任宏伟，陈建伟，王宁

(1.华北理工大学 建筑工程学院，河北 唐山 063009；2. 河北省地震工程研究中心，河北 唐山 063009)



钢管混凝土灌浆套筒连接装置有限元分析

任宏伟1,2，陈建伟1,2，王宁1,2

(1.华北理工大学 建筑工程学院，河北 唐山 063009；2. 河北省地震工程研究中心，河北 唐山 063009)

钢管混凝土；灌浆套筒；连接；有限元分析

以钢管混凝土灌浆套筒连接装置节点为研究对象，利用ABAQUS有限元软件进行模拟加载试验，并对灌浆套筒连接装置节点的破坏形态和连接性能进行分析。模拟试验结果表明，钢管混凝土钢管屈服时连接装置并未破坏，说明钢管混凝土灌浆套筒连接受力性能良好，安全可靠，证实了钢管混凝土灌浆套筒连接的合理性和可行性。

0引言

将混凝土填入钢管内而形成的新型钢混凝土组合结构体系，工作原理是钢管对核心混凝土具有套箍的作用[1,2]。钢管混凝土结构可以充分发挥钢和混凝土2种材料各自的优势，并且具有承载力高、抗震性能良好和施工简单方便等特点，钢管混凝土结构广泛应用于大跨度、高层和多高层土木工程结构中，尤其是近年来地震频发，使钢管混凝土结构的研究具有较大的意义。但是在钢管混凝土结构中存在着很多的节点连接问题，连接形式不统一，缺乏计算理论，构造也比较复杂， 对结构的整体性能影响较大，在一定程度上限制了钢管混凝土结构的应用和发展[3-5]。因此，解决钢管混凝土节点的连接问题，通过计算手段来研究钢管混凝土连接的受力机理和抗震性能，为其发展提供理论参考，保障其可靠地连接，在很大程度上可以推动钢管混凝土结构的应用发展，并带来显著的经济效益。

1灌浆套筒连接装置的构造

钢管混凝土灌浆套筒连接装置主要是由一个外径为219 mm，高为130 mm，厚度为6 mm的无缝圆钢管组成。用一块厚度为15 mm的圆形钢板焊接在连接套筒内侧下沿处，其中圆形钢板中间部位置留有与被连接钢管尺寸一致的孔洞，以便与下部钢管焊接。另外在圆形钢板与灌浆套筒圆钢管焊接处分别对称等距离焊接了4块小钢板，使钢板与灌浆套筒无缝圆钢管之间的链接更牢固。上部方钢管插入连接套筒，在上下方钢管与灌浆套筒无缝钢管的空隙间灌入混凝土灌浆料，通过灌浆料的粘结作用，使灌浆套筒连接装置将上下钢管混凝土连接在一起。

图1　连接装置构造图

2有限元模型的建立

2.1单元选取及网格划分

采用实体单元进行有限元模型的建立，节点区域内部的混凝土、灌浆料以及灌浆套筒连接装置的无缝圆钢管等均采用Abaqus有限元软件自带的三维实体单元C3D8R，节点各个部分的有限元网格划分详图如图2所示。

图2　节点各个部分的有限元网格划分详图

2.2材料的本构模型

根据试验数据作为参考对材料强度进行选值，在材料的本构模型选取时对方钢管和灌浆套筒连接装置的圆钢管套筒均采用弹性模量和泊松比都相同的双折线强化本构模型如图3所示，分别是1.8E+11 Pa和0.3。不同的是2种钢管的屈服强度和极限强度：方钢管屈服强度为348 MPa，极限强度为452 MPa；圆钢管套筒屈服强度为302 MPa，极限强度为448 MPa。方钢管内部混凝土和连接套筒装置内部灌浆料的泊松比均取0.2，方钢管内混凝土抗压强度取55 MPa，方钢管与外部圆钢管套筒之间的灌浆料强度取80 MPa。为了简化，方钢管内部的混凝土和灌浆套筒装置内部的灌浆料均采用不产生裂缝的材料。

图3　钢管材料本构模型　　　　　　　　　　　　图4　节点与墙体模型图

2.3模型的建立与求解

为了便于试验的加载，被连接的上部方钢管建立了1 200 mm×480 mm的一面钢管混凝土边框墙，由于主要是把灌浆套筒连接装置作为研究对象，墙体的材料全选为钢材，套筒连接装置与墙体的整体加载示意图如图5所示。由于试件的对称性，只采用了一个套筒连接装置节点进行试验模拟的简化。由于试验过程中灌浆套筒连接装置的压缩和拉伸位移非常小，完全可以忽略不计，因此在模拟加载中把灌浆套筒连接装置对应墙的另外一个节点进行约束处理。为了与实际试验情况接近，对于加载位置处进行了刚性处理，把集中荷载均匀地分布到墙的加载位置面上。另外在灌浆套筒连接装置底板预留孔洞内的4个平面施加6个自由度的全约束，用以模拟焊接的下部钢管混凝土柱对连接套筒装置的约束作用，如图6所示。

用位移控制加载对有限元整体模型进行加载，加载方向的最大位移设计值为30 mm，图7为在推力作用下试件整体的应力云图，图8所示为灌浆套筒连接装置在开始发生较大塑性变形时的应力云图与变形图，图9为图8灌浆套筒连接装置的斜体切面图。

图5　加载示意图　　图6　钢管套筒底部的约束情况图　　图7　整体应力云图

图8　钢管套筒节点的应力云图和变形图　　　　　　　　　图9　节点斜体面的切面图

3结果分析

3.1力学性能对比分析

力和位移曲线是有限元模拟分析结果与试验结果对比的主要内容，试验过程中得到的加载位置处的推力和位移曲线如图10所示，位移在50 mm时出现了极限力339 kN。由极限推力值可以通过弯矩平衡条件计算出与之对应的灌浆套筒连接装置位置处的拉力，由墙体1 200 mm×480 mm尺寸的比值得出连接套筒位置处的拉力是加载位置处拉力的2.5倍，因此可以推算出灌浆套筒连接装置节点位置的最大拉力为847 kN。

图10　水平推力与对应位移关系曲线　　　　　　　　　　图11　钢管混凝土柱截面形心c点

如图11取C点为钢管混凝土柱模型截面的形心，设C点与整个截面刚性连接，它所受的拉力即为上部墙体提供的全部拉力，因此可以根据C点的拉力值与另一灌浆套筒连接装置处的反力值大小相等，建立了C点拉力与位移的关系曲线，从图12可以看出，C点的最大拉力值为806 kN，通过试验与有限元的模拟力和位移曲线的对比可以看出，试验值与模拟值比较接近，说明模拟效果较好。

3.2节点应力状态分析

由图8可以看出，灌浆套筒连接装置的上边缘和被连接的钢管混凝土钢管首先进入屈服状态，由于不考虑各个部分的混凝土开裂，因此在破坏时忽略了混凝土，只看连接套筒装置和被连接钢管的变形，如图13所示，钢管混凝土钢管的下部先出现极限应力，最先破坏，其余部分也均发生了较大的塑性变形。

图12　C点的拉力与位移关系曲线　　　　　　　　　　图13　塑性变形发展较大时的应力云图

4结论

(1)钢管混凝土灌浆套筒装置在模拟加载时，最大应力出现在装置的上沿以及与下部方管连接钢板的位置，装置在实际应用中应适当增加这2个部位的强度。

(2)钢管混凝土灌浆套筒装置设计合理，承载力高，安全可靠，被连接的钢管混凝土钢管屈服时，连接套筒并未破坏。

(3)采用有限元数值模拟对钢管混凝土灌浆套筒连接装置进行研究，通过试验数据与分析和有限元模拟结果对比，发现试验中试件的破坏形态与有限元模拟分析破坏形态基本一致，吻合良好，验证了有限元模拟方法的合理性。

[1]卢羽平, 张燎军, 冉懋鸽. 洪家渡水电站厂房矩形钢管混凝土叠合柱抗震分析[J]. 华水利水电学院学报, 2013, 26(1):35-38.

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Finite Element Analysis of Connection of Grouting Sleeve for Concrete-filled Steel Tube

REN Hong-wei1,2,CHEN Jian-wei1,2,WANG Ning1,2

(1.College of Civil and Architectural Engineering,North China University of Science and Technology,Tanshan Heibei 063009,China;2.Earthquake Engineering Research Center of Hebei Province,Tangshan Hebei 063009,China)

concrete-filled steel tube;grouting sleeve;connection;finite element analysis

With concrete filled steel tube grouting sleeve connection node as the object of study, to simulate the load test using the ABAQUS finite element software, failure patterns and connections on the grouting sleeve and connecting performance analysis. Simulation results show that the yield of concrete filled steel tube connecting device is not destroyed, that concrete filled steel tube grouting sleeve is connected with a good mechanical performance, safety and reliability, confirmed the rationality and feasibility of the concrete filled steel tube grouting sleeve connection.

2095-2716(2015)04-0108-05

TU528.59

A