考慮含鋼率影響的核心型鋼-混凝土組合柱受壓計算分析

張 科

(衡陽公路橋梁建設有限公司，湖南 衡陽 421000)

隨著我國經濟建設大力發展，修建的結構物不斷朝著高層、超高層發展，而傳統的鋼筋混凝土柱延性差、混凝土易開裂、易壓碎破壞，限制了高層與超高層建筑的發展，同時也不利于結構抗震[1-2]。對此，郭子雄等[3]提出了核心型鋼-混凝土組合構件，即在混凝土柱內埋置型鋼結構并配置一定的鋼筋量，形成一種新型的組合結構；該結構不僅能同時發揮鋼筋混凝土和型鋼結構的特點，而且截面尺寸小、承載力高，同時型鋼外包混凝土可有效防止型鋼在復雜環境下的銹蝕，解決防火問題，避免了鋼材局部屈曲，彌補了傳統鋼筋混凝土柱結構延性不足的缺陷，可大大提高結構的抗震能力[4-5]。

目前，對于型鋼-混凝土柱結構的研究越來越多，成為近年來研究的熱點問題之一。惠存等[6]以實際工程中矩形截面的型鋼-混凝土柱為背景，開展了軸心和偏心荷載下的單調加載試驗研究，發現型鋼-混凝土柱結構具有很好的塑性變形能力和延性。Ellobody等[7-8]也開展了型鋼-混凝土組合柱在軸心、偏心和溫度荷載下的力學性能研究，發現混凝土柱內嵌型鋼可有效提高組合柱的受力性能。Tokgoz等[9-10]開展了核心型鋼-L型鋼纖維高強鋼筋混凝土組合柱的雙向偏心受壓試驗研究，以研究組合柱的受壓性能。賈磊鵬等[11]開展了核心型鋼-混凝土組合柱的軸心受壓試驗和ABAQUS有限元分析，研究其軸心受壓性能和設計方法。劉陽等[12]進行了核心型鋼-混凝土組合柱的抗震性能和軸壓比限值試驗的低周往復擬靜力試驗研究，提出了組合柱軸壓比限值的建議取值。周樂等[13-14]開展了核心型鋼-混凝土組合柱的軸壓試驗，研究其在負載下加固后的力學性能和破壞模式。李奉閣等[15]開展了2榀型鋼混凝土柱-鋼梁框架的低周往復擬靜力試驗研究，分析了其滯回性能、耗能能力等。馬輝等[16]開展了9根圓形鋼管型鋼-再生混凝土組合短柱的軸心受壓試驗，分析了徑厚比和含鋼率對其軸壓性能的影響。含鋼率為影響核心型鋼-混凝土組合柱受壓性能的重要參數，然而，當前對于在不同含鋼率影響下組合柱的破壞特征和極限承載力的計算研究還不多，仍有待進一步深入分析。

為此，本文在前人研究的基礎上，采用ABAQUS數值分析與理論計算相結合的方法對核心型鋼-混凝土組合柱在軸向荷載下的受壓破壞特征與極限承載力計算展開研究，在現有鋼筋混凝土軸心受壓構件計算理論的基礎上考慮含鋼率的影響，并對不同含鋼率下組合柱的極限受力行為進行了深入分析，為組合柱的設計計算與相關工程應用提供參考。

1 核心型鋼-混凝土組合柱的設計與有限元建模

為了進一步確定核心型鋼-混凝土柱設計的合理性，本文在文獻[15]的基礎上對其受壓力學性能計算分析，文獻[15]采用的是鋼骨混凝土柱-鋼梁框架結構，本文僅取其鋼骨混凝土柱作為計算模型，并與文獻[15]采用相同的核心型鋼-混凝土柱截面尺寸以及混凝土、型鋼和鋼筋的基本力學參數。

含鋼率研究參數分別為0%、2.83%、3.54%、4.25%、5.66%和7.08%，分別命名為S-RC-0～S-RC-5。核心型鋼-混凝土柱高H為1.2 m，采用尺寸200 mm的正方形截面，混凝土柱內配置了4Φ12縱向鋼筋和Φ6@100箍筋，鋼筋保護層厚度為15 mm。

采用ABAQUS通用有限元軟件進行核心型鋼-混凝土柱的建模分析，假定混凝土與型鋼澆筑牢固，采用面面綁定(Tie)，縱向鋼筋與箍筋合并成一個鋼筋籠嵌入(Embedded region)混凝土柱內，同時于柱底面設置一塊截面尺寸為b×h×t=600 mm×500 mm×100 mm的混凝土墊塊，核心型鋼-混凝土柱底面與混凝土墊塊頂面進行Tie約束，混凝土墊塊底面采用固結。

分析中，采用分步位移軸向加載，設定最終加載位移為10 mm，加載增量2 mm。在柱頂10 mm位置處設置參考點RP，參考點與柱頂面采用耦合(Coupling)，位移施加在參考點之上。有限元模型見圖1。

圖1 有限元模型及其邊界約束

2 核心型鋼-混凝土組合柱受壓性能計算分析

2.1 外包混凝土柱的破壞行為

圖2給出了受不同含鋼率影響的外包混凝土柱受壓破壞情況，圖3給出了外包混凝土柱最嚴重破壞位置與含鋼率關系，其中，最嚴重破壞高度是指破壞位置至柱頂的距離。

由圖2可知，組合柱的含鋼率增大，外包混凝土的塑性應變隨之減小，混凝土壓碎破壞有所改善，同時混凝土破壞的范圍更寬，減小了應力集中，可有效改善混凝土柱的局部破壞。此外，由圖3可以發現，外包混凝土柱的破壞位置與含鋼率表現為非線性關系，關系曲線存在2個不同階段，分別為無含鋼率和受含鋼率影響階段。當含鋼率逐漸減小至0時，外包混凝土柱的破壞位置會逐漸朝著柱底部發展，不利于結構整體受力，這是引起整體結構垮塌的主要原因。而當含鋼率逐漸增大時，引起組合柱的內力重分布，外包混凝柱的破壞位置逐漸朝柱中部發展，受力更為均勻。

a)S-RC-1

b)S-RC-2

c)S-RC-3

d)S-RC-4

e)S-RC-5

f)S-RC-0

圖3 外包混凝土柱最嚴重破壞位置-含鋼率的關系曲線

2.2 內嵌型鋼柱的破壞行為

圖4給出了受不同含鋼率影響的內嵌型鋼柱受壓破壞情況，圖5給出了內嵌型鋼柱最嚴重破壞位置與含鋼率關系，其中不包括S-RC-0組合柱，因其含鋼率為0，即無內嵌型鋼柱，圖中給出的最嚴重破壞高度是指破壞位置至柱頂的距離。

a)S-RC-1 b)S-RC-2 c)S-RC-3

d)S-RC-4 e)S-RC-5

由圖4可知，組合柱設計的含鋼率越大，內嵌型鋼的塑性應變越小，外包混凝土有效地保護了型鋼的受力，可延緩型鋼柱過早屈服，同時破壞的范圍也更寬，可有效避免型鋼的局部屈曲現象。由圖5可知，內嵌型鋼柱的破壞位置與含鋼率表現為近似線性關系，隨著含鋼率增大，內嵌型鋼柱的最嚴重破壞位置沿著柱中部發展，與外包混凝土柱破壞的發展規律相似。

2.3 組合柱受壓極限承載力計算

對組合柱極限承載力的極限進行分析，此處采用承載力占比ξsc來定義內嵌型鋼柱在組合柱中承受外部荷載的貢獻，可通過式(1)進行計算：

(1)

式中:Fsc為組合柱的極限承載力,kN;Fc為外包混凝土柱的極限承載力,kN。

圖5 內嵌型鋼柱最嚴重破壞位置-含鋼率的關系曲線

通過式(2)可計算出不同含鋼率下型鋼柱承載比變化情況，詳見圖6。由圖6可以看出型鋼柱承載比隨著含鋼率增大而提高。通過線性擬合方法，可得到型鋼柱承載比與含鋼率成正相關，如圖6所示，變異系數R2=0.999 4，說明了擬合曲線能很好地體現兩者變化情況。

ξF=72.32ρa+0.004 16

(2)

圖6 型鋼承載比-含鋼率曲線

我國現行《混凝土結構設計規范》(GB50010—2010)[17]和《型鋼混凝土組合結構技術規程》(JGJ 138—2001)[18]分別規定了鋼筋混凝土軸心抗壓柱和型鋼-混凝土軸心抗壓柱的極限承載力計算，詳見式(3)～式(5)。

Nc=0.9φ(fcAc+fyAy)

(3)

Nsc=φ(fcAc+fyAy+fsAs)

(4)

Nsc=(1+ξsc)·0.9φ(fcAc+fyAy)

(5)

式中:Nc為鋼筋混凝土柱軸向壓力設計值,N;Nsc為型鋼-混凝土組合柱的軸向壓力設計值,N;φ為鋼筋混凝土柱的穩定系數;fc為混凝土軸心抗壓設計值,MPa;A為構件截面面積,mm2;fy為鋼筋抗壓強度設計值,MPa；Ay為全部縱向鋼筋截面面積,mm2;fs為型鋼抗壓強度設計值,MPa；As為型鋼截面面積,mm2;

采用式(3)可計算得到鋼筋混凝土軸心抗壓柱的極限承載力值，通過考慮型鋼柱承載力占比ξsc系數的影響，即可計算得到不同含鋼率下組合柱的極限承載力，如圖7所示。由圖7可知，采用式(4)和式(5)可較為準確地計算型鋼-混凝土組合柱的極限承載力，相比式(5)的計算精度較好，進一步驗證了數值計算模型的合理性。

圖7 型鋼-混凝土組合柱的極限承載力計算值

3 結論

以核心型鋼-混凝土組合柱為研究對象，基于有限元與理論分析相結合的方法，通過ABAQUS軟件建立了組合柱的三維實體有限元模型，研究了不同含鋼率對外包混凝土柱和內嵌型鋼柱的破壞特征以及對組合柱極限承載力的影響，結論如下：

1)組合柱的含鋼率增大，外包混凝土的塑性應變隨之減小，混凝土壓碎破壞有所改善，同時混凝土的破壞范圍更寬，減小了應力集中，可有效改善混凝土柱的局部破壞。

2)組合柱設計的含鋼率越大，內嵌型鋼的塑性應變越小，外包混凝土可有效保護型鋼的受力，延緩型鋼柱過早屈服，同時破壞的范圍也更寬，能有效避免型鋼的局部屈曲現象。

3)外包混凝土柱的破壞位置與含鋼率表現為非線性關系，內嵌型鋼柱的破壞位置與含鋼率表現為近似線性關系。而型鋼承載比隨著含鋼率增大而提高，兩者成正相關。

4)考慮型鋼承載比的鋼筋混凝土柱極限承載力理論公式，可更為準確地計算組合柱的極限承載力，且較好地與有限元計算結果吻合，驗證了有限元模型的合理性。