帶約束拉桿L形鋼管混凝土軸壓柱受力性能分析

譚良斌， 劉 忠， 朱勇杰， 楊哲光， 朱智俊

(湘潭大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院; b. 流變力學(xué)研究所， 湖南 湘潭 411105)

鋼管混凝土受壓柱由于承載力高、延性好、抗震性能佳等特點(diǎn)，近年來在土木工程中被廣泛應(yīng)用。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)鋼管混凝土受壓柱的試驗(yàn)和理論研究，主要集中在圓形、方形和矩形等截面形式上[1～6]，對(duì)L形等其它異形鋼管混凝土受壓柱的研究還不多見[7～9]。

L形鋼管混凝土柱是指將混凝土填入L形鋼管內(nèi)而形成的組合結(jié)構(gòu)，在L形鋼管混凝土受壓柱中，由于鋼管壁各邊中部對(duì)核心混凝土的約束作用小。因此，在這些部位設(shè)置具有約束鋼板橫向變形作用的水平拉桿，有助于提高鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)，改善構(gòu)件的受力性能[10，11]。

1 有限元分析模型

1.1 試驗(yàn)概述

針對(duì)帶約束拉桿L形鋼管混凝土軸壓短柱的受力性能，蔡健等人進(jìn)行了大量的試驗(yàn)[10]，研究了1個(gè)無約束拉桿和6個(gè)帶約束拉桿L形鋼管混凝土軸壓短柱的破壞形態(tài)及工作機(jī)理。軸心受壓是指加載中心為L(zhǎng)形試件的截面形心，形心由L形截面的面積矩確定。考慮的主要參數(shù)為拉桿的水平間距、拉桿的直徑和鋼管壁厚。試件的構(gòu)造及主要參數(shù)，見表1和圖1所示。

表1 試件參數(shù)

注：表中材料強(qiáng)度通過試驗(yàn)得到。

圖1 試件截面尺寸

1.2 三維有限元數(shù)值分析模型

本文采用試驗(yàn)中C1、C2試件作為研究對(duì)象。建立了以柱底陽(yáng)角邊交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)的三維有限元數(shù)值分析模型，如圖2所示。相關(guān)研究表明，鋼管和核心混凝土界面間的相對(duì)滑移，對(duì)L形鋼管混凝土軸壓柱受力性能的影響不明顯[12，13]。因此，不考慮鋼管與核心混凝土之間的滑移。拉桿和混凝土、鋼管的連接采用節(jié)點(diǎn)耦合的方法。荷載施加在L形柱頂截面形心上，柱底節(jié)點(diǎn)施加X、Y、Z方向的約束，柱頂節(jié)點(diǎn)施加X、Y方向的約束。加載時(shí)，為了避免應(yīng)力集中，在柱頂和柱底均設(shè)置剛性墊塊，方便軸心荷載的施加。

圖2 C2試件的有限元模型

混凝土采用三維8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元Solid65，拉桿采用Link8單元，鋼管和墊塊采用Solid45單元。核心混凝土本構(gòu)關(guān)系采用韓林海公式[6]，峰值應(yīng)變?yōu)?.8×10-3，破壞準(zhǔn)則采用Willan-Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則。鋼管和拉桿的本構(gòu)關(guān)系均選用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型(BKIN)，鋼管強(qiáng)化模量為0.01Es，屈服應(yīng)變?yōu)?.3×10-3。拉桿的屈服應(yīng)變?yōu)?.72×10-3。

計(jì)算過程采用Newton-Raphson平衡迭代法，分步加載，荷載子步設(shè)為200步，采用力加載，位移收斂準(zhǔn)則。打開大變形開關(guān)和自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)，收斂容差設(shè)為2%。

2 有限元數(shù)值模擬及軸壓機(jī)理分析

本文針對(duì)帶約束拉桿L形鋼管混凝土軸壓短柱的受力性能，進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了軸壓柱中截面荷載-縱向曲線(曲線p-Δx)。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析，分別如圖3和表2所示。

圖3 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

比較結(jié)果表明，有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說明本文所建立的帶約束拉桿L形鋼管混凝土軸壓短柱有限元模型是有效的。

表2 極限承載力的對(duì)比

在達(dá)到極限荷載前，試件C2中，約束拉桿的應(yīng)變較小，第一排和第三排的拉桿基本處于彈性工作階段，在接近極限荷載時(shí)，第三排拉桿的應(yīng)變發(fā)展迅速，很快達(dá)到屈服，說明第三拉桿對(duì)鋼管壁的約束作用明顯，而第一排拉桿并沒有達(dá)到屈服，如圖4所示。

圖4 荷載-拉桿應(yīng)變的關(guān)系曲線

圖5 荷載-鋼管側(cè)向應(yīng)變的關(guān)系曲線

試件C1，在接近極限荷載時(shí)，試件陽(yáng)角邊鋼管壁的側(cè)向應(yīng)變大于陰角邊鋼管壁的側(cè)向應(yīng)變，如圖5(a)所示，說明陽(yáng)角邊的鋼管壁對(duì)核心混凝土的約束大于陰角邊。由于約束拉桿的作用，試件C2，在接近極限荷載時(shí)，陰角邊鋼管壁的側(cè)向應(yīng)變大于陽(yáng)角邊鋼管壁的側(cè)向應(yīng)變，如圖5(b)所示。與試件C1相比，鋼管壁的側(cè)向平均應(yīng)變均增加，說明約束拉桿使極限承載力對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變?cè)黾印?/p>

從開始加載至破壞，試件C2橫截面ab線上(如圖6所示)，軸向應(yīng)變?cè)谥吆椭咛帲旧隙汲示€性變化，如圖7所示。因此，構(gòu)件橫截面平均應(yīng)變滿足平截面假定。在加載過程中，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%左右時(shí)，鋼管屈服，而混凝土沒有達(dá)到峰值應(yīng)變。

圖6 截面加載位置

圖7 沿ab線的節(jié)點(diǎn)荷載-縱向應(yīng)變圖

3 參數(shù)分析

本文以C2柱為參考，對(duì)帶約束拉桿L形柱，進(jìn)行軸壓參數(shù)分析，討論了拉桿縱向間距、拉桿橫向間距、拉桿直徑、鋼管壁厚和偏心距等因素。

拉桿縱向間距對(duì)試件荷載-縱向位移曲線的影響，如圖8所示，可以看出：試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移均隨拉桿縱向間距的減小而增大，但并不明顯。因此，工程設(shè)計(jì)時(shí)，不建議采用減小拉桿縱向間距的方法提高承載力，從經(jīng)濟(jì)方面考慮，建議采用拉桿縱向間距為150 mm。

圖8 拉桿縱向間距變化的影響

拉桿橫向間距對(duì)試件荷載-縱向位移曲線的影響，如圖9所示，可以看出：試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移均隨拉桿橫向間距的減小而增大，相對(duì)拉桿間距為200 mm的試件，拉桿間距為75 mm和100 mm時(shí)，試件的極限承載力分別提高了10.72%、6.61%。且拉桿橫向間距對(duì)試件的影響主要源于對(duì)核心混凝土的影響。

圖9 拉桿橫向間距變化的影響

拉桿直徑對(duì)試件荷載-縱向位移曲線的影響，如圖10所示，可以看出：試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移基本沒有影響，因此，建議采用直徑為10 mm的拉桿。隨鋼管壁厚的增加，試件的極限承載力和剛度越大，鋼管對(duì)核心混凝土的約束效應(yīng)越強(qiáng)，縱向位移增加，如圖11所示。當(dāng)鋼管壁厚由6 mm增加到12 mm時(shí)，其承載力提高了50.68%。所以，采用較大的壁厚，試件的承載力得到了十分有效的提升，且增幅明顯。

圖10 拉桿直徑變化的影響

圖11 鋼管壁厚變化的影響

p-Δx曲線較明顯的表現(xiàn)為兩階段，如圖12所示。第一階段，混凝土開裂前，p-Δx曲線呈線性關(guān)系且側(cè)向位移增加較小；第二階段，混凝土開裂至混凝土壓碎，p-Δx曲線呈非線性關(guān)系且隨荷載增加側(cè)向位移增加較大。在同級(jí)荷載作用下，偏心距越大，試件柱中側(cè)向變形越大。因此，在進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，宜減小偏心。偏心荷載方向如圖6所示。

圖12 偏心距變化的影響

4 結(jié) 論

(1)本文建立的帶約束拉桿L形鋼管混凝土柱有限元分析模型，其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，證明該模型是合理的。橫截面平均應(yīng)變基本滿足平截面假定。在軸向荷載作用下，帶約束拉桿L形鋼管混凝土柱，由于鋼板側(cè)向變形受到拉桿的約束，使鋼管對(duì)核心混凝土的約束作用得到提高。

(2)拉桿縱向間距對(duì)試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移影響不明顯。工程設(shè)計(jì)時(shí)，不建議采用。則拉桿橫向間距對(duì)試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移影響明顯，主要是源于對(duì)核心混凝土的影響。而拉桿直徑對(duì)試件的極限承載力、對(duì)應(yīng)的縱向位移基本沒有影響。

(3)隨鋼管壁厚的增加，極限承載力、試件剛度和對(duì)應(yīng)的縱向位移均增大。偏心距對(duì)帶約束拉桿L形鋼管混凝土柱的極限承載力影響較大，在進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，宜減小偏心。

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