多腔鋼管再生混凝土疊合短柱軸壓參數(shù)分析

鄧夕勝，林山東，陳渝文，袁凱，唐煜

(1.西南石油大學(xué)土木工程與測繪學(xué)院，成都 610500；2.中國石油西南油氣田分公司，遂寧 629000；3.廣元市城市發(fā)展集團(tuán)有限公司,廣元 628017)

在中國高層和超高層建筑工程中，異形截面混凝土柱能有效解決方形柱截面因柱楞突出而影響建筑美觀、減少建筑使用面積的問題。鋼管混凝土因其將鋼材的韌性、延性、抗拉與變形能力的優(yōu)勢與混凝土良好的抗壓性能結(jié)合，大大提高了構(gòu)件的承載能力與結(jié)構(gòu)抗震性能，近年來得到廣泛的研究與應(yīng)用[1-2]?；谥袊罅μ岢目沙掷m(xù)發(fā)展理念，將建筑廢料資源化再利用，再生混凝土更為廣泛的應(yīng)用在實(shí)際工程中。再生混凝土全稱為再生骨料混凝土(recycled aggregate concrete，RAC)，其相比于普通混凝土，RAC的強(qiáng)度和彈性模量有所下降，脆性增強(qiáng)，這是因?yàn)镽AC主要是由廢棄混凝土破碎的再生骨料制備而成，其表層黏結(jié)舊砂漿會(huì)顯著影響混凝土的力學(xué)性能[3]。

中外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土柱和多腔鋼管混凝土柱進(jìn)行了系統(tǒng)的研究工作,探究了構(gòu)件尺寸大小對(duì)柱軸壓承載力的規(guī)律，得到了隨著鋼管混凝土截面尺寸的增加，鋼管混凝土軸壓承載力存在減小趨勢的結(jié)論[4-7]，表明并不是一味的增加構(gòu)件尺寸就可以增大承載力，還應(yīng)控制構(gòu)件尺寸大小和其他參數(shù)的比例關(guān)系。常見的異形截面柱主要有L形、Z形、T形以及一字型等截面，往往混凝土強(qiáng)度、鋼材強(qiáng)度、鋼管厚度、長細(xì)比等都是影響柱軸壓承載力與其計(jì)算公式的關(guān)鍵因素[8-10]。有限元模擬得到的結(jié)果能較好地吻合具體軸壓試驗(yàn)，并對(duì)擬合數(shù)據(jù)和軸壓承載力計(jì)算公式的推導(dǎo)提供一定的數(shù)據(jù)支撐[11-12]。鋼管RAC柱的軸壓承載力雖然沒有普通混凝土軸壓承載力高，但仍然能過滿足工程上的需求，具有良好的實(shí)用價(jià)值，并且鋼管RAC在軸壓荷載作用下的破壞模態(tài)與普通鋼管混凝土的破壞模態(tài)類似[13]。內(nèi)置鋼筋籠和內(nèi)置圓鋼管對(duì)異形多腔鋼管中的混凝土能起到一定的約束作用，使軸壓狀態(tài)的混凝土處于三向受壓狀態(tài)，達(dá)到提高構(gòu)件承載力的目的[12,14]。

考慮到大部分異形柱截面都可由一字型多腔截面組合而成，而關(guān)于多腔鋼管混凝土疊合短柱的影響參數(shù)相關(guān)研究還比較缺乏，在中外學(xué)者研究的基礎(chǔ)上，同時(shí)參考文獻(xiàn)[15]對(duì)多腔鋼管混凝土疊合短柱的軸壓性能分析，利用RAC替代普通混凝土，通過ABAQUS對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱進(jìn)行數(shù)值模擬，分析RAC的取代率、強(qiáng)度和鋼管壁厚等參數(shù)對(duì)疊合短柱軸壓力學(xué)性能的影響，為相關(guān)研究提供思路和參考。

1 短柱設(shè)計(jì)及有限元建模

1.1 多腔鋼管RAC疊合短柱試件設(shè)計(jì)

所設(shè)計(jì)的多腔鋼管RAC疊合短柱的尺寸參照文獻(xiàn)[11]對(duì)多腔鋼管混凝土的尺寸設(shè)計(jì)，疊合短柱的短邊尺寸B設(shè)計(jì)為250 mm，長邊尺寸L設(shè)計(jì)為780 mm，高度H設(shè)計(jì)為780 mm。依據(jù)文獻(xiàn)[16]確定了疊合短柱試件的鋼管尺寸及配筋形式，如圖1所示，材料參數(shù)如表1所示。

B為疊合短柱的短邊尺寸；L為疊合短柱的長邊尺寸；H為高度；t為鋼管壁厚；d為縱筋直徑；s為箍筋間距；B1為箍筋所圍短邊尺寸；l為鋼管所圍長邊尺寸；A為A-A截面；L為疊合短柱長邊尺寸；L1為箍筋所圍長邊尺寸圖1 多腔鋼管RAC疊合短柱三視圖Fig.1 Three views of multi-cavity steel pipe RAC superimposed short column

表1 疊合短柱有限元模型計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculation parameters of superimposed short column finite element model

1.2 多腔鋼管再生混凝土疊合短柱有限元建模

1.2.1 本構(gòu)模型

(1)延性。多腔鋼管RAC疊合短柱的延性系數(shù)借鑒以往中外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土延性系數(shù)μ的定義，可表示為

μ=Δ85%/Δu

(1)

式(1)中：μ為疊合短柱的延性系數(shù)；Δ85%為疊合短柱承載力下降到極限承載力的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移值；Δu為疊合短柱極限承載力時(shí)的位移。

(2)鋼材本構(gòu)模型。選用雙折線模型鋼材的本構(gòu)關(guān)系，彈性模量取206 GPa，泊松比取為0.3，鋼材材料參數(shù)如表2所示。

表2 鋼材材料參數(shù)Table 2 Steel material parameters

(2)

式(2)中：σ為鋼材的應(yīng)力；Es為鋼材的彈性模量；ε為鋼材的應(yīng)變；εy為鋼材的屈服應(yīng)變；fy為鋼材的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

(3)RAC本構(gòu)模型。疊合短柱的鋼管內(nèi)核心混凝土由于鋼管約束的作用處于三向受壓狀態(tài)，因此其本構(gòu)關(guān)系選用文獻(xiàn)[17-18]提出的適用于矩形鋼管RAC應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，可表示為

(3)

疊合短柱外部RAC選用文獻(xiàn)[19]的本構(gòu)模型，考慮了RAC取代率對(duì)其力學(xué)性能的影響，可表示為

(4)

式(4)中：x=ε/εc,r；y=σ/fc,r，其中，fc,r為不同取代率下RAC棱柱體抗壓強(qiáng)度值；εc,r為RAC受壓峰值應(yīng)變；a為上升段控制參數(shù)；b為下降段控制參數(shù)。

1.2.2 網(wǎng)格劃分

為了得到準(zhǔn)確的疊合短柱有限元模擬結(jié)果，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱進(jìn)行適當(dāng)?shù)膯卧獎(jiǎng)澐?，各部分均采用整體網(wǎng)格劃分尺寸，混凝土網(wǎng)格單元?jiǎng)澐譃?5 mm，鋼管網(wǎng)格單元?jiǎng)澐譃?5 mm，鋼筋網(wǎng)格劃分為40 mm(均為整體網(wǎng)格劃分尺寸)，如圖2所示。

圖2 多腔鋼管RAC疊合短柱網(wǎng)格劃分Fig.2 Multi-cavity steel pipe RAC superimposed short column meshing

1.2.3 接觸關(guān)系和邊界條件

采用Truss法模擬鋼筋與RAC間的接觸，鋼管與混凝土之間的法向接觸采用ABAQUS中的“硬接觸”，同時(shí)切向接觸采用ABAQUS中的庫倫摩擦模型模擬，摩擦系數(shù)取0.6。將多腔鋼管RAC疊合短柱的上下兩端頂板設(shè)置為剛體，然后在上下頂板上設(shè)置邊界條件和施加荷載，加載端為疊合柱的上頂板，采用位移加載方式。

首先將多腔鋼管疊合短柱的上頂板的x、y方向的平動(dòng)自由度約束，然后在z方向施加軸壓荷載；再將下頂板的邊界條件的均設(shè)置為0，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)下頂板所有方向上的平動(dòng)自度的約束，但不影響繞x、y、z三軸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。

1.3 有限元模型驗(yàn)證及對(duì)比

為了證明有限元軟件模擬數(shù)據(jù)的合理性，選用文獻(xiàn)[11]中多腔鋼管普通混凝土軸壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)與所設(shè)計(jì)的疊合短柱模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，具體參數(shù)如表3所示。對(duì)比結(jié)果如圖3所示，與試驗(yàn)相比，模擬的多腔鋼管RAC疊合短柱的在相同軸壓荷載下，與試驗(yàn)前期的曲線基本吻，后期較晚發(fā)生屈服，根據(jù)對(duì)比可知，模擬數(shù)據(jù)也體現(xiàn)出了較好的軸壓力學(xué)性能。

圖3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.3 Comparison of experimental and simulated data

為了驗(yàn)證RAC的準(zhǔn)確性，通過有限元分析相同尺寸大小的鋼筋RAC短柱、鋼管RAC短柱，與同尺寸試驗(yàn)的多腔鋼管RAC疊合短柱對(duì)比，具體參數(shù)如表3所示，其荷載位移曲線對(duì)比如圖4所示，可以看出鋼筋RAC短柱的極限軸壓承載力遠(yuǎn)小于其他兩者；多腔鋼管RAC疊合短柱與鋼管RAC短柱兩者在前期的彈性階段，剛度幾乎相同，但進(jìn)入彈塑性階段以后，多腔鋼管RAC疊合短柱的極限軸壓承載力提高了約20%，且多腔鋼管RAC疊合短柱荷載位移曲線較為平緩的下降，具有較好的延性。兩次有限元對(duì)比分析可以證明此次模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表3 試驗(yàn)和模擬試件參數(shù)Table 3 Test and simulation specimen parameters

圖4 3種RAC柱荷載位移曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of load-displacement curves of three RAC columns

2 軸壓參數(shù)分析

2.1 RAC取代率對(duì)軸壓性能影響

針對(duì)SJ-1～SJ-11構(gòu)件，研究不同RAC取代率對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱荷載-位移曲線、延性系數(shù)和剛度退化的影響。由圖5(a)可知，在彈性階段內(nèi)，不同RAC取代率下疊合短柱的荷載位移曲線基本重合，表明其剛度基本相同，主要是因?yàn)槿〈实淖兓瘜?duì)RAC彈性模量的影響較小。進(jìn)入彈塑性階段后，不同RAC取代率下的疊合短柱同時(shí)發(fā)生屈服，其極限承載力隨著再生混凝土取代率的增加而降低，但隨著取代率的減少，疊合短柱荷載位移曲線下降段變得越平緩，這主要因?yàn)樵偕橇媳砻媾c新舊水泥的黏結(jié)力較弱，從而使得承載力迅速減小。不同取代率下的疊合短柱荷載位移曲線下降段均較為平緩，體現(xiàn)出此結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)較好的延性。

圖5 RAC取代率對(duì)軸壓性能的影響Fig.5 Effect of RAC substitution ratio on axial compressive properties

由圖5(b)可得，疊合短柱的延性系數(shù)隨著RAC取代率的增加而減小，表明再生骨料會(huì)對(duì)疊合短柱的整體延性產(chǎn)生不利影響，使得疊合短柱的延性下降。主要是因?yàn)樵偕橇系摹按嘈浴北绕胀ɑ炷溜@著。但當(dāng)取代率為1時(shí)，疊合短柱的延性系數(shù)仍能達(dá)到1.59，表明不同RAC取代率下的疊合短柱仍能保持了較好的延性。

由圖5(c)可知，不同RAC取代率對(duì)疊合短柱的剛度影響較小，曲線基本重合，在軸壓初期，不同RAC取代率下疊合短柱的剛度近似呈線性逐漸減小，表明疊合短柱各部分變形差別不大，具有良好的協(xié)同工作能力。

2.2 外部RAC強(qiáng)度對(duì)軸壓性能影響

針對(duì)SJ-11～SJ-14構(gòu)件，研究不同外部RAC強(qiáng)度對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱荷載-位移曲線、延性系數(shù)和剛度退化的影響。由圖6(a)可知，彈性階段中不同外部RAC強(qiáng)度對(duì)疊合短柱的彈性模量影響較小。在彈塑性階段中，隨著外部RAC強(qiáng)度越高，疊合短柱發(fā)生屈服越晚，且極限承載力也有明顯增加，主要是因?yàn)榀B合短柱的外部RAC承擔(dān)了大部分的豎向荷載；同時(shí)疊合短柱的荷載位移曲線下降趨勢也越明顯，主要因?yàn)镽AC的脆性隨著混凝土強(qiáng)度的提高而明顯上升。

由圖6(b)可知，隨著外部RAC強(qiáng)度的提升，疊合短柱的延性呈現(xiàn)明顯下降趨勢。主要因?yàn)榀B合短柱外部RAC是豎向荷載主要承擔(dān)部分，對(duì)整個(gè)柱的脆性影響很大，所以外部RAC強(qiáng)度的提升，也使得疊合短柱的延性出現(xiàn)了較為明顯的下降。但外部RAC強(qiáng)度為C60時(shí)，疊合短柱的延性系數(shù)依然能達(dá)到1.75，表明所設(shè)計(jì)的多腔鋼管RAC疊合短柱具有較好的延性和變形能力。

由圖6(c)可知，疊合短柱剛度退化曲線的開始階段，隨著外部RAC強(qiáng)度的提升，其下降趨勢有所減小，說明在軸壓初期，外部RAC強(qiáng)度越高，疊合短柱的剛度值越大，其抵抗橫向變形的能力越強(qiáng)；但剛度的最小值反而隨外部RAC強(qiáng)度的提升而減小，這表明外部RAC強(qiáng)度越高，其剛度下降值也越大，這與外部RAC的脆性增加有關(guān)。

圖6 外部RAC強(qiáng)度對(duì)軸壓性能的影響Fig.6 Effect of external RAC strengths on axial compressive properties

2.3 核心RAC強(qiáng)度對(duì)軸壓性能影響

針對(duì)SJ-11、SJ15～SJ-20構(gòu)件，研究不同核心RAC強(qiáng)度對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱的荷載—位移曲線、延性系數(shù)和剛度退化的影響。

由圖7(a)可知，核心區(qū)RAC位移曲線與外部RAC位移曲線相似，但由于核心RAC部分所承受的軸壓荷載較小，使得極限承載力提高幅度較小。多腔鋼管對(duì)核心RAC形成了有效的約束效應(yīng)，很大程度上改善了核心RAC的力學(xué)性能。

由圖7(b)可知，隨著核心RAC強(qiáng)度的提高，雖然疊合短柱的延性逐漸減小，但仍然具有良好的延性，且比外部RAC表現(xiàn)的更明顯，這主要是因?yàn)殇摴軐?duì)核心RAC形成了有效約束，使高強(qiáng)度核心RAC的延性有較大改善。

由圖7(c)可知，不同強(qiáng)度下的核心RAC疊合短柱的剛度退化曲線走勢與外部RAC相似，仍具有均有較好的剛度和變形能力；但不同曲線間的重合率更高，說明不同強(qiáng)度下的核心RAC對(duì)疊合短柱的剛度退化影響不明顯。

圖7 核心RAC強(qiáng)度對(duì)軸壓性能的影響Fig.7 Effect of core RAC strengths on axial compressive properties

2.4 鋼管壁厚對(duì)軸壓性能的影響

針對(duì)SJ-11、SJ21～SJ-27構(gòu)件，研究不同鋼管壁厚對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱的荷載-位移曲線、延性系數(shù)和剛度退化影響。由圖8(a)可知，隨著鋼管壁厚的增加，疊合短柱的彈性模量有所增加。在彈塑性階段，不同鋼管壁厚的疊合短柱同時(shí)發(fā)生屈服，其極限承載力和最小軸壓承載力也隨著鋼管壁厚的增加而明顯提升。這是因?yàn)殡S著鋼管壁厚的增加，鋼管自身的力學(xué)性能和對(duì)核心RAC的約束效應(yīng)均有較大提升。

由圖8(b)可知，疊合短柱的延性系數(shù)隨著鋼管壁厚的增加而明顯變大，這是因?yàn)殡S著鋼管壁厚的增加，疊合短柱整體的含鋼率和鋼管對(duì)核心RAC的約束作用均增大，使得疊合短柱具有更好的延性。

由圖8(c)可知，疊合短柱的剛度最大值隨著鋼管壁厚的增加而有明顯的提高，且的整體剛度也有明顯提升。疊合短柱的最小剛度值隨著鋼管壁厚的增加而變大，這表明鋼管壁厚的增加有助于減小疊合短柱的橫向變形，使其延性提高。

圖8 鋼管壁厚對(duì)軸壓性能的影響Fig.8 Effect of steel pipe wall thicknesses on axial compressive properties

3 結(jié)論

通過ABAQUS軟件對(duì)多腔鋼管RAC疊合短柱進(jìn)行軸壓參數(shù)分析，得出以下結(jié)論。

(1)多腔鋼管RAC疊合短柱的極限承載力高，且其荷載位移曲線下降段較為平緩，具有良好的延性。

(2)隨著RAC取代率的增加，疊合短柱的承載力、延性和剛度均有下降的趨勢，但取代率為1的疊合短柱依然有較高的承載力，并且保持了較好的延性和剛度。

(3)隨著RAC的強(qiáng)度等級(jí)增加，疊合短柱的極限承載力有較大幅度的提升，但疊合柱的延性和剛度變小。其中外部RAC是主要承擔(dān)豎向荷載作用的部分。

(4)隨著鋼管壁厚的增加，疊合短柱的承載力、延性和剛度均有較大幅度的提高。