配筋方鋼管混凝土柱的抗壓性能

鄭 亮，靳小俊，董彥莉

（中北大學(xué)理學(xué)院，山西太原030051）

配筋方鋼管混凝土柱的抗壓性能

鄭 亮，靳小俊，董彥莉

（中北大學(xué)理學(xué)院，山西太原030051）

通過配筋方鋼管混凝土柱軸壓試驗(yàn)及ABAQUS有限元軟件對(duì)配筋及未配筋方鋼管混凝土柱的軸心受壓和偏心受壓性能進(jìn)行了非線性數(shù)值模擬，研究了2種方鋼管混凝土柱在軸心受壓和偏心受壓下的力學(xué)性能、變形能力和破壞形態(tài)，給出了2種方鋼管混凝土柱數(shù)值模擬的荷載-位移曲線和變形形式，分析了配筋對(duì)方鋼管混凝土柱變形和極限承載力的影響.結(jié)果表明：鋼管混凝土柱加配筋以后，極限承載能力顯著提高，同時(shí)變形性能得到一定的改善，但2種方鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)基本相同.隨著偏心距的增加，2種鋼管混凝土柱的極限承載力和后期的穩(wěn)定承載力逐漸降低，但配筋鋼管混凝土柱的降低幅度比鋼管混凝土柱降低幅度小.

方鋼管混凝土；螺旋箍筋；軸壓試驗(yàn)；偏心受壓；ABAQUS

鋼管混凝土是在螺旋配筋混凝土的基礎(chǔ)上演變和發(fā)展起來的，具有承載力高、塑性和韌性好、施工周期短、耐火性能好等優(yōu)點(diǎn)，已廣泛應(yīng)用于各種建筑結(jié)構(gòu)中.而配筋鋼管混凝土柱是在鋼管內(nèi)部的核心混凝土中加配縱向受力鋼筋和箍筋而形成的試件，縱筋和箍筋組成的鋼筋網(wǎng)約束核心混凝土，從而彌補(bǔ)了方鋼管混凝土約束能力不強(qiáng)的弱點(diǎn)，進(jìn)而使其承載力和變形性能都有較大提高.目前國內(nèi)外對(duì)鋼管混凝土柱的受力性能已有大量的研究報(bào)道［1-7］，文獻(xiàn)［8-9］對(duì)配筋圓鋼管混凝土短柱和鋼管混凝土短柱的軸心受壓進(jìn)行了試驗(yàn)，研究比較了配筋鋼管混凝土短柱的受力性能、變形能力和破壞形態(tài).但是對(duì)配螺旋箍筋鋼管混凝土柱受力性能方面的研究較少.

為此，對(duì)配筋方鋼管混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，采用ABAQUS有限元軟件分析配筋及未配筋的方鋼管混凝土柱的承載力和變形性能，并將配筋與未配筋方鋼管混凝土柱的承載力和變形性能進(jìn)行比較.

1　試 驗(yàn)

1.1目 的

為了提高鋼管對(duì)鋼管混凝土柱中核心混凝土的約束能力，在鋼管中配置鋼筋，并對(duì)配筋方鋼管混凝土柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，以了解配筋方鋼管混凝土柱的力學(xué)性能.

1.2方 法

方鋼管混凝土柱和配螺旋箍筋方鋼管混凝土柱的軸心受壓試驗(yàn)試件的具體參數(shù)列于表1中.試件鋼管采用Q235，縱向鋼筋采用HRB335，箍筋采用HPB235.

表1　方鋼管混凝土柱試件參數(shù)mm

鋼管混凝土短柱及配方鋼管混凝土短柱單調(diào)加載靜力軸心受壓試驗(yàn)，采用500 t液壓式壓力機(jī)，對(duì)2種混凝土短柱試件進(jìn)行單調(diào)加載直至試件達(dá)到極限承載力而破壞.為順利完成試驗(yàn)加載過程，可將加載過程分為預(yù)加載和正式加載2個(gè)階段.加載裝置及鋼管混凝土柱的破壞方式如圖1，2所示.

圖1　配筋方鋼管混凝土柱加載裝置

圖2　破壞形態(tài)

由圖2知，未配筋試件在加載初期，處于彈性階段，外觀基本沒有變化.當(dāng)荷載達(dá)到0.85倍的極限荷載時(shí)，方鋼管混凝土短柱鋼管中上部表面微微鼓曲，短柱頂部與壓力機(jī)頂板接觸的部分并未發(fā)生明顯鼓曲破壞.同樣，配筋試件在加載初期，處于彈性階段，外觀基本沒有變化.當(dāng)荷載達(dá)到0.90倍的極限荷載時(shí)，方鋼管混凝土短柱鋼管中上部表面微微鼓曲，短柱頂部與壓力機(jī)頂板接觸部分并未發(fā)生明顯鼓曲破壞.配筋及未配筋方鋼管混凝土柱的荷載-位移曲線見圖3.

圖3　荷載-位移曲線

由圖3可知，未配筋方鋼管混凝土柱的承載力為3 200 kN，配筋后方鋼管混凝土柱的承載力為4 400 kN，配螺旋箍筋后方鋼管混凝土柱的承載力有較大程度的提高，最大提高幅度達(dá)到37.5%.這是由于方鋼管對(duì)核心混凝土的約束能力較弱，無法有效發(fā)揮核心混凝土的抗壓強(qiáng)度，而配螺旋箍筋后有效地約束了方鋼管中的混凝土，使核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，提高混凝土抗壓強(qiáng)度，從而提高整個(gè)配筋方鋼管混凝土的極限承載力.

2　有限元模型的建立

2.1模型單元類型及邊界條件

在ABAQUS建立的數(shù)值模型中，核心混凝土采用實(shí)體單元Solid164模擬，鋼管采用殼單元（shell）（S4）.為使得殼單元在厚度方向上有較高的計(jì)算精度，在厚度方向采用多個(gè)積分點(diǎn)的simpson積分方式，螺旋箍筋及縱筋采用線性單元（wire）來模擬.鋼管混凝土中鋼管和混凝土之間存在界面力，為更好地模擬鋼管和混凝土界面間的接觸模型，在有限元模型中鋼管和混凝土之間的界面接觸由切向滑移和法向接觸2部分組成，沿著鋼管和混凝土界面接觸面的切向滑移采用庫侖摩擦來模擬鋼管和混凝土之間的摩擦力，同時(shí)假定在有限元模型中鋼管和混凝土之間的滑動(dòng)是有限的，故采用有限滑移（limited sliding）單元來模擬，鋼管和混凝土間的剪切滑移系數(shù)取0.6［10］；數(shù)值模型中鋼管和混凝土接觸面法線方向采用硬接觸方式來模擬，允許鋼管和混凝土之間分離，但不允許兩者互相穿透，這種模擬接觸方式可以很好地模擬鋼管和混凝土間真實(shí)的界面接觸性能.螺旋箍筋與核心混凝土間具有足夠的黏結(jié)強(qiáng)度，并且鋼筋混凝土中的鋼筋不會(huì)發(fā)生黏結(jié)破壞，兩者能夠共同工作，因此在ABAQUS有限元數(shù)值模型中采用埋入單元（embedded element）來模擬螺旋箍筋和核心混凝土的相互作用.

數(shù)值模擬計(jì)算中，為不產(chǎn)生應(yīng)力集中使得數(shù)值計(jì)算產(chǎn)生不收斂，將2種鋼管混凝土柱頂和柱底所有節(jié)點(diǎn)耦合到一點(diǎn)，柱頂和柱底邊界條件采用鉸接方式連接.對(duì)于軸壓試件，在柱頂采用位移加載方式施加壓力，故柱的頂部約束x，y方向的位移，柱底部約束x，y，z方向的位移.對(duì)于偏心受壓試件，在柱頂采用位移加載的方式施加壓力，故柱的頂部約束x，y方向的位移，柱底部約束z向的位移.

2.2材料模型

借鑒ABAQUS文獻(xiàn)，數(shù)值模擬中混凝土材料采用Concrete Damaged Plasticity模型，其混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)［11］中單軸抗壓全曲線方程：

上述公式中的縱、橫坐標(biāo)的具體公式為

參數(shù)αa，αd計(jì)算公式為

其中混凝土抗拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用如下公式［11］計(jì)算：

上述公式中的縱、橫坐標(biāo)計(jì)算公式為

參數(shù)αt計(jì)算公式如下：

混凝土材料采用的Concrete Damaged Plasticity模型的具體參數(shù)如下：軸心抗壓強(qiáng)度；混凝土的彈性模量E=3.6×104MPa；泊松比υc=0.2；抗拉強(qiáng)度:模型中混凝土剪漲角為30°；

混凝土本構(gòu)關(guān)系如圖4所示，方鋼管采用彈塑性模型.其中，方鋼管的屈服強(qiáng)度值fy=345 MPa；方鋼管的彈性模量Eg=2.1×105MPa；方鋼管的泊松比υg=0.3.σ

圖4　混凝土本構(gòu)關(guān)系

鋼材本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型（見圖5）.

圖5　鋼材的本構(gòu)關(guān)系

通過有限元軟件ABAQUS，應(yīng)用上述材料模型模擬配筋鋼管混凝土，其結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比如圖6所示.

圖6　試驗(yàn)與模擬對(duì)比

由圖6可知，兩者吻合很好，說明采用的有限元方法能有效地模擬計(jì)算方鋼管混凝土試件的荷載-位移關(guān)系.

3　數(shù)值模擬參數(shù)分析

參數(shù)分析的配筋及未配筋鋼管混凝土的截面形式，如圖7所示.應(yīng)用ABAQUS有限元軟件對(duì)鋼管混凝土柱的軸壓和偏壓靜力性能進(jìn)行了非線性數(shù)值模擬，模擬試件的寬度a=200 mm，壁厚t為5 mm和8 mm，縱筋直徑為8 mm和10 mm，箍筋直徑為6 mm，混凝土強(qiáng)度fc=14.3 MPa，鋼管屈服強(qiáng)度fy= 235 MPa，縱筋屈服強(qiáng)度fl=345 MPa.著重考察了2種混凝土柱的軸心受壓和偏心受壓力學(xué)性能的影響.

圖7　橫截面示意圖

共模擬24個(gè)試件，其中8個(gè)鋼管混凝土柱試件，16個(gè)配筋鋼管混凝土試件，參數(shù)及結(jié)果見表2.其中，t為鋼管壁的厚度；Nu為極限承載力；Nw為后期穩(wěn)定承載力.編號(hào)中，A代表鋼管壁厚度為5 mm；B代表鋼管壁厚度為8 mm；φ代表配筋，φ后數(shù)字代表縱向鋼筋的直徑（mm）；A，B后的數(shù)字代表偏心距e，0代表e=0 mm，1代表e=25 mm，2代表e= 50 mm，3代表e=75 mm.

表2　試件參數(shù)及模擬結(jié)果

4　計(jì)算結(jié)果分析

4.1偏心距的影響

寬度為200 mm的2種鋼管混凝土柱的荷載（F）-位移（D）隨偏心距的變化曲線如圖8-9所示，其中As為鋼筋的面積.

圖8　鋼管混凝土柱F-D曲線（t=5 mm）

圖9　配筋鋼管混凝土柱F-D曲線（t=8 mm，As=471 mm2）

由圖8-9可知，2種混凝土柱的F-D曲線可以分為4個(gè)階段，即彈性階段（直線上升段）、彈塑性階段（上升段中的曲線段，較短）、陡峭下降階段和穩(wěn)定下降段.鋼管混凝土柱達(dá)到極限承載力后，承載力會(huì)有一定程度的下降，但并不會(huì)完全喪失承載力，后續(xù)還有一定的穩(wěn)定承載能力，但后期穩(wěn)定承載力在緩慢下降的同時(shí)變形將逐漸加大.

由此可見，隨著偏心距的增加，彈性階段逐漸變短，并且在偏心荷載作用下2種鋼管混凝土柱的壓彎剛度逐漸降低，彈塑性階段變長；隨著偏心距的增加，2種混凝土柱的極限承載力和后期的穩(wěn)定承載力逐漸的降低，由表2可知降低的幅度逐漸減??；相同偏心距條件下，配筋會(huì)使鋼管混凝土試件的極限承載力到后期穩(wěn)定承載力的降低幅度顯著減小.以偏心距50 mm，壁厚5 mm為例，鋼管混凝土柱的極限承載力到穩(wěn)定承載力的降低幅度達(dá)到25%，鋼管混凝土配筋471 mm2時(shí)，配筋鋼管混凝土柱的極限承載力降低幅度達(dá)到18.5%；隨著偏心距的增加，2種凝土柱達(dá)到極限承載力后，曲線的陡峭下降階段逐漸變緩并逐漸消失，直接過渡到穩(wěn)定下降段.

4.2鋼管壁厚的影響

鋼管壁厚變化后，寬度為200 mm的2種混凝土柱的F-D變化曲線如圖10-11所示.

由圖10-11可知：①壁厚為5mm和8mm的未配筋及配筋鋼管混凝土柱極限承載力分別為2 449.97 kN和3 256.08 kN、2 610.58 kN和3 457.54 kN，鋼管壁厚的增加可提高對(duì)混凝土的約束能力，因此在相同偏心距的條件下，壁厚的增加可減小鋼管混凝土柱極限承載力的降低幅度，從而提高了鋼管混凝土柱的承載力和塑性變形能力.②由表2可知，相同偏心距條件下，隨壁厚增加，配筋鋼管混凝土柱從極限承載力到穩(wěn)定承載力的降低幅度較低；鋼管混凝土柱的極限承載力和后期穩(wěn)定承載力都有一定程度的提高，鋼管混凝土柱F-D彈性階段增加，并且陡峭下降段變緩.

圖10　鋼管混凝土柱F-D曲線（e=0 mm）

圖11　配筋鋼管混凝土柱F-D曲線（e=50mm，As=471 mm2）

5　鋼管及鋼筋的變形

在偏心荷載和軸心荷載作用下，配筋鋼管混凝土柱鋼管及配筋的變形如圖12-13所示.

圖12　偏心荷載作用下的變形

圖13　軸壓荷載作用下的變形

在偏心和軸心荷載作用下，2種混凝土柱具有相同的變形形式，鋼管的變形如圖12-13所示.當(dāng)偏心距較小時(shí)，偏心荷載作用下2種混凝土柱全截面受壓，當(dāng)偏心距較大時(shí)，偏心荷載作用下2種混凝土柱截面可分為受拉區(qū)和受壓區(qū)，達(dá)到極限承載力后，鋼管在受壓區(qū)達(dá)到了屈服，同時(shí)受彎處縱筋和箍筋也達(dá)到屈服.在軸心荷載作用下，鋼管中部屈曲，屈曲處縱筋和箍筋也達(dá)到屈服.偏心荷載作用下，鋼管頂面和下面由于約束作用，變形較小，鋼管混凝土柱在中部受壓側(cè)向外鼓出并屈曲，并且在受壓側(cè)相鄰的兩邊靠近受壓區(qū)鋼管也屈曲并向外鼓出，如圖12所示；在軸心荷載作用下，中部鋼管壁向外鼓出并屈曲，如圖13所示.縱筋和箍筋在變形處均達(dá)到屈服強(qiáng)度，靠近頂部由于變形較小，箍筋并未完全屈服.2種混凝土柱的受壓區(qū)隨著偏心距的增加而逐漸減小.

試件在破壞時(shí)，受壓區(qū)混凝土柱達(dá)到極限壓應(yīng)變，受壓鋼筋和鋼管都達(dá)到屈服強(qiáng)度，受拉區(qū)的鋼管和鋼筋也達(dá)到屈服強(qiáng)度.因此，無論是軸壓試件還是偏心試件都是強(qiáng)度破壞.

6　結(jié) 論

1）鋼管混凝土柱配筋后，承載力和塑性變形能力比鋼管混凝土柱有一定程度的提高，通過試驗(yàn)可知，極限承載力的最大提高幅度達(dá)到37.5%.

2）隨著偏心距的增加，鋼管混凝土柱及配筋鋼管混凝土柱的極限承載力和后期的穩(wěn)定承載力逐漸降低，但配筋鋼管混凝土柱的降低幅度比鋼管混凝土柱降低幅度小.

3）配筋和未配筋鋼管混凝土柱的破壞形式基本相同，配筋沒有改變鋼管混凝土柱的變形和破壞形式，所有試件的破壞為強(qiáng)度破壞.

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（責(zé)任編輯 趙 鷗）

Com Pression Performance of reinforcement high strength concrete-filled steel tubular columns

Zheng Liang，Jin Xiaojun，Dong Yanli
（School of Science，North University of China，Taiyuan，Shanxi030051，China）

The nonlinear numerical simulation of the compression performance of reinforcement high strength concrete-filled tubular steel was conducted by reinforced concrete filled steel tubular axial compression test and analysis of ABAQUS.The deformation capacity and the ultimate load capacity and failuremodes of high strength concrete-filled tubular steel were investigated under axial and bias compression.The load-displacement curves and the deformation form of numerical simulation were obtained by analysis of ABAQUS.The influence of reinforcement on the deformation and ultimate load capacity was analyzed.The results show that the column failuremodes of reinforcementhigh strength concrete-filled tubular steel and concrete-filled tubular steel are similar，while the ultimate load capacity and the deformation performance are improved by reinforcement.With the increasing of eccentricity，the ultimate bearing capacity and the late stability bearing capacity of concrete-filled steel tubular column and reinforced concrete-filled steel tubular column are gradually reduced，but the reducing amplitude of bearing capacity for the reinforced concrete-filled steel tube is smaller than that for concrete-filled steel tube.

square concrete-filled tubular steel；spiral stirrup；axial compression test；eccentric compression；ABAQUS

TU352.1

A

1671-7775（2015）04-0469-06

鄭 亮，靳小俊，董彥莉.配筋方鋼管混凝土柱的抗壓性能［J］.江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2015，36（4）：469-474.

10.3969/j.issn.1671-7775.2015.04.018

2014-08-15

國家自然科學(xué)基金青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51208473）

鄭 亮（1977—），男，山西太原人，講師（zl_5403@126.com），主要從事鋼結(jié)構(gòu)和組合結(jié)構(gòu)研究.靳小?。?978—），女，山西太原人，講師（54033333@163.com），主要從事組合結(jié)構(gòu)研究.