鋼管混凝土構(gòu)件承載力影響因素研究

謝開仲,梁亦登,王紅偉,趙曉亮,魏 勇

(1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,南寧 530004； 2.廣西大學(xué)防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室,南寧 530004)

引言

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)是指在鋼管內(nèi)填充混凝土使其約束核心混凝土共同承受外界荷載的組合構(gòu)件，因為兼具鋼材和混凝土兩種材料的力學(xué)性能優(yōu)點，服役過程中可以充分發(fā)揮兩者的材料性能，被廣泛應(yīng)用于拱橋拱肋、設(shè)備支柱、桁架壓桿、地下結(jié)構(gòu)、住宅廠房及高層建筑等結(jié)構(gòu)[1-3]。

在鋼管混凝土柱中，益于鋼管的約束作用，核心混凝土不會過早地發(fā)生破壞，同時核心混凝土的支撐作用也避免了鋼管發(fā)生局部屈曲，鋼管和混凝土的相互作用使組合構(gòu)件的力學(xué)性能發(fā)揮到了極致，構(gòu)件即使在破壞時也能表現(xiàn)出較好的塑性變形能力，因此具有廣闊的工程應(yīng)用市場。目前，國內(nèi)外學(xué)者也對鋼管混凝土構(gòu)件進行了諸多研究工作，并取得了豐富的研究成果：柯曉軍[4]等通過40組鋼管混凝土試驗，提出能夠考慮鋼管及其約束作用的正截面壓彎承載力計算公式；趙國飛[5]等對于不同齡期鋼管混凝土短柱，引進齡期套箍修正系數(shù)，建立了早齡期鋼管混凝土短柱的承載力計算公式；周理[6]等基于拉桿-拱模型提出方鋼管混凝土軸壓承載力計算公式；楊綠峰[7]等基于構(gòu)件承載能力極限狀態(tài)并合理考慮受拉區(qū)鋼管的應(yīng)變強化段，提出方鋼管混凝土受彎構(gòu)件的承載力失效判據(jù)。目前關(guān)于鋼管混凝土柱的極限承載力還沒有統(tǒng)一的計算方式，各學(xué)者也在不斷探索精準簡化的計算公式，并逐漸延伸到異形截面柱方面。顏燕詳[8]等提出異形鋼管混凝土柱偏壓承載力統(tǒng)一算法，但僅限于T形、L形和十字形鋼管混凝土柱；徐禮華[9]等建立多腔式鋼管混凝土柱偏心受壓承載力計算公式，但是驗證截面形式較少；Hassanein[10]等提出了高強混凝土橢圓鋼管混凝土柱承載力設(shè)計公式。在鋼管混凝土柱力學(xué)性能探索上，也對不少相關(guān)參數(shù)進行了定性分析。龔永智[11]等結(jié)合試驗和三維實體非線性有限元模型分析配置圓環(huán)箍筋和螺旋箍筋對方鋼管混凝土柱受力性能的影響；余敏[12]等研究了鋼管混凝土的多級加載與核心混凝土收縮徐變的耦合作用；廖飛宇[13]等通過12根短柱的滯回性能試驗，研究環(huán)向脫空初始缺陷對鋼管混凝土在壓彎扭共同受力作用下的抗震性能；劉明輝等[14]研究了界面缺陷范圍對混凝土的損傷影響和鋼管混凝土構(gòu)件抗彎剛度的折減規(guī)律。同時在鋼管混凝土的抗火性能方面也有一定的研究。C. Ibaez等[15]建立了鋼管混凝土柱后熱響應(yīng)的纖維模型，分析了加熱、冷卻和火災(zāi)后(在持續(xù)荷載下)條件下鋼管混凝土柱的受力特征；V. Albero等[16]對5046個案例進行了廣泛的參數(shù)研究，提出新的鋼管混凝土柱簡化火災(zāi)承載力設(shè)計方法；項凱[17]等研究8根短柱的受火冷卻后軸壓承載力試驗，發(fā)現(xiàn)短柱受火冷卻后軸壓極限承載力降低30%左右。然而當前對鋼管混凝土壓彎破壞方面報道較少，對截面偏心率的定量分析也仍有不足。

鋼管混凝土拱橋的拱肋病害有多種[18]，壓彎破壞是其破壞模式之一，本文據(jù)此探索鋼管混凝土柱的受力性能及破壞模式，開展9個試件的軸壓及偏壓試驗，結(jié)合建立的ANSYS精確合理的數(shù)值模型，揭示鋼管混凝土組合構(gòu)件的受力機理及縱向、環(huán)向應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展規(guī)律，進一步分析偏心率、長徑比、材料等級和徑厚比等試驗因子對構(gòu)件極限承載力學(xué)性能的影響規(guī)律，以期為實際工程提供理論參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 鋼管混凝土試件參數(shù)設(shè)計

為研究材料等級、偏心率、長徑比等試驗因子對鋼管混凝土力學(xué)性能的影響，本試驗進行9個鋼管混凝土試件的軸壓及偏壓力學(xué)性能研究，各試件詳細參數(shù)如表1所示。

表1 試件編號及主要參數(shù)

1.2 試驗加載及數(shù)據(jù)采集

本次試驗使用的加載裝置為YAW-10000J微機控制電液伺服壓力試驗機，具有4 000 kN壓力傳感器測量系統(tǒng)和靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)。試驗加載裝置示意見圖1。

圖1 軸心受壓和偏心受壓試驗裝置示意

鋼管混凝土軸心受壓試件通過上下蓋板施加軸向壓力，偏心受壓試件通過蓋板上的錕軸對其施加偏心壓力，加載方式均采用分級位移加載，試件在彈性階段加載速度為0.5 mm/min，非彈性階段加載速度為0.2 mm/min。每個試件的中間均布置有20個電阻應(yīng)變片，其中12個應(yīng)變片貼于核心混凝土上用以測試其縱向應(yīng)變，在鋼管外壁4個方位對稱布置縱、環(huán)向應(yīng)變片，分別測試鋼管的縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變。為測定軸壓試件在各級荷載下的總壓縮量，在蓋板處對稱布置2個百分表測量試件受壓過程中的縱向位移，并通過壓力試驗機的位移傳感器進行實時校對。偏壓試件在沿柱高四分點位置和中間位置安裝了百分表，用來測試偏壓試件的側(cè)向變形。

1.3 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

圖2為試驗中9個試件的受壓破壞狀態(tài)，軸壓試件在材料彈性階段無明顯變化，在達到荷載峰值的80%左右時，鋼管外壁開始出現(xiàn)交叉斜裂紋，隨著荷載繼續(xù)增大，在有初始缺陷處將首先發(fā)生屈曲。試件破壞時兩端和中部有明顯鼓曲現(xiàn)象，并產(chǎn)生斜向剪切滑移。

圖2 試驗破壞后的試件

偏心受壓試件在加載初期變形微小，當豎向力達到峰值荷載時，應(yīng)變和撓度變化加快，試件中部產(chǎn)生明顯撓曲變形。隨后荷載進入下降或者平緩段，構(gòu)件兩端受壓區(qū)鋼管均已屈服，并有向外明顯鼓曲現(xiàn)象，進入破壞階段時，試件明顯彎曲且有細微裂縫，大部分應(yīng)變片溢出。

1.4 試驗結(jié)果分析

1.4.1 荷載-縱向應(yīng)變曲線

軸壓構(gòu)件在荷載不斷增大的持續(xù)作用下，其薄壁鋼管最終會無法抵抗混凝土膨脹而發(fā)生剪切破壞，而偏心加載構(gòu)件主要發(fā)生壓彎破壞，混凝土鋼管的縱向應(yīng)變發(fā)展可以反映出構(gòu)件的主要力學(xué)性能。圖3給出了各試件的荷載-縱向應(yīng)變關(guān)系曲線。

圖3 各試件的荷載-縱向應(yīng)變曲線

受荷初期，試件的縱向應(yīng)變隨荷載呈直線增加，即線彈性增長階段；當荷載達到極限荷載的70%～80%時，荷載-應(yīng)變曲線進入屈服階段，縱向應(yīng)變呈曲線增加，此時應(yīng)變值為2 000 με左右，已大于鋼管的單軸抗拉屈服應(yīng)變1 578 με，表明此時鋼管縱向應(yīng)力已進入彈塑性階段，鋼管和混凝土之間發(fā)生應(yīng)力重分布，應(yīng)變繼續(xù)有小幅度的增長，最后達到破壞狀態(tài)。

對于A組(ξ=0.957)和B組(ξ=0.957)試件，荷載達到峰值后，荷載-應(yīng)變曲線開始出現(xiàn)下降趨勢，而C組(ξ=0.1.269)試件曲線則以較低斜率繼續(xù)保持增長，說明隨著套箍系數(shù)的增大，鋼管對核心混凝土的套箍作用愈發(fā)明顯。

1.4.2 荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線

鋼管對核心混凝土的約束作用使鋼管混凝土柱的應(yīng)力分布更具復(fù)雜性，因此通過分析鋼管壁的環(huán)向應(yīng)變來研究套箍機理是有必要的。圖4和圖5給出了各構(gòu)件從加載初期到峰值荷載時的荷載-環(huán)向應(yīng)變關(guān)系曲線(1H表示受壓一側(cè)測點，3H表示受拉一側(cè)測點；應(yīng)變值單位拉為正，壓為負)。

圖4 軸壓試件荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線

圖5 偏壓試件荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線

在軸壓試件中，4個方向的傳感器顯示的環(huán)向應(yīng)變曲線基本重合，因此只取1H測點進行分析比較。由圖4可以看出，所有的軸壓試件環(huán)向應(yīng)變始終處于受拉狀態(tài)，在加載初期，試件的環(huán)向應(yīng)變較小且呈線性增長，表明此時鋼管對核心混凝土未產(chǎn)生約束作用。當荷載達到峰值荷載的80%左右時，荷載-環(huán)向應(yīng)變曲線不再呈線性增長，環(huán)向應(yīng)變表現(xiàn)為急劇增加，說明鋼管縱向屈曲開始卸載，此時鋼管的環(huán)向應(yīng)變約為屈服應(yīng)變的20%。當峰值荷載達到時，所有軸壓試件鋼管的環(huán)向應(yīng)變均已接近或超出屈服應(yīng)變1 578 με，鋼管4個方向測點區(qū)域均表現(xiàn)良好的約束作用。

與軸壓試件不同，偏心受壓試件中的受壓加載側(cè)區(qū)域3H測點表現(xiàn)為受壓，其余三個環(huán)向應(yīng)變測點表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，取3H測點和其相對的1H測點分析比較。對于小偏心受壓試件(A2、B2、C2)，在加載初期，受壓較小區(qū)域1H測點的變化不明顯，幾乎為0，后期荷載峰值有較大變化，這表明加載初期鋼管整體表現(xiàn)為縱向受壓，遠離偏心一側(cè)鋼管由環(huán)向受壓轉(zhuǎn)為環(huán)向受拉，甚至并未受到核心混凝土擠壓作用；對于大偏心受壓試件(A3、B3、C3)，加載初期1H和3H測點便表現(xiàn)明顯的壓應(yīng)變和拉應(yīng)變。兩組試件當達到極限承載力時，偏心側(cè)1H環(huán)向拉應(yīng)變均已超出1 578 με，而遠離偏心力側(cè)3H測點還未達到屈服點，仍處于彈性受壓階段。這說明在偏心受壓試件中，偏心一側(cè)區(qū)域鋼管主要起到了約束核心混凝土的作用，其余區(qū)域鋼管發(fā)揮的約束效應(yīng)較小。

2 數(shù)值模型建立

為探索各試驗因子對鋼管混凝土柱力學(xué)性能的影響規(guī)律，本文將在試驗的基礎(chǔ)上，結(jié)合ANSYS數(shù)值模型，彌補試驗不足之處，進一步研究鋼管混凝土受力機理。

2.1 模型材料的模擬

構(gòu)件鋼管選用ANSYS中的shell181號單元建模，采用雙線性各向同性彈塑性材料來模擬鋼材的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，其屈服強度采用鋼管材料力學(xué)性能試驗所得的強度值325 MPa。它應(yīng)用的是Von-Mises屈服條件，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如下

(1)

核心混凝土本構(gòu)關(guān)系采用韓林海[19]提出的縱向應(yīng)力-應(yīng)變模型，充分考慮了鋼管約束效應(yīng)和混凝土強度的影響，其表達式如下。

當εc≤ε0時

σc=σ0[A(εc/ε0)-B(εc/ε0)2]

(2)

當εc>ε0，ξ≥1.12時

σc=σ0(1-q)+σ0q(εc/ε0)0.1ξ

(3)

當εc>ε0，ξ<1.12時

σc=σ0(εc/ε0)/[β(εc/ε0-1)2+εc/ε0]

(4)

式中

2.2 邊界條件及加載方案

邊界條件：為了使鋼管和混凝土共同受力以及更符合實際試驗情況，在模型兩端分別設(shè)置剛性墊板；對于偏壓構(gòu)件，在墊板上設(shè)置鋼條模擬輥軸用以偏心加載。

荷載的施加：和實際試驗一樣，采用位移加載方式以得到更為精準的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。對于軸壓試件，只要將試件上部剛性墊板節(jié)點施加位移荷載。對于偏壓試件，則將條形鋼節(jié)點施加荷載，這樣便等效于將荷載均勻作用于構(gòu)件。有限元計算模型如圖6所示。

圖6 鋼管混凝土有限元模型

2.3 有限元分析與試驗結(jié)果的對比

為驗證有限元計算結(jié)果的準確性，表2列出了所有試件有限元計算與試驗實測的極限承載力及其相對誤差。

表2 極限承載力實測值與計算值比較

由表2可知，有限元計算值與實測值總體上相差不大，除個別構(gòu)件外(構(gòu)件的初始缺陷導(dǎo)致其承載力偏小)，其余構(gòu)件的承載力實測值與有限元計算值相對誤差值均不超過7.6%，其誤差在工程允許范圍內(nèi)，說明本文建立的有限元模型可以應(yīng)用于鋼管混凝土力學(xué)性能的進一步研究。

3 承載力影響因素分析

本章將利用驗證后的數(shù)值模型進一步分析偏心距、混凝土強度、長徑比和徑厚比等試驗因子對鋼管混凝土力學(xué)性能的影響。以B1試件為標準試件，改變各試驗因子參數(shù)，分析各試驗因子對鋼管混凝土極限承載力的影響規(guī)律。目的是為了對試驗結(jié)果進行補充，以期得到一些更加具有普遍意義的結(jié)論，并為實際工程參考依據(jù)。

3.1 偏心距的影響

偏心距對構(gòu)件極限承載力的影響結(jié)果如圖7所示?？梢钥闯觯S著偏心率的增大，鋼管混凝土短柱的承載力出現(xiàn)明顯下降趨勢，偏心率為0.3時，極限承載力已減少了33.7%。在小偏心受壓階段(e/r0≤0.3)，短柱的極限承載力下降的較為明顯；在0.3≤e/r0≤0.6階段，偏心率-極限承載力曲線開始趨于緩和，說明鋼管對核心混凝土的套箍作用開始增強：在偏心率e/r0≥0.6階段，短柱的極限承載力又呈線性下降趨勢，構(gòu)件出現(xiàn)大偏壓破環(huán)。

圖7 偏心率-鋼管混凝土極限承載力

3.2 材料等級的影響

混凝土材料等級對構(gòu)件極限承載力的影響結(jié)果見圖8?？梢钥闯?，隨著混凝土強度的提高，鋼管混凝土構(gòu)件的極限承載力也隨之提高，當核心混凝土采用C30混凝土?xí)r，構(gòu)件極限承載力為3 526 kN，采用C80高強混凝土?xí)r，極限承載力達到了5 844 kN，提高了65.7%。承載力-強度曲線幾乎呈線性增長趨勢，這是因為軸壓短柱構(gòu)件主要發(fā)生材料破壞[20]，在持續(xù)增大荷載作用下，其外包薄壁鋼管首先發(fā)生屈服，應(yīng)力重分配過程中，核心混凝土強度愈高，所能承擔的荷載就愈多，直至混凝土潰散，構(gòu)件達到極限承載力狀態(tài)。

圖8 混凝土強度-鋼管混凝土極限承載力

3.3 長徑比的影響

設(shè)計2組試件，一是假設(shè)構(gòu)件為理想試件，即不考慮構(gòu)件的初始缺陷，以探索鋼管混凝土短柱和長柱的長徑比界限；二是為使構(gòu)件更貼合實際，考慮構(gòu)件初始缺陷為初偏心(幅值為L/1 000)，分析長徑比對構(gòu)件承載力影響。計算結(jié)果如圖9所示。

圖9 長徑比-鋼管混凝土極限承載力

可以看出，理想構(gòu)件的極限承載力隨著長徑比增加而降低，當長徑比達到18后，極限承載力幾乎不再發(fā)生變化，說明短柱和長柱的長徑比界限為18；考慮初偏心L/1 000的初始缺陷構(gòu)件的極限承載力隨著長徑比增大而不斷減小，但是減小幅度不大，其破壞模式也從受壓破壞轉(zhuǎn)為壓彎破壞，長徑比達到60后曲線趨于緩和，而長徑比達到90后，構(gòu)件極限承載力開始驟降，建議實際工程中鋼管混凝土柱不宜過長，長徑比最好不要超過90。

3.4 徑厚比

徑厚比大小對構(gòu)件極限承載力的影響結(jié)果如圖10所示。可以看出，構(gòu)件的極限承載力隨著徑厚比的增大而減少，承載力-徑厚比曲線呈現(xiàn)為經(jīng)典反比例函數(shù)曲線。當短柱徑厚比從20變化到40時，構(gòu)件的極限承載力減少21%：當長徑比從40變化到100時，構(gòu)件的極限承載力也僅減少21%左右。這是因為徑厚比增大，外壁鋼管相應(yīng)減薄，故而鋼管承擔荷載比例減少，加速了構(gòu)件屈曲的發(fā)生，同時對核心混凝土的約束效應(yīng)也相應(yīng)減弱。

圖10 徑厚比-鋼管混凝土極限承載力

4 結(jié)語

(1)從鋼管混凝土構(gòu)件的軸壓及偏壓試驗的破壞形態(tài)及應(yīng)力應(yīng)變對比曲線可以看出，偏心率對鋼管混凝土極限承載力的影響是顯著的：當偏心率為0.3時，構(gòu)件承載力折減可達30%～40%；當偏心率為0.6時，其承載力折減可達50%～60%。建議實際工程中應(yīng)采取措施避免或減小構(gòu)件承受偏心力作用。

(2)通過對鋼管混凝土構(gòu)件不同偏心率加載的試驗及數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)鋼管對核心混凝土產(chǎn)生約束效應(yīng)區(qū)域是有限的，且與偏心率大小有關(guān)，當軸壓時，鋼管四周外壁對混凝土均有明顯的約束作用，而偏壓時，只有偏心加載一側(cè)鋼管對混凝土有較大約束，其他側(cè)面鋼管還未達到屈服狀態(tài)，發(fā)揮的約束效應(yīng)十分有限。

(3)本文研究的混凝土強度、長徑比和徑厚比等試驗因子對鋼管混凝土力學(xué)性能均有較大影響。隨著核心混凝土強度的增加，構(gòu)件的極限承載力呈線性增長，實際工程中可采用高強混凝土以提高組合構(gòu)件的承載能力；構(gòu)件極限承載能力隨徑厚比增大而減弱，當短柱徑厚比從20變化到40時，構(gòu)件的極限承載力減少了21%左右，當徑厚比從40變化到100時，構(gòu)件的極限承載力也僅減少了21%；短柱和長柱的長徑比界限為18，當長徑比小于18時，構(gòu)件主要發(fā)生剪切破壞，當長徑比大于18時，構(gòu)件主要發(fā)生壓彎破壞，極限承載力不斷減小。