梁揚濱，曾志興，陳榮淋，蘇江林，諶意雄

（華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門361021）

2005年，Shamsai等［1］提出一種新型鋼－混凝土結(jié)構(gòu)組合體系——鋼板籠（PCS）混凝土.與鋼筋混凝土構(gòu)件相比，鋼板籠混凝土構(gòu)件具有較好整體性、定位精確性及較強核心混凝土約束能力［2－4］.國內(nèi)外對鋼板籠混凝土結(jié)構(gòu)體系的基本力學(xué)性能研究尚處于初級階段.Shamsai等通過選取不同鋼板厚度與混凝土強度等級為參數(shù)，對鋼板籠混凝土短柱的軸壓性能進行了研究，并與普通鋼筋混凝土柱進行對比［3－5］；Matthew［6］研究鋼板籠混凝土梁柱節(jié)點的抗震性能，分析鋼板籠梁柱節(jié)點的延性；Thenmozhi等［7］對不同厚度鋼板與混凝土強度等級的鋼板籠混凝土梁進行了抗彎試驗，發(fā)現(xiàn)鋼板籠與普通鋼筋混凝土相比具有更高的承載力和延性.目前，國內(nèi)尚未檢索到有關(guān)鋼板籠混凝土結(jié)構(gòu)體系的研究報道.本文在針對鋼板籠混凝土短柱軸壓試驗研究基礎(chǔ)上，對鋼板籠混凝土短柱軸壓進行ANSYS有限元分析，探討建立數(shù)值模擬模型的可行性.

1 試驗概述

根據(jù)國家標準GB 50010－2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》規(guī)定，考慮柱配箍特征值，柱軸壓比及抗震等級影響，柱配箍特征值最小值要求在0.05～0.24之間［7］.試驗是通過改變配箍特征值，討論鋼板籠混凝土短柱力學(xué)性能的影響.構(gòu)件采用縮尺模型，鋼板籠混凝土短柱高度均為750mm，截面尺寸均為250 mm×250mm，保護層為25mm，混凝土強度等級為C30，鋼板籠采用的Q235級200mm×200mm×6 mm無縫方鋼管.表1為實驗構(gòu)件的具體參數(shù).表1中：s為箍筋間距；ρ為縱筋配筋率；ρv為體積配箍率；λv為配箍特征值.此外，采用數(shù)控等離子切割技術(shù)在鋼管上面開洞，可忽略切割時對鋼材產(chǎn)生的熱影響.

表1 試驗主要參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

2 有限元模型的建立

圖1為鋼板籠試驗?zāi)Ｐ?鋼板籠混凝土結(jié)構(gòu)有限元模型與鋼筋混凝土類似，可分為整體式和分離式.在整體式和分離式有限元模型中，ANSYS對混凝土裂縫均采用彌散裂縫模型處理方式，文中采用分離式建模方式，即把鋼板和混凝土作為不同的單元來處理.

2.1 本構(gòu)關(guān)系

混凝土單軸受壓應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系上升段采用國家標準GB 50010－2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》規(guī)定的公式［8］，下降段則采用Hognestad［9］表達式，即

圖1 鋼板籠試驗?zāi)Ｐ虵ig.1 Test model of prefabricated cage system

根據(jù)式（1），采用一系列數(shù)據(jù)擬合輸入.按照非線性彈性材料定義模型，采用多線性等向強化模型MISO模擬，其中輸入的混凝土彈性模量為初始彈性模量Ec＝30GPa，泊松比為0.2；破壞準則采用Willam－Warnker五參數(shù)強度準則［10］，混凝土張開裂縫的剪切傳遞系數(shù)取0.5，閉合裂縫的剪切連接系取1.0［11］.鋼板應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系采用理想彈塑性模型，文中使用雙線性等向強化模型BISO模擬，彈性模量Es＝30GPa，泊松比為0.3.

2.2 單元選擇

圖2 鋼板籠有限元模型Fig.2 Finite element model of prefabricated cage system

根據(jù)試驗試件的幾何尺寸和主要參數(shù)，建立ANSYS有限元模型，如圖2所示.在模型中，鋼板與混凝土節(jié)點共享，不考慮兩者之間的粘結(jié)－滑移影響.其中，混凝土選用三維8節(jié)點非線性實體單元Solid 65，并考慮混凝土的開裂和壓潰；鋼板采用的是三維4節(jié)點有限應(yīng)變殼單元Shell 181，在非線性分析中考慮了殼單元厚度的變化.對于混凝土實體單元與鋼板殼單元連接部位建立豎相剛性線，建模時使殼單元與實體單元共節(jié)點，以殼單元為主節(jié)點，實體單元為從節(jié)點.建立主節(jié)點的自由度與從節(jié)點的Ux和Uz的約束方程，即建立剛性線自動生成約束方程［12］.這種建模方式較為簡便，需明確單元自由度的約束和殼體連接外輪廓線坐標，在次節(jié)點上存在大量系數(shù)，增加了模型的計算量.

為避免產(chǎn)生集中荷載產(chǎn)生的應(yīng)力集中，加載點以均布荷載近似代替鋼墊板.支座處采用線約束，在短柱底部施加在X，Y，Z三個方向的約束，頂部施加X，Z（柱的軸心為Y方向）方向的約束.考慮到由于網(wǎng)格越密，容易造成應(yīng)力集中，從而造成開裂越早，因此單元尺寸以80mm左右為宜.

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

由于分析過程中考慮混凝土的開裂、鋼筋的塑性變形，因此采用位移收斂、關(guān)閉混凝土壓碎、放松收斂準則，所有的計算均進行至實驗加載過程或不再收斂為止［8－11］.

3.1 荷載位移曲線

根據(jù)上述建立的有限元數(shù)值分析模型，對PCS－1～PCS－3共3根鋼板籠短柱進行數(shù)值模擬，其荷載位移曲線如圖3所示.由圖3（a），（b），（c）可知：荷載位移曲線的實驗結(jié)果與計算模擬結(jié)果基本吻合.說明文中所建立鋼板籠混凝土短柱有限元模型是有效的，選用材料和本構(gòu)是合理的.從圖3（d）可知：鋼板籠混凝土短柱承載力隨著配箍特征值的增加呈現(xiàn)增長趨勢.這是由于在軸向荷載作用下，鋼板籠與混凝土同時受力產(chǎn)生縱向壓縮變形，而材料的泊松效應(yīng)，導(dǎo)致橫向產(chǎn)生變形.當核心混凝土橫向變形大于鋼板籠橫向變形，此時鋼板籠產(chǎn)生橫向約束，阻礙混凝土向外擴張，在核心混凝土與鋼板籠間產(chǎn)生相互作用的約束應(yīng)力，鋼板籠與混凝土進入共同工作階段.

圖3 鋼板籠短柱的荷載位移曲線Fig.3 Load－displacement curve

隨著配箍率的增加，核心區(qū)混凝土更接近三向受壓，其軸心抗壓強度不斷提高，相應(yīng)的極限荷載對比值如表2所示.表2中：PU，T為實測值；PU，F(xiàn)EM為有限元計算值；γ＝（PU，F(xiàn)EM－PU，T）／PU，T.

表2 極限荷載力對比值Tab.2 Values of ultimate load

3.2 核心混凝土強度

在建立的3個鋼板籠混凝土短柱有限元模型中，PCS－1的數(shù)值曲線的擬合度較高，試驗破壞效果較為明顯，故取PCS－1模型分析混凝土強度.圖4為PCS－1試驗變形圖.由圖4可知：核心區(qū)混凝土被壓碎并從孔中脫落.由于此根短柱的配箍特征值較小，對核心區(qū)混凝土約束相對較差，在鋼板籠進入塑性階段后，核心混凝土內(nèi)應(yīng)變急劇增加，外觀體積也因為內(nèi)部混凝土微裂縫的發(fā)展而急劇增長，最終導(dǎo)致鋼板籠向外突起.圖5為鋼板籠混凝土柱矢量變形圖，由圖5可知應(yīng)力的傳遞方向.

圖6為PCS－1鋼板籠Y方向的應(yīng)力云圖，藍色區(qū)域為核心區(qū)混凝土受壓應(yīng)力最大區(qū)域，應(yīng)力數(shù)值為26.792MPa.圖7為PCS－1約束混凝土Y方向的應(yīng)力云圖，藍色區(qū)域為應(yīng)力最大部位，屈服荷載值為295.989MPa.通過實驗數(shù)據(jù)所取得的PSC－1極限荷載值fcc為26.210MPa，鋼板籠的縱筋實測屈服強度fy為276.7MPa，試驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果較為相近.

圖4 試驗變形圖Fig.4 Experimental deformation

圖5 矢量變形圖Fig.5 Vector deformation

圖6 鋼板應(yīng)力云圖Fig.6 Steel stress contour

圖7 混凝土應(yīng)力云圖 Fig.7 Concrete stress contour

4 結(jié)論

建立混凝土材料非線性ANSYS有限元模型，對鋼板籠混凝土短柱進行仿真模擬.通過與試驗數(shù)據(jù)曲線進行對比，探討不同配箍率對鋼板籠混凝土短柱的軸壓力學(xué)性能影響，得出以下3個結(jié)論.

1）數(shù)值模擬結(jié)果曲線與試驗數(shù)據(jù)曲線基本吻合，鋼板籠及核心區(qū)混凝土的最大應(yīng)力較為接近，說明該模型可以有效模擬鋼板籠混凝土短柱軸壓受力性能.

2）隨著配箍率的增加，鋼板間距減小，鋼板籠混凝土短柱承載力逐漸增大，混凝土約束增強，核心區(qū)混凝土抗壓強度也得到提高.

3）由于鋼板籠是種新型構(gòu)件，理論研究還不夠成熟，在ANSYS有限元模型過程中，很多參數(shù)都還需要從實驗結(jié)果中獲得.另外，ANSYS混凝土材料還存在一些不足，如材料的本構(gòu)曲線取全應(yīng)力－應(yīng)變曲線，未分開考慮受拉區(qū)、受拉區(qū)混凝土的本構(gòu)，計算效率較低，精度不理想，需要不斷地改進和完善.

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