戴甜杰

(福建省環(huán)境保護(hù)設(shè)計(jì)院有限公司,福建福州,350003)

再生混凝土(Recycled Aggregate Concrete,RAC)是將廢棄混凝土經(jīng)過破碎篩分后再次加入水泥、水和細(xì)骨料重新配置的混凝土,許多研究表明[1–2],只要經(jīng)過合理的調(diào)配,RAC 的力學(xué)性能與普通混凝土(Natural Aggregate Concrete,NAC)相當(dāng)。因此,眾多學(xué)者將其代替普通混凝土應(yīng)用在傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)中。但部分研究表明,RAC 的變形較NAC 更大,因此需要在結(jié)構(gòu)中對(duì)其施加約束,以保證RAC 結(jié)構(gòu)的安全[3]。其中就包括在RAC 內(nèi)部?jī)?nèi)置鋼管,該種疊合柱既可充分發(fā)揮鋼管RAC 柱的優(yōu)點(diǎn),同時(shí)也克服了鋼管RAC柱耐腐蝕性、耐火性差及梁柱節(jié)點(diǎn)處理復(fù)雜等缺點(diǎn),使得RAC在建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。

對(duì)于NAC 內(nèi)置鋼管的疊合柱的力學(xué)性能,許多學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了深入的研究,包括試驗(yàn)、有限元和理論研究[4–7],結(jié)果表明,鋼管外圍鋼筋混凝土、鋼管混凝土、鋼管和縱向鋼筋之間可以發(fā)揮較好的協(xié)同互補(bǔ)作用,并建立了軸壓承載力理論模型。而對(duì)于RAC 內(nèi)置鋼管的疊合柱的力學(xué)性能,國(guó)內(nèi)外研究較少,何曉軍等[8–9]對(duì)RAC內(nèi)置圓鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓和偏壓試驗(yàn),結(jié)果表明,鋼管RAC組合柱偏壓破壞過程和承載性能與普通混凝土的相似。

綜上所述,在由于內(nèi)鋼管的存在,RAC 得到了較好的約束,但隨著人們對(duì)結(jié)構(gòu)要求的提高,普通強(qiáng)度的混凝土已經(jīng)難以滿足要求,在超高層結(jié)構(gòu)中往往需要使用高強(qiáng)混凝土,牛海成等[10–11]對(duì)內(nèi)置圓、方鋼管的高強(qiáng)RAC 柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn),結(jié)果表明,方鋼管高強(qiáng)RAC 疊合柱承載能力較NAC 疊合柱有所提高。但對(duì)此類疊合柱研究較少,不同因素對(duì)其軸壓承載力的影響尚不明。因此,為深入研究不同因素對(duì)內(nèi)置鋼管高強(qiáng)RAC 柱的軸壓性能的影響,本文通過對(duì)文獻(xiàn)[11]中的2個(gè)試件進(jìn)行仿真分析,驗(yàn)證模型準(zhǔn)確性后,探討了鋼管厚度、鋼管強(qiáng)度和長(zhǎng)細(xì)比對(duì)軸壓承載力的影響規(guī)律,旨在為工程提供參考。

1 試驗(yàn)概況

選取了文獻(xiàn)[11]中以鋼管厚度為變量設(shè)計(jì)的2個(gè)試件進(jìn)行模擬驗(yàn)證,截面設(shè)計(jì)如圖1 所示。試驗(yàn)試件及拓展分析試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)如表1 所示。試件截面尺寸均為230 mm×230 mm,高度H=1 150 mm,配筋為4 根直徑為12 mm 的縱筋,箍筋直徑為6 mm,試驗(yàn)段間距為100 mm,內(nèi)鋼管為方鋼管,邊長(zhǎng)為100 mm?？v筋和箍筋采用HRB400 級(jí)普通鋼筋屈服強(qiáng)度fy分別為415 MPa 和495 MPa,鋼管屈服強(qiáng)度fys為378 MPa; 高強(qiáng)RAC 強(qiáng)度立方體抗壓強(qiáng)度為62.7 MPa,彈性模量為37 400 MPa。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 試件構(gòu)造示意圖

軸壓試驗(yàn)在一臺(tái)極限荷載為5 000 kN 的電液伺服壓力機(jī)上進(jìn)行,在400 kN 預(yù)載后卸載,再正式開始加載。試驗(yàn)采用荷載控制的加載制度,每級(jí)持荷5 min,當(dāng)荷載降低至峰值荷載的65%時(shí)停止試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明,所有試件均表現(xiàn)出混凝土保護(hù)層剝落、縱筋壓曲、箍筋外鼓和鋼管鼓曲等破壞形態(tài)。

2 有限元模型建立

2.1 幾何模型及網(wǎng)格

為了更真實(shí)地模擬疊合柱的力學(xué)演變,采用分離式建模,對(duì)鋼管內(nèi)、外混凝土獨(dú)立建模,并在兩端布置剛性墊板以保證收斂性。同時(shí),為保證計(jì)算效率和計(jì)算精度,經(jīng)過多次試算確定全局網(wǎng)格大小為25 mm,所有部件如圖2 所示。

圖2 模型部件及網(wǎng)格劃分

2.2 材料屬性及單元

2.2.1 高強(qiáng)RAC

高強(qiáng)RAC 采用實(shí)體單元(C3D8R),對(duì)于高強(qiáng)RAC 本構(gòu)的關(guān)系,根據(jù)田亮亮[12]利用高強(qiáng)RAC 的材料試驗(yàn)結(jié)果,結(jié)合過鎮(zhèn)海[13]提出的混凝土本構(gòu)關(guān)系,提出了高強(qiáng)RAC 的單軸受壓應(yīng)力–應(yīng)變關(guān)系曲線:

式(2)中:fc、εc分別為混凝土極限壓應(yīng)力、應(yīng)變。

2.2.2 鋼材

鋼管和鋼筋的本構(gòu)關(guān)系采用簡(jiǎn)化后的雙折線理想塑性模型[14](如圖3 所示),即屈服前為彈性段,屈服后到極限強(qiáng)度前為塑性強(qiáng)化段,強(qiáng)化段斜率為彈性段的0.01 倍。鋼筋單元采用桁架單元(T3D2)、鋼管單元采用殼單元(S4R)可以在保證計(jì)算結(jié)果的前提下更好收斂計(jì)算。

圖3 鋼筋本構(gòu)關(guān)系示意圖

2.3 相互作用

為避免應(yīng)力集中,在試件上、下表面設(shè)置了剛性墊板,使其與混凝土及鋼管的上、下表面通過“綁定”約束連接; 鋼筋籠通過“內(nèi)置”與外混凝土約束,忽略鋼筋–混凝土之間的相對(duì)滑動(dòng); 為了還原約束效應(yīng),外混凝土–鋼管外壁和內(nèi)混凝土–鋼管內(nèi)壁之間采用“接觸”的形式,考慮了鋼管與混凝土之間的接觸分離,法向設(shè)定為“硬”接觸,法向設(shè)定為“罰”函數(shù),摩擦系數(shù)為0.5[15–16]。

2.4 邊界條件及加載方式

根據(jù)試驗(yàn)情況,約束了試件下部3 個(gè)方向的位移和繞縱軸的轉(zhuǎn)動(dòng),模擬下部鉸接,并在上部施加20 mm 的軸向位移。

2.5 模型驗(yàn)證

所模擬的2 個(gè)內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱試件的荷載–軸向位移曲線對(duì)比如圖4 所示。整體上看,極限承載力基本接近,平均誤差為3.7%,曲線趨勢(shì)基本吻合,均在達(dá)到峰值點(diǎn)后快速下降,因鋼筋和鋼管的塑性而進(jìn)入平緩下降段。有限元模擬的曲線剛度較大,本模型已經(jīng)通過網(wǎng)格、本構(gòu)、邊界進(jìn)行了調(diào)試,發(fā)現(xiàn)效果并不明顯,而曲線趨勢(shì)與試驗(yàn)吻合較好。根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)的結(jié)果,這很大可能是試驗(yàn)的誤差,混凝土在加載過程中內(nèi)部空隙壓實(shí)過程會(huì)產(chǎn)生虛位移,因此試驗(yàn)結(jié)果的軸壓剛度更小。但并不影響后續(xù)的承載力分析,因?yàn)槌休d力的誤差較小。圖5 為試驗(yàn)與有限元破壞形態(tài)對(duì)比。

圖4 有限元結(jié)果對(duì)比

圖5 破壞形態(tài)對(duì)比

試驗(yàn)結(jié)果表明: 在達(dá)到極限狀態(tài)時(shí),一側(cè)縱筋出現(xiàn)彎曲,鋼管角部撕裂,由圖5(a)可見,有限元很好地還原了這一現(xiàn)象,一側(cè)鋼筋和鋼管角部出現(xiàn)了較大的塑性變形(PEEQ),表明此處應(yīng)力較大。圖5(b)為混凝土破壞形態(tài),有限元給出的混凝土受壓損傷形態(tài)為上下端出現(xiàn)X 形狀混凝土壓潰,試驗(yàn)結(jié)果表明一端混凝土出現(xiàn)大面積壓潰剝落,吻合較好。所建立的有限元模型得到了驗(yàn)證,可以進(jìn)一步進(jìn)行參數(shù)分析。

3 參數(shù)分析

本文所建立的有限元模型能準(zhǔn)確地描述內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱的軸壓力學(xué)行為,因此選取荷載–軸向位移曲線和破壞形態(tài)吻合程度較高的RCFSST 模型作為基準(zhǔn),以鋼管厚度、鋼管屈服強(qiáng)度和長(zhǎng)細(xì)比為變化參數(shù)設(shè)計(jì)了13 個(gè)模型進(jìn)行計(jì)算,具體參數(shù)及計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 拓展試件設(shè)計(jì)參數(shù)

3.1 鋼管厚度

圖6 為不同鋼管厚度對(duì)內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱荷載–軸向位移曲線的影響。由圖6 可見,鋼管厚度對(duì)曲線彈性段影響不大,隨著鋼管厚度的增大,殘余荷載越大,表明提高鋼管厚度可以有效提高疊合柱的殘余變形能力和耗能能力。相較于鋼管厚度為2 mm 的試件,鋼管厚度為3、4、5、6 mm 試件的極限承載力分別提高了1.0%、2.0%、2.9%、3.9%,整體上看鋼管厚度的提高對(duì)軸壓承載力的提高在5%以內(nèi),提升效率較低。究其原因,可能是因?yàn)楹撀实奶岣唠m然提高了鋼管對(duì)核心區(qū)混凝土的套箍系數(shù),但由于核心約束區(qū)混凝土面積較小,占整個(gè)截面的比例較低,因此約束的提升較小。

圖6 鋼管厚度對(duì)荷載–軸向位移曲線的影響

3.2 鋼管屈服強(qiáng)度

圖7 為鋼管屈服強(qiáng)度對(duì)內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱荷載–軸向位移曲線的影響。由圖7 可見,疊合柱的極限承載力和殘余荷載隨著鋼管屈服強(qiáng)度的提高出現(xiàn)顯著提高,但軸壓剛度變化不大。與鋼管屈服強(qiáng)度為235 MPa 的試件相比,鋼管屈服強(qiáng)度為335、378、400、450 MPa 的試件的極限承載力分別提高了5.6%、14.5%、28.7%、38.3%。說明提高方鋼管的屈服強(qiáng)度能有效提高疊合柱的承載力和變形能力。

圖7 鋼管屈服強(qiáng)度對(duì)荷載–軸向位移曲線的影響

3.3 長(zhǎng)細(xì)比

圖8 為不同長(zhǎng)細(xì)比對(duì)內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱荷載–軸向位移曲線和破壞形態(tài)的影響。由圖8(a)可見,隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,疊合柱的軸壓剛度和極限承載力逐漸降低,這是由于長(zhǎng)細(xì)比的增大導(dǎo)致試件二階效應(yīng)越顯著,試件發(fā)生了整體失穩(wěn)(圖8(b)),因此承載力和軸壓剛度出現(xiàn)退化。相較于試件高度為1 150 mm 的試件,高度為1 500、2 500、3 000、3 500 mm 的試件的極限承載力分別降低了2.1%、5.8%、7.2%、7.3%。

圖8 長(zhǎng)細(xì)比的影響

在混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中,穩(wěn)定系數(shù)φ是軸壓承載力計(jì)算的關(guān)鍵參數(shù)(φ=試件軸壓承載力/長(zhǎng)細(xì)比小于28的試件的軸壓承載力),與長(zhǎng)細(xì)比有直接關(guān)系。以往試驗(yàn)中僅針對(duì)該種疊合柱進(jìn)行短柱試驗(yàn),承載力計(jì)算方法尚未考慮穩(wěn)定系數(shù)φ的影響。因此基于有限元分析結(jié)果,對(duì)穩(wěn)定系數(shù)φ和長(zhǎng)細(xì)比λ的數(shù)值關(guān)系進(jìn)行了擬合,如圖9 所示,計(jì)算方法為:

圖9 長(zhǎng)細(xì)比對(duì)極限承載力的影響

擬合結(jié)果的相關(guān)系數(shù)R2=0.996,具有較高吻合度,可供該種疊合柱設(shè)計(jì)提供幫助。

4 結(jié)論

通過對(duì)13 個(gè)內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱進(jìn)行軸壓性能有限元建模分析,得到如下結(jié)論:

(1)利用ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)已有試驗(yàn)的內(nèi)置方鋼管高強(qiáng)RAC 柱軸壓試驗(yàn)進(jìn)行模擬分析,有限元計(jì)算出的荷載–軸向位移曲線和破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(2)鋼管厚度的增大對(duì)疊合柱的軸壓剛度和軸壓承載力影響不大,鋼管屈服強(qiáng)度的提高可以在試驗(yàn)范圍內(nèi)提高近40%的軸壓承載力,提高鋼管厚度和屈服強(qiáng)度均能提升殘余荷載。

(3)隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,疊合柱的軸壓剛度和軸壓承載力出現(xiàn)顯著退化,在試驗(yàn)范圍內(nèi)軸壓承載力最大退化了7.3%?；谟邢拊治鼋Y(jié)果,對(duì)軸壓穩(wěn)定系數(shù)和長(zhǎng)細(xì)比進(jìn)行了擬合。