李 勇

(中鐵城建集團有限公司,湖南 長沙 410208)

0 引言

對比內(nèi)拉筋鋼管混凝土柱及其結(jié)構(gòu)體系抗震關(guān)鍵技術(shù)與國內(nèi)外同類技術(shù),各項技術(shù)指標表明,鋼管混凝土柱及其結(jié)構(gòu)體系抗震設(shè)計方法和“強構(gòu)造”與“合理匹配”的抗震理念可解決高軸壓比鋼管混凝土柱和組合梁負彎矩區(qū)抗震不足的技術(shù)難題,使鋼管混凝土柱軸壓比限值由0.6提升至0.8,推動了該類結(jié)構(gòu)體系抗震非線性分析技術(shù)的發(fā)展。內(nèi)拉筋鋼管混凝土柱及其結(jié)構(gòu)體系抗震關(guān)鍵技術(shù)突破了現(xiàn)有罕遇地震設(shè)防水準下鋼筋混凝土和純鋼框架“強柱弱梁”理念的局限,大幅提高了抗震能力,抗震能力相同時可大幅度降低用鋼量,具有成本低、效率高、經(jīng)濟與社會效益顯著的優(yōu)點,是一種構(gòu)造與設(shè)計相結(jié)合的高性能結(jié)構(gòu)。

1 試驗研究

1.1 試驗概況

試驗選取不同截面形式和不同拉筋約束方式的鋼管混凝土柱,如圖1～2所示。制作SCFT(方形)系列鋼管混凝土試件與CFT(圓形)系列鋼管混凝土試件。

圖1 不同截面形式的鋼管混凝土柱Fig.1 Steel tube concrete columns with different cross-sectional forms

圖2 不同拉筋約束形式的鋼管混凝土柱Fig.2 Steel tube concrete columns with different forms of reinforcement restraints

1.2 試驗方案

為準確測量試件的縱向位移和應(yīng)變,在每個試件鋼板高度1/2處布置4個應(yīng)變計和2個電測位移計。短柱試件加載、應(yīng)變和位移計布置如圖3所示。荷載-應(yīng)變曲線由DH3818靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)采集,荷載-位移曲線由電子位移計和綜合數(shù)據(jù)采集儀采集。試件加載方案為:在試件達到最大承載力前進行分級加載。試件在彈性階段,每級荷載相當于極限荷載的1/10左右;在彈塑性階段,每級荷載相當于極限荷載的1/20左右。每級荷載間隔3～5min,近似于慢速連續(xù)加載,數(shù)據(jù)分級采集;試件接近極限荷載時,慢速連續(xù)加載至試件破壞,數(shù)據(jù)連續(xù)采集。

圖3 不同拉筋約束各截面鋼管混凝土短柱軸壓實驗裝置Fig.3 Experimental setup for axial compression of steel tube concrete short columns with different reinforcement constraints

1.3 試驗過程

試件荷載縱向應(yīng)變曲線如圖4所示,鋼管混凝土軸壓短柱試件受壓全過程大致可分為3個階段。

圖4 拉筋內(nèi)約束方鋼管混凝土短柱軸壓荷載-應(yīng)變曲線(I)Fig.4 Axial compressive load strain curve of square steel tube concrete short columns with internal constraints in tie bars (I)

1)彈性階段 試件初始受壓時,試件處于彈性階段,荷載縱向應(yīng)變曲線與荷載鋼管應(yīng)變曲線基本呈線性變化,各試件的剛度較大且相差不多,試件的彈性位移、鋼管的縱向應(yīng)變、橫向應(yīng)變很小。

2)彈塑性階段 當外加荷載達到試件極限荷載的60%～70%時,試件開始進入彈塑性階段,荷載-應(yīng)變(位移)曲線出現(xiàn)非線性變化,鋼管外表面出現(xiàn)屈曲鼓起現(xiàn)象且荷載越大,屈曲越明顯。受端部效應(yīng)的影響,屈曲一般先發(fā)生在試件兩端,然后試件中部開始發(fā)生屈曲且發(fā)展較快,當試件達到極限承載力時,試件屈曲較明顯。對于拉筋內(nèi)約束試件,鋼筋表面受壓屈曲現(xiàn)象不明顯。

3)破壞階段 當試件達到極限承載力時,普通鋼管混凝土柱試件核心混凝土中的微裂縫急劇發(fā)展,鋼管呈屈曲破壞,核心混凝土被壓碎,此后試件承載力下降,軸向位移繼續(xù)增加。拉筋內(nèi)約束試件,內(nèi)部拉筋超出變形極限發(fā)生破壞。

拉筋內(nèi)約束鋼管混凝土短柱軸壓試驗中,由于拉筋對混凝土的約束作用,推遲了鋼管屈曲外鼓的時間,且屈曲破壞程度小于普通鋼管混凝土柱和焊接栓釘?shù)匿摴芑炷林?方鋼管混凝土柱最終破壞時,鋼板在拉筋間隔處均出現(xiàn)明顯波浪狀屈曲,表明拉筋約束可減緩鋼管的局部屈曲。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 承載力

方形普通鋼管混凝土軸壓試件實測承載力如圖5所示,承載力均隨著鋼管壁厚增加而增大。

圖5 普通鋼管混凝土軸壓短柱承載力Fig.5 Bearing capacity of ordinary steel tube concrete short columns under axial compression

拉筋內(nèi)約束方鋼管混凝土短柱試件軸壓承載力如圖6所示。

圖6 拉筋內(nèi)約束方鋼管混凝土短柱試件軸壓承載力Fig.6 Axial compressive bearing capacity of square steel tube concrete short column specimens with internal reinforcement

1)對于A系列,方鋼管截面含鋼率相同的情況下,A2與A1試件相比,增加栓釘后的承載力幾乎相同(平均提高了0.4%),A3與A4試件相比,增加栓釘后的承載力反而降低了8.6%,表明方鋼管內(nèi)壁焊接栓釘對混凝土短柱軸壓承載力無明顯效果。

2)對于B系列,方鋼管含鋼率相同的情況下,B2的承載力比B1平均提高了11.1%,B3的承載力比B1平均提高了11%,B4的承載力比B1平均提高了16.3%,表明增加內(nèi)約束拉筋后,方鋼管混凝土短柱軸壓承載力有較大幅度提高。

3)對于B系列,B5增加了鋼管壁厚度,承載力比B1高8.3%,這表明增加鋼管壁厚度可提高方鋼管混凝土短柱軸壓承載力;總體用鋼量相同的情況下,B2-b的承載力比B5高4.4%,B3-b的承載力比B5高4.3%,B4-b的承載力比B5高6.7%,這表明在總體用鋼量相同的情況下,方鋼管內(nèi)約束混凝土短柱軸壓承載力均比普通方鋼管混凝土的承載力高,因此采用拉筋內(nèi)約束方式可有效提高方鋼管混凝土短柱的軸壓承載力效率。

綜上可知:拉筋內(nèi)約束對提高鋼管混凝土短柱的軸壓承載力效果顯著,且井字形拉筋的約束效率最高。

2.2 延性系數(shù)

鋼管混凝土短柱軸壓試件延性系數(shù)μs為:

(1)

式中:ε0.85為荷載-縱向應(yīng)變曲線下降段荷載最大值的85%對應(yīng)的應(yīng)變;εb=ε0.75/0.75,ε0.75為荷載-縱向應(yīng)變曲線上升段荷載最大值的75%對應(yīng)的應(yīng)變。由式(1)求得各試件的延性系數(shù),如圖7所示。

圖7 各截面鋼管混凝土短柱軸壓試件延性系數(shù)Fig.7 Ductility coefficient of axial compression specimens of concrete filled steel tubular short columns with different sections

1)試件SCFT-4,SCFT-3,SCFT-2與試件SCFT-1相比,μs分別提高了43.6%,40.0%和20.8%,表明試件延性隨含鋼量的增大而增大。

2)RST試件和CFRT試件延性系數(shù)μs總體上隨截面長厚比(B/D)和混凝土強度等級的增大而減小。

拉筋內(nèi)約束圓鋼管混凝土短柱軸壓試件延性系數(shù)μs如圖8所示。

圖8 拉筋內(nèi)約束圓鋼管混凝土短柱試件延性系數(shù)Fig.8 Ductility coefficient of circular steel tube concrete short column specimens with internal reinforcement

1)當拉筋配筋率相同時,CMFST,CJFST和RSCFT1試件相比,CJFST試件的延性系數(shù)比CMFST試件平均提高7.8%,比RSCFT1試件平均提高62.4%,可見鋼管內(nèi)焊接井字形拉筋的約束效果最好。

2)當拉筋形式相同而配筋率不同時,與RSCFT1試件對比,RSCFT2試件體積配筋率提高了76%,延性提高了94.1%;與RSCFT2試件對比,RSCFT3試件體積配筋率提高了36%,延性提高了35%,表明增加配筋率可提高圓鋼管拉筋內(nèi)約束混凝土短柱的軸壓延性,且二者提高幅度之比接近。各類約束鋼管混凝土短柱試件軸壓延性系數(shù)μs比較分析表明:井字形拉筋的約束效率最高。

雙向?qū)顑?nèi)約束不同截面形式鋼管混凝土短柱軸壓試件延性系數(shù)μs的比較如圖9～10所示。

圖9 各截面鋼管混凝土短柱試件軸壓延性系數(shù)Fig.9 Axial compression ductility coefficient of steel tube concrete short column specimens with different sections

圖10 拉筋和普通耐候鋼管混凝土短柱試件軸壓延性系數(shù)Fig.10 Axial compression ductility coefficient of brace and ordinary weathering concrete filled steel tubular short column specimens

1)拉筋大幅度提高了試件的延性系數(shù),如SST1,SST2,SST3和SST4試件與RST1,RST2,RST3和RST4試件相比,延性系數(shù)分別提高了93.4%,123%,137%和89%。

2)拉筋對大長厚比試件的延性系數(shù)提升更顯著,如矩形拉筋RRFWST試件比矩形普通RFWST試件的平均延性提高了78%,方形拉筋RSFWST試件與方形普通SFWST試件相比,平均延性提高18.5%。

2.3 橫向變形系數(shù)

各試件荷載-橫向變形系數(shù)曲線如圖11所示。

圖11 鋼管混凝土試件荷載-橫向變形系數(shù)曲線Fig.11 Curve of lateral deformation coefficient with load of steel tube concrete specimens

1)極限荷載下,矩形鋼管混凝土試件的鋼管表面各測點的橫向變形系數(shù)均超過0.5,表明矩形試件的鋼管對混凝土起約束作用。

2)對于拉筋約束方鋼管混凝土,極限荷載時,鋼管表面各測點的橫向變形系數(shù)超過0.5且大于普通方鋼管混凝土,表明拉筋增加了方鋼管對混凝土的約束作用;拉筋矩形鋼管混凝土短柱的鋼管各測點橫向變形系數(shù)曲線差別不大,最大值均超過0.5,甚至達到0.9以上,表明拉筋約束效果好。

3)對于不同拉筋形式約束的圓鋼管混凝土,彈塑性階段的CJFST和CMFST短柱橫向變形系數(shù)增長速度較快,而RSCFT1短柱增長速度較慢,表明鋼管對核心混凝土具有更強的套箍約束作用。

4)對于配不同筋率的圓環(huán)拉筋約束圓鋼管混凝土,加載初期,RSCFT3短柱軸壓的橫向變形系數(shù)大于RSCFT2和RSCFT1短柱,可見高配拉筋率加強鋼管對核心混凝土的約束作用更明顯。

5)隨著荷載的增大,帶拉筋試件的橫向變形系數(shù)增加速度比普通試件快,普通試件的橫向變形系數(shù)在0.6左右時達到承載力,而帶拉筋試件的橫向變形系數(shù)在0.8左右時達到承載力極限,之后橫向變形系數(shù)繼續(xù)增加至試件破壞。

3 有限元分析

3.1 模型建立

有限元模型中鋼管和核心混凝土的相互作用類型為表面與表面接觸,鋼管的內(nèi)表面為主表面,核心混凝土的外表面為從表面,滑移公式為有限滑移,離散化方法為表面-表面,刪除從結(jié)點/表面過盈。接觸作用屬性采用法向行為和切向行為來模擬鋼管和核心混凝土之間的黏結(jié)滑移作用,其中法向行為為“硬”接觸,允許接觸后分離;切向行為中摩擦公式采用罰函數(shù),摩擦系數(shù)取0.5。

加載板與鋼管和核心混凝土的約束形式為“綁定”約束,加載板是主表面,鋼管和核心混凝土的端面為從表面,從而使位移加載從加載板傳到鋼管和核心混凝土,且鋼管與核心混凝土能同時受荷。加載板采用剛性面模擬,加載板定義為100mm,彈性模量為1×1011MPa,泊松比為1×10-7。網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù),各截面鋼管混凝土短柱軸壓三維有限元模型如圖12所示。

圖12 有限元模型單元網(wǎng)格劃分Fig.12 Finite element model element meshing

3.2 約束作用分析

3.2.1不同截面形式鋼管混凝土

有限元模型所得典型試件破壞時的變形云圖如圖13所示,圖14所示為ABAQUS有限元法所得的模型中截面鋼管縱向應(yīng)力(σL,S),鋼管橫向應(yīng)力(σθ,S)和混凝土縱向平均應(yīng)力(σL,C)與縱向應(yīng)變(εL)關(guān)系曲線的比較。

圖13 矩形試件有限元模型破壞時的變形云圖Fig.13 Deformation cloud map of the finite element model of a rectangular specimen at failure

圖14 矩形鋼管混凝土中各應(yīng)力與縱向應(yīng)變關(guān)系Fig.14 Relationship between stress and longitudinal strain in rectangular steel tube concrete

1)由于鋼管對核心混凝土的約束作用,混凝土縱向平均應(yīng)力的最大值大于其立方體抗壓強度,混凝土縱向應(yīng)力提高,鋼管屈服后縱向應(yīng)力降低而橫向應(yīng)力增加。

2)矩形鋼管混凝土中,隨著截面長厚比的增加,其約束效應(yīng)逐漸減弱,核心混凝土縱向應(yīng)力隨長厚比的增大而減小。

3.2.2拉筋內(nèi)約束鋼管混凝土

有限元計算得到的典型試件破壞時中部截面應(yīng)力云圖和試件整體變形云圖如圖15所示,可見鋼管含鋼率和不同拉筋內(nèi)約束形式對短柱試件的應(yīng)力和變形云圖都有影響,約束效果好的試件鋼管表面屈曲幅度較小。圖16為有限元法計算得到的不同形式拉筋內(nèi)約束試件的中部鋼管截面中點和端點處縱向壓應(yīng)力(σL,S)、橫向拉應(yīng)力(σθ,S)和混凝土縱向壓應(yīng)力(σL,C)-縱向應(yīng)變(εL)關(guān)系曲線的比較。

圖15 系列典型試件截面應(yīng)力和整體變形云圖(單位:MPa)Fig.15 Typical specimen cross-section stress and overall deformation cloud diagram(unit:MPa)

1)兩類試件的方鋼管屈服后,鋼管中部截面中點和角點的縱向壓應(yīng)力和橫向應(yīng)力先后相交,其中內(nèi)焊接雙向?qū)罴s束形式的B2-b試件鋼管縱向壓應(yīng)力和橫向應(yīng)力最早相交,接著內(nèi)焊接栓釘棱形拉筋約束形式的B1-b試件,表明內(nèi)焊接井字形拉筋約束試件中部截面中點處鋼管對核心混凝土的約束作用最大,而內(nèi)焊接螺旋拉筋約束形式試件次之,而內(nèi)焊接栓釘棱形拉筋約束形式試件最小。

2)三類試件的圓鋼管屈服后,鋼管中部截面的縱向壓應(yīng)力和橫向拉應(yīng)力皆相交,且早于普通鋼管混凝土,內(nèi)焊接雙向?qū)畹燃s束形式試件的縱向壓應(yīng)力降低速率和橫向拉應(yīng)力增加速率依次增加,對核心混凝土約束依次增強,核心混凝土縱向峰值應(yīng)力依次略微提高。

4 結(jié)語

本文通過各類鋼管混凝土軸壓試驗研究和有限元分析,得出以下結(jié)論。

1)拉筋內(nèi)約束對提高鋼管混凝土短柱的軸壓承載力效果顯著,井字形拉筋的約束效率最高。

2)揭示了不同截面鋼管對混凝土的約束效果取決于形狀約束系數(shù)。

3)闡明了拉筋直接約束并加強鋼管約束混凝土而最終表現(xiàn)為增強鋼材抗力的工作機理。

內(nèi)拉筋鋼管混凝土柱及其結(jié)構(gòu)體系抗震技術(shù)具有成本低、效率高、經(jīng)濟社會效益顯著的優(yōu)點,可為發(fā)展工程結(jié)構(gòu)抗震技術(shù)理論體系提供技術(shù)支撐,對引領(lǐng)工程結(jié)構(gòu)抗震技術(shù)可持續(xù)發(fā)展具有重要意義。