鋼管混凝土復合軸壓短柱的應用

鋼管混凝土復合軸壓短柱的應用

0復合軸壓短柱受力分析管道混凝土復合柱（以下簡稱復合柱）是以管道混凝土為支柱，以鋼筋混凝土板為主要壓力方向的多臂柱。與以桿為連接的管道混凝土格構(gòu)柱相比，切割錯誤變形小，柱的穩(wěn)定性提高。此外，無需相端節(jié)點，方便施工。這種復合結(jié)構(gòu)可用于以受壓為主的拱肋和高墩結(jié)構(gòu)中。關(guān)于復合柱結(jié)構(gòu)的研究不多。文獻以干海子大橋橋墩為研究對象,以偏心率為試驗參數(shù),開展了復合短柱的受壓試驗研究,試驗結(jié)果表明,復合柱的承載力和整體剛度明顯大于格構(gòu)柱;復合柱的偏心受壓承載力折減系數(shù)可以按照CECS28:1990《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工規(guī)程》規(guī)程中的方法來計算。文獻則在文獻試驗研究的基礎(chǔ)上,利用ANSYS軟件對復合柱進行了有限元分析,提出了復合軸壓短柱承載力的疊加計算方法。上述研究表明,軸壓荷載作用下的復合短柱承載力的喪失以綴板的壓碎為特征,鋼管混凝土柱肢沒有達到其自身的承載力。因此,在采用疊加法計算復合短柱的承載力時,鋼管混凝土柱肢的承載力應該進行折減。本文將在上述研究的基礎(chǔ)上,應用有限元分析方法,討論在復合軸壓短柱承載力疊加法計算中,采用不同理論計算柱肢承載力時的柱肢承載力折減系數(shù),分析柱肢承載力折減系數(shù)和柱肢套箍系數(shù)之間的關(guān)系,在此基礎(chǔ)上提出引入柱肢承載力折減系數(shù)的復合軸壓短柱承載力疊加法。1復合軸壓柱姿承載力的計算文獻中的復合短柱如圖1所示(詳細構(gòu)造見文獻),在面內(nèi)方向,通過鋼筋混凝土綴板連接鋼管混凝土柱肢,而在面外方向,則由空鋼管(平綴管)連接鋼管混凝土柱肢。試驗結(jié)果表明,在軸壓荷載作用下,復合短柱因鋼筋混凝土綴板的壓碎而破壞(圖2),此時的鋼管混凝土柱肢并沒有達到其承載能力。文獻針對文獻中的鋼管混凝土復合短柱,提出了軸壓承載力的疊加計算方法,其中綴板的承載力按照鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)來計算,而鋼管混凝土柱肢的承載力,采用計算值偏低的DL/T5085—1999《鋼-混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)程》中推薦的方法計算。雖然計算結(jié)果與試驗結(jié)果接近,但是對應的計算方法并沒有體現(xiàn)出結(jié)構(gòu)的實際受力狀況與破壞模式,因此需要展開進一步的研究。本文根據(jù)軸壓復合短柱的破壞形式,定義鋼筋混凝土綴板壓碎時對應的承載力作為復合短柱的軸壓承載力,對復合短柱的柱肢承載力進行折減再與鋼筋混凝土綴板承載力疊加,對應的計算式為:式中:N0為復合短柱軸壓承載力;NCFST為復合短柱鋼混凝土柱肢部分的承載力;NRC為復合短柱鋼筋混凝土綴板部分的承載力;K為復合軸壓短柱柱肢承載力折減系數(shù)。式(1)中復合軸壓短柱柱肢承載力折減系數(shù)K定義為復合短柱破壞(也即綴板壓碎)時,單根鋼管混凝土柱肢分擔的荷載與柱肢軸壓短柱承載力的比值,即:式中:P0為復合短柱破壞時單根鋼管混凝土柱肢分擔的荷載;Nu為鋼管混凝土軸壓短柱承載力。2鋼管混凝土軸壓短柱承載力有限元分析對于柱肢承載力折減系數(shù)K,它主要與復合短柱破壞時單根柱肢分擔的荷載P0和鋼管混凝土軸壓短柱承載力Nu有關(guān)。因此,本節(jié)主要討論式(2)中荷載P0和承載力Nu的計算方法。在已知復合軸壓短柱破壞荷載時,應用材料力學的方法,通過變形協(xié)調(diào)條件,可得到與綴板壓碎時相對應的單根鋼管混凝土柱肢分擔的荷載P0,但當復合柱破壞荷載未知時,由于鋼管對混凝土的套箍作用,簡單應用材料力學和變形協(xié)調(diào)條件并不能計算出荷載P0,可通過有限元分析方法得到;鋼管混凝土軸壓短柱的承載力Nu在實際應用時可根據(jù)現(xiàn)有的規(guī)范方法計算,但由于不同的規(guī)范采用不同的計算方法,所得到的承載力值也不盡相同。所以,本文統(tǒng)一通過有限元分析方法求得荷載P0和承載力Nu,并以此為基準值,探討計算復合柱承載力時,采用不同規(guī)范計算鋼管混凝土柱肢的承載力時,應采用的折減系數(shù)K值。2.1混凝土預應力應變分析為了驗證有限元分析鋼管混凝土軸壓短柱承載力的有效性,本文對3個鋼管混凝土軸壓短柱試件進行分析。表1為3個試件的具體參數(shù),表2為試件的實測材料屬性,其中Es和Ec分別表示鋼材和混凝土的彈性模量,νs和νc分別表示鋼材和混凝土的泊松比,fy和fu分別表示鋼材的平均屈服強度和抗拉強度,fcu表示邊長為150mm的混凝土立方體試塊抗壓強度的平均值。本文采用ANSYS軟件對鋼管混凝土軸壓短柱進行有限元分析。采用SHELL181單元和BEAM188單元模擬鋼管和管內(nèi)混凝土,鋼材和核心混凝土的本構(gòu)關(guān)系均參考文獻采用。有限元分析中假定混凝土和鋼管之間無相對滑移,模型采用位移加載,加載端施加X、Y方向(截面的兩個主軸方向)的位移約束并在Z方向(模型縱軸線方向)施加位移荷載,約束端施加X、Y、Z三個方向的位移約束。圖3給出了上述3個試件的荷載-應變曲線有限元分析結(jié)果和試驗結(jié)果的對比情況,其中應變是根據(jù)試件縱向位移換算得到的,也稱為試件整體的縱向壓縮應變。從圖3可知,有限元分析結(jié)果和試驗結(jié)果吻合良好,文中采用的有限元分析方法能較好地模擬構(gòu)件的受力情況。2.2鋼管混凝土軸壓短柱的名義承載力根據(jù)文獻的試驗結(jié)果,軸壓作用下的鋼筋混凝土柱結(jié)構(gòu)破壞(即壓碎)時,混凝土壓極限應變均在ε1=0.2%附近,由此可確定復合軸壓短柱綴板壓碎時應變?yōu)棣?,根據(jù)變形協(xié)調(diào),此時復合柱中的鋼管混凝土柱肢的應變也應為ε1。根據(jù)上述各試件的試驗和有限元分析結(jié)果,分別取出應變值ε1所對應的荷載值,同時給出按普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)計算得到鋼管混凝土軸壓短柱的名義承載力PC1,如式(3)所示。表3列出了試件承載力和荷載值,其中PC1表示名義承載力,PF1和PT1分別表示與應變值ε1所對應荷載的有限元分析值和試驗值。式中:PC1為鋼管混凝土軸壓短柱的名義承載力;fy為鋼材屈服強度;fc為混凝土軸心抗壓強度;As為鋼管面積;Ac為混凝土面積。從表3可知,當鋼管混凝土柱肢應變達到應變ε1=0.2%時,對應的荷載值要大于按照鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)計算得到的名義承載力值(前者約為后者的90%左右),且差值隨著套箍系數(shù)的增大而增大,說明鋼管已經(jīng)對管內(nèi)混凝土產(chǎn)生了一定的套箍作用,不能簡單地按照普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)計算得到荷載P0。由于P0的有限元分析結(jié)果和試驗結(jié)果較接近,因此,在后文的計算中,P0統(tǒng)一取鋼管混凝土軸壓短柱應變?yōu)棣?=0.2%時的有限元分析結(jié)果。2.3統(tǒng)一理論后文、有限元分析2.鋼管混凝土軸壓短柱屬于強度破壞,不同套箍系數(shù)的構(gòu)件有不同的受力性能,柱肢承載力Nu的定義和對應的計算理論也不相同。統(tǒng)一理論和極限平衡理論是我國現(xiàn)有的諸多相關(guān)規(guī)范(規(guī)程)中較常用的兩種,其中,國家行業(yè)推薦性標準JTG/TD65—2012《公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計規(guī)范》和福建省工程建設(shè)地方標準DBJ13-51—2003《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》采用統(tǒng)一理論,國家工程建設(shè)協(xié)會標準CECS28:2012《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計與施工規(guī)范》和福建省工程建設(shè)地方標注DBJ/T13-136—2011《鋼管混凝土拱橋技術(shù)規(guī)程》則采用了極限平衡理論。由于后期研究的不斷深入,上述的兩種理論的計算公式有改進,表現(xiàn)為計算形式簡單化和參數(shù)適用范圍擴大,但計算結(jié)果相差不大,本文以最初的計算公式為對象,對這兩種理論的具體方法作簡略說明。統(tǒng)一理論(后文簡稱理論A)將鋼管混凝土視為由鋼材和混凝土組合成的一種組合材料的統(tǒng)一體。以鋼管平均應變達到ε2=0.3%(塑流階段的起始點)時所對應的荷載值作為承載力,該定義基本不考慮鋼材強化作用,對應的計算方法如式(4)~(7)所示。式中:Nu為管混凝土柱肢軸壓承載力;fsc為鋼管混凝土截面組合強度值;Asc為鋼管混凝土組合截面面積;fc為混凝土軸心抗壓強度標準值;ξ為鋼管混凝土套箍系數(shù);B、C為計算系數(shù),具體計算公式詳見文獻,其余符號含義同上。極限平衡理論(后文簡稱理論B)是根據(jù)截面極限平衡得到的,取對應的荷載-應變曲線的峰值荷載作為短柱的承載力,對應的應變?yōu)闃O限應變ε3,如式(8)~(9)所示,式中各符號含義同上。這種定義簡單直觀,但在某些情況下,特別是鋼管套箍作用較大時,應變ε3值很大,對應的構(gòu)件變形過大。因此,部分學者也指出以一定的應變量或變形量來定義承載力?，F(xiàn)根據(jù)有限元分析結(jié)果,分別取出與應變ε2=0.3%、ε3(按照式(9)計算)、ε4=1%和ε5=2%對應的有限元分析得到的承載力,同時給出按照理論A和理論B計算得到的構(gòu)件理論承載力(計算時各材性均采用標準值代入)。表4列出了各試件的承載力結(jié)果,其中PCA和PCB分別表示按照理論A和理論B計算得到的理論值承載力,PF2、PF3、PF4和PF5分別表示與應變ε2、ε3、ε4和ε5所對應的有限元分析得到的承載力,PT2表示與應變ε2所對應的試驗承載力,PT3為試件試驗過程中的最大荷載。圖4給出的是理論值PCA與試驗值PT2和有限元分析值PF2的對比情況,從圖中可知,試驗值、理論值和有限元分析值均吻合較好,也進一步說明本文采用的有限元分析方法正確。因此,可以采用鋼管混凝土軸壓短柱應變?yōu)棣?=0.3%時所對應的有限元分析值作為與理論A對應的理論承載力。有限元分析值PF3、PF4和PF5之間的對比情況示于圖5中,結(jié)果顯示各有限元分析值都很接近,圖6給出的是理論值PCB與試驗值PT3和有限元分析值PF3的對比情況,PT3總體上要小于理論值PCB和有限元分析值PF3?？紤]到套箍系數(shù)的影響,用一個固定的應變量來確定對應的強度承載力有所偏差,而且差值隨著套箍系數(shù)的增大而增加。另外,式(9)是建立在大量試驗研究基礎(chǔ)上的經(jīng)驗公式,通用性更強。因此,作為有限元分析,本文采用鋼管混凝土軸壓短柱應變?yōu)棣?=(2.2ξ2/3+0.2)×10-6對應的有限元值作為與理論B對應的理論承載力。2.4折減系數(shù)與構(gòu)造結(jié)構(gòu)的關(guān)系采用本文給出的方法,根據(jù)有限元分析結(jié)果得到試件A-1、A-2和試件A-3的荷載P0和承載力Nu,按式(2)計算折減系數(shù)有限元值KFA和KFB,同時根據(jù)試驗結(jié)果計算折減系數(shù)試驗值KTA和KTB。所有結(jié)果均列于表5中,其中KFA和KFB分別表示與理論A和理論B對應的折減系數(shù)有限元分析值,KTA和KTB分別表示與理論A和理論B對應的折減系數(shù)試驗值。表5結(jié)果表明,折減系數(shù)有限元分析結(jié)果KFA、KFB和試驗結(jié)果KTA、KTB吻合良好,說明按照本文給出的的確定荷載P0和承載力Nu方法可行。表5結(jié)果還顯示,不同套箍系數(shù)的構(gòu)件,折減系數(shù)也不同。試件A-1、A-2、A-3的套箍系數(shù)ξ∈[0.72,1.15],較工程常用范圍偏小,而且套箍系數(shù)是影響鋼管混凝土短柱受力性能的主要因素,有必要擴大套箍系數(shù)范圍做進一步的比較,討論套箍系數(shù)ξ和折減系數(shù)K之間的關(guān)系。利用本文提出的有限元分析方法進行相關(guān)參數(shù)分析,共建立了14個鋼管混凝土單圓管軸壓柱構(gòu)件的有限元分析模型,套箍系數(shù)范圍ξ∈[0.6,3.0]。所有模型的詳細尺寸、材性和所有結(jié)果均列于表6,對應理論A和理論B的折減系數(shù)KA和KB列于表7中。圖7給出的是折減系數(shù)K隨著套箍系數(shù)ξ變化的情況,從圖中可以看出,折減系數(shù)KA基本是一個定值,其數(shù)值不會隨著套箍系數(shù)的變化而變化,而系數(shù)KB隨著套箍系數(shù)的增大而減小,對于鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu),套箍系數(shù)是影響構(gòu)件受力的主要因素,但鋼管對管內(nèi)混凝土的套箍作用主要發(fā)生在后期,當采用理論A計算承載力時(應變?yōu)棣?),此時的套箍作用并不大,不同套箍系數(shù)構(gòu)件計算得到的承載力Nu相對于ε1時的荷載P0的增量很接近,由此得到的系數(shù)KA趨于一個定值;而采用理論B計算時,承載力Nu為最大荷載,其對應的應變值已經(jīng)很大,此時鋼管的套箍作用得到了充分的發(fā)揮,由此計算得到的系數(shù)KB與構(gòu)件的套箍系數(shù)有關(guān),套箍系數(shù)越大,得到的折減系數(shù)KB越小。對模型G-1~G-6(套箍系數(shù)值ξ=1.24)進行分析可知,不同尺寸和材性的構(gòu)件對應的折減系數(shù)值有波動,但波動數(shù)值很小,可以認為該組模型的折減系數(shù)KA和KB值都分別趨于一個定值,說明具有相同套箍系數(shù)的構(gòu)件,采用相同理論進行計算時采用的折減系數(shù)相同。從圖7中可知,折減系數(shù)KB隨著構(gòu)件套箍系數(shù)ξ近似成線性變化,因此,可采用線性函數(shù)來表示KB與ξ之間的關(guān)系。式(10)為在套箍系數(shù)ξ∈[0.6,3.0]范圍內(nèi),通過簡單線性擬合得到的KB與ξ的線性函數(shù)關(guān)系式。2.5復合短柱的軸壓承載力當綴板壓碎時,此時對于采用普通鋼筋作為縱筋的綴板而言,鋼筋已經(jīng)屈服,混凝土也已經(jīng)到達其抗壓強度,而且按照本文的定義,文獻中的復合短柱的軸壓承載力N0=3022kN。在已知復合柱破壞荷載情況下,應用材料力學的方法,通過變形協(xié)調(diào)條件,可近似計算出軸壓復合短柱試件破壞時綴板和柱肢所分擔的荷載,具體計算如下(相應的材性數(shù)據(jù)詳見文獻):鋼筋屈服強度fy=323MPa,混凝土軸心抗壓強度標準值fck=30.3×0.67=20.3MP,鋼筋面積As=(π×62/4)×8=226mm2,混凝土面積Ac=50×294=14700mm2;綴板部分的承載力NRC=fyAs+fckAc=378kN,單根柱肢分擔的荷載P0=(N0-2NRC)/4=565kN。文獻同時給出了與復合短柱同批材料制作的鋼管混凝土柱肢短柱的軸壓承載力Nu=650kN,計算得到復合短柱試驗構(gòu)件的柱肢承載力折減系數(shù)KTB=0.87。由于文獻中的承載力Nu為試驗過程中的最大荷載值,得到的折減系數(shù)KTB應與理論B相對應,現(xiàn)按照式(11)得到對應的折減系數(shù)計算值KB=0.85(ξ=1.24),計算值