柱中柱(CIC)組合構(gòu)件軸壓力學(xué)性能數(shù)值分析

紀(jì)建軍,李華偉

(廣州大學(xué) 土木工程學(xué)院,廣東 廣州 510006)

鋼管混凝土(Concrete-Filled Steel Tube,CFST)柱因具有良好的抗震性能、抗火性能和方便施工等特點(diǎn),已被廣泛應(yīng)用于高層建筑和大跨橋梁結(jié)構(gòu)中。目前,國內(nèi)外學(xué)者對鋼管混凝土的力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究,形成了較為完善的理論體系,為了便于鋼管混凝土在實(shí)際工程中的應(yīng)用,國內(nèi)外制定了鋼管混凝土相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)和設(shè)計規(guī)范,包括美國鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范ANSI/AISC 360[1]、歐洲組合結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范 Eurocode4[2]、日本鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計指南AIJ[3]等,國內(nèi)規(guī)范主要包括:《鋼管混凝土混合結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 51446-2021)》[4]《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范(GB 50396-2014)》[5]和《矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程(CECS159-2004)》[6]。此外,隨著新材料的發(fā)展,高性能混凝土[7]、FRP (Fiber Reinforced Polymer)[8]、不銹鋼[9]等材料也逐漸在鋼管混凝土構(gòu)件中得到應(yīng)用,以進(jìn)一步提高鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能。隨著鋼管混凝土柱設(shè)計理論的完善和高性能材料的應(yīng)用,其在實(shí)際工程中將得到進(jìn)一步應(yīng)用。

鋼管混凝土組合柱中柱(CIC)是一種具有承載-減振(震)雙功能新型組合構(gòu)件,其構(gòu)造如圖1所示,主要由內(nèi)柱、外柱、彈簧、消能器、柱端連接板和滑動裝置6部分組成,其中,內(nèi)柱和外柱分別為鋼管混凝土(CFST)和中空夾層鋼管混凝土柱(Concrete-Filled Double-Skin Tube,CFDST),內(nèi)柱和外柱通過滑動裝置與柱端連接板形成一體,內(nèi)柱與外柱之間留有空間,用于沿CIC高度方向布置彈簧和消能器。在配置內(nèi)外柱之間的耗能裝置進(jìn)行減振(震)設(shè)計時,需要考慮到彈簧和消能器的布置對軸壓長細(xì)比的影響,相應(yīng)的計算長度系數(shù)應(yīng)進(jìn)行修正。該組合構(gòu)件在保證其豎向承載能力的前提下,其內(nèi)柱單元和內(nèi)外柱間的耗能裝置(彈簧和消能器)能有效地減少外部橫向動態(tài)激勵(地震或風(fēng))引起的結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng),適用于高聳的風(fēng)力發(fā)電塔或橋墩結(jié)構(gòu)。

圖1 CIC構(gòu)造示意圖

由于該類型構(gòu)件尚未有學(xué)者開展系統(tǒng)研究,而且發(fā)揮其良好的豎向承載力是實(shí)現(xiàn)減振(震)功能的首要前提,因此,有必要在CIC試件軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)的基礎(chǔ)上開展精細(xì)化有限元分析,進(jìn)一步細(xì)致分析CIC構(gòu)件的軸壓力學(xué)性能和損傷演化機(jī)理。

本文利用ABAQUS軟件建立了CIC試件的精細(xì)化有限元模型,并通過課題組已完成的CIC軸壓試驗(yàn)結(jié)果[10]驗(yàn)證模型的有效性。對兩個典型試件進(jìn)行全過程受力分析,得到試件的破壞形態(tài)、各受力階段鋼管和混凝土的應(yīng)力分布云圖、軸力-柱中縱向應(yīng)變曲線,并對CIC試件軸壓承載力進(jìn)行參數(shù)分析。

1 試驗(yàn)介紹

本文對兩個典型CIC試件(CIC-RL3a和CIC-RD50a)[10]進(jìn)行研究,試件的截面示意圖見圖2,具體尺寸見表1,在進(jìn)行CIC試件軸壓試驗(yàn)時不考慮內(nèi)柱和外柱之間的減振(震)連接,即在CIC試件中不安裝如圖1中所示的彈簧和消能器。CIC軸壓試件的加載裝置和量測方案見文獻(xiàn)[10]。

表1 CIC試件的尺寸和承載力

圖2 CIC試件截面示意圖

2 有限元模型的建立

2.1 材料本構(gòu)模型

2.1.1 鋼材的本構(gòu)關(guān)系

CIC構(gòu)件中的鋼材采用ABAQUS中塑性模型,該模型在多軸應(yīng)力狀態(tài)下滿足Von Mises屈服準(zhǔn)則,采用各向同性的強(qiáng)化法則。在該材料模型中需要輸入鋼材的單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,本文采用如圖3所示的鋼材應(yīng)力-應(yīng)變模型,可分為彈性段(oa)、彈塑性段(ab)、屈服平臺段(bc)、強(qiáng)化段(cd)和二次塑流段(de)5個階段[11]。鋼材的彈性模量Es和泊松比μs分別取206 000 MPa和0.3[12],鋼材的密度7 850 kg/m3。

圖3 鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

2.1.2 混凝土的本構(gòu)關(guān)系

本文采用ABAQUS中混凝土塑性損傷模型作為混凝土的材料本構(gòu)模型,該模型中通過定義混凝土的受拉和受壓特征來確定混凝土力學(xué)性能。混凝土的受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海[11]在大量鋼管混凝土軸壓試驗(yàn)和有限元分析的基礎(chǔ)上提出的約束混凝土受壓本構(gòu)關(guān)系,該模型具體表達(dá)式如下:

(1)

在ABAQUS中基于能量破壞準(zhǔn)則定義混凝土受拉軟化性能具有較好的計算收斂性[13],因此,本文采用應(yīng)力-斷裂能關(guān)系模型來描述混凝土的受拉軟化性能,混凝土斷裂能Gf(單位:MPa)按式(2)計算[14]。

(2)

σto=0.26×(1.5fck)2/3,

(3)

其中,fck為混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

2.2 單元類型選取

本文采用三維實(shí)體單元建立CIC試件的精細(xì)化模型,其中,鋼管、混凝土、端板和支座均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元(C3D8R單元),該單元在保證較高分析精確度的同時還具有良好的計算效率,在彎曲荷載作用下不易發(fā)生剪切自鎖現(xiàn)象,并且在網(wǎng)格存在扭曲變形時也能夠較好的保證分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

2.3 接觸設(shè)置

CIC試件中各組成部件之間的相互接觸關(guān)系對預(yù)測其力學(xué)性能有重要影響,在本文中鋼管與混凝土的界面接觸由法向接觸和切向粘結(jié)滑移兩部分組成,在進(jìn)行接觸面選擇時以彈性模量較大的鋼管為接觸主面,混凝土為接觸從面,接觸類型選用面面接觸。接觸面法向定義為硬接觸,通過庫倫摩擦定義接觸面的切向行為,鋼管和混凝土之間的摩擦系數(shù)定義為0.6。

外柱端板與外柱內(nèi)外鋼管的接觸設(shè)置為綁定約束,以模擬兩者之間焊接。外柱端板與外柱混凝土的接觸只考慮法向上的硬接觸,外柱端板與支座的接觸設(shè)置為綁定約束(試驗(yàn)時,支座放置在端板預(yù)留的孔洞中,且支座的底部突出部分與端板預(yù)留孔洞的大小剛好吻合)。內(nèi)柱鋼管與混凝土之間在切向定義庫倫摩擦,摩擦系數(shù)取為0.6,法向定義硬接觸。由于CIC構(gòu)件未設(shè)置內(nèi)外柱之間的耗能構(gòu)件,為防止加載過程中內(nèi)柱底部偏移,內(nèi)柱與滑動支座中間灌入高強(qiáng)石膏,故此處將內(nèi)柱兩端表面與支座的接觸設(shè)置為綁定約束。

2.4 邊界條件

圖4所示為CIC試件邊界條件和加載方式,為實(shí)現(xiàn)與試驗(yàn)中CIC試件邊界條件的一致性(即一端固定,另一端進(jìn)行加載),有限元模型中CIC試件的邊界條件具體為:將CIC試件兩端板采用耦合(coupling)的約束方式分別約束在參考點(diǎn)上,將端板與參考點(diǎn)的所有自由度建立耦合關(guān)系;然后約束其中一端參考點(diǎn)上位移和轉(zhuǎn)角6個方向的自由度以完成固定端(fixed)的設(shè)置;最后,對另一端的參考點(diǎn)進(jìn)行軸向位移加載,加載點(diǎn)除軸向加載方向的自由度外,其他方向均添加對應(yīng)約束。為了模擬試驗(yàn)中的剛性端板,避免其在加載過程中發(fā)生變形,在有限元模型中將端板設(shè)置為彈性材料,但其剛度設(shè)置得很大且泊松比很小,端板的彈性模量和泊松比分別為1e12MPa和0.000 1[16]。

圖4 CIC試件邊界條件和加載方式

2.5 分析步的設(shè)置

在有限元模型分析中,首先通過線性攝動分析步進(jìn)行特征值屈曲分析,得到試件的失穩(wěn)模態(tài)和屈曲特征值,便于后續(xù)通用靜力分析步驟中引入初始缺陷[17]。在模型中通過關(guān)鍵字*Imperfection輸入特征值屈曲分析結(jié)果和屈曲模態(tài)的缺陷比例來引入試件初始缺陷,本研究僅引入第一階模態(tài)并考慮其初始缺陷,缺陷比例取L/7 500[18]。得到帶有初始缺陷的CIC試件模型后,再進(jìn)行通用靜力分析。在第一個通用靜力分析步中對試件施加重力場,在第二個通用靜力分析步中對CIC試件施加軸向位移來模擬加載。由于CIC試件內(nèi)柱會發(fā)生較大的彎曲變形,在通用靜力分析步中設(shè)置考慮模型幾何非線性[19]。

3 有限元模型驗(yàn)證

3.1 試件破壞形態(tài)驗(yàn)證

圖5給出了CIC-RD50a和CIC-RL3a軸壓試件有限元模擬與試驗(yàn)破壞形態(tài)的對比,由圖5可知,有限元模型可較好地預(yù)測試件的破壞形態(tài),有限元模型中的破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果一致,即CIC試件的外柱都發(fā)生局部屈曲破壞,CIC試件的內(nèi)柱都發(fā)生整體彎曲破壞。

圖5 試驗(yàn)與有限元破壞形態(tài)對比

3.2 軸力-柱中縱向應(yīng)變曲線驗(yàn)證

圖6為試件CIC-RD50a和CIC-RL3a軸壓試件的有限元與試驗(yàn)結(jié)果中構(gòu)件軸向承載力-外柱中縱向應(yīng)變曲線對比。為了便于觀察,將柱中4個方向的軸力-縱向應(yīng)變曲線分成兩組來展示,即前側(cè)和后側(cè)為一組,左側(cè)和右側(cè)為一組。

圖6 試驗(yàn)與有限元軸力-柱中縱向應(yīng)變曲線對比

在彈性階段,CIC-RD50a試件和CIC-RL3a試件有限元模擬的軸力-柱中縱向應(yīng)變曲線的初始剛度大于試驗(yàn)值,這是由于有限元模型考慮的初始缺陷與試件實(shí)際加工的缺陷有一定的差異。在彈塑性階段,所有構(gòu)件有限元模擬的上升趨勢與試驗(yàn)結(jié)果一致,直至達(dá)到峰值承載力。在達(dá)到峰值承載力后,CIC-RD50a試件有限元模擬和試驗(yàn)的下降趨勢基本一致。但是CIC-RL3a試件有限元模擬和試驗(yàn)在下降段存在一定差異,主要原因是:試驗(yàn)中首先在柱底發(fā)生輕微的局部屈曲;當(dāng)鋼材屈服后,在柱中附近沿圓周方向出現(xiàn)局部屈曲,接著發(fā)生沿45°角的剪切破壞,同時伴隨在3/4柱高附近處發(fā)生局部屈曲破壞[10],而有限元模擬只在柱中發(fā)生沿圓周方向的局部屈曲。

3.3 極限承載力對比

表2為CIC-RL3a和CIC-RD50a試件的極限承載力對比結(jié)果,Ntest為試驗(yàn)的極限承載力[10],NFEA為有限元模擬的極限承載力;由表2可知,有限元模型可較好地預(yù)測CIC試件軸壓極限承載力。

表2 試驗(yàn)和有限元的極限承載力對比結(jié)果

4 應(yīng)力分析

4.1 鋼管應(yīng)力分析

本文以CIC-RD50a和CIC-RL3a試件為例,對有限元結(jié)果中試件在峰值荷載、下降到峰值荷載85%、加載結(jié)束時的應(yīng)力分布狀況進(jìn)行分析。圖7和圖8分別為試件CIC-RD50a和CIC-RL3a的外柱外鋼管Mises應(yīng)力分布,圖9和圖10分別為試件CIC-RD50a和CIC-RL3a的外柱內(nèi)鋼管Mises應(yīng)力分布,圖11和圖12分別為試件CIC-RD50a和CIC-RL3a的內(nèi)柱鋼管Mises應(yīng)力分布。結(jié)合圖7和圖8可知,在峰值荷載時,外柱外鋼管應(yīng)力分布均勻,鋼管Mises應(yīng)力剛好達(dá)到鋼材屈服強(qiáng)度;在下降到峰值荷載85%時,鋼管發(fā)生局部屈曲(如圖7所示,CIC-RD50a試件的外柱外鋼管在1/6柱高附近發(fā)生明顯的局部屈曲),在發(fā)生局部屈曲部位的Mises應(yīng)力最大且鋼管超過其屈服強(qiáng)度的區(qū)域主要位于局部屈曲部位附近;在加載結(jié)束時,局部屈曲變形進(jìn)一步發(fā)展,最大Mises應(yīng)力值進(jìn)一步增加。結(jié)合圖7～圖10可知,外柱外鋼管的發(fā)展規(guī)律和外柱內(nèi)鋼管的發(fā)展規(guī)律一致,且外柱外鋼管和外柱內(nèi)鋼管同時達(dá)到屈服強(qiáng)度,但外柱外鋼管在更大范圍內(nèi)達(dá)到屈服強(qiáng)度。

圖7 CIC-RD50a外柱外鋼管Mises應(yīng)力分布

圖8 CIC-RL3a外柱外鋼管Mises應(yīng)力分布

圖9 CIC-RD50a外柱內(nèi)鋼管Mises應(yīng)力分布

圖10 CIC-RL3a外柱內(nèi)鋼管Mises應(yīng)力分布

圖11 CIC-RD50a內(nèi)柱鋼管Mises應(yīng)力分布

圖12 CIC-RL3a內(nèi)柱鋼管Mises應(yīng)力分布

結(jié)合圖11和圖12可知,在峰值荷載時,對于長徑比較小試件(如CIC-RL3a試件)的內(nèi)柱鋼管,其整根鋼管達(dá)到屈服強(qiáng)度,而對于長徑比較大試件(如CIC-RD50a試件)的內(nèi)柱鋼管,其大部分區(qū)域達(dá)到屈服強(qiáng)度;在下降到峰值荷載85%時,長徑比較小試件的內(nèi)柱鋼管未發(fā)生明顯的整體屈曲變形,而長徑比較大試件的內(nèi)柱鋼管發(fā)生明顯的整體屈曲變形且應(yīng)力較大區(qū)域集中在鋼管中部和兩端,并在鋼管中部產(chǎn)生明顯的受壓區(qū)和受拉區(qū);在加載結(jié)束時,長徑比較小的試件才出現(xiàn)明顯的整體彎曲變形,而長徑比較大試件的整體彎曲變形進(jìn)一步發(fā)展。

4.2 混凝土應(yīng)力分析總結(jié)

圖13和圖14分別為試件CIC-RD50a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿長度方向的分布和沿跨中截面的分布。由于CIC試件的內(nèi)柱發(fā)生整體彎曲變形,且變形對稱,故只給出CIC試件內(nèi)柱混凝土沿跨中截面縱向應(yīng)力的分布,圖15為試件CIC-RD50a內(nèi)柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布。圖16和圖17分別為試件CIC-RL3a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿長度方向的分布和沿跨中截面的分布。圖18為試件CIC-RL3a內(nèi)柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布。

圖13 CIC-RD50a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿長度方向的分布

圖14 CIC-RD50a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布

圖15 CIC-RD50a內(nèi)柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布

圖16 CIC-RL3a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿長度方向的分布

圖17 CIC-RL3a外柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布

圖18 CIC-RL3a內(nèi)柱混凝土縱向應(yīng)力沿跨中截面的分布

結(jié)合CIC-RD50a外柱混凝土和CIC-RL3a外柱混凝土的縱向應(yīng)力云圖(圖13～圖14及圖16～圖17)可知,在峰值荷載時,混凝土處于整體受壓狀態(tài),在鋼管的約束作用下,核心混凝土的強(qiáng)度提高;在下降峰值荷載的85%時,混凝土應(yīng)力較大區(qū)域集中在鋼管發(fā)生局部屈曲部位的附近,如圖13(b)所示,應(yīng)力較大區(qū)域集中在1/6柱高附近;在加載結(jié)束時,對于長徑比較大的試件(CIC-RD50a),混凝土的受壓應(yīng)力進(jìn)一步增加;而對于長徑比較小的CIC試件(CIC-RL3a),混凝土?xí)霈F(xiàn)壓潰現(xiàn)象,如圖16(c)所示,由于鋼管的約束作用,混凝土并未完全失效,其他位置處的混凝土縱向應(yīng)力繼續(xù)增加。

結(jié)合CIC-RD50a內(nèi)柱混凝土和CIC-RL3a內(nèi)柱混凝土的縱向應(yīng)力云圖(圖15和圖18)的結(jié)果可知,在峰值荷載時,混凝土處于整體受壓狀態(tài)。在下降到峰值荷載的85%時,對于長徑比較大(如CIC-RD50a)的試件,柱中混凝土出現(xiàn)受拉區(qū),對于長徑比較小(CIC-RL3a)的試件,混凝土整體還處于受壓狀態(tài)。在試件加載結(jié)束時,長徑比較大的試件的受拉區(qū)面積不斷增大,長徑比較小的試件也逐漸出現(xiàn)混凝土受拉區(qū)。

5 CIC構(gòu)件軸壓承載力分析

基于經(jīng)過驗(yàn)證的CIC構(gòu)件精細(xì)化有限元模型,本小節(jié)以長徑比Lo/Doo、徑厚比Doo/too、鋼材屈服強(qiáng)度fyo,e和混凝土強(qiáng)度fcu為研究變量,開展CIC構(gòu)件軸壓承載力力學(xué)性能對其幾何和材料參數(shù)的敏感性分析。基于Lo、too、fyo,e和fcu4個變量,共設(shè)計了17個試件,試件基本參數(shù)見表3。表3中CIC-RL6-RD50-fyo345-fcu40作為基礎(chǔ)對比模型,其中,RL6代表長徑比Lo/Doo為6、RD50代表徑厚比Doo/too為50、fyo345代表外柱外鋼管屈服強(qiáng)度為345 MPa和fcu40代表混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為40 MPa。

5.1 長徑比

模型中CIC試件外柱的直徑Doo為250 mm,通過改變試件的長度Lo來改變長徑比Lo/Doo,CIC試件選用了750 mm、1 000 mm、1 250 mm、1 500 mm、2 000 mm和2 500 mm 6種試件長度,對應(yīng)的長徑比Lo/Doo為3、4、5、6、8和10。長徑比對承載力的影響見圖19,其中,圖19(a)為不同長徑比下CIC試件的荷載-軸向位移曲線,圖19(b)為長徑比對極限承載力的影響。由圖19(a)可知,隨著長徑比的增大,CIC試件的初始剛度顯著下降,峰值荷載減小,峰值荷載對應(yīng)的軸向位移增大;當(dāng)承載力-位移曲線下降到一定程度后轉(zhuǎn)為平穩(wěn)段。由圖19(b)可知,隨著長徑比Lo/Doo從3增加至10,試件的極限承載力大致呈下降趨勢,下降幅值為4.67%,這是因?yàn)殡S著長徑比的增大,試件的長細(xì)比也增大,進(jìn)而導(dǎo)致試件的承載力降低。

圖19 長徑比對承載力的影響

5.2 徑厚比

通過改變CIC試件外柱鋼管的壁厚too來變化試件的徑厚比Doo/too,CIC試件選用2 mm、3 mm、4 mm、5 mm、6 mm和8 mm 6種鋼管壁厚,對應(yīng)的徑厚比分別為125、83、63、50、42和31。徑厚比對承載力的影響見圖20,其中圖20(a)為不同徑厚比下CIC試件的荷載-軸向位移曲線,圖20(b)為徑厚比對極限承載力的影響。由圖20(a)可知,隨著徑厚比的增大,CIC試件的初始剛度顯著下降,峰值荷載和峰值荷載對應(yīng)的軸向位移均減小。當(dāng)荷載下降到一定程度后,曲線轉(zhuǎn)為平穩(wěn)段。由圖20(b)可知,隨著徑厚比的增大,試件的極限承載力呈下降趨勢,徑厚比從31增加到125,試件極限承載力減小了71.6%,減小幅度較大,表明徑厚比對試件極限承載力的影響較大,這是因?yàn)殡S著徑厚比的增加,鋼管壁厚減小,鋼管對混凝土的約束作用減弱并且試件截面含鋼率降低使得軸向承載力下降。

圖20 徑厚比對承載力的影響

5.3 鋼材屈服強(qiáng)度

CIC試件的外柱外鋼管強(qiáng)度分別設(shè)置為235 MPa、345 MPa、390 MPa、420 MPa。鋼材屈服強(qiáng)度對承載力的影響見圖21,其中,圖21(a)為外柱外鋼管的不同鋼材屈服強(qiáng)度下CIC試件的荷載-軸向位移曲線,圖21(b)為鋼材屈服強(qiáng)度對極限承載力的影響。由圖21(a)可知,隨著鋼材屈服強(qiáng)度的增加,CIC試件的初始剛度基本上不變,這是由于鋼材的彈性模量相同,但是峰值荷載增加并且峰值荷載對應(yīng)的位移減小。當(dāng)承載力-位移曲線荷載下降到一定程度后,曲線轉(zhuǎn)為平穩(wěn)段。由圖21(b)可知,隨著外柱外鋼管屈服強(qiáng)度的增加,試件的極限承載力呈增長趨勢,屈服強(qiáng)度從235 MPa增加到420 MPa,試件極限承載力增加33.01%。

圖21 鋼材屈服強(qiáng)度對承載力的影響

5.4 混凝土抗壓強(qiáng)度

CIC試件的混凝土強(qiáng)度分別設(shè)置為30 MPa、40 MPa、50 MPa、60 MPa。混凝土抗壓強(qiáng)度對承載力的影響見圖22,其中,圖22(a)為不同混凝土抗壓強(qiáng)度下CIC試件的荷載-軸向位移曲線,圖22(b)為混凝土強(qiáng)度對承載力的影響。由圖22(a)可見,隨著核心混凝土抗壓強(qiáng)度的提高,試件初始剛度稍有提高;當(dāng)荷載增加至峰值荷載后,采用30 MPa和40 MPa強(qiáng)度的混凝土試件的承載力曲線下降幅度比采用50 MPa和60 MPa混凝土試件緩慢,這是因?yàn)楹诵幕炷恋拇嘈噪S著抗壓強(qiáng)度的提高而增大,導(dǎo)致受壓狀態(tài)下承載力下降較快。由圖22(b)可見,隨著核心混凝土強(qiáng)度的提高,試件的極限承載力呈增長趨勢,混凝土強(qiáng)度從30 MPa增加到60 MPa時,試件極限承載力上升了15.93%。

圖22 混凝土抗壓強(qiáng)度對承載力的影響

6 CIC構(gòu)件承載力計算公式

本文基于第5小節(jié)參數(shù)分析結(jié)果,采用回歸分析得到可考慮長徑比、徑厚比、鋼材屈服強(qiáng)度和混凝土抗壓強(qiáng)度因素的CIC軸壓承載力計算公式,如式(4)所示。將本文所采用的CIC軸壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)[10]及本文中所有的有限元數(shù)據(jù),驗(yàn)證公式(4)的準(zhǔn)確性,如圖23所示,發(fā)現(xiàn)本文提出的承載力計算公式能較好地預(yù)測CIC試件的軸向承載力。

圖23 CIC構(gòu)件軸向承載力對比

NCIC,u=-21.17(Lo/Doo)+

14 086.35(Doo/too)-0.389+1 531.8(fcu/345)+

578(fyo/40)-2 036.72,

(4)

其中,R2=0.985,單位為kN。

7 結(jié) 論

本文基于ABAQUS建立了CIC構(gòu)件的精細(xì)化有限元模型,通過校驗(yàn)后的數(shù)值模型對CIC試件的軸壓力學(xué)性能開展研究,研究結(jié)果表明:

(1)CIC構(gòu)件的外柱發(fā)生局部屈曲破壞,CIC構(gòu)件的內(nèi)柱發(fā)生整體彎曲破壞,與試驗(yàn)結(jié)果一致,且軸力-柱中縱向應(yīng)變關(guān)系曲線也與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

(2)對CIC軸壓構(gòu)件進(jìn)行受力全過程分析發(fā)現(xiàn)外柱外鋼管的應(yīng)力最大值位于局部屈曲破壞處,外柱混凝土呈全截面受壓,內(nèi)柱混凝土隨著加載從全截面受壓逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)橐粋?cè)受壓一側(cè)受拉。

(3)有限元參數(shù)分析的結(jié)果表明,外柱外鋼管徑厚比Doo/too對CIC構(gòu)件的承載力影響最大,徑厚比從31增加到125,構(gòu)件的軸壓承載力最大降低了71.6%。構(gòu)件的承載力隨鋼材屈服強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度的增加而增加,隨外柱長徑比的增加而減小。CIC構(gòu)件的初始剛度隨著外柱長徑比Lo/Doo和外柱外鋼管徑厚比Doo/too的增加,顯著減小;混凝土強(qiáng)度和鋼材屈服強(qiáng)度對CIC構(gòu)件的初始剛度基本沒有影響。

(4)本文通過回歸分析,得到適用于CIC構(gòu)件的軸向承載力計算公式,可較好地預(yù)測CIC構(gòu)件的軸壓承載力。