分別為2.284×10-3和4.172×10-3，ECC-1約達(dá)到了前者的2倍，這是因?yàn)樵贓CC混凝土材料具有較好的拉伸性能，使得鋼管-ECC混凝土疊合柱能承擔(dān)更大的變形，說(shuō)明采用ECC材料能有效改善鋼管混凝土疊合柱的延性，從而提高試件的承載能力。

從圖4(b)與圖4(c)的應(yīng)變?cè)茍D對(duì)比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鋼管-ECC混凝土疊合柱的鋼管壁厚增大時(shí)，ECC-7則是在柱中截面發(fā)生屈服破壞，試件在截面中部破壞最大，向兩側(cè)逐漸減小；最大塑性應(yīng)變?yōu)?.666×10-3，相比ECC-1增加了12%。鋼管厚度的增加意味著鋼管-ECC混凝土疊合柱的剛度得到有效提高，增強(qiáng)了對(duì)核心混凝土的約束作用，從而提升了整體的承載力。為驗(yàn)證長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件破壞模式的影響，將圖4(a)與圖4(c)的應(yīng)變?cè)茍D進(jìn)行對(duì)比，可以看出長(zhǎng)細(xì)比較小的ECC-3試件在柱中截面發(fā)生屈服，與ECC-7破壞模式一致。從圖4中發(fā)現(xiàn)在柱邊沒(méi)有箍筋的部位出現(xiàn)了較大的應(yīng)變，這是由于外包混凝土沒(méi)有箍筋的約束所造成的。

3.2 參數(shù)分析

3.2.1 ECC、混凝土材料

表3列舉了16個(gè)模型的極限承載力，以RC-1為參考對(duì)象，可以看到采用ECC混凝土材料替代外包普通混凝土使得鋼管混凝土疊合柱的極限承載力大幅增加，增加幅度達(dá)42%，同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)配筋率、鋼管截面類(lèi)型與厚度等參數(shù)對(duì)試件承載力的影響較為顯著。

圖5為不同混凝土類(lèi)型下鋼管混凝土疊合柱的承載力-位移曲線圖，從圖5可以看出，鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載力、延性都普遍高于普通鋼管混凝土疊合柱。

圖5 不同混凝土類(lèi)型下的承載力-位移曲線Fig.5 Bearing capacity displacement curves of different concrete types

當(dāng)試件RC-1、RC-2達(dá)到極限荷載時(shí)，試件RC-3、RC-4的承載力還處于上升階段并未達(dá)到峰值，屈服位移分別增加了73%、77%；同時(shí)RC-3、RC-4的極限承載力分別提高了42%與20%。當(dāng)ECC混凝土同時(shí)替代核心、外包材料時(shí)，試件ECC-1的峰值荷載相對(duì)于RC-1則提高了大約59%，試件承載力與延性的提高主要得益于外包ECC混凝土較高的拉伸延性特征，在峰值荷載時(shí)還處于應(yīng)變硬化階段，能夠繼續(xù)承擔(dān)荷載，此時(shí)的普通混凝土已發(fā)生了脆性破壞，無(wú)法承載荷載，導(dǎo)致后期承載力下降，延性較差。其次，ECC混凝土的極限壓應(yīng)變及峰值應(yīng)力下對(duì)應(yīng)的應(yīng)變均要大于普通混凝土，因此鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載力力與延性比普通鋼管混凝土疊合柱強(qiáng)。

3.2.2 構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比

圖6為不同長(zhǎng)細(xì)比下鋼管-ECC混凝土疊合柱的荷載-位移曲線，從圖6可以看到，在其他參數(shù)相同的條件下，鋼管-ECC混凝土疊合柱極限承載力隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小，在達(dá)到屈服位移之前，隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加，試件的承載力-位移曲線隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而逐漸變得平緩，屈服位移逐漸后移，從2.925 mm延長(zhǎng)至5.189 mm，構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增加在一定程度上改善的鋼管-ECC混凝土疊合柱的延性。長(zhǎng)細(xì)比為7.27、9.7、12.12的鋼管-ECC混凝土疊合柱，其極限承載力分別為4.691、4.652、4.622 kN，隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加，峰值荷載分別降低了0.8%和1.5%，可以看出構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增加對(duì)鋼管-ECC混凝土疊合柱極限承載力的影響并不顯著。

圖6 不同長(zhǎng)細(xì)比下的荷載-位移曲線Fig.6 Bearing capacity-displacement curves under different slenderness ratios

3.2.3 鋼管截面形式與壁厚

圖7為不同鋼管壁厚度下鋼管-ECC混凝土疊合柱的荷載-位移曲線，從圖7可以看到，從試件加載到破壞過(guò)程中，采用圓截面和方截面鋼管的鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載力與剛度均隨鋼管厚度的增加而逐漸增大，在極限荷載以后，隨著鋼管厚度的增加，試件的延性得到大幅提高。如表3所示，鋼管厚度為2、4、6 mm時(shí)，試件ECC-1、ECC-7與ECC-8的極限承載力分別為4 622.43、4 967.34、5 314.31 kN，承載力分別提高了7.5%與15%，而采用了方截面鋼管類(lèi)型的試件ECC-4、ECC-5和ECC-6的極限承載力分別為4 542.10、4 943.87、5 307.07 kN，極限荷載分別增長(zhǎng)了8.8%和17.0%，與圓截面鋼管類(lèi)型的試件增長(zhǎng)幅度基本一致，與構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的影響相比，增加鋼管厚度能更好地提高試件承載能力。

圖7 不同鋼管厚度下的荷載-位移曲線Fig.7 Bearing capacity displacement curve of different steel pipe thickness

如圖8所示，在鋼管厚度相同的情況下，圓鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載力要強(qiáng)于方鋼管-ECC混凝土疊合柱。鋼管厚度為2 mm時(shí)，采用圓截面鋼管的鋼管-ECC混凝土疊合柱與采用方截面鋼管的鋼管-ECC混凝土疊合柱極限承載力差距最為明顯，兩者差距約為1.8%；隨著鋼管厚度的增加，兩者之間的差距逐漸減?。划?dāng)鋼管厚度達(dá)到6 mm時(shí)，兩者的極限承載力差距僅為0.1%。這是由于圓鋼管對(duì)于核心ECC混凝土的約束作用更強(qiáng)，而方形截面鋼管在加載過(guò)程中其邊角部位容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，導(dǎo)致了試件的承載能力有所減弱；當(dāng)鋼管厚度達(dá)到一定程度時(shí)，鋼管截面形式的改變所造成的影響可不用考慮。除此之外，從圖8可以看到，試件的極限承載力與鋼管厚度近似呈正相關(guān)。

圖8 不同鋼管截面、壁厚下的極限承載力Fig.8 Bearing capacity displacement curves of different steel pipe sections and wall thicknesses

3.2.4 配筋率與配箍率

圖9為不同縱筋直徑下鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載力變化情況，從圖9(a)可以看出，在加載過(guò)程中，鋼管-ECC混凝土疊合柱的極限荷載與剛度隨著縱筋直徑的增大而增大，極限荷載之后試件的延性也隨著縱筋直徑的增大而提高，當(dāng)縱筋直徑從12 mm增加到14 mm時(shí)，鋼管-ECC混凝土疊合柱的極限荷載提高了3.7%，縱筋直徑從12 mm增加到16 mm時(shí)，極限荷載提高了8.8%，所以適當(dāng)提高縱筋直徑可以有效提高試件的承載力和延性。

不同箍筋間距下鋼管-ECC混凝土疊合柱的荷載-位移曲線如圖9(b)所示，試件在達(dá)到極限荷載前，3條曲線的荷載位移曲線基本重合，當(dāng)箍筋間距從100 mm增加到300 mm時(shí)，峰值荷載分別下降了1.0%、1.5%，隨著箍筋間距的增加，鋼管-ECC混凝土疊合柱的極限荷載呈減小的趨勢(shì)，與改變縱筋直徑的方法相比效果并不明顯。

圖9 不同縱筋配筋率、配箍率下荷載-位移曲線Fig.9 Bearing capacity-displacement curve of different longitudinal reinforcement ratio and stirrup ratio

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬方法研究了各參數(shù)對(duì)鋼管-ECC混凝土疊合柱軸壓承載力的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論。

(1)外包ECC混凝土對(duì)鋼管混凝土疊合柱承載力的提高有非常顯著的作用，以本文模型為例，采用ECC混凝土替代普通外包混凝土能使鋼管混凝土疊合柱的承載能力提高可達(dá)42%；鋼管-ECC混凝土疊合柱延性較普通鋼管混凝土疊合柱也得到顯著加強(qiáng)。

(2)鋼管-ECC混凝土疊合柱的承載能力隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加而降低，但構(gòu)件變形能力卻隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大得到提升。

(3)鋼管厚度是影響鋼管-ECC混凝土疊合柱承載力大小的重要因素，通過(guò)增加鋼管厚度能有效增強(qiáng)試件的剛度與極限承載力；在截面含鋼率相同條件下，圓截面鋼管的約束能力強(qiáng)于方形截面鋼管。

(4)外包縱筋的直徑與箍筋間距對(duì)鋼管-ECC混凝土疊合柱承載能力同樣具有提高作用，但箍筋間距變化對(duì)承載能力提升效果相對(duì)較小，故不建議選用過(guò)小的箍筋間距。