陳文浩 雷勁松 王 明 廖昭印

(1.西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院 四川綿陽 621010; 2.成都基準(zhǔn)方中建筑設(shè)計(jì)有限公司南寧分公司 廣西南寧 530000)

鋼管混凝土疊合柱，簡稱疊合柱，是由截面中部的鋼管混凝土和鋼管外的鋼筋混凝土疊合而成的柱，疊合柱截面示意圖見圖1。鋼管混凝土疊合柱根據(jù)澆筑的時間可分為同期和不同期，管內(nèi)外混凝土同期澆筑的稱為組合柱，反之為疊合柱。疊合柱由于具有承載力高、抗震性能好和施工較方便的特點(diǎn)，適用于我國非抗震和抗震設(shè)防區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)。

圖1 疊合柱類型Fig. 1 The type of the laminated column

目前文獻(xiàn)報(bào)道關(guān)于疊合柱節(jié)點(diǎn)研究較少，常用節(jié)點(diǎn)有環(huán)梁法[1]、鋼板翅片轉(zhuǎn)換型連接方法[2]等，但都存在一定的局限性。環(huán)梁法施工難度大，環(huán)梁的鋼筋網(wǎng)和管外鋼筋相互交錯比較密集，澆筑的混凝土很難保證密實(shí)，給施工造成極大不便，而且環(huán)梁直徑過大影響建筑使用功能。鋼板翅片轉(zhuǎn)換連接是針對鋼管不貫通的情況，需要在鋼管上焊接翅片將梁縱筋焊接在翅片上，該方法增加了施工現(xiàn)場的焊接工作量，存在施工安全隱患。本文通過文獻(xiàn)[3]了解到，可以在鋼管上開穿鋼筋小孔的連接節(jié)點(diǎn)(如圖2)，該方法通過模型試驗(yàn)為基礎(chǔ)的理論分析和多個工程實(shí)踐證明其具有安全可靠和經(jīng)濟(jì)實(shí)用的優(yōu)點(diǎn)。因此，本文基于某工程項(xiàng)目對采用的鋼管混凝土組合柱進(jìn)行鋼管開穿孔洞作為連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究。本次研究分兩個方面：第一是不同的開孔方式、數(shù)量和大小對鋼管應(yīng)力分布和疊合柱承載力造成的影響；第二是開孔周圍分別加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板對鋼管應(yīng)力分布和組合柱承載力的影響。基于以上分析提出了最優(yōu)開孔方式和加強(qiáng)措施。

圖2 鋼管開小孔節(jié)點(diǎn)Fig. 2 Pipe opening node

1 模型的建立

1.1 材料的本構(gòu)模型

本模型鋼筋采用HRB400和HRB500鋼筋，文獻(xiàn)[4]表明對于高強(qiáng)鋼材一般采用如圖3所示的雙線性模型，該模型分彈性段和強(qiáng)化段，強(qiáng)化段的彈性模量取值為0.01Es，Es為鋼材的彈性模量。

圖3 鋼材的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系模型Fig. 3 Stress-strain relationship model of steel

在計(jì)算過程中，鋼材的彈性模量和泊松比分別取為200 000 MPa和0.3。在鋼材的應(yīng)力達(dá)到極限強(qiáng)度后，強(qiáng)度不再增加?；炷恋谋緲?gòu)模型采用ABAQUS中提供的混凝土塑性損傷模型，該模型最早由Lubliner[5]提出，Lee和Fenves[6]在其基礎(chǔ)上引入損傷變量使其能夠較好地反應(yīng)混凝土在軸壓加載情況下的受力性能?；炷恋氖軌簯?yīng)力-應(yīng)變關(guān)系考慮鋼管對內(nèi)部混凝土的約束效應(yīng)，采用韓臨海[4]的應(yīng)力-應(yīng)變模型。鋼管外的混凝土采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[7]GB 50010—2010中的混凝土單軸受壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

1.2 單元的選取

核心混凝土、管外混凝土(包括梁混凝土和鋼管外的柱混凝土)均采用八節(jié)點(diǎn)減縮積分的三維實(shí)體單元，即C3D8R單元?？v向鋼筋和梁、柱箍筋采用兩節(jié)點(diǎn)三維線性梁單元，即T3D2。鋼管采用S4R單元，沿殼單元厚度方向上采用9個積分點(diǎn)的Simpson積分以滿足一定的計(jì)算精度。該單元為四節(jié)點(diǎn)減縮積分殼單元，它允許沿殼的厚度方向發(fā)生剪切變形，且其求解方法會隨著殼體厚度的變化而自動服從薄殼或厚殼理論。

1.3 接觸關(guān)系

通過定義法向和切向的接觸關(guān)系來模擬鋼管和內(nèi)外混凝土間的接觸關(guān)系。在法線方向，鋼管和外混凝土、鋼管和內(nèi)混凝土間的接觸為“硬接觸”，垂直于法線方向的壓力可以完全傳遞，鋼管和混凝土間的單元不能相互穿透。在切線方向，混凝土和鋼材之間采用“Penalty”中的“friction coef”來考慮鋼材和混凝土界面間的摩擦力。通常認(rèn)為該摩擦力為庫侖摩擦力。研究結(jié)果表明，界面摩擦系數(shù)[8]在0.2～0.6之間取值。本文鋼管與核心混凝土的界面摩擦系數(shù)取為0.6，鋼管與外圍混凝土之間的摩擦系數(shù)取0.25。

基于以上材料本構(gòu)和接觸模型，在ABAQUS中建立如圖4所示有限元模型。 圖5-圖14為不同開孔方式、數(shù)量、大小和不同增強(qiáng)措施的有限元模型。

圖4 鋼管混凝土組合柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)Fig.4 Steel tube concrete composite column-reinforced concrete beam joints

Col-A：鋼管未開孔的組合柱模型，如圖5所示。

Col-A600×900：在柱高中部環(huán)向布置一排4個尺寸為600 mm×900 mm的矩形孔，如圖6。

Col-A600×900L：在柱高中部環(huán)向布置一排4個尺寸為600 mm×900 mm的矩形孔，同時增加4個框架梁，考慮框架梁對開孔處約束作用，如圖7。

Col-A600×900L+HG：在圖7的基礎(chǔ)上在梁開孔處上下增加環(huán)箍，如圖8所示。

Col-A600×900L+HSGJ：在圖7的基礎(chǔ)上增加橫豎箍筋環(huán)，如圖9所示。

Col-A600×900L+HSJB：在圖7的基礎(chǔ)上增加橫豎加勁板，如圖10所示。

Col-A600×100：在柱高中部環(huán)向布置一排4個尺寸為600 mm×100 mm的矩形孔，如圖11所示。

Col-A600×100+HG：在圖11的基礎(chǔ)上增加環(huán)箍如圖12所示。環(huán)箍的直徑為28 mm，其材質(zhì)為HRB400。

Col-A600×100+HSGJ：在圖11的基礎(chǔ)上增加橫豎箍筋，如圖13所示。

Col-A600×100+HSJB：在圖11的基礎(chǔ)上增加橫豎加勁板，如圖14所示。加勁板的板厚為30 mm，其材質(zhì)為Q345。

圖5 Col-AFig.5 Col-A model圖6 Col-A600×900Fig.6 Col-A600×900 model圖7 Col-A600×900LFig.7 Col-A600×900L model圖8 Col-A600×900L+HGFig.8 Col-A600×900L+HG model圖9 Col-A600×900L+HSGJFig.9 Col-A600×900L+HSGJ model圖10 Col-A600×900+HSJBFig.10 Col-A600×900+HSJB model

圖11 Col-A100×600Fig.11 Col-A100×600 model圖12 Col-A600×100+HGFig.12 Col-A600×100+HG model圖13 Col-A600×100+HSGJFig.13 Col-A600×100+HSGJ model圖14 Col-A600×100+HSJBFig.14 Col-A600×100+HSJB model

2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型的正確性，基于康洪震[9]中CC4，CC5，CC6試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立相應(yīng)的3個模型，該文研究18根組合柱的軸壓試驗(yàn)，通過得出的軸力-縱向應(yīng)變曲線分析組合柱的性能，因此本文也從模型中提取軸力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對比分析。圖15-圖17給出了模型的計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)的計(jì)算結(jié)果，計(jì)算數(shù)據(jù)表明有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果總體上吻合較好。

圖15 試件CC4Fig. 15 Test piece CC4

圖16 試件CC5Fig. 16 Test piece CC5

圖17 試件CC6Fig. 17 Test piece CC6

3 模型分析

本文建?；谀硨?shí)際工程案例的梁柱節(jié)點(diǎn)，其中配筋數(shù)據(jù)通過盈建科計(jì)算得出，如圖18所示。

為深入了解鋼管混凝土組合柱開孔的大小、數(shù)量和加強(qiáng)措施對疊合柱承載力性能的影響，對其分別建模，通過承載力和其應(yīng)力云圖來比較最優(yōu)開孔方式和加強(qiáng)措施。

根據(jù)《鋼管混凝土疊合柱結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[2]8.2.4第3條“梁的縱向鋼筋單筋穿過鋼管時鋼管管壁上開圓孔其直徑不宜小于d+13 mm”和第4條“梁的縱向鋼筋并筋穿過鋼管時，或梁的最外側(cè)為兩排穿過鋼管時，鋼管管壁上可開長圓形的孔，孔的大小應(yīng)考慮施工時梁的縱向鋼筋能順利穿過”。由此可知目前疊合柱技術(shù)規(guī)程對鋼管的開孔沒有明確的要求，只考慮了開孔的大小能否滿足鋼筋穿過。李寧波[10]根據(jù)某工程項(xiàng)目中某梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行1/3的縮尺試驗(yàn)，試驗(yàn)表明開孔為115 mm×67 mm(弧長×高)的穿筋節(jié)點(diǎn)有著較好的抗震性能，因此本文基于某工程提出對鋼管開孔600 mm×100 mm，600 mm×900 mm兩種進(jìn)行模擬分析。另外，在規(guī)范8.24第6條也提到“不同期施工的疊合柱和同期施工的疊合柱，鋼管管壁上開孔的截面損失率分別不宜大于30%和50%，超過時宜在孔側(cè)和孔間加焊豎向肋板或鋼筋補(bǔ)強(qiáng)”。本次開孔造成截面損失為64%，參照工程背景中柱選用的是鋼管混凝土組合柱，針對截面損失超過規(guī)范要求，因此選用鋼筋環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板來增強(qiáng)鋼管。

圖18 梁柱節(jié)點(diǎn)配筋Fig. 18 Beam joint reinforcement

圖19是根據(jù)不同的開孔及加強(qiáng)措施得出的軸力-位移曲線。其中軸力達(dá)到180 000 kN是未開孔的組合柱，最下面的紅色曲線是開孔600 mm×900 mm時的組合柱，在沿柱高中部開孔后柱子承載力被大幅度削弱，下降了17.8%。另外兩類曲線分別是開孔600 mm×900 mm后通過框架梁約束、環(huán)箍、橫豎箍筋網(wǎng)等加強(qiáng)措施的組合柱和開孔600 mm×100 mm后增加環(huán)箍、橫豎箍筋網(wǎng)等加強(qiáng)措施的組合柱。計(jì)算表明：鋼管混凝土組合柱在峰值頂點(diǎn)之前軸力與位移基本是直線，表明塑性很小，峰值頂點(diǎn)之后曲線都呈下降趨勢，開孔600 mm×100 mm的下降趨勢明顯比開孔600 mm×900 mm的緩慢，可見開孔600 mm×100 mm，即使進(jìn)入屈服階段后，組合柱的性能也更加優(yōu)越。總的來說，鋼管混凝土組合柱在柱端逐漸增大的軸壓力作用下，其受力全過程經(jīng)歷了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土開裂、柱內(nèi)箍筋、受壓筋、鋼管屈服等階段后達(dá)到其極限狀態(tài)，其中，管外鋼筋混凝土里面鋼筋網(wǎng)最先達(dá)到極限強(qiáng)度，而此時鋼管及核心混凝土還未達(dá)到極限強(qiáng)度。

圖19 軸力-位移曲線Fig. 19 Axial force-displacement curve

3.1 600 mm×900 mm開孔及不同的增強(qiáng)措施對組合柱承載力的影響

(1)根據(jù)圖5-圖10所建的6個模型得出荷載-位移圖(見圖19)，其中未開孔的軸力180 000 kN，開孔后為148 000 kN，降低17.8%，通過框梁約束后軸力為160 892 kN，與開孔相比提高了8%，說明增加框架梁的約束能有效提高該柱的承載力。

(2)在框梁約束后的開孔處增加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板對承載力的提升有限，最大承載力分別為161 274，161 656，162 470 kN，可以得出其加強(qiáng)效果為橫豎加勁板>橫豎箍筋>環(huán)箍。

(3)開洞后的柱子的最大承載力也遠(yuǎn)大于規(guī)范值，通過加強(qiáng)后其承載力約為規(guī)范值1.3倍。

3.2 600 mm×100 mm開孔及不同的增強(qiáng)措施對組合柱承載力的影響

(1)根據(jù)圖5、圖11-圖14所建的5個模型得出荷載-位移圖(見圖19)，未開孔的軸力為180 000 kN，開孔后為158 600 kN，承載力降低了12%。

(2)在開孔附近增加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板的承載力分別為159 685，159 927，162 038 kN，說明橫豎加勁板的效果最好。

(3)開孔后的承載力大約為160 000 kN，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過規(guī)范值的要求，可見開孔后的模型也符合要求。

承載力分析表明：開孔600 mm×900 mm經(jīng)過框架梁約束后承載力略高于開孔600 mm×100 mm；不同的開孔形式通過相同的加強(qiáng)方式，橫豎加勁板的承載力大于其他兩種，說明該加強(qiáng)方式比較好；不同的開孔方式在經(jīng)過橫豎加勁板約束后其最大承載力約為162 000 kN；兩種開孔方式的最大承載力都遠(yuǎn)大于規(guī)范值，符合要求。

3.3 應(yīng)力云圖比較

根據(jù)圖19可知在6 mm處軸力約為135 000 kN，承載力也高于規(guī)范值，提取6 mm處的應(yīng)力云圖進(jìn)行了比較分析。

(1)未開孔的應(yīng)力為284 MPa，開孔600 mm×900 mm后的應(yīng)力為320 MPa，開孔后加框架梁約束后應(yīng)力有一定降低，其值為303 MPa(圖20-圖22)。

(2)組合柱開孔600 mm×900 mm加框架梁約束后分別增加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板，應(yīng)力都有不同程度降低，其值分別為299,293,280 MPa，可見橫豎加勁板的效果最好而且比未開孔的應(yīng)力都低(圖23-圖25)。

(3)組合柱開孔600 mm×100 mm的應(yīng)力為297 MPa，與開孔600 mm×900 mm加框梁約束后的應(yīng)力(303 MPa)相比略低，可見開孔600 mm×100 mm的方式較好(圖22、圖26)。

(4)組合柱開孔600 mm×100 mm后分別加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板后其應(yīng)力都有一定降低，分別為289,280,274 MPa，可見增加橫豎加勁板效果很好(圖27-圖29)。

(5)兩種開孔方式的應(yīng)力Col-A600×900L(303 MPa)>Col-A600×100(297 MPa)，Col-A600×900L+HG(299 MPa)>Col-A600×100+HG(289 MPa)，Col-A600×900L+HSGJ(293 MPa)>Col-A600×100+HSGJ(280 MPa)，Col-A600×900L+HSJB(280 MPa)>Col-A600×100+HSJB(274 MPa)，根據(jù)應(yīng)力比較可知組合柱開孔600 mm×100 mm后增加橫豎加勁板效果優(yōu)于開孔600 mm×900 mm(圖22-圖29)。

圖20 Col-AFig.20 Col-A model圖21 Col-A600×900Fig.21 Col-A600×900 model圖22 Col-A600×900LFig.22 Col-A600×900L model圖23 Col-A600×900L+HGFig.23 Col-A600×900L+HG model圖24 Col-A600×900L+HSGJFig.24 Col-A600×900L+HSGJ model圖25 Col-A600×900L+HSJBFig.25 Col-A600×900L+HSJB model

4 結(jié)論

通過10個鋼管混凝土組合柱的模擬計(jì)算與分析，可以得到以下結(jié)論：(1)組合柱在經(jīng)過600 mm×100 mm和600 mm×900 mm的開孔后承載力都有很大程度降低，分別為148 000，158 600 kN，分析表明經(jīng)過框架梁及環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板約束后承載力得到有效恢復(fù)，其中600 mm×900 mm開孔經(jīng)過一系列增強(qiáng)后承載力最好，其承載力為162 470 kN。(2)組合柱不同尺寸開孔后增加環(huán)箍、橫豎箍筋、橫豎加勁板約束，對組合柱的承載力有一定提升，孔洞周圍的應(yīng)力也有一定降低，其中橫豎加勁板約束效果最好。(3)組合柱中600 mm×100 mm和600 mm×900 mm開孔經(jīng)過框架梁和加勁板約束后承載力約為162 000 kN，應(yīng)力約為280 MPa，與開孔相比，軸力和應(yīng)力都得到有效提升，基于施工便利和承載力的因素，選用600 mm×900 mm的開孔更為合適。