钢管混凝土复合轴压短柱的应用

钢管混凝土复合轴压短柱的应用

0复合轴压短柱受力分析管道混凝土复合柱（以下简称复合柱）是以管道混凝土为支柱，以钢筋混凝土板为主要压力方向的多臂柱。与以杆为连接的管道混凝土格构柱相比，切割错误变形小，柱的稳定性提高。此外，无需相端节点，方便施工。这种复合结构可用于以受压为主的拱肋和高墩结构中。关于复合柱结构的研究不多。文献以干海子大桥桥墩为研究对象,以偏心率为试验参数,开展了复合短柱的受压试验研究,试验结果表明,复合柱的承载力和整体刚度明显大于格构柱;复合柱的偏心受压承载力折减系数可以按照CECS28:1990《钢管混凝土结构设计与施工规程》规程中的方法来计算。文献则在文献试验研究的基础上,利用ANSYS软件对复合柱进行了有限元分析,提出了复合轴压短柱承载力的叠加计算方法。上述研究表明,轴压荷载作用下的复合短柱承载力的丧失以缀板的压碎为特征,钢管混凝土柱肢没有达到其自身的承载力。因此,在采用叠加法计算复合短柱的承载力时,钢管混凝土柱肢的承载力应该进行折减。本文将在上述研究的基础上,应用有限元分析方法,讨论在复合轴压短柱承载力叠加法计算中,采用不同理论计算柱肢承载力时的柱肢承载力折减系数,分析柱肢承载力折减系数和柱肢套箍系数之间的关系,在此基础上提出引入柱肢承载力折减系数的复合轴压短柱承载力叠加法。1复合轴压柱姿承载力的计算文献中的复合短柱如图1所示(详细构造见文献),在面内方向,通过钢筋混凝土缀板连接钢管混凝土柱肢,而在面外方向,则由空钢管(平缀管)连接钢管混凝土柱肢。试验结果表明,在轴压荷载作用下,复合短柱因钢筋混凝土缀板的压碎而破坏(图2),此时的钢管混凝土柱肢并没有达到其承载能力。文献针对文献中的钢管混凝土复合短柱,提出了轴压承载力的叠加计算方法,其中缀板的承载力按照钢筋混凝土结构来计算,而钢管混凝土柱肢的承载力,采用计算值偏低的DL/T5085—1999《钢-混凝土结构设计规程》中推荐的方法计算。虽然计算结果与试验结果接近,但是对应的计算方法并没有体现出结构的实际受力状况与破坏模式,因此需要展开进一步的研究。本文根据轴压复合短柱的破坏形式,定义钢筋混凝土缀板压碎时对应的承载力作为复合短柱的轴压承载力,对复合短柱的柱肢承载力进行折减再与钢筋混凝土缀板承载力叠加,对应的计算式为:式中:N0为复合短柱轴压承载力;NCFST为复合短柱钢混凝土柱肢部分的承载力;NRC为复合短柱钢筋混凝土缀板部分的承载力;K为复合轴压短柱柱肢承载力折减系数。式(1)中复合轴压短柱柱肢承载力折减系数K定义为复合短柱破坏(也即缀板压碎)时,单根钢管混凝土柱肢分担的荷载与柱肢轴压短柱承载力的比值,即:式中:P0为复合短柱破坏时单根钢管混凝土柱肢分担的荷载;Nu为钢管混凝土轴压短柱承载力。2钢管混凝土轴压短柱承载力有限元分析对于柱肢承载力折减系数K,它主要与复合短柱破坏时单根柱肢分担的荷载P0和钢管混凝土轴压短柱承载力Nu有关。因此,本节主要讨论式(2)中荷载P0和承载力Nu的计算方法。在已知复合轴压短柱破坏荷载时,应用材料力学的方法,通过变形协调条件,可得到与缀板压碎时相对应的单根钢管混凝土柱肢分担的荷载P0,但当复合柱破坏荷载未知时,由于钢管对混凝土的套箍作用,简单应用材料力学和变形协调条件并不能计算出荷载P0,可通过有限元分析方法得到;钢管混凝土轴压短柱的承载力Nu在实际应用时可根据现有的规范方法计算,但由于不同的规范采用不同的计算方法,所得到的承载力值也不尽相同。所以,本文统一通过有限元分析方法求得荷载P0和承载力Nu,并以此为基准值,探讨计算复合柱承载力时,采用不同规范计算钢管混凝土柱肢的承载力时,应采用的折减系数K值。2.1混凝土预应力应变分析为了验证有限元分析钢管混凝土轴压短柱承载力的有效性,本文对3个钢管混凝土轴压短柱试件进行分析。表1为3个试件的具体参数,表2为试件的实测材料属性,其中Es和Ec分别表示钢材和混凝土的弹性模量,νs和νc分别表示钢材和混凝土的泊松比,fy和fu分别表示钢材的平均屈服强度和抗拉强度,fcu表示边长为150mm的混凝土立方体试块抗压强度的平均值。本文采用ANSYS软件对钢管混凝土轴压短柱进行有限元分析。采用SHELL181单元和BEAM188单元模拟钢管和管内混凝土,钢材和核心混凝土的本构关系均参考文献采用。有限元分析中假定混凝土和钢管之间无相对滑移,模型采用位移加载,加载端施加X、Y方向(截面的两个主轴方向)的位移约束并在Z方向(模型纵轴线方向)施加位移荷载,约束端施加X、Y、Z三个方向的位移约束。图3给出了上述3个试件的荷载-应变曲线有限元分析结果和试验结果的对比情况,其中应变是根据试件纵向位移换算得到的,也称为试件整体的纵向压缩应变。从图3可知,有限元分析结果和试验结果吻合良好,文中采用的有限元分析方法能较好地模拟构件的受力情况。2.2钢管混凝土轴压短柱的名义承载力根据文献的试验结果,轴压作用下的钢筋混凝土柱结构破坏(即压碎)时,混凝土压极限应变均在ε1=0.2%附近,由此可确定复合轴压短柱缀板压碎时应变为ε1,根据变形协调,此时复合柱中的钢管混凝土柱肢的应变也应为ε1。根据上述各试件的试验和有限元分析结果,分别取出应变值ε1所对应的荷载值,同时给出按普通钢筋混凝土结构计算得到钢管混凝土轴压短柱的名义承载力PC1,如式(3)所示。表3列出了试件承载力和荷载值,其中PC1表示名义承载力,PF1和PT1分别表示与应变值ε1所对应荷载的有限元分析值和试验值。式中:PC1为钢管混凝土轴压短柱的名义承载力;fy为钢材屈服强度;fc为混凝土轴心抗压强度;As为钢管面积;Ac为混凝土面积。从表3可知,当钢管混凝土柱肢应变达到应变ε1=0.2%时,对应的荷载值要大于按照钢筋混凝土结构计算得到的名义承载力值(前者约为后者的90%左右),且差值随着套箍系数的增大而增大,说明钢管已经对管内混凝土产生了一定的套箍作用,不能简单地按照普通钢筋混凝土结构计算得到荷载P0。由于P0的有限元分析结果和试验结果较接近,因此,在后文的计算中,P0统一取钢管混凝土轴压短柱应变为ε1=0.2%时的有限元分析结果。2.3统一理论后文、有限元分析2.钢管混凝土轴压短柱属于强度破坏,不同套箍系数的构件有不同的受力性能,柱肢承载力Nu的定义和对应的计算理论也不相同。统一理论和极限平衡理论是我国现有的诸多相关规范(规程)中较常用的两种,其中,国家行业推荐性标准JTG/TD65—2012《公路钢管混凝土拱桥设计规范》和福建省工程建设地方标准DBJ13-51—2003《钢管混凝土结构技术规程》采用统一理论,国家工程建设协会标准CECS28:2012《钢管混凝土结构设计与施工规范》和福建省工程建设地方标注DBJ/T13-136—2011《钢管混凝土拱桥技术规程》则采用了极限平衡理论。由于后期研究的不断深入,上述的两种理论的计算公式有改进,表现为计算形式简单化和参数适用范围扩大,但计算结果相差不大,本文以最初的计算公式为对象,对这两种理论的具体方法作简略说明。统一理论(后文简称理论A)将钢管混凝土视为由钢材和混凝土组合成的一种组合材料的统一体。以钢管平均应变达到ε2=0.3%(塑流阶段的起始点)时所对应的荷载值作为承载力,该定义基本不考虑钢材强化作用,对应的计算方法如式(4)~(7)所示。式中:Nu为管混凝土柱肢轴压承载力;fsc为钢管混凝土截面组合强度值;Asc为钢管混凝土组合截面面积;fc为混凝土轴心抗压强度标准值;ξ为钢管混凝土套箍系数;B、C为计算系数,具体计算公式详见文献,其余符号含义同上。极限平衡理论(后文简称理论B)是根据截面极限平衡得到的,取对应的荷载-应变曲线的峰值荷载作为短柱的承载力,对应的应变为极限应变ε3,如式(8)~(9)所示,式中各符号含义同上。这种定义简单直观,但在某些情况下,特别是钢管套箍作用较大时,应变ε3值很大,对应的构件变形过大。因此,部分学者也指出以一定的应变量或变形量来定义承载力。现根据有限元分析结果,分别取出与应变ε2=0.3%、ε3(按照式(9)计算)、ε4=1%和ε5=2%对应的有限元分析得到的承载力,同时给出按照理论A和理论B计算得到的构件理论承载力(计算时各材性均采用标准值代入)。表4列出了各试件的承载力结果,其中PCA和PCB分别表示按照理论A和理论B计算得到的理论值承载力,PF2、PF3、PF4和PF5分别表示与应变ε2、ε3、ε4和ε5所对应的有限元分析得到的承载力,PT2表示与应变ε2所对应的试验承载力,PT3为试件试验过程中的最大荷载。图4给出的是理论值PCA与试验值PT2和有限元分析值PF2的对比情况,从图中可知,试验值、理论值和有限元分析值均吻合较好,也进一步说明本文采用的有限元分析方法正确。因此,可以采用钢管混凝土轴压短柱应变为ε2=0.3%时所对应的有限元分析值作为与理论A对应的理论承载力。有限元分析值PF3、PF4和PF5之间的对比情况示于图5中,结果显示各有限元分析值都很接近,图6给出的是理论值PCB与试验值PT3和有限元分析值PF3的对比情况,PT3总体上要小于理论值PCB和有限元分析值PF3。考虑到套箍系数的影响,用一个固定的应变量来确定对应的强度承载力有所偏差,而且差值随着套箍系数的增大而增加。另外,式(9)是建立在大量试验研究基础上的经验公式,通用性更强。因此,作为有限元分析,本文采用钢管混凝土轴压短柱应变为ε3=(2.2ξ2/3+0.2)×10-6对应的有限元值作为与理论B对应的理论承载力。2.4折减系数与构造结构的关系采用本文给出的方法,根据有限元分析结果得到试件A-1、A-2和试件A-3的荷载P0和承载力Nu,按式(2)计算折减系数有限元值KFA和KFB,同时根据试验结果计算折减系数试验值KTA和KTB。所有结果均列于表5中,其中KFA和KFB分别表示与理论A和理论B对应的折减系数有限元分析值,KTA和KTB分别表示与理论A和理论B对应的折减系数试验值。表5结果表明,折减系数有限元分析结果KFA、KFB和试验结果KTA、KTB吻合良好,说明按照本文给出的的确定荷载P0和承载力Nu方法可行。表5结果还显示,不同套箍系数的构件,折减系数也不同。试件A-1、A-2、A-3的套箍系数ξ∈[0.72,1.15],较工程常用范围偏小,而且套箍系数是影响钢管混凝土短柱受力性能的主要因素,有必要扩大套箍系数范围做进一步的比较,讨论套箍系数ξ和折减系数K之间的关系。利用本文提出的有限元分析方法进行相关参数分析,共建立了14个钢管混凝土单圆管轴压柱构件的有限元分析模型,套箍系数范围ξ∈[0.6,3.0]。所有模型的详细尺寸、材性和所有结果均列于表6,对应理论A和理论B的折减系数KA和KB列于表7中。图7给出的是折减系数K随着套箍系数ξ变化的情况,从图中可以看出,折减系数KA基本是一个定值,其数值不会随着套箍系数的变化而变化,而系数KB随着套箍系数的增大而减小,对于钢管混凝土组合结构,套箍系数是影响构件受力的主要因素,但钢管对管内混凝土的套箍作用主要发生在后期,当采用理论A计算承载力时(应变为ε2),此时的套箍作用并不大,不同套箍系数构件计算得到的承载力Nu相对于ε1时的荷载P0的增量很接近,由此得到的系数KA趋于一个定值;而采用理论B计算时,承载力Nu为最大荷载,其对应的应变值已经很大,此时钢管的套箍作用得到了充分的发挥,由此计算得到的系数KB与构件的套箍系数有关,套箍系数越大,得到的折减系数KB越小。对模型G-1~G-6(套箍系数值ξ=1.24)进行分析可知,不同尺寸和材性的构件对应的折减系数值有波动,但波动数值很小,可以认为该组模型的折减系数KA和KB值都分别趋于一个定值,说明具有相同套箍系数的构件,采用相同理论进行计算时采用的折减系数相同。从图7中可知,折减系数KB随着构件套箍系数ξ近似成线性变化,因此,可采用线性函数来表示KB与ξ之间的关系。式(10)为在套箍系数ξ∈[0.6,3.0]范围内,通过简单线性拟合得到的KB与ξ的线性函数关系式。2.5复合短柱的轴压承载力当缀板压碎时,此时对于采用普通钢筋作为纵筋的缀板而言,钢筋已经屈服,混凝土也已经到达其抗压强度,而且按照本文的定义,文献中的复合短柱的轴压承载力N0=3022kN。在已知复合柱破坏荷载情况下,应用材料力学的方法,通过变形协调条件,可近似计算出轴压复合短柱试件破坏时缀板和柱肢所分担的荷载,具体计算如下(相应的材性数据详见文献):钢筋屈服强度fy=323MPa,混凝土轴心抗压强度标准值fck=30.3×0.67=20.3MP,钢筋面积As=(π×62/4)×8=226mm2,混凝土面积Ac=50×294=14700mm2;缀板部分的承载力NRC=fyAs+fckAc=378kN,单根柱肢分担的荷载P0=(N0-2NRC)/4=565kN。文献同时给出了与复合短柱同批材料制作的钢管混凝土柱肢短柱的轴压承载力Nu=650kN,计算得到复合短柱试验构件的柱肢承载力折减系数KTB=0.87。由于文献中的承载力Nu为试验过程中的最大荷载值,得到的折减系数KTB应与理论B相对应,现按照式(11)得到对应的折减系数计算值KB=0.85(ξ=1.24),计算值