李學(xué)鋒,王慧峰,劉振輝

(1.沈陽建筑大學(xué)管理學(xué)院,遼寧 沈陽 110168;2.遼寧省建設(shè)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司,遼寧 沈陽 110005)

鋼管混凝土柱作為結(jié)構(gòu)承重構(gòu)件,由于充分利用了混凝土和鋼材各自的優(yōu)點而被廣泛應(yīng)用于實際工程中。根據(jù)截面形式的不同分為方形截面試件和圓形截面試件。已有研究發(fā)現(xiàn)[1-2],方形截面試件的混凝土在不同位置處受鋼管約束效果不同,主要表現(xiàn)為角部約束較強,側(cè)面中部約束較弱,同時,當試件承受軸向荷載作用時,四面鋼板極易發(fā)生鼓曲,進而產(chǎn)生脫空現(xiàn)象,最終導(dǎo)致承載力逐漸降低。

為了保證鋼管對混凝土具有足夠的約束效果,研究人員在鋼管內(nèi)壁設(shè)置通長加勁肋,從而形成加勁型鋼管混凝土柱。目前,國內(nèi)外學(xué)者針對加勁型鋼管混凝土柱做了大量研究。徐兵等[3]以加勁型方鋼管混凝土柱為研究對象進行試驗,分析了其力學(xué)性能及工作機理;任德斌等[4]通過數(shù)值模擬分析了加勁型鋼管混凝土柱雙向偏壓力學(xué)性能,研究了不同參數(shù)對試件承載力、抗彎剛度以及延性的影響規(guī)律;董宏英等[5]針對不同腔體構(gòu)造的試件進行了試驗研究,同時結(jié)合有限元模擬對構(gòu)造參數(shù)進行分析,最終建立了加勁型鋼管混凝土柱軸壓承載力計算公式。以上研究均是針對常溫下的試件,而對于火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土柱力學(xué)性能的研究鮮見報道?；诖?筆者設(shè)計了9個試件,通過有限元分析軟件研究火災(zāi)后試件在軸向荷載作用下的變形形態(tài)及工作機理,分析了受火時間、加勁肋厚度以及鋼材屈服強度等參數(shù)對試件力學(xué)性能的影響。研究表明,加勁肋的存在能有效提高試件的承載能力,經(jīng)歷火災(zāi)后的加勁型鋼管混凝土柱仍具有足夠的安全儲備空間。

1 有限元分析

1.1 建立有限元模型

1.1.1 材料熱工參數(shù)及本構(gòu)關(guān)系

對火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土柱進行軸壓力學(xué)性能分析之前,首先要建立溫度場有限元模型,按照ISO-834標準升溫曲線進行升溫,模型中所定義的熱工參數(shù)主要包括材料密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱等,文中鋼材和混凝土的熱工參數(shù)可通過文獻[6]提供的關(guān)系模型進行計算。

完成溫度場分析后,采用熱力順序耦合方法進行力學(xué)性能分析,將溫度場計算結(jié)果作為受力分析的初始條件以預(yù)定義場形式導(dǎo)入力學(xué)模型中[7-8]。在進行火災(zāi)后軸壓力學(xué)性能分析時,需要選用合理的材料本構(gòu)關(guān)系,高溫后鋼管采用由韓林海等[1]提出的雙折線強化模型進行計算;混凝土受鋼管約束,經(jīng)歷火災(zāi)后的混凝土可采用文獻[9]中的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系進行計算。根據(jù)上述模型計算發(fā)現(xiàn),鋼管和混凝土在經(jīng)歷不同溫度后,強度將發(fā)生不同程度的折減,強度折減系數(shù)與溫度關(guān)系曲線如圖1所示。由圖可見,當溫度低于200 ℃時,鋼管混凝土強度基本不變;溫度繼續(xù)升高,當溫度高于400 ℃后,材料強度大幅度下降,導(dǎo)致試件損傷程度加劇。

圖1 不同溫度下鋼管及混凝土強度折減系數(shù)

1.1.2 邊界條件及加載方式

在進行火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土短柱軸壓性能有限元計算時,為了真實模擬平鉸加載,需要預(yù)先在試件兩端端板中心處建立參考點,將參考點與端板表面進行耦合,將底部參考點X、Y、Z方向的位移和繞X、Y、Z的轉(zhuǎn)角進行約束,頂部參考點約束X、Y方向的位移以及繞X、Y、Z的轉(zhuǎn)角,在Z方向施加位移,從而實現(xiàn)位移加載[10]。

1.1.3 網(wǎng)格劃分及單元類型

試件主要由加勁型鋼管、混凝土及端板組成。建模過程中加勁型鋼管采用殼體,混凝土與端板采用實體,網(wǎng)格劃分時保證鋼管與混凝土邊界網(wǎng)格及整體網(wǎng)格尺寸相近。

進行熱分析時,所有單元采用熱傳遞單元,其中加勁型鋼管采用四節(jié)點熱傳遞殼單元(DS4),混凝土與端板采用八節(jié)點縮減積分傳熱單元(DC3D8)。在進行力學(xué)性能分析時,采用結(jié)構(gòu)單元進行計算[11]。

1.1.4 相互作用

有限元建模過程中,所涉及的相互作用主要包括鋼管與混凝土、端板與試件兩端混凝土以及端板與鋼管之間。定義鋼管與混凝土相互接觸,法向為硬接觸,切向采用庫倫摩擦模型,摩擦系數(shù)取0.3[12],不考慮加勁肋與混凝土的相互作用;端板與試件兩端混凝土采用Tie進行約束[13-14];在建模過程中由于鋼管采用殼體,為了保證鋼管與混凝土變形協(xié)調(diào),將端板與鋼管采用實殼耦合進行約束[15]。

1.2 有限元模型驗證

目前,對于火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土短柱軸壓試驗研究未見報道,為了驗證有限元模型的正確性,筆者選用文獻[1]中關(guān)于高溫后鋼管混凝土柱軸壓試驗中的兩組試件S-800和S-900進行有限元驗證。

試件S-800和S-900經(jīng)歷的最高溫度分別為800 ℃和900 ℃,降溫冷卻后分別對兩組試件施加軸向荷載,當試件最終破壞時,兩組試件的鋼管均發(fā)生鼓曲變形。通過有限元計算后發(fā)現(xiàn),S-800和S-900有限元計算得到的變形形態(tài)與試驗結(jié)果基本一致,試件變形形態(tài)如圖2、圖3所示。

圖2 S-800試件變形形態(tài)

圖3 S-900試件變形形態(tài)

試件荷載-應(yīng)變曲線如圖4所示。由圖4可知,通過有限元計算得到的荷載-應(yīng)變曲線與試驗實測的荷載-應(yīng)變曲線基本吻合,且通過觀察試件S-800與S-900試驗實測的荷載-應(yīng)變曲線發(fā)現(xiàn),其強度承載力試驗值分別為668 kN和541 kN,與有限元計算得到的強度承載力偏差分別為13.8%和7.5%,均在15%以內(nèi),由此可以證明有限元模型是可靠的。

圖4 試件荷載-應(yīng)變曲線

2 火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土柱軸壓性能研究

2.1 試件設(shè)計

為了研究不同參數(shù)變化對火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土短柱軸壓性能的影響,筆者設(shè)計了9個試件進行了有限元計算,試件參數(shù)見表1。其中試件SSC1和SSC2為常溫下試件,其余7個試件均施加了火災(zāi)作用。文中所研究的加勁型鋼管混凝土柱區(qū)別于傳統(tǒng)鋼管混凝土柱,其是在鋼管內(nèi)壁焊接通長加勁肋形成的,試件構(gòu)造及截面形式如圖5所示。

圖5 試件設(shè)計及截面形式

表1 試件參數(shù)

2.2 變形形態(tài)分析

圖6分別為常溫下鋼管混凝土柱(SSC1)、常溫下加勁型鋼管混凝土柱(SSC2)、火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土柱(SSC5)在軸向荷載作用下的變形形態(tài)。通過觀察試件在受力全過程的變形形態(tài)發(fā)現(xiàn),加載初期,試件未出現(xiàn)明顯變形,當繼續(xù)加載至某一時刻,試件中部區(qū)域鋼管出現(xiàn)鼓曲,持續(xù)加載,鼓曲程度與范圍將進一步擴大,鋼管中部發(fā)生褶皺,對于加勁型鋼管混凝土柱SSC2和SSC5,在加載后期加勁肋也發(fā)生局部屈曲。

圖6 試件變形形態(tài)

2.3 受力全過程工作機理分析

為了研究火災(zāi)后加勁型鋼管混凝土柱的工作機理,筆者選取試件SSC5作為典型算例進行分析。SSC5高度為900 mm,截面長寬為300 mm×300 mm,混凝土立方體抗壓強度為55.6 MPa,鋼管厚度為7 mm,鋼管內(nèi)壁設(shè)置加勁肋,加勁肋沿試件長度方向通長設(shè)置,厚度為5 mm。圖7為試件SSC5荷載-位移曲線。筆者在曲線上定義了5個特征點,將荷載-位移曲線分為四個階段。

圖7 試件SSC5荷載-位移曲線

圖8為典型算例中部截面混凝土受力全過程縱向應(yīng)力分布狀況,圖9為典型試件各組分荷載-位移曲線。由圖8和圖9得出以下規(guī)律。

圖8 典型算例中部截面混凝土受力全過程縱向應(yīng)力分布狀況

圖9 典型試件各組分荷載-位移曲線

(1)OA段:典型算例處在彈性階段,試件中部截面混凝土縱向應(yīng)力隨加載過程的持續(xù)進行而逐漸增大,當達到特征點A時,混凝土截面縱向應(yīng)力呈現(xiàn)由外向內(nèi)逐漸增大趨勢,最大應(yīng)力處在截面核心處,其值可達到峰值強度的55.96%。由于加勁肋的存在能有效避免鋼管的局部屈曲,因此鋼管在此階段始終處于彈性狀態(tài)。

(2)AB段:在該階段混凝土應(yīng)力持續(xù)增大,達到B點時,混凝土縱向應(yīng)力最大值達到峰值強度的72.84%,與此同時,鋼管也即將進入彈塑性狀態(tài)。

(3)BC段:混凝土縱向應(yīng)力持續(xù)增加,但增長幅度逐漸降低,直至達到特征點C時,混凝土縱向應(yīng)力達到了峰值強度。

(4)CD段:當超過特征點C后,混凝土縱向應(yīng)力迅速降低,且降低幅度經(jīng)歷了先增大后減小的過程,達到特征點D時,混凝土縱向應(yīng)力僅為峰值強度的82.24%。

軸向荷載作用下試件各組分在不同受力階段所承擔的軸力有所不同,為了研究混凝土在受力全過程的荷載分擔狀況,筆者引入荷載分擔比KN,即混凝土所承擔的軸力占全截面軸力的比值,荷載分擔比KN與位移的變化曲線如圖10所示。由圖10可知,荷載分擔比的變化經(jīng)歷了先增大后減小的過程,特征點A、B、C、D所對應(yīng)的荷載分擔比分別為31.25%、33.02%、40.11%、35.59%。分析其原因,主要是在達到極限荷載85%之前,由于加勁肋的存在避免了鋼管過早屈曲,鋼管與混凝土協(xié)同作用,共同承擔軸向荷載,因此混凝土荷載分擔比逐漸增大;超過極限荷載的85%之后,鋼管開始屈服,大部分荷載主要由混凝土來承擔,荷載分擔比的增長幅度變大;達到極限承載力后,混凝土最終因達到峰值強度最終破壞,荷載分擔比KN迅速降低。

圖10 典型試件中部截面混凝土荷載分擔比曲線

2.4 參數(shù)分析

2.4.1 受火時間

經(jīng)歷火災(zāi)后的加勁型鋼管混凝土柱將產(chǎn)生劣化現(xiàn)象,且隨著受火時間的增加,承載力、剛度及延性將發(fā)生不同程度的降低。圖11為常溫下、受火30 min、60 min、90 min、120 min后試件荷載-位移曲線。由圖可知,當試件處在常溫狀態(tài)時,其極限承載力為8 411 kN,極限承載力所對應(yīng)的位移為3.05 mm。當受火時間分別延長至30 min、60 min、90 min、120 min后,承載力較常溫狀態(tài)下分別降低了24.9%、30.6%、33.7%、35.5%,且極限承載力所對應(yīng)的位移逐漸增大,由此說明受火時間對試件承載力及剛度影響較大。

圖11 不同受火時間后試件荷載-位移曲線

2.4.2 加勁肋厚度

為了研究加勁肋厚度對試件力學(xué)性能的影響,筆者選取試件SSC3、SSC5、SSC6、SSC7進行分析,依次對應(yīng)無加勁肋、加勁肋厚度為5 mm、3 mm和7 mm,試件受火時間均為60 min,鋼管壁厚為7 mm。圖12為不同厚度加勁肋試件荷載-位移曲線。由圖可知,加勁肋厚度的變化對試件初始階段的軸向剛度影響較小,隨著加載持續(xù)進行,加勁肋厚度對于試件剛度影響效果愈加明顯;分析試件的極限承載力發(fā)現(xiàn),試件SSC3的極限承載力為5 204 kN,試件SSC5、SSC6、SSC7相比于SSC3,極限承載力分別提高了7.2%、12.1%和17.0%,由此說明有無加勁肋以及加勁肋厚度對試件承載力影響較大。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因:一方面,加勁肋厚度的增大使得試件含鋼率增加;另一方面,設(shè)置在鋼管內(nèi)壁上的加勁肋能有效延緩方鋼管的屈曲,有效避免了因局部屈曲而造成的脫空現(xiàn)象,且隨著加勁肋厚度的增大,防屈曲效果也愈加顯著。

圖12 不同厚度加勁肋試件荷載-位移曲線

2.4.3 鋼材屈服強度

進行數(shù)值模擬分析時,筆者選用三種類型的鋼材,鋼材屈服強度分別為345 MPa、414 MPa、464 MPa。圖13為不同屈服強度的鋼材所對應(yīng)試件的荷載-位移曲線。由圖可知,當選用屈服強度為345 MPa的鋼材時,試件所對應(yīng)的極限承載力為5 245 kN,當屈服強度為414 MPa和464 MPa時,試件的極限承載力分別為5 836 kN、6 265 kN,二者承載力相對于鋼材強度為345 MPa的試件分別提高了11.3%、19.4%,由此說明鋼材強度的變化對試件承載力影響較大。

圖13 不同屈服強度鋼材對應(yīng)試件荷載-位移曲線

3 結(jié) 論

(1)通過對比常溫下普通鋼管混凝土柱與火災(zāi)前后加勁型鋼管混凝土柱在軸向荷載作用下的變形形態(tài)發(fā)現(xiàn),試件在破壞時均在試件中部區(qū)域發(fā)生鼓曲,鋼管出現(xiàn)褶皺現(xiàn)象,對于加勁型鋼管混凝土柱,內(nèi)部加勁肋也發(fā)生局部屈曲。

(2)通過典型算例的受力全過程分析明確了試件縱向應(yīng)力分布狀況,同時對混凝土在不同受力階段的荷載分擔情況研究表明,受力全過程中混凝土荷載分擔比經(jīng)歷了先增大后減小的過程。

(3)通過參數(shù)分析發(fā)現(xiàn),受火時間、加勁肋厚度以及鋼材屈服強度對試件承載力影響較為顯著。隨著受火時間的增加,材料強度發(fā)生不同程度的折減,使得試件承載力降低;加勁肋厚度的增大使得試件含鋼率增加,能夠有效延緩鋼管發(fā)生局部屈曲,提高試件承載力;改變鋼材的屈服強度對試件剛度影響較小。