林德慧, 陳以一,2, 李 杰
(1 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院, 上海 200092; 2 上海杉達(dá)學(xué)院, 上海 201209)
部分包覆鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)已在國(guó)內(nèi)實(shí)際工程中得到試點(diǎn)應(yīng)用。因其便于預(yù)制裝配,且具有較好的經(jīng)濟(jì)性指標(biāo),得到越來(lái)越多關(guān)注[1]。
本文基于對(duì)部分包覆鋼-混凝土組合柱(Partially-Encased Composite steel and concrete column,簡(jiǎn)稱PEC柱)單向壓彎面內(nèi)整體穩(wěn)定承載力的數(shù)值計(jì)算,提出適合工程設(shè)計(jì)使用的計(jì)算公式。采用有限元軟件ABAQUS對(duì)PEC柱進(jìn)行數(shù)值模擬,首先利用試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證所建模型對(duì)PEC柱壓彎穩(wěn)定承載力的計(jì)算能夠滿足工程精度需求,其次對(duì)不同截面高寬比、材料強(qiáng)度配比等進(jìn)行參數(shù)分析,建立采用軸力-彎矩相關(guān)形式的PEC柱的單向壓彎整體穩(wěn)定承載力(簡(jiǎn)稱壓彎穩(wěn)定承載力)計(jì)算公式,并對(duì)公式的準(zhǔn)確程度進(jìn)行評(píng)價(jià)。
PEC柱以H形截面主鋼件和填筑在翼緣間的混凝土為主體,視需要可在混凝土中設(shè)置縱筋、箍筋等配件。本文研究對(duì)象為采用厚實(shí)主鋼件截面的PEC柱,主鋼件截面類型為《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[2](簡(jiǎn)稱《鋼標(biāo)》)中S1類截面。
(1)模型原型及試件邊界條件
本文共建立了6個(gè)試件有限元模型用以模擬武志勇[3]的2個(gè)偏壓長(zhǎng)柱試件、劉杰等[4]的2個(gè)壓彎長(zhǎng)柱試件、Bergmann等[5]的2個(gè)偏壓長(zhǎng)柱試件來(lái)驗(yàn)證模型的可行性。其幾何及材料參數(shù)、邊界條件均按照實(shí)際試件參數(shù)取值。各試件的詳細(xì)參數(shù)見表1。
有限元模型校核結(jié)果 表1
(2)單元選取及界面
分別采用殼單元S4R模擬主鋼件、實(shí)體單元C3D8R模擬混凝土、析架單元T3D2模擬縱筋、離散剛體單元模擬構(gòu)件兩端的剛性加載板。
鋼腹板與混凝土之間采用綁定(tie)連接,鋼翼緣與混凝土之間采用面對(duì)面(surface to surface)接觸關(guān)系連接,摩擦系數(shù)取為0.25,同時(shí)設(shè)置硬接觸(hard contact)關(guān)系,保證混凝土與型鋼之間不會(huì)相互嵌入。為確??v筋與混凝土間的協(xié)調(diào)變形關(guān)系,把縱筋嵌入(embedded)到混凝土內(nèi)部。為保證構(gòu)件兩端截面受力均勻,構(gòu)件兩端的混凝土、型鋼分別與一剛性加載板綁定連接,而加載板自身的位移通過(guò)參考點(diǎn)(reference point)來(lái)控制。
(3)材料特性
采用理想彈塑性模型作為鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系,鋼材的泊松比取為0.3,應(yīng)力-應(yīng)變曲線上的特征點(diǎn)(如屈服點(diǎn))參數(shù)按照試驗(yàn)數(shù)據(jù)取值。
采用混凝土塑性損傷模型來(lái)模擬混凝土材料?;炷羻屋S受壓、受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線根據(jù)現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[6]確定;曲線上的特征點(diǎn)參數(shù)(如軸心抗壓強(qiáng)度)由試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定;僅在混凝土受壓時(shí)引入損傷因子,損傷因子采用能量等效原理算得。
(4)初始缺陷的設(shè)置
模型引入初始幾何彎曲和殘余應(yīng)力。
模型統(tǒng)一以第一階屈曲模態(tài)作為初始幾何彎曲的分布形態(tài)。用于模型校核的試驗(yàn)文獻(xiàn)中均未明確初始幾何缺陷最大值,本文偏安全地將初始幾何缺陷取為l/500,初始彎曲方向與試件加載彎曲方向一致。在ABAQUS中,通過(guò)“imperfection”命令設(shè)置節(jié)點(diǎn)的初始位移來(lái)引入初始幾何彎曲。界面上的鋼板與混凝土節(jié)點(diǎn)的初始位移需確保一致,保證二者的接觸關(guān)系。
在ABAQUS建模中通過(guò)“initial condition”中的“initial stress”命令來(lái)寫入初始應(yīng)力,每個(gè)單元內(nèi)的初始應(yīng)力數(shù)值由殘余應(yīng)力模型在此單元內(nèi)的平均數(shù)值確定。同上,由于試驗(yàn)未測(cè)量構(gòu)件殘余應(yīng)力,本文參考文獻(xiàn)[7],采用一個(gè)適用于大多數(shù)PEC柱的簡(jiǎn)化殘余應(yīng)力分布圖(針對(duì)焊接H形鋼),如圖1所示。另有研究發(fā)現(xiàn),材料的屈服強(qiáng)度(未考慮高強(qiáng)鋼)對(duì)殘余應(yīng)力的大小及分布影響較小[8]。故在本模型中,對(duì)不同強(qiáng)度等級(jí)的主鋼件截面均采用相同的殘余應(yīng)力數(shù)值。
圖1 焊接H形鋼的殘余應(yīng)力簡(jiǎn)化模型[7]
(5)算法的選擇
為引入初始幾何彎曲,采用線性屈曲分析(buckle)算法求解得柱子的特征值屈曲荷載。隨后,為求解得考慮初始缺陷及材料非線性的構(gòu)件極限荷載,采用靜力弧長(zhǎng)(static,riks)算法進(jìn)行求解。
采用6個(gè)既有試驗(yàn)試件共同驗(yàn)證模型的可靠性。試件采用厚實(shí)主鋼件截面(圖2),試件的幾何特性、計(jì)算長(zhǎng)度、偏心距及校核結(jié)果如表1所示。Nu,FEM為極限荷載的有限元計(jì)算值,Nu,exp為極限荷載的試驗(yàn)值;H,B,tf,tw分別為截面高度、截面寬度、主鋼件的翼緣厚度與腹板厚度;l0,y為構(gòu)件繞弱軸方向的計(jì)算長(zhǎng)度;e0,y為繞弱軸方向的偏心距。Nu,FEM與Nu,exp平均偏差為22.6%,說(shuō)明本文模型偏安全,可用于后續(xù)分析及公式校核。
圖2 有限元模型截面形式及參數(shù)
為獲取PEC壓彎柱的穩(wěn)定承載力,用于后續(xù)公式檢驗(yàn),利用數(shù)值模型,改變偏心距離,繪制了共1 260個(gè)不同長(zhǎng)細(xì)比的PEC柱的軸力-彎矩曲線。
分析構(gòu)件可分為5組,具體參數(shù)如表2所示。A,B組構(gòu)件改變參數(shù)為截面高寬比,截面高寬比分別為4∶3,1∶1,2∶1。第C,D,E組構(gòu)件改變參數(shù)為材料強(qiáng)度配比,鋼材強(qiáng)度等級(jí)分別為Q235,Q345,Q420,混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C20,C30,C40,未考慮高強(qiáng)鋼或高強(qiáng)混凝土。
有限元分析構(gòu)件參數(shù) 表2
(1)幾何屬性及邊界條件
計(jì)算構(gòu)件截面形式如圖2所示,未配置縱筋、箍筋等配件。構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比λ分別為10,20,40,50,60,70,80,90,100,110,120,130,能覆蓋多高層建筑結(jié)構(gòu)中常見的柱子參數(shù)。
為便于修改偏心距離,PEC壓彎柱模型邊界條件設(shè)置如下:繞強(qiáng)軸、弱軸方向均為一端固接、一端自由,并約束彎矩作用平面外的變形。繞強(qiáng)軸、弱軸方向的偏心距e0,x,e0,y均為0,5,10,20,40,90,140,200,280mm。
(2)材料特性
采用理想彈塑性模型模擬鋼材,屈服點(diǎn)按照《鋼標(biāo)》取值。采用混凝土塑性損傷模型模擬混凝土材料?;炷羻屋S受壓、受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線、曲線上的特征點(diǎn)參數(shù)(如軸心抗壓強(qiáng)度)根據(jù)現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[6]確定;其余設(shè)置與1.1節(jié)一致。
(3)其他
單元屬性及相互作用關(guān)系、初始缺陷的設(shè)置、算法選擇的具體設(shè)置與1.1節(jié)一致。
部分構(gòu)件極限狀態(tài)時(shí)的軸力-彎矩相關(guān)曲線如圖3所示。橫坐標(biāo)為模型計(jì)算所得極限彎矩Mu,FEM與基于全截面塑性發(fā)展準(zhǔn)則計(jì)算的截面受彎承載力Mp比值,縱坐標(biāo)為模型計(jì)算所得極限軸力Nu,FEM與截面受壓承載力Npr比值。Mp,Npr的計(jì)算方法詳見3.1節(jié)。
圖3 部分構(gòu)件軸力-彎矩相關(guān)曲線
由圖3看出可知:1)隨著偏心距增大,同一長(zhǎng)細(xì)比下極限軸力逐漸減小,極限彎矩逐漸增大;隨著長(zhǎng)細(xì)比增大,同一偏心距下極限軸力與極限彎矩逐漸減小。2)長(zhǎng)細(xì)比較小(如λ=10~20)曲線關(guān)于原點(diǎn)外凸,與純鋼構(gòu)件和混凝土構(gòu)件的截面極限承載力特征相同;但當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí),有的曲線呈現(xiàn)內(nèi)凹趨勢(shì),如圖3(d)中長(zhǎng)細(xì)比大于60的情況,這與純鋼構(gòu)件類似,具有整體失穩(wěn)時(shí)未發(fā)展到全截面塑性的特點(diǎn),提示了在構(gòu)件穩(wěn)定計(jì)算時(shí)借鑒鋼壓彎構(gòu)件設(shè)計(jì)方法的可能性。3)長(zhǎng)細(xì)比較小以至截面承載能力起控制作用時(shí),鋼筋混凝土構(gòu)件截面會(huì)呈現(xiàn)明顯的大小偏心分界特征,軸壓比低于分界點(diǎn)的大偏心范圍內(nèi),軸力、彎矩會(huì)同步增長(zhǎng),分界點(diǎn)上方則呈現(xiàn)軸力增大彎矩減小或彎矩增大軸力減小的趨勢(shì),PEC構(gòu)件在某些情況下也有這一特點(diǎn),如圖3(e),(f)中對(duì)應(yīng)長(zhǎng)細(xì)比為10的曲線,但大多數(shù)情況下該特點(diǎn)不明顯,此范圍內(nèi)接近一條垂直線(如圖3(a),(b),(c),(d),(g),(h),(i)各曲線)。
對(duì)PEC柱壓彎短柱而言(如λ=10的PEC柱),其破壞形式、受力性能與鋼筋混凝土壓彎短柱類似[9]。在偏心距較小時(shí),靠近軸力一側(cè)的主鋼件翼緣總能受壓屈服、遠(yuǎn)離軸力一側(cè)的主鋼件翼緣可能受拉也可能受壓,但一般達(dá)不到屈服,最終極限承載力的喪失以受壓區(qū)混凝土破壞為標(biāo)志;在偏心距較大時(shí),靠近軸力一側(cè)的主鋼件翼緣受壓屈服的同時(shí),遠(yuǎn)離軸力一側(cè)的主鋼件翼緣達(dá)到受拉屈服,最終極限承載力的喪失同樣以受壓區(qū)混凝土破壞為標(biāo)志。對(duì)第二種破壞形式,由于軸力產(chǎn)生的壓應(yīng)力與彎矩在受拉區(qū)產(chǎn)生的拉應(yīng)力方向相反,彎曲拉應(yīng)力有一部分被壓應(yīng)力抵消。故在一定壓彎比范圍內(nèi),軸力與彎矩共同作用下的極限彎矩值比純彎下的彎矩值大,在軸力-彎矩曲線中表現(xiàn)為類似混凝土構(gòu)件大偏心范圍內(nèi)的變化趨勢(shì)。
對(duì)比圖3中各曲線可知,壓力與彎矩共同增大這個(gè)階段只占?jí)簭澾^(guò)程的一小部分,且這個(gè)階段的大小、臨界點(diǎn)隨著材料、截面、長(zhǎng)細(xì)比等因素改變而改變,過(guò)程較為復(fù)雜。對(duì)λ>40的PEC柱,這種情況都已消失。故在構(gòu)建工程計(jì)算公式時(shí),可偏安全地忽略壓力、彎矩共同增大的效果,不區(qū)分轉(zhuǎn)折點(diǎn),進(jìn)而簡(jiǎn)化公式形式。
針對(duì)采用厚實(shí)主鋼件截面的PEC柱,歐洲規(guī)范EN 1994-1-1[10]第6.7.3.4,6.7.3.6條采用以下公式來(lái)計(jì)算壓彎穩(wěn)定承載力:
(1)
Npr=faAa+0.85Acfc′+Arfr
(2)
(3)
(4)
式中:Nd,Md為PEC柱軸力、彎矩設(shè)計(jì)值;Npr為考慮縱筋作用的截面受壓承載力;Mp為基于全截面塑性發(fā)展準(zhǔn)則計(jì)算的截面受彎承載力,如圖4,5所示;Ncr,1′為考慮混凝土折減的軸壓屈曲荷載;μd為考慮軸力作用的彎矩承載力,如圖6計(jì)算;β為等效彎矩系數(shù),按歐洲規(guī)范EN 1993-1-1[11]計(jì)算;αM根據(jù)鋼材強(qiáng)度等級(jí),取為0.9或0.8;φ為穩(wěn)定系數(shù),與相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比λn有關(guān),繞強(qiáng)、弱軸失穩(wěn)時(shí)按歐洲規(guī)范EN 1993-1-1中b,c曲線計(jì)算;fa,fc′,fr分別為主鋼件屈服強(qiáng)度、混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度、縱筋屈服強(qiáng)度,本文取標(biāo)準(zhǔn)值;Aa,Ac,Ar分別為主鋼件、混凝土、縱筋截面面積;Ea,Ec,Er分別為主鋼件、混凝土、縱筋彈性模量;Ia,Ic,Ir分別為主鋼件、混凝土、縱筋主慣性矩;l0為構(gòu)件計(jì)算長(zhǎng)度。
圖4 Mp計(jì)算示意圖(繞強(qiáng)軸受彎)
圖5 Mp計(jì)算示意圖(繞弱軸受彎)
圖6 μd計(jì)算示意圖
歐洲規(guī)范EN 1994-1-1中壓彎穩(wěn)定承載力計(jì)算公式(式(1)~(4))采用分項(xiàng)表達(dá)方式。本文基于數(shù)值分析結(jié)果,參考《鋼標(biāo)》,建議采用軸力-彎矩相關(guān)方程構(gòu)建壓彎穩(wěn)定承載力計(jì)算公式,具體如下:
(5)
(6)
Npr=faAa+fcAc+frAr
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
式中:Ncr,2′為考慮混凝土折減的軸壓屈曲荷載;β為等效彎矩系數(shù),按《鋼標(biāo)》取值;φ為穩(wěn)定系數(shù),與相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比λn相關(guān),其計(jì)算方法有兩種,一是按照《鋼標(biāo)》b,c類柱子曲線計(jì)算,二是按照更新缺陷系數(shù)的柱子曲線計(jì)算,具體計(jì)算詳見文獻(xiàn)[12]第2.2.3節(jié)。
表3,4對(duì)比了既有PEC壓彎中長(zhǎng)柱的試驗(yàn)值與公式計(jì)算值。表中:Nu,d1,Nu,d2為按照式(5)~(12)計(jì)算的壓彎穩(wěn)定承載力設(shè)計(jì)值,前者按照《鋼標(biāo)》中b,c曲線計(jì)算;后者根據(jù)更新的柱子曲線計(jì)算;Nu,d3為按照式(1)~(4)計(jì)算的壓彎穩(wěn)定承載力設(shè)計(jì)值;Mu,exp為試驗(yàn)一階極限彎矩,該值根據(jù)試驗(yàn)加載方式不同,分別取為Nu,exp與試驗(yàn)實(shí)測(cè)偏心距e0x或e0y之積、水平荷載Vu,exp與試件實(shí)際長(zhǎng)度l之積。
試驗(yàn)值與公式計(jì)算值對(duì)比(繞強(qiáng)軸) 表3
由表4可發(fā)現(xiàn),除試件C1-S外,其余試件的Nu,exp均大于Nu,d1,Nu,d2,Nu,d3,繞強(qiáng)軸失穩(wěn)時(shí)相對(duì)誤差的平均值分別為56%,55%,49%,繞弱軸失穩(wěn)時(shí)相對(duì)誤差的平均值分別為53%,50%,46%。對(duì)比Nu,d1,Nu,d2與Nu,d3可見,歐洲規(guī)范EN 1994-1-1公式計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值稍優(yōu)于本文建議公式計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的平均值,但其標(biāo)準(zhǔn)差稍大,說(shuō)明離散性更大。
試驗(yàn)值與公式計(jì)算值對(duì)比(繞弱軸) 表4
因上述試件相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比、截面尺寸、材料強(qiáng)度等變化范圍小,為更全面地考查公式可靠性,進(jìn)一步對(duì)比了Nu,FEM與Nu,d1,Nu,d2,Nu,d3。部分試件數(shù)據(jù)見表5,6。Mu,FEM為有限元模型計(jì)算所得一階極限彎矩,為Nu,FEM與偏心距e0乘積;由于模型邊界條件為一端固接、一端自由,故繞弱軸、繞強(qiáng)軸失穩(wěn)時(shí)β均取為1。
有限元計(jì)算值與公式計(jì)算值對(duì)比(繞強(qiáng)軸) 表5
有限元計(jì)算值與公式計(jì)算值對(duì)比(繞弱軸) 表6
繞強(qiáng)軸失穩(wěn)時(shí)Nu,FEM與Nu,d1,Nu,d2,Nu,d3相對(duì)誤差的平均值分別為31%,29%,6%,標(biāo)準(zhǔn)差為21%,20%,8%;繞弱軸失穩(wěn)時(shí)相對(duì)誤差的平均值分別為28%,26%,7%,標(biāo)準(zhǔn)差為21%,22%,11%。由對(duì)比結(jié)果可知,公式均能較好地反映PEC柱壓彎穩(wěn)定承載力,可用于工程實(shí)際;歐洲規(guī)范EN 1994-1-1公式較本文建議公式更經(jīng)濟(jì),但其中約30%的試件的公式計(jì)算值小于有限元計(jì)算值,說(shuō)明該公式有一定不安全性。
選取示例試件(H×B×tf×tw=200mm×150mm×10mm×8mm,Q345鋼,C30混凝土)的部分計(jì)算結(jié)果,如圖7所示。圖中,“本文公式1,2”為按照式(5)~(12)計(jì)算的壓彎穩(wěn)定承載力設(shè)計(jì)值,前者按照《鋼標(biāo)》中b,c曲線計(jì)算;后者根據(jù)更新的柱子曲線計(jì)算;“歐規(guī)公式”為按照式(1)~(4)計(jì)算的壓彎穩(wěn)定承載力設(shè)計(jì)值。由圖可知,本文建議的兩個(gè)公式差距不明顯,歐洲規(guī)范公式計(jì)算值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果貼近,但有部分?jǐn)?shù)據(jù)偏不安全。
圖7 公式計(jì)算結(jié)果比對(duì)(試件1,4)
本文以采用厚實(shí)主鋼件截面的PEC壓彎柱為對(duì)象,對(duì)其單向壓彎平面內(nèi)整體穩(wěn)定承載力進(jìn)行了數(shù)值分析,對(duì)用于工程的穩(wěn)定承載力計(jì)算公式進(jìn)行了研究。主要結(jié)論如下:
(1)從PEC壓彎柱的軸力-彎矩曲線看出:隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大,同一偏心距下的極限荷載與極限彎矩均逐漸減小,且軸力-彎矩曲線中類似鋼筋混凝土構(gòu)件大偏心范圍內(nèi)受壓和受彎承載力共同增長(zhǎng)的現(xiàn)象不明顯,多數(shù)情況下接近垂線。
(2)提出了PEC柱單向壓彎時(shí)平面內(nèi)整體穩(wěn)定承載力的相關(guān)公式。
(3)利用既有試驗(yàn)數(shù)據(jù)、有限元計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)平面內(nèi)整體穩(wěn)定承載力公式的適用性、可靠性進(jìn)行校核。結(jié)果顯示,在繞強(qiáng)、弱軸失穩(wěn)時(shí)公式均偏安全且經(jīng)濟(jì),可用于實(shí)際工程中。在某些范圍內(nèi),優(yōu)于可能偏不安全的歐洲規(guī)范計(jì)算公式,且具有離散性更小的優(yōu)點(diǎn)。