張仁巍,莊一舟,曾武華,李 偉

(1.三明學(xué)院 建筑工程學(xué)院,福建 三明 365004;2.工程材料與結(jié)構(gòu)加固福建省高等學(xué)校重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,福建 三明 365004;3.浙江工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,浙江 杭州 310023;4.閩晟集團(tuán)城建發(fā)展有限公司,福建 三明 365000)

方鋼管混凝土柱因具有抗彎剛度大、承載力高、制作和施工便捷等優(yōu)勢(shì),目前已在土木工程結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用[1-2]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)方鋼管混凝土柱也開(kāi)展了大量的軸壓、偏壓、抗彎和抗震性能試驗(yàn)研究,深入探討了方鋼管混凝土柱的受力機(jī)理、破壞模式、緊箍效應(yīng)和極限承載力,采用通用程序建立了方鋼管混凝土柱的有限元模型,并拓展參數(shù)分析,在此基礎(chǔ)上得到了方鋼管混凝土柱的承載力統(tǒng)一算法和抗震優(yōu)化設(shè)計(jì)準(zhǔn)則,研究成果為工程設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供了科學(xué)依據(jù)[3-6]。

隨著工程實(shí)踐的積累和研究的不斷深入,研究者、設(shè)計(jì)和檢測(cè)人員在對(duì)方鋼管混凝土柱的理論分析、工程應(yīng)用和檢測(cè)過(guò)程中發(fā)現(xiàn),該類結(jié)構(gòu)仍然存在一些亟待解決的問(wèn)題[7-8]。如當(dāng)方鋼管混凝土柱處于跨海、環(huán)境惡劣等地區(qū)時(shí),外部鋼管易被腐蝕,墩柱的承載力顯著降低,后期養(yǎng)護(hù)費(fèi)用高[9]。當(dāng)上部荷載達(dá)到一定值時(shí),方鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用減弱,局部穩(wěn)定問(wèn)題凸顯,鋼材和混凝土之間不能充分結(jié)合[10]。此外,地震后的鋼材防火涂層受到不同程度的損壞,降低了結(jié)構(gòu)的抗火性能,增加了火災(zāi)環(huán)境下結(jié)構(gòu)倒塌的概率[11]。為解決上述問(wèn)題,筆者基于活性粉末混凝土(Reactive powder concrete,RPC)的高強(qiáng)度、高耐久性和強(qiáng)抗裂能力等特點(diǎn)[12],提出將RPC外包于方鋼管混凝土柱,即采用薄層RPC來(lái)提升方鋼管混凝土柱的耐久性和承載力,以期獲得良好的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益。當(dāng)前,對(duì)于RPC外包方鋼管混凝土柱的軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)研究和理論分析均未見(jiàn)相關(guān)報(bào)道,針對(duì)不同參數(shù)對(duì)該類組合柱的影響還有待深入探索。因此,為了進(jìn)一步探明RPC外包方鋼管混凝土柱的軸壓力學(xué)性能,以RPC厚度和長(zhǎng)細(xì)比為主要參數(shù),對(duì)其開(kāi)展靜力性能試驗(yàn)研究,深入分析該類組合柱的受力過(guò)程、破壞形態(tài)和承載力?；贏BAQUS通用程序,建立經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型,同時(shí)拓展參數(shù)分析。依據(jù)有限元數(shù)據(jù)樣本,借鑒相關(guān)規(guī)范,提出適合RPC外包方鋼管混凝土柱的軸壓承載力計(jì)算方法,以期為工程應(yīng)用提供參考與借鑒。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

為研究RPC外包方鋼管混凝土柱的軸壓力學(xué)性能,以RPC厚度T、長(zhǎng)細(xì)比λ為試驗(yàn)參數(shù),共設(shè)計(jì)了6根試件,各試件截面尺寸為190 mm×190 mm,鋼管壁厚t均為4 mm,參數(shù)如表1所示,試件的構(gòu)造如圖1所示。

圖1 試件的構(gòu)造圖(T15-S3.2)(單位:mm)Fig.1 Structure diagram of specimen (T15-S3.2) (unit: mm)

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 材料參數(shù)

RPC配合比如表2所示。配合比中的鋼纖維為鍍銅鋼纖維,直徑為0.2 mm,長(zhǎng)度為13 mm;減水劑為聚羧酸減水劑,減水效率不低于25%。根據(jù)《活性粉末混凝土》(GB/T 31387—2015)[13]測(cè)得RPC立方體抗壓強(qiáng)度為110.1 MPa,軸心抗壓強(qiáng)度為97.9 MPa,抗拉強(qiáng)度為6.35 MPa,彈性模量為38.8 GPa?；炷翉?qiáng)度等級(jí)設(shè)計(jì)為C30,依據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[14]測(cè)得C30混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度為36.8 MPa,軸心抗壓強(qiáng)度為29.3 MPa,抗拉強(qiáng)度為2.12 MPa,彈性模量為29.5 GPa。鋼管采用型號(hào)為Q235的鋼材,依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)》(GB/T 228.1—2010)[15]的試驗(yàn)方法,實(shí)測(cè)得到鋼材屈服強(qiáng)度為307.6 MPa,極限強(qiáng)度為442.8 MPa,彈性模量為195.0 GPa。

表2 RPC配合比

1.3 加載裝置和測(cè)量方案

軸壓試驗(yàn)采用500 t微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能壓力機(jī),加載實(shí)景如圖2所示。試驗(yàn)加載前先進(jìn)行預(yù)加載,主要是檢測(cè)各試驗(yàn)設(shè)備是否正常工作以及誤差是否合理。正式加載時(shí),預(yù)估極限承載力的前80%采用力控制加載(每級(jí)達(dá)到預(yù)估極限承載力10%時(shí)停止35 s,用于觀察試驗(yàn)現(xiàn)象和檢查數(shù)據(jù)),隨后采用位移控制,速度設(shè)定為0.15 mm/min,直至試件破壞,停止加載。在試驗(yàn)加載前,在試件中部的4個(gè)側(cè)面粘貼豎向和橫向的RPC應(yīng)變片,同時(shí)在試件的兩側(cè)各布置2個(gè)位移計(jì),具體如圖2所示。澆筑外部RPC前,在鋼管外側(cè)中部4個(gè)側(cè)面提前粘貼豎向和橫向的應(yīng)變片,用于測(cè)量鋼管應(yīng)變。

圖2 加載實(shí)景圖Fig.2 Setup of loading system

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

6根組合柱試件的破壞形態(tài)如圖3所示。由圖3(a)可知:未澆筑RPC試件主要在中部和端部位置出現(xiàn)鼓曲。由圖3(b,c)可知:澆筑RPC試件的破壞形態(tài)均較為接近,加載前期變化不明顯,隨著豎向力增大,外部鋼纖維不斷被拉斷,鋼管內(nèi)部混凝土開(kāi)始膨脹,鋼管逐漸屈服,中部位置出現(xiàn)鼓曲,RPC出現(xiàn)細(xì)小裂縫,隨著荷載的不斷增大,中截面位置的裂縫沿著兩側(cè)擴(kuò)張且深度加大,不同RPC厚度的組合柱最終呈現(xiàn)出剪切破壞。由圖3(d,f)可知:隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加,組合柱的破壞位置均在中截面偏上位置,鑿去RPC后發(fā)現(xiàn)鋼管出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of specimens

2.2 荷載—軸向位移曲線

RPC外包方鋼管混凝土柱的荷載—軸向位移曲線如圖4所示。試驗(yàn)所得到的極限承載力如表3所示。由圖4(a)可知:不同RPC厚度的荷載—位移曲線均有3個(gè)階段,即彈性階段、彈塑性階段和下降(破壞)階段;隨著RPC厚度的增加,試件的整體剛度略有提高,而鋼管外部未澆筑RPC的試件(T0-S1.6)明顯更早進(jìn)入彈塑性階段,然而提升組合柱的RPC厚度,其荷載—位移曲線在下降階段的斜率明顯增大,分析其原圖,主要是因?yàn)镽PC屬于脆性材料,所以當(dāng)外部RPC受損時(shí),鋼纖維容易出現(xiàn)集群斷裂(圖3(e)中的寬裂縫),而內(nèi)部鋼管混凝土的截面減小,造成組合柱的整體承載力降低。當(dāng)RPC厚度T從0增加至25 mm時(shí),試件的極限承載力逐漸提高,結(jié)合表3可知幅值提高了24.4%。由圖4(b)可知:不同長(zhǎng)細(xì)比試件與不同RPC厚度試件的荷載—位移曲線走勢(shì)大致相同,均有3個(gè)階段。隨著試件長(zhǎng)細(xì)比的增加,曲線彈性剛度、極限承載力逐漸降低,然而曲線在下降段較為平緩,延性略微改善。當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比從1.6增加至6.3時(shí),結(jié)合表3可知組合柱的極限承載力降低了12.9%。

圖4 荷載—軸向位移曲線Fig.4 Load-axial displacement curves

表3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2.3 荷載—鋼管環(huán)向應(yīng)變曲線

試件的荷載—鋼管環(huán)向應(yīng)變曲線如圖5所示。由圖5可知:在加載初期,荷載—鋼管環(huán)向應(yīng)變曲線在彈性階段均較為重合,隨著豎向力增加,應(yīng)變不斷增大;由圖5(a)可知:方鋼管外側(cè)未澆筑RPC的組合柱更早進(jìn)入彈塑性階段,即鋼管更早出現(xiàn)屈服。由圖5(b)可知:雖然長(zhǎng)細(xì)比大的試件整體剛度略微降低且更早進(jìn)入彈塑性階段,但各試件的應(yīng)變走勢(shì)大致相同。

圖5 荷載—鋼管環(huán)向應(yīng)變曲線Fig.5 Load-circumferential strain curves of steel tube

2.4 荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線

組合柱的荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線如圖6所示。由圖6可知:在加載前期,因豎向力較小,各試件應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)緩慢,即RPC、鋼管和混凝土之間處于協(xié)同工作。由圖6(a)可知:不同RPC厚度的荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線波動(dòng)較小,曲線大致重合。由圖6(b)可知:隨著長(zhǎng)細(xì)比增大,組合柱的荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線更早進(jìn)入彈塑性階段,然而其整體變化幅度較小,原因在于本試驗(yàn)長(zhǎng)細(xì)比范圍有限,造成組合柱的荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線變化不明顯。

圖6 荷載—RPC環(huán)向應(yīng)變曲線Fig.6 Load-circumferential strain curves of RPC

2.5 緊箍效應(yīng)分析

為探究組合柱外側(cè)RPC是否對(duì)方鋼管混凝土起到緊箍效應(yīng),取組合材料的泊松比υ作為研究對(duì)象,組合材料的泊松比為RPC的環(huán)向應(yīng)變與豎向應(yīng)變之比,RPC的泊松比取0.19。一般當(dāng)組合材料的泊松比超過(guò)RPC的泊松比時(shí),即可認(rèn)為外側(cè)RPC對(duì)方鋼管混凝土柱起到緊箍效應(yīng)[16]。各試件的荷載—泊松比曲線如圖7所示。由圖7可知:各試件在加載初期,組合材料的泊松比均小于RPC的泊松比,該階段組合柱的RPC、方鋼管和混凝土之間處于協(xié)同工作狀態(tài),外側(cè)RPC未對(duì)內(nèi)部方鋼管混凝土起到明顯的緊箍作用。隨著荷載的不斷增大,組合材料的泊松比逐漸大于0.19,說(shuō)明外側(cè)RPC對(duì)內(nèi)部方鋼管混凝土逐漸起到緊箍作用且不斷提高。而隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加,組合柱外側(cè)RPC對(duì)方鋼管混凝土柱的緊箍效應(yīng)更早出現(xiàn)。

圖7 荷載—泊松比曲線Fig.7 Load-poisson ratio curves

3 有限元建模

由于受到試驗(yàn)條件、試驗(yàn)時(shí)間等因素的影響,本研究試驗(yàn)參數(shù)有限,為了進(jìn)一步分析不同參數(shù)(RPC強(qiáng)度、RPC厚度、方鋼管壁厚和混凝土強(qiáng)度等)變化對(duì)RPC外包方鋼管混凝土柱軸壓性能的影響,基于ABAQUS通用程序,建立RPC外包方鋼管混凝土柱的有限元模型,并拓展參數(shù)分析。

3.1 有限元模型建立

在ABAQUS軟件中,采用分離式建模,有限元模型由RPC、鋼管和內(nèi)部混凝土3部分組成,為了提高計(jì)算效率和避免造成不收斂,模型的RPC、方鋼管和內(nèi)部混凝土均采用C3D8R實(shí)體單元(八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體減縮單元),有限元模型和網(wǎng)格劃分如圖8所示。

圖8 有限元模型與網(wǎng)格劃分Fig.8 Finite element modeling and meshing

在接觸方面,RPC與鋼管的界面之間采用面面接觸,在法向方向采用硬接觸,切向方向采用庫(kù)倫摩擦模型,摩擦系數(shù)取0.25。鋼管與內(nèi)部混凝土界面之間也采用面面接觸,法向接觸為硬接觸,切向方向也采用庫(kù)倫摩擦,摩擦系數(shù)取0.5。在有限元模型的頂面和底面各設(shè)置一個(gè)參考點(diǎn)(RP-1,RP-2),并分別與頂面和底面進(jìn)行耦合連接。為了便于快速計(jì)算和避免出現(xiàn)不收斂問(wèn)題,頂面和底面采用鉸接方式。本研究的RPC受壓本構(gòu)關(guān)系采用沈濤[17]提出的模型,RPC受拉本構(gòu)關(guān)系采用楊志慧[18]提出的模型,鋼材采用理想彈塑性模型[19],混凝土選用韓林海[20]提出的約束混凝土本構(gòu)關(guān)系模型。

3.2 有限元模型驗(yàn)證

3.2.1 破壞形態(tài)對(duì)比

典型試件(T15-S1.6與T25-S1.6)有限元分析得到的破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖9所示。因加工制作、試驗(yàn)加載等存在一定誤差,所以造成實(shí)際加載得到的破壞形態(tài)與有限元分析得出的破壞形態(tài)有一定差異,由圖9可以看出有限元計(jì)算得出的損傷云圖與實(shí)際構(gòu)件的損傷情況吻合較好。

圖9 破壞形態(tài)對(duì)比Fig.9 Comparison of failure modes

3.2.2 荷載—位移曲線對(duì)比

荷載—位移曲線對(duì)比如圖10所示。有限元分析的極限承載力與試驗(yàn)極限承載力的對(duì)比如表4所示。由圖10可知:有限元分析得出的荷載—位移曲線與試驗(yàn)曲線走勢(shì)大致相同,然而有限元計(jì)算的荷載—位移曲線在下降階段與試驗(yàn)曲線出入較大,主要是因?yàn)樵嚰嬖诔跏既毕?所以有限元建模無(wú)法完全考慮實(shí)際情況。由表4可知:數(shù)值模擬得出的極限承載力均小于試驗(yàn)值,可能是由于在有限元分析時(shí),針對(duì)外層RPC對(duì)內(nèi)部方鋼管混凝土柱的約束效應(yīng)考慮不足。結(jié)合表4中數(shù)據(jù)可知:有限元分析值與試驗(yàn)值之比的均值為0.995,均方差為0.025,分析誤差均控制在10%以內(nèi)。綜上分析,說(shuō)明采用筆者建模方法可以準(zhǔn)確地模擬出該類組合柱的軸壓受力過(guò)程,且可靠度高。

圖10 荷載—位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of load-displacement curves

表4 極限承載力對(duì)比

3.3 參數(shù)分析

以T15-S1.6試件為基準(zhǔn)模型,采用ABAQUS軟件對(duì)RPC外包方鋼管混凝土柱拓展參數(shù)分析,參數(shù)包括RPC強(qiáng)度(100～140 MPa)、RPC厚度(5～45 mm)、鋼管強(qiáng)度等級(jí)(Q235～Q690)、含鋼率(3.50%～16.62%)、混凝土強(qiáng)度(30～70 MPa)和長(zhǎng)細(xì)比(1.6～30.0),共進(jìn)行了30根軸壓組合柱的數(shù)值建模分析,計(jì)算結(jié)果如圖11所示。由圖11可知:隨著RPC強(qiáng)度、RPC厚度、鋼管強(qiáng)度等級(jí)、含鋼率和混凝土強(qiáng)度的增加,組合柱的承載力逐漸提升,幅值分別提高8.7%,21.4%,41.6%,91.5%,28.3%。隨著長(zhǎng)細(xì)比從1.6增大至30,組合柱的彈性剛度和承載力均逐漸降低,幅值分別降低91.5%,40.5%。由圖11(b)可知:隨著RPC厚度的增大,曲線在下降階段的承載力明顯降低,原因在于當(dāng)外層RPC損壞后,組合柱的整體承載力降低。由圖11(c)可知:當(dāng)RPC厚度和鋼管強(qiáng)度等級(jí)分別超過(guò)35 mm,Q550時(shí),組合柱的承載力提高幅度有限。因此,工程中建議RPC強(qiáng)度設(shè)計(jì)為110～130 MPa、RPC厚度取15～35 mm、鋼管強(qiáng)度等級(jí)選用Q235～Q550、含鋼率取3.50%～13.50%、混凝土強(qiáng)度取30～50 MPa以及長(zhǎng)細(xì)比取5～15。

圖11 有限元參數(shù)分析Fig.11 Finite element parameter analysis

4 承載力計(jì)算

RPC外包方鋼管混凝土柱是一種新型組合柱,現(xiàn)有規(guī)范未對(duì)其承載力計(jì)算方法進(jìn)行相應(yīng)的規(guī)定,且已有文獻(xiàn)中也未見(jiàn)相關(guān)承載力的建議計(jì)算公式,因此有必要對(duì)RPC外包方鋼管混凝土柱承載力算法進(jìn)行探討,并建立適合該類組合柱的承載力計(jì)算方法,為后續(xù)工程應(yīng)用和規(guī)范修訂提供參考與借鑒。

4.1 軸壓短柱

4.1.1 方鋼管混凝土柱發(fā)揮系數(shù)

通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析可知:當(dāng)RPC外包方鋼管混凝土柱達(dá)到極限承載力時(shí),RPC與方鋼管混凝土之間的接觸應(yīng)力較小,RPC均在中后期發(fā)揮緊箍效應(yīng),說(shuō)明當(dāng)組合柱達(dá)到極限承載力時(shí),外側(cè)RPC承擔(dān)的豎向力占比較大,內(nèi)部方鋼管混凝土發(fā)揮的作用有限,通過(guò)有限元參數(shù)分析結(jié)果可計(jì)算得出方鋼管混凝土柱的承載力發(fā)揮系數(shù)ω(ω是指組合柱的承載力與外側(cè)RPC承載力和內(nèi)部方鋼管混凝土柱承載力之和的比值),計(jì)算結(jié)果如表5所示。由表5可知:方鋼管混凝土柱承載力發(fā)揮系數(shù)ω的取值范圍為0.78～1.01。

表5 發(fā)揮系數(shù)

4.1.2 軸壓短柱承載力計(jì)算方法

RPC外包方鋼管混凝土柱是在鋼管混凝土柱的基礎(chǔ)上延伸出的一種新型組合柱,因此其承載力計(jì)算方法可以借鑒《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(GB 50936—2014)[21]的承載力計(jì)算方法,即采用簡(jiǎn)單疊加法,將RPC外包方鋼管混凝土柱的承載力分為兩部分,一是RPC承擔(dān)部分Nrpc,二是內(nèi)部方鋼管混凝土承擔(dān)部分ωNs。其中:ω為方鋼管混凝土柱承載力發(fā)揮系數(shù),由試驗(yàn)和有限元分析可知,在外部RPC達(dá)到極限承載力時(shí),方鋼管混凝土柱未同時(shí)達(dá)到極限承載力,承擔(dān)荷載有限,因此將Ns乘以一個(gè)發(fā)揮系數(shù)ω,具體計(jì)算式為

Nu=Nrpc+ωNs

(1)

式中:Nrpc通過(guò)直接將RPC面積與RPC軸心抗壓強(qiáng)度相乘計(jì)算得到;Ns采用文獻(xiàn)[21]中的相應(yīng)規(guī)定進(jìn)行計(jì)算。Nrpc和Ns的計(jì)算式分別為

Nrpc=Aufu

(2)

Ns=Ascfsc

(3)

fsc=(1.212+Bθ+Cθ2)fc

(4)

(5)

(6)

(7)

式中:Au為RPC橫截面面積;fu為RPC軸心抗壓強(qiáng)度;Asc為方鋼管混凝土截面面積;fsc為方鋼管混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;θ為套箍系數(shù);f為鋼材的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;fc為混凝土的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;As,Ac分別為方鋼管和管內(nèi)混凝土的橫截面面積;B,C分別為截面形狀對(duì)緊箍效應(yīng)的影響系數(shù)。

由有限元參數(shù)分析并結(jié)合表5可知:方鋼管混凝土柱承載力發(fā)揮系數(shù)ω的變化范圍為0.78～1.01,在實(shí)際工程計(jì)算時(shí),ω可偏安全地取0.75?；诒驹囼?yàn)和有限元參數(shù)分析的數(shù)據(jù)樣本,將筆者提出的RPC外包方鋼管混凝土柱極限承載力計(jì)算方法進(jìn)行試算,計(jì)算結(jié)果如圖12所示。由圖12可知:公式計(jì)算值與有限元分析值和試驗(yàn)值之比的平均值為1.008,均方差為0.084,計(jì)算誤差基本控制在±15%以內(nèi)。因此,RPC外包方鋼管混凝土柱極限承載力的建議計(jì)算式為

圖12 公式計(jì)算值與有限元分析值對(duì)比Fig.12 Comparison of formula calculation values and finite element analysis values

Nu=Nrpc+0.75Ns

(8)

4.2 穩(wěn)定系數(shù)研究

RPC外包方鋼管混凝土柱與方鋼管混凝土柱具有一定的共性,因此該類組合柱的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算可參考借鑒《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 28—2012)[22]中穩(wěn)定系數(shù)φl(shuí)的計(jì)算方法,其計(jì)算式為

當(dāng)L/l≤4時(shí):

φl(shuí)=1

(9)

當(dāng)L/l>4時(shí):

(10)

式中:L為組合柱的等效計(jì)算長(zhǎng)度;l為組合柱的短邊長(zhǎng)度。

依據(jù)式(9,10)進(jìn)行計(jì)算,并與有限元分析值進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖13所示。由圖13可知:隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,公式計(jì)算值與有限元分析值誤差明顯增大,兩者之比的均值為0.830,均方差為0.114,說(shuō)明該公式不適合此類組合柱的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算。

圖13 穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比Fig.13 Comparison of stability coefficients

綜上分析,已有規(guī)范的穩(wěn)定系數(shù)不適合RPC外包方鋼管混凝土柱的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算,為了進(jìn)一步分析此類組合柱的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算方法,基于本試驗(yàn)和有限元數(shù)據(jù)樣本,對(duì)文獻(xiàn)[22]中L/l>4時(shí)的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算方法進(jìn)行修正,擬合得出適合RPC外包方鋼管混凝土柱的穩(wěn)定系數(shù)φl(shuí)計(jì)算公式,具體為

當(dāng)L/l>4時(shí):

(11)

采用式(9,11)進(jìn)行試算,并與本試驗(yàn)結(jié)果和有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖14所示。由圖14可知:修正后的公式計(jì)算曲線與有限元曲線和試驗(yàn)曲線均吻合較好,且修正后的穩(wěn)定系數(shù)公式計(jì)算值與本試驗(yàn)值和有限元值之比的均值為1.010,均方差為0.025,計(jì)算誤差均在±10%以內(nèi),說(shuō)明采用筆者修正后的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算公式可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)出RPC外包方鋼管混凝土柱的穩(wěn)定系數(shù)。

圖14 公式修正后的穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比Fig.14 Comparison of stability coefficients after the correction of formula

4.3 軸壓承載力計(jì)算方法匯總

將筆者提出的RPC外包方鋼管混凝土軸壓短柱、長(zhǎng)柱承載力計(jì)算方法進(jìn)行匯總,具體如表6所示。

表6 承載力計(jì)算方法匯總

5 結(jié) 論

筆者對(duì)RPC外包方鋼管混凝土柱開(kāi)展了軸壓試驗(yàn)研究和有限元分析,探討了其承載力計(jì)算方法,結(jié)果表明:1) 在加載初期,RPC外包方鋼管混凝土柱因豎向力較小,RPC未對(duì)內(nèi)部方鋼管混凝土柱起到緊箍作用,隨著豎向力的增大,鋼管內(nèi)部混凝土開(kāi)始膨脹,外部鋼纖維不斷被拉斷,外側(cè)RPC對(duì)內(nèi)部方鋼管混凝土柱起到緊箍作用且逐漸增大;2) 隨著RPC厚度從0提高至25 mm,RPC外包方鋼管混凝土柱的極限承載力提高了24.4%,隨著構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比從1.6增大至6.3,組合柱的極限承載力降低了12.9%,然而延性有所改善,荷載—位移曲線在下降階段更為平緩;3) 借助ABAQUS軟件,建立了RPC外包方鋼管混凝土柱有限元模型,通過(guò)有限元參數(shù)分析可知,隨著RPC強(qiáng)度、RPC厚度、鋼管強(qiáng)度等級(jí)、含鋼率和混凝土強(qiáng)度的增加,組合柱的承載力逐漸提升,隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,組合柱的彈性剛度和承載力均逐漸降低,將拓展參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行整理,給出了實(shí)際工程中的建議取值;4) 基于有限元數(shù)據(jù)樣本,計(jì)算得出內(nèi)部方鋼管混凝土柱的承載力發(fā)揮系數(shù),其波動(dòng)范圍為0.78～1.01,在此基礎(chǔ)上借鑒鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范,提出了RPC外包方鋼管混凝土軸壓短柱的承載力計(jì)算方法,公式計(jì)算值與試驗(yàn)值和有限元分析值均吻合良好;5) 采用修正后的RPC外包方鋼管混凝土柱的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算公式,其計(jì)算結(jié)果與有限元分析值和試驗(yàn)值吻合較好。