徐元濤

摘 要：為研究?jī)?nèi)壁開(kāi)孔型復(fù)式方鋼管混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能，采用有限元軟件ABAQUS建立了6個(gè)短柱有限元分析模型，分析了內(nèi)壁開(kāi)孔尺寸對(duì)短柱軸壓力學(xué)性能的影響。研究結(jié)果表明，相較于普通方鋼管混凝土短柱，復(fù)式方鋼管混凝土短柱具有較高的屈服荷載、峰值荷載和延性。隨著內(nèi)壁開(kāi)孔尺寸的增大，復(fù)式方鋼管混凝土短柱的屈服荷載、峰值荷載和延性逐漸下降。

關(guān)鍵詞：復(fù)式方鋼管混凝土短柱；軸壓力學(xué)性能；內(nèi)壁開(kāi)孔；有限元模擬

中圖分類號(hào)：TU398? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文章編號(hào)：2096-6903（2023）05-0052-04

0 引言

鋼管混凝土具有承載能力高、受力性能優(yōu)良、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛應(yīng)用于超高層建筑和大跨橋梁中[1]。近年來(lái)，超高層建筑對(duì)建筑的空間利用率以及下部受力構(gòu)件的承載力要求越來(lái)越高，且下部受力構(gòu)件的受力形式較為復(fù)雜。為解決上述難題，研究人員提出了復(fù)式鋼管混凝土柱構(gòu)件，并對(duì)其受力性能開(kāi)展了一系列研究[2-5]。

陳洪敏等[6]以國(guó)內(nèi)某工程為例，提出了基于復(fù)式方鋼管混凝土柱的設(shè)計(jì)與施工方案，并通過(guò)試驗(yàn)研究了復(fù)式方鋼管混凝土柱受壓機(jī)理。蔡紹懷等[7]對(duì)內(nèi)置同心多層圓管和內(nèi)置鋼管簇的復(fù)式鋼管混凝土柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，提出了復(fù)式方鋼管混凝土柱在受軸向荷載時(shí)的承載力計(jì)算公式，理論與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。鄧旭華等[8]通過(guò)有限元與試驗(yàn)相結(jié)合的方式研究了不同加勁形式的復(fù)式薄壁方鋼管混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能，研究結(jié)果表明加勁試件具有較高的承載能力，能有效提高多腔體截面試件的延性。

現(xiàn)有復(fù)式鋼管混凝土柱的研究多是針對(duì)圓形復(fù)式鋼管混凝土柱，對(duì)方形復(fù)式鋼管混凝土柱的研究還較少。但方形截面柱更利于建筑平面布局，且同等截面尺寸下具有更大抗彎剛度，被廣泛應(yīng)用于壓彎構(gòu)件中。傳統(tǒng)復(fù)式鋼管混凝土柱中的混凝土分為管內(nèi)混凝土與管外混凝土，在柱受荷載作用時(shí)，二者難以協(xié)調(diào)受力，且施工時(shí)工藝較為復(fù)雜。為解決上述問(wèn)題，本文提出了內(nèi)壁開(kāi)孔型復(fù)式方鋼管混凝土短柱，并采用ABAQUS軟件對(duì)其軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了研究。

1 有限元模型

文中共設(shè)置6個(gè)有限元分析模型。模型截面整體尺寸均為200 mm×200 mm，高600 mm，外側(cè)方鋼管壁厚6 mm。內(nèi)側(cè)方鋼管截面尺寸為100 mm×100 mm，壁厚為3 mm。在內(nèi)側(cè)方鋼管壁上開(kāi)方形孔，定義開(kāi)孔率（φ）為總開(kāi)孔面積與內(nèi)側(cè)方鋼管側(cè)面積的比值，方形孔邊長(zhǎng)分別為20 mm、40 mm、60mm和80 mm，其對(duì)應(yīng)的開(kāi)孔率分別為3.33%、13.33%、30.00%和53.33%。內(nèi)側(cè)方鋼管內(nèi)外區(qū)域均內(nèi)填混凝土。模型參數(shù)與尺寸分別見(jiàn)表1與圖1。

模型中內(nèi)外側(cè)方鋼管均采用Q235鋼，混凝土采用C40混凝土，其中鋼材模型采用理想彈塑性模型模擬，混凝土采用塑性損傷模型（CDP）模擬?；炷良颁摬牡牟牧咸匦约氨緲?gòu)模型均按中國(guó)規(guī)范[9]建議公式計(jì)算。

模型中混凝土采用軟件提供的實(shí)體單元（C3D8R）建模，內(nèi)外側(cè)方鋼管均采用軟件提供的殼單元（S4R）建模，為保證模型處于軸向受壓狀態(tài)，模型底部固結(jié)，即限制模型底部UX、UY、UZ、URX、URY和URZ六個(gè)方向自由度，并在模型頂端建立參考點(diǎn)，對(duì)參考點(diǎn)施加豎向位移荷載。對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，外側(cè)方鋼管與混凝土單元網(wǎng)格大小取20 mm，內(nèi)側(cè)方鋼管網(wǎng)格大小取10 mm。模型邊界條件與網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖2與圖3。

對(duì)于模型中的相互作用關(guān)系，混凝土與外側(cè)方鋼管之間的接觸采用“面-面接觸”模擬。其中，方鋼管內(nèi)側(cè)面為“主面”，混凝土外側(cè)面為“從面”?！懊?面接觸”考慮切向接觸與法向接觸，其中切向接觸采用庫(kù)倫摩擦模型，摩擦系數(shù)為0.3，法向?yàn)椤坝步佑|”。對(duì)于內(nèi)側(cè)鋼管與混凝土之間的接觸，采用“內(nèi)置區(qū)域”模擬，內(nèi)側(cè)鋼管為“嵌入?yún)^(qū)域”。

2模型計(jì)算結(jié)果

2.1 模型破壞模式

圖4為模型SSC與模型SSC-40在破壞階段的應(yīng)力云圖。以二者為例對(duì)復(fù)式方鋼管混凝土短柱在受軸力作用下的破壞模式進(jìn)行分析。從圖4可以看出，在模型破壞階段，二者外側(cè)鋼管的絕大部分區(qū)域均已屈服，且屈服區(qū)域基本相同。對(duì)于內(nèi)側(cè)鋼管，兩個(gè)模型的內(nèi)側(cè)鋼管也基本屈服，且屈服區(qū)域與程度區(qū)別不大。從二者內(nèi)外側(cè)鋼管的應(yīng)力云圖可以看出，在破壞時(shí)，兩個(gè)模型的內(nèi)外側(cè)鋼管基本進(jìn)入了承載力極限。從兩個(gè)模型的混凝土應(yīng)力云圖中可以看出，二者的混凝土最大應(yīng)力均已超過(guò)按規(guī)范計(jì)算的混凝土屈服應(yīng)力（26.8 MPa），模型SSC的混凝土最大應(yīng)力為40.11 MPa，大于模型SSC-40的35.82 MPa，表明內(nèi)壁開(kāi)孔會(huì)略微降低內(nèi)壁對(duì)核心混凝土的約束能力，從而降低短柱的承載能力。

2.2 荷載-位移曲線

圖5為各模型荷載-位移曲線對(duì)比。從圖5（a）中可以看出，相較于模型SC，模型SSC具有較高的峰值荷載和極限荷載，說(shuō)明增加內(nèi)側(cè)方鋼管能有效提高對(duì)核心混凝土的約束能力，提高短柱的承載能力，相較于模型SSC，模型SSC-20的峰值荷載和極限荷載略微下降，說(shuō)明內(nèi)側(cè)開(kāi)孔會(huì)降低短柱的承載能力。從圖5（b）中可以看出，隨著方形孔尺寸的增大，內(nèi)側(cè)方鋼管對(duì)核心混凝土的約束能力持續(xù)降低，模型的峰值荷載和極限荷載也持續(xù)降低。

對(duì)模型荷載-位移進(jìn)行分析，采用等能量法[10]計(jì)算各模型屈服位移（Δy）與屈服荷載（Py），采用規(guī)范[11]推薦方法計(jì)算峰值荷載（Pm）、極限位移（Δu）和位移延性（μ），計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。圖6為各個(gè)試件相對(duì)于模型SSC的峰值荷載與延性變化率。從表2中可以看出，增大開(kāi)孔率對(duì)模型的屈服位移與極限位移的影響較小，但會(huì)顯著降低模型的屈服荷載與峰值荷載，而延性隨著開(kāi)孔率的增大呈現(xiàn)先增大再減小最后再增大的趨勢(shì)。

從圖6中可以看出，開(kāi)孔率對(duì)峰值荷載變化率的影響基本呈線性下降趨勢(shì)。綜合判斷，開(kāi)孔率為13.33%左右最為經(jīng)濟(jì)有效。

3 結(jié)束語(yǔ)

為解決傳統(tǒng)復(fù)式鋼管混凝土柱內(nèi)外混凝土受力不協(xié)調(diào)的問(wèn)題，本文提出了內(nèi)壁開(kāi)孔型復(fù)式方鋼管混凝土短柱，并采用ABAQUS軟件對(duì)其軸壓力學(xué)性能進(jìn)行了研究，分析了開(kāi)孔率對(duì)短柱軸壓力學(xué)性能的影響。研究結(jié)果表明，增大開(kāi)孔率會(huì)提高內(nèi)外混凝土的受理協(xié)調(diào)性，并便于施工，但會(huì)削弱內(nèi)側(cè)鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用，進(jìn)而降低其承載力，經(jīng)分析，開(kāi)孔率為13.33%左右最為經(jīng)濟(jì)有效。

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