钢骨—钢管混凝土柱非线性有限元分析＊

2014-03-14冯国栋唐兴荣

江苏海洋大学学报(自然科学版) 2014年2期

冯国栋，唐兴荣

（苏州科技学院土木工程学院，江苏苏州 215011）

目前组合柱的类型主要包括：钢骨混凝土柱、钢管混凝土柱、钢管混凝土核心柱、钢骨—钢管混凝土柱、双钢管混凝土柱等。国内外对于钢骨混凝土柱以及钢管混凝土柱已做了大量的研究［1－2］，但是对钢骨—钢管混凝土柱的研究还较少［3］，因此，进一步开展对钢骨—钢管混凝土柱的试验研究和理论分析非常必要。本文采用ABAQUS大型有限元分析软件对文献［3］中的钢骨—钢管混凝土柱进行了模拟分析，在此基础上，对不同类型内埋钢骨的混凝土柱的受力性能进行了模拟分析，以期为后续的试验研究提供参考。

1 钢骨—钢管混凝土柱模型的建立

为了分析钢骨—钢管混凝土柱的受力性能，以文献［3］中5个钢骨—钢管混凝土柱试件（R5－0.8， R5－0.6，R5－0.4，R4－0.6和R3－0.6）为分析对象，建立钢骨—钢管混凝土柱有限元模型。各试件的材料性能指标如表1所示，试件R3－0.6的几何尺寸及配筋如图1所示。

表1 材料性能指标Table 1 Material performance indicators

图1 试件R3－0.6的几何尺寸和配筋Fig.1 Size and reinforcement of R3－0.6specimen

1.1 定义材料属性

1.1.1 混凝土本构模型混凝土单轴受压应力—应变曲线方程可按《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［4］附录C.2.4确定。混凝土单轴受拉应力—应变曲线方程可按附录C.2.3确定。

进行计算时，对于弹性模量的选取，按文献［5］中建议取值为（1／3～1／2）fc，本文采用0.4fc作为弹塑性分界点，混凝土弹性阶段的泊松比νc＝0.2。

1.1.2 核心区约束混凝土本构模型核心区约束混凝土的应力—应变（σ—ε）关系取方钢管约束混凝土本构模型［6］，即

式中

其中ξ为约束效应系数，代表钢管与核心混凝土之间的相互作用关系，其表达式为为混凝土圆柱体抗压强度（MPa）。

1.1.3 钢材本构模型钢材的本构关系采用强化的二折线模型（如图2所示），泊松比νs＝0.3。

1.1.4 单元选取混凝土采用八节点缩减积分格式的三维实体单元；钢骨部分，由于壁厚相对于混凝土部分尺寸较小，所以采用壳体单元来模拟，为了达到必要的精度，在壳单元厚度方向采用九积分点的Simpson积分（默认为5积分点）；钢筋部分采用线单元。

1.2 定义装配件

将底座混凝土与柱中非核心区混凝土merge成一个整体，纵筋与箍筋merge成一个整体，并定义成truss桁架单元（T3D2），各个部件按指定位置安装。

图2 钢筋的应力—应变曲线Fig.2 Stress－strain curve of steel

1.3 定义step

建立两个step，step－1在柱顶端施加集中力，step－2在柱端侧面施加位移。

1.4 定义相互作用

方钢管与混凝土界面接触采用库仑摩擦，切向行为采用“罚”摩擦公式，摩擦系数取0.6，法向行为采用硬接触；钢筋采用内嵌，核心混凝土与底座采用tie连接，柱端顶部设置参考点RP－1，并与顶部耦合连接，柱端侧面设置参考点RP－2，与侧面耦合。

1.5 定义边界条件

柱顶端采用铰接，底座采用固结。

2 钢骨—钢管混凝土柱有限元分析

图3给出了各试件模拟荷载—位移（P—δ）曲线与试验骨架曲线的比较。

表2给出了各试件控制点荷载和相应位移的模拟值和试验值。

图3 各试件的模拟和试验荷载—位移（P—δ）骨架曲线的比较Fig.3 Comparison of simulated and experimental load－displacement skeleton curves of specimens

由图3和表2可见，有限元模拟的荷载—位移（P—δ）曲线与试验的骨架曲线趋势基本相同，在屈服前吻合良好，屈服后模拟的数据比试验数据稍高，在屈服荷载点时，荷载的平均比值为0.832，其相应位移平均比值为0.944；在极限荷载点时，荷载的平均比值为0.918，其相应位移平均比值为1.14。这表明本文的有限元模型可以较好地模拟钢骨—钢管混凝土柱的受力变形过程。

表2 各试件荷载和位移的模拟值和试验值的比较Table 2 Comparison of simulated and experimental load and displacement values of specimens

3 不同内埋钢骨混凝土柱受力性能的分析

为了考察不同内埋钢骨混凝土柱的受力性能，采用上述建立的有限元非线性分析模型对文献［7］中的4个试件（试件SRCZ－1～试件SRCZ－3和试件RCZ－4）进行模拟分析。其中试件SRCZ－1为内埋空间钢构架混凝土柱，试件SRCZ－2为由角钢组成且类似于内埋工字钢混凝土柱，试件SRCZ－3为内埋方钢管混凝土柱，试件RCZ－4为普通钢筋混凝土柱。各试件控制轴压比（n）均为0.3，纵向钢筋均为6C12，混凝土强度等级均为C30，试件SRCZ－1～SRCZ－3内埋钢骨的含钢率均相同。各试件几何尺寸及配筋详见图4。

图4 各试件的几何尺寸和配筋Fig.4 Size and reinforcement of specimens

采用上述建立的ABAQUS有限元非线性分析模型，对试件SRCZ－1～试件SRCZ－3和试件RCZ－4进行有限元模拟分析。

图5给出了试件SRCZ－1创建的模块，显示了装配后的各部分图形。

表3给出了各试件控制点荷载和相应位移的模拟分析结果。图6对各试件的荷载—位移曲线进行了比较。

图5 试件SRCZ－1装配后各部分模块Fig.5 Part module after assembly of SRCZ－1specimen

表3 各试件荷载和位移的模拟值Table 3 Simulated load and displacement values of specimens

图6 各试件荷载—位移曲线比较Fig.6 Comparison of load and displacement curves of specimens

由表3和图6可见：

（1）与内埋空间钢构架的试件SRCZ－1相比，试件SRCZ－2内埋钢骨类似于工字钢，对混凝土的约束作用很小，从而峰值荷载最小，在受力后期，承载力下降很快，延性相对较差，但仍强于没有内埋钢骨的试件RCZ－4。

（2）与内埋空间钢构架的试件SRCZ－1相比，试件SRCZ－3内埋方钢管，其对核心混凝土的约束最为明显，从而使得其峰值荷载得到提高，且在受力后期，即使外围混凝土退出工作后，由于核心混凝土受到约束处于三向受力状态，混凝土抗压强度提高，从而提高了试件峰值荷载，也提高了试件延性。

（3）试件SRCZ－1的承载力和延性介于试件SRCZ－2与试件SRCZ－3之间。这是由于空间钢构架对核心混凝土的约束作用明显比内埋类似于工字钢要强，而比内埋钢管要弱的缘故。

（4）内埋钢骨混凝土柱（试件SRCZ－1～试件SRCZ－3）的承载力、延性均强于无内埋钢骨的钢筋混凝土柱（试件RCZ－4），且试件SRCZ－1荷载—位移曲线趋近于试件SRCZ－3，试件SRCZ－2稍强于试件RCZ－4，说明角钢分散布置形成的空间钢构架对核心区混凝土的约束程度趋近于方钢管对于核心区混凝土的约束程度；而角钢集中布置类似于工字钢对核心区混凝土的约束则很小。

图7给出了破坏时各试件柱端截面混凝土Mises应力云图。由图7可见，试件RCZ－4未出现应力较大的第三色块区域，试件SRCZ－2只出现少许应力较大的第三色块区域，两者云图大体相同，而试件SRCZ－1与试件SRCZ－3均出现少许应力很大的第一、二色块区域，且云图相近，说明试件SRCZ－2对核心区混凝土的约束几乎没有，而试件SRCZ－1对核心区混凝土的约束，趋近于方钢管对核心区混凝土的约束。