鄭新志，郭好振，孫玉濤

(河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 焦作 454000)

0 引 言

我國(guó)建設(shè)事業(yè)的不斷發(fā)展對(duì)工程結(jié)構(gòu)提出了更高要求。現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu)重要的發(fā)展方向之一是大跨、高聳、重載，且能滿足施工技術(shù)的工業(yè)化要求[1-3]。其中方形鋼管混凝土因其自身優(yōu)勢(shì)，在實(shí)際工程中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。鋼管混凝土是一種復(fù)合材料，一方面，內(nèi)填混凝土可以有效增強(qiáng)鋼管管壁穩(wěn)定性;另一方面，在軸心壓力作用下，鋼管對(duì)內(nèi)填混凝土產(chǎn)生約束作用，增強(qiáng)混凝土的抗壓強(qiáng)度和變形能力[4-5]。目前，在大型復(fù)合結(jié)構(gòu)中，承受較大荷載時(shí)，傳統(tǒng)的方鋼管混凝土構(gòu)件，會(huì)發(fā)生局部屈曲、混凝土脆性破壞等，這對(duì)方鋼管混凝土構(gòu)件的研究提出了新的要求。

為了提高方鋼管混凝土柱的軸壓承載力和改善其局部屈曲，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一系列研究，提出了設(shè)置縱向加勁肋[6]、約束拉桿[7]以及螺旋筋[8]等構(gòu)造措施改善構(gòu)件力學(xué)性能，并進(jìn)行了大量的理論分析和試驗(yàn)研究。M.V.Chitawadagi 等[9]、GE H B等[10]國(guó)外學(xué)者，黃宏[11]、王志濱等[12]國(guó)內(nèi)學(xué)者分別對(duì)帶加勁肋方鋼管混凝土軸壓柱進(jìn)行了研究;何振強(qiáng)等[13]、蔡健等[14]對(duì)帶拉桿的方鋼管混凝土短柱進(jìn)行了研究。由這些學(xué)者的研究可以發(fā)現(xiàn)，在鋼管內(nèi)設(shè)置加勁肋或約束拉桿都能在一定程度上提高方鋼管混凝土柱的軸壓性能，但是這兩種方式都有局限性。單獨(dú)設(shè)置加勁肋的方鋼管混凝土柱在提高承載力方面表現(xiàn)較好，但是在改善延性方面稍顯不足，而單獨(dú)設(shè)置拉桿的方鋼管混凝土柱側(cè)重于改善局部屈曲。

為了使以上兩種方式優(yōu)勢(shì)互補(bǔ)，本文將探究一種新型方鋼管混凝土柱——穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱。即在鋼管內(nèi)同時(shí)設(shè)置加勁肋和拉桿(在加勁肋上開(kāi)孔，約束拉桿穿孔而過(guò)，并將兩端固定在鋼管壁上)，然后澆筑混凝土。

有限元分析是鋼管混凝土柱受壓性能研究的重要手段[15]。本文在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，利用有限元模擬軟件ABAQUS建立所需試件模型，進(jìn)行軸壓試驗(yàn)?zāi)M。在相同條件下，將穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱與另外3種方鋼管混凝土柱的軸壓性能進(jìn)行對(duì)比，分析其對(duì)軸壓承載力及延性的影響。

1 有限元模型建立

1.1 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)4個(gè)方鋼管混凝土軸壓試件，分別為1個(gè)普通方鋼管混凝土短柱試件C1、1個(gè)僅設(shè)加勁肋試件C2、1個(gè)僅設(shè)拉桿試件C3和1個(gè)穿孔肋拉方鋼管混凝土短柱試件C4。以穿孔肋拉方鋼管混凝土短柱為例，試件構(gòu)造如圖1所示，其中部件1為拉桿，2為加勁肋，3，4分別為鋼管壁和加勁肋開(kāi)孔。其余試件構(gòu)造類似。各試件鋼管壁厚均為2 mm，拉桿均居中設(shè)置，其他參數(shù)詳見(jiàn)表1。為了合理和準(zhǔn)確地研究穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱的軸壓力學(xué)性能，軸壓短柱試件高度L均取為鋼管外邊長(zhǎng)B的3倍[17]。

圖1 試件構(gòu)造示意圖

表1 試件的主要參數(shù)

1.2 有限元模型及組成

根據(jù)試驗(yàn)方案，試件的有限元模型主要部件有鋼管、混凝土、加勁肋和拉桿。利用軟件ABAQUS,依據(jù)具體尺寸建立各個(gè)試件的有限元模型，各試件模型立體圖如圖2所示。

圖2 各試件模型立體圖

為了更好地模擬試驗(yàn)加載情況，在試件模型上下兩端各增加一個(gè)200 mm×200 mm×2 mm的剛性板作為加載端板和底板。該剛性板由不可變形的剛性材料制成，能很好地模擬試驗(yàn)機(jī)加載時(shí)試件底面均勻的受荷情況。以最為復(fù)雜的C4為例，帶加載端板的模型圖如圖3所示。

圖3 帶加載端板的C4模型圖

2 模型參數(shù)設(shè)置

2.1 材料本構(gòu)模型選取

鋼材選用雙折線應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，鋼材屈服時(shí)滿足Von-Mises屈服準(zhǔn)則[14]，鋼管、加勁肋和拉桿均采用Q235鋼材的本構(gòu)數(shù)據(jù)。

混凝土本構(gòu)模型選用混凝土塑性損傷模型，破壞準(zhǔn)則采用Drucker Prager屈服準(zhǔn)則。本構(gòu)關(guān)系參考文獻(xiàn)[18]，應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程為

上升段x≤1,y=αax+(3-2αa)x2+

(αa-2)x3(1.5≤αa≤3.0)，αa=E0/EP，

式中:E0為混凝土初始切線彈性模量；EP=fc/εc；fc為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；εc為峰值應(yīng)變。

應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖4所示。模擬試驗(yàn)各試件混凝土均為C45混凝土，泊松比取0.2?；炷了苄該p傷模型參數(shù)取值如表2所示(其中y=σ/fc，x=ε/εc)。材料參數(shù)表如表3所示。

圖4 混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

表2 塑性損傷模型參數(shù)表

表3 材料參數(shù)

2.2 部件單元選取及相互作用

混凝土選擇八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8R)，鋼管、加勁肋均為四節(jié)點(diǎn)可變形殼體單元(S4R)，拉桿也采用八節(jié)點(diǎn)單元(C3D8R)，上下端板均為離散剛體單元(R3D4)。

鋼管壁與混凝土之間存在黏結(jié)-滑移，因此兩者接觸面的力學(xué)行為既有切向的，也有法向的。相互作用類型為接觸，其中切向行為是摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.6，法向?yàn)橛步佑|。鋼管壁與加勁肋之間為綁定約束。拉桿端部與鋼管壁之間以定義約束方式代替試驗(yàn)試件的螺栓，可以減少因相互作用過(guò)多、部件自由度等問(wèn)題導(dǎo)致的模擬不收斂情況。底部剛性板與鋼管、混凝土、加勁肋的底部均為綁定約束。為了更好模擬試驗(yàn)加載，鋼管、加勁肋、混凝土上端與頂部剛性板均為耦合約束。模型網(wǎng)格密度劃分如圖5所示。

圖5 模型網(wǎng)格劃分

2.3 邊界條件和加載方式

為了模擬試驗(yàn)加載過(guò)程，將柱腳完全固結(jié)(圖6)，頂部除了軸向，其他方向的位移和轉(zhuǎn)角均被約束，在柱頂施加向下的位移荷載。

圖6 荷載和邊界條件

2.4 分析步設(shè)置

分析步參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 分析步參數(shù)設(shè)置

除了初始分析步，還需至少2個(gè)分析步。第一個(gè)分析步為加載點(diǎn)下降0.001 mm，第二個(gè)分析步為正常加載。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 試件變形云圖

試件最終破壞時(shí)的變形云圖如圖7所示。

由圖7可知,各個(gè)試件均在中間部分產(chǎn)生鼓曲變形，越靠近中間位置，鼓曲現(xiàn)象越明顯，混凝土破壞的深度越深。試件中部變形能較好體現(xiàn)鋼管對(duì)混凝土的約束作用，各個(gè)試件中部橫截面變形云圖如圖8所示。

圖7 各試件最終破壞時(shí)的變形云圖

圖8 各個(gè)試件中部橫截面變形云圖

由圖8可知，C4在高度和橫截面方向上的變形比其他3種試件都更均勻，且變形以中間加勁肋為對(duì)稱軸左右對(duì)稱出現(xiàn)，這體現(xiàn)了加勁肋對(duì)變形的影響；除了中部鼓曲之外，拉桿端部為中心的小范圍和沿拉桿方向也出現(xiàn)了鼓曲，這與C3的變形特點(diǎn)類似，體現(xiàn)了拉桿對(duì)試件變形的影響。各試件最大橫向變形值見(jiàn)表5。

表5 各試件最大橫向變形值

由表5數(shù)據(jù)可知，拉桿的加入使穿孔肋拉鋼管混凝土柱的橫向變形小于僅設(shè)加勁肋的鋼管混凝土柱，說(shuō)明加勁肋和拉桿的協(xié)同作用有利于改善試件的局部變形。

3.2 各試件的力學(xué)性能分析

各試件的荷載-位移曲線如圖9所示。

圖9 各試件荷載-位移曲線

由圖9可知，各試件曲線均包含上升和下降兩個(gè)階段。上升階段的曲線起初趨于一條直線，此時(shí)試件處于彈性工作狀態(tài)；隨后，試件進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)，曲線增長(zhǎng)逐漸平緩；達(dá)到極限承載力后，曲線進(jìn)入下降階段，試件隨之進(jìn)入塑性變形階段。其中穿孔肋拉方鋼管混凝土短柱C4的極限承載力最大，達(dá)到極限承載力時(shí)對(duì)應(yīng)的縱向位移也最大。曲線下降段趨勢(shì)較為平緩，這說(shuō)明加勁肋和拉桿的協(xié)同作用在試件進(jìn)入塑性變形階段時(shí)可延緩試件塑性變形。

本文采用延性系數(shù)反應(yīng)試件的延性性能[19]，DI=ε85%/εy，ε85%為荷載下降到極限荷載的85% 時(shí)的軸向應(yīng)變；εy=ε75%/0.75，ε75%為荷載在上升段達(dá)到75%極限荷載時(shí)的軸向應(yīng)變值。

試件性能分析見(jiàn)表6。由表6可知：與C1相比，C2軸壓極限承載力提高了14%，延性提高了5%；C3軸壓極限承載力提高了11%，延性提高了12%；C4軸壓極限承載力提高了21%，延性提高了25%。這說(shuō)明以上3種構(gòu)造措施均能提高普通方鋼管混凝土柱的軸壓承載力和延性，且設(shè)置加勁肋可提高其軸壓承載力，設(shè)置拉桿可增大其延性。而穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱的極限承載力和延性均最大，說(shuō)明其綜合了前兩者的優(yōu)點(diǎn)，使方鋼管混凝土柱的軸壓承載力進(jìn)一步提升，變形出現(xiàn)更為延后。

表6 試件性能分析

4 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

同一試件的試驗(yàn)和有限元計(jì)算荷載-位移曲線對(duì)比如圖10所示。由圖10可知，各個(gè)試件的試驗(yàn)和有限元計(jì)算荷載-位移曲線圖趨勢(shì)基本相同，曲線彈性階段吻合最好，彈塑性階段次之。其中C4的承載力最高，延性最大。極限承載力對(duì)比如表7所示。

表7 極限承載力對(duì)比

圖10 荷載-位移曲線對(duì)比

兩者不同在于：試件極限承載力的有限元計(jì)算值普遍大于其試驗(yàn)值，但差值不超過(guò)2%；達(dá)到極限承載力時(shí)，縱向位移普遍小于試驗(yàn)值。造成差異的原因主要有：(1)試驗(yàn)用鋼材質(zhì)量不達(dá)標(biāo)，且鋼管壁較??；(2)鋼管焊接時(shí)存在焊接缺陷；(3)混凝土振搗時(shí)石子發(fā)生沉降；(4)試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量條件限制及測(cè)量值中存在的虛位移。

以穿孔肋拉桿約束鋼管混凝土短柱C4為例，比較試件在試驗(yàn)和有限元模擬破壞時(shí)的現(xiàn)象。試件破壞現(xiàn)象對(duì)比圖如圖11所示。

由圖11可知，試驗(yàn)試件上下兩端沒(méi)有明顯變形，中部方格線彎曲，說(shuō)明中部發(fā)生鼓曲，拉桿周圍有明顯的小范圍鼓曲，與有限元模擬現(xiàn)象基本一致。不同的是，有限元模擬試件的鼓曲位置在4個(gè)側(cè)面分布較為均勻，而試驗(yàn)試件各個(gè)側(cè)面的鼓曲位置只是大致相同，有些位置會(huì)出現(xiàn)較為集中的其他鼓曲現(xiàn)象，這是因?yàn)槭茉囼?yàn)條件影響，混凝土澆筑時(shí)振搗不均勻?qū)е戮植孔冃伟l(fā)生。此外，試驗(yàn)試件有部分鋼管壁出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，這是由鋼管壁焊接缺陷引起的。

由以上分析可知，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，有限元模擬結(jié)果是可靠的。

5 結(jié) 論

(1)新型穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱的設(shè)計(jì)，使試件受軸壓荷載作用，在高度和橫截面方向上的變形比僅設(shè)加勁肋或拉桿的方鋼管混凝土短柱更加均勻，最終破壞時(shí)試件中部的鼓曲變形明顯減小。

(2)由模擬結(jié)果的對(duì)比可知，設(shè)置加勁肋對(duì)提高其軸壓承載力效果較好，設(shè)置拉桿對(duì)增大其延性的效果較好。而穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土短柱的極限承載力和延性均最大，說(shuō)明其綜合了前兩者的優(yōu)點(diǎn)，使方鋼管混凝土柱的軸壓承載力進(jìn)一步提升。

(3)有限元模擬的試件鼓曲位置在試件中部，各側(cè)面分布較為均勻，與試驗(yàn)破壞現(xiàn)象一致；有限元模擬的試件荷載-位移曲線在彈性上升段和彈塑性上升段與試驗(yàn)曲線吻合最好，兩者極限承載力差值在2%以內(nèi)，說(shuō)明模擬結(jié)果是可靠的。

綜上所述，相對(duì)于僅設(shè)加勁肋或拉桿的方鋼管混凝土柱，穿孔肋拉桿約束方鋼管混凝土柱中由于加勁肋和拉桿的協(xié)同作用，增強(qiáng)了鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)，使得鋼管混凝土柱在軸壓荷載下具有更高的承載力和延性，值得進(jìn)一步研究和推廣。