基于ABAQUS的復式圓鋼管柱滯回性能分析

馬江萍

（西安培華學院 建筑與藝術設計學院，陜西 西安 710125）

復式鋼管混凝土柱兼具鋼管與混凝土的優勢，且內外鋼管作為混凝土施工的模板、混凝土為鋼管提供側向支撐，因此在建筑中的應用愈加廣泛。對于復式鋼管混凝土柱構件的研究，國內外學者在理論研究、試驗分析以及數值模擬推演等方面已做了大量工作。

國內學者蔡紹懷等基于2種截面形式（同心配置的三重鋼管、鋼管束）的復式鋼管混凝土柱試驗研究結果，分析了復式鋼管混凝土柱的力學性能和極限承載力，推導并計算驗證了2種截面形式復式鋼管混凝土柱的極限承載力公式。張玉芬分析了4種截面形式（內圓鋼管、型鋼、CFRP筒增強型鋼管及復式空心鋼管）的復式鋼管混凝土柱，驗算了4種截面形式的復式鋼管混凝土柱軸壓剛度、抗震性能，建立了統一可行的剛度和承載力計算方法。張冬芳等基于復式鋼管混凝土柱-鋼梁節點的試驗研究，分析了內外鋼管與鋼梁在受力過程中的應力分布，探索了此類節點的應力分布與破壞形態，研究了型鋼梁強度等級、外鋼管柱強度等級、外方鋼管柱壁厚以及柱軸壓比對復式鋼管混凝土柱節點性能的影響。趙立東等進行了3種截面形式（單腔鋼管、復式鋼管、分腔復式 鋼管）共計6個足尺圓鋼管混凝土柱的擬靜力試驗研究，分析了3種截面形式鋼管混凝土柱的破壞特征、滯回性能、承載能力、變形能力、剛度退化以及耗能能力，為復式鋼管混凝土柱在實際工程中的應用提供了參考依據。本文基于文獻[14]采用有限元軟件分析了以軸壓比與剪跨比為變化參數的大截面尺寸復式鋼管混凝土柱的滯回性能，對細部參數的分析與滯回行為的探討，獲得合適的參數取值，為更好地研究復式鋼管混凝土柱在復雜受力中的抗震性能提供參考建議。

1 有限元驗證

1.1 試驗概況

文獻[14]的擬靜力試驗中有2個復式圓鋼管混凝土柱試件，柱身高度為1 270 mm，試驗儀器球鉸高度為 250 mm，試驗裝置如圖1所示。

圖1 試驗裝置Fig.1 Test setup

按照軸壓比0.46，在柱頂施加9 180 kN的豎向壓力。鋼材材性試驗數據如表1所示，鋼材彈性模量取2.07×10MPa，泊松比取0.3。內填混凝土立方體抗壓強度標準值57.88 MPa，軸心抗壓強度平均值47.98 MPa，彈性模量為33.5 GPa。

表1 鋼材的力學性能Tab.1 Mechanical properties of steel

經轉化計算，試驗按照位移幅值1.52、3.04 、5.07與6.08 mm各往復加載1次，7.6、10.13、15.2 、20.26、30.4、46.06、60.8 mm各 往 復 加 載2次 的 加載法。

1.2 有限元模型的建立

對 文 獻[14]中 的 試 件CFST1-2運 用ABAQUS6.14-2進行建模分析，模型尺寸與試驗中試件尺寸相同，考慮鋼管與混凝土柱的幾何非線性與狀態非線性，模型均采用了實體單元，內外鋼管與內外混凝土均采用了C3D8R減縮積分單元進行建模，各部分的網格劃分如圖2所示。

圖2 模型網格劃分Fig.2 Meshing of model

模型鋼材采用von Mises屈服準則，鋼材等效單軸應力應變關系采用二折線彈塑性本構模型：

混凝土采用ABAQUS提供Concrete Plastic Damage 模型，混凝土的塑性膨脹角取30°，雙軸抗壓強度與單軸抗壓強度的比值取1.16，黏滯系數取0.000 5。核心混凝土與外混凝土在內外鋼管的約束下強度與塑性性能均有一定程度的提高，因此混凝土的受壓本構關系采用韓林海提出的考慮約束效應的混凝土本構關系，采用沈聚敏等提出的混凝土受拉應力-應變關系作為約束混凝土柱的受拉本構關系。

外鋼管與外混凝土、外混凝土與內鋼管、內鋼管與內混凝土之間均采用硬接觸，切線方向摩擦系數取0.6；模型柱頂在x方向施加與試驗相同的位移進行水平往復加載，柱底采用==1=2=3=0的約束，在方向施加軸向壓力。

1.3 有限元成果的驗證

試件與有限元模型變形對比如圖3所示，由圖可知試件與有限元模型均在柱底約150 mm處形成鼓狀屈曲變形。

圖3 試驗與有限元變形對比Fig.3 Deformation comparison between experiment and finite element

試驗與有限元模擬所得滯回曲線如圖4所示。

圖4 試驗與有限元滯回曲線對比Fig.4 Comparison of hysteretic curve between experiment and finite element

對試驗與有限元模擬所得滯回曲線分析結果如表2所示，可知有限元模擬所得滯回曲線與試驗滯回曲線吻合度較高。說明本文的有限元模擬方法有效，可用于后續有限元參數模擬分析。

表2 有限元模擬與試驗結果對比Tab.2 Comparison between finite element simulation and experimental results

2 有限元參數拓展分析

2.1 模型參數設計

本節進行復式鋼管混凝土柱的參數拓展分析，設計A~C共計3組模型，3組模型中內外鋼管、內外混凝土橫截面尺寸均與試驗一致，3組模型中內外鋼管、內外混凝土材料屬性也均與試驗相同。各組內柱高與剪跨比保持不變，對軸壓比與軸壓力進行調整；各組之間調整柱高與剪跨比，模型參數如表3所示。

表3 模型編號及參數選取Tab.3 Model number and parameter selection

2.2 軸壓比對模型滯回性能的影響

由圖5的P-△滯回曲線對比圖可知，剪跨比為3時，3個模型的滯回曲線都呈現出飽滿的梭形，耗能性能良好。隨著剪跨比的增大滯回曲線飽滿程度出現了下降，尤其在大剪跨比、高軸壓比的情況下，模型滯回曲線出現了嚴重的不對稱現象，并且滯回環面積退化明顯，主要原因是加載中二階效應造成了模型的彎曲變形，使模型在往復荷載作用下較早退出了工作。

圖5 軸壓比影響下P-△滯回曲線對比Fig.5 Comparison of P-△ hysteretic curves under the influence of axial compression ratio

軸壓比影響下模型滯回性能相關參數的對比計算結果如表4所示，在剪跨比為3的模型中，極限承載力與延性系數都較高，隨著軸壓比的增大極限承載力有所下降而延性有大幅提高，軸壓比為0.4與0.6時兩個模型的極限承載力變化不大；在剪跨比為4與5的兩組模型中，極限承載力出現了急劇的下降，在n≤0.4時，隨著軸壓比的增大模型延性系數有所提高，當n＞0.4時，隨著軸壓比的增大模型延性系數大幅下降。主要原因是在軸壓比較小時，在軸壓力的作用下模型內外鋼管對內外混凝土提供了較為有效的約束作用，避免了混凝土裂縫的發展，所以模型有較高的極限承載力；隨著軸壓力增大，模型的二階效應越為凸顯，尤其在剪跨比較大的模型中，雙重效應使得模型較早發生屈曲破壞，因而極限承載力與延性系數均出現顯著下降。

表4 軸壓比對滯回性能的影響Tab.4 Influence of axial compression ratio on hysteretic behavior

2.3 剪跨比對模型滯回性能的影響

由圖6的P-△滯回曲線對比圖可知，軸壓比為0.2時，3個模型普遍耗能性能良好；當軸壓比為0.4與0.6時，剪跨比為3的模型CFST-A2與CFST-A3滯回曲線依然比較飽滿，具有良好的耗能能力，而其余模型呈扁平狀，耗能能力不足。主要原因是剪跨比為3的模型在軸壓力作用下主要出現彎剪破壞，剪跨比為4、5的模型在軸壓力作用下主要出現彎曲破壞，而軸壓比較大時還會伴隨出現明顯的P-△效應，使模型極限承載力與延性系數都退化嚴重。

圖6 剪跨比影響下P-△滯回曲線對比Fig.6 Comparison of P-△ hysteretic curves under the influence of shear-span ratio

剪跨比影響下模型滯回性能相關參數的對比計算結果如表5所示，模型隨剪跨比增大極限承載力銳減，主要原因是較大的剪跨比對模型的屈曲臨界力不利；軸壓比小于0.4時，模型延性隨剪跨比增大有所提高，軸壓比等于0.4時，模型延性隨剪跨比增大變化不明顯，軸壓比大于0.4時，模型延性隨剪跨比增大嚴重下降，主要原因是在軸壓力較小時，鋼管的套箍作用使混凝土的裂縫發展緩慢，混凝土為鋼管提供了有效的側向支撐，但軸壓力較大時，鋼管的套箍還未發揮作用，混凝土已出現損壞，模型提前破壞退出工作。

表5 剪跨比對滯回性能的影響Tab.5 Influence of shear-span ratio on hysteretic behavior

3 結語

在混凝土強度與彈性模量相同，鋼管強度與彈性模量相同的情況下，對復式圓鋼管混凝土柱的滯回性能利用有限元軟件分析后，在本文研究參數范圍內，得出以下結論：

（1）復式圓鋼管混凝土柱在剪跨比為3時，鋼管柱底雖出現明顯的鼓曲變形，但鋼管的套箍作用有效控制了混凝土裂縫的發展，模型整體表現出良好的耗能行為；

（2）復式圓鋼管混凝土柱在剪跨比大于3時，模型的極限承載力隨著軸壓比的增大大幅減小，模型的延性系數隨著軸壓比的增大呈先增大后減小的趨勢；

（3）增加剪跨比會大幅消減模型的極限承載力，剪跨比越大模型的極限承載力對軸壓比越為敏感；模型的延性系數在軸壓比為0.2時有較為可觀的提高，在軸壓比為0.4時變化不大，但在軸壓比為0.6時大幅下降。