李彪，張經(jīng)科,3，丁發(fā)興,2

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.湖南省裝配式建筑工程技術(shù)研究中心，湖南 長沙 410075；3.湖南省機(jī)場管理集團(tuán)有限公司，湖南 長沙 410137)

鋼管混凝土柱以其優(yōu)異的靜力力學(xué)性能和抗震性能，目前正越來越多地用于現(xiàn)代結(jié)構(gòu)中[1?2]，也受到許多學(xué)者的關(guān)注[3?6]。與其他金屬結(jié)構(gòu)部件一樣，鋼管混凝土構(gòu)件的外部鋼管也存在可能會損害其結(jié)構(gòu)完整性并影響其使用壽命的缺陷。為研究鋼管局部幾何缺陷對鋼管混凝土柱力學(xué)性能的影響，朱筱俊等[7]開展了12組環(huán)向、縱向開槽方式下開槽圓鋼管混凝土短柱軸壓試驗研究，分析了不同開槽方式對鋼管混凝土約束作用的影響，YU等[8?9]開展了開槽圓鋼管混凝土短柱軸壓性能試驗研究，探討了開槽后試件的剛度、承載力、延性等力學(xué)性能的變化。CHANG等[10]進(jìn)行了15個開槽圓鋼管混凝土短柱軸壓試驗研究，分析了槽長度與方向、混凝土強(qiáng)度和含鋼率的影響，提出開槽圓鋼管混凝土軸壓承載力計算公式。目前對有缺陷方鋼管混凝土構(gòu)件的研究較少，陳宗平等[11]開展了9組開孔損傷方鋼管混凝土短柱軸壓性能試驗研究，分析了開孔損傷率、混凝土強(qiáng)度、長細(xì)比對方鋼管混凝土短柱軸壓承載力的影響，提出了開槽鋼管混凝土軸壓承載力計算公式，GUO等[12]開展了15組中部橫向、縱向、斜向以及角部橫向、縱向開槽方鋼管混凝土短柱軸壓試驗研究，探討了開槽長度、寬度、厚度以及方向?qū)︿摴芑炷凛S壓承載力的影響，通過有限元分析提出考慮核心混凝土和開槽鋼管的方鋼管混凝土軸壓承載力計算公式。上述分析表明鋼管開槽對方鋼管混凝土短柱軸壓性能的影響規(guī)律仍缺乏深入的研究，開槽鋼管對核心混凝土約束作用影響的規(guī)律缺乏分析，對此本文開展工作如下：1)進(jìn)行開槽鋼管混凝土短柱軸壓性能試驗研究，探討鋼管開槽方式對力學(xué)性能的影響規(guī)律；2)采用ABAQUS有限元軟件建立三維實體有限元模型，在試驗驗證的基礎(chǔ)上分析不同參數(shù)對承載力和鋼管形狀約束系數(shù)的變化規(guī)律；3)基于參數(shù)分析結(jié)果，建立開槽方鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式，并與已有計算公式進(jìn)行對比。

1 試驗方案

1.1 試驗概況

試驗以開槽方向、開槽長度和開槽位置3個變化參數(shù)共設(shè)計11組試件。鋼管段端部采用機(jī)械切割加工至所需長度，澆鑄混凝土之前，用干布擦拭鋼管內(nèi)壁上的灰塵和油污。對于每個試樣，兩端用環(huán)氧樹脂密封，以防止固化過程中水分流失。為了更好地觀察試件的變形，在鋼管的外表面噴涂紅色涂料，并在涂料表面繪制了50 mm×50 mm的網(wǎng)格。為保證鋼管自密實混凝土短柱在受荷初期即共同受力，柱端焊上5 mm厚的鋼板。鋼管自密實混凝土軸壓短柱試件的詳細(xì)情況見表2。

表2 試件參數(shù)及計算結(jié)果比較Table 2 Parameters of specimens and the comparison between test and FEresults

1.2 試驗方法

試驗前，參考標(biāo)準(zhǔn)試驗方法，分別測試混凝土立方體試塊和鋼材拉伸試件的力學(xué)性能?；炷亮⒎襟w試塊強(qiáng)度fcu由相同條件養(yǎng)護(hù)的邊長為150 mm立方體試塊參考GB/T50081—2019[13]進(jìn)行測試，鋼板做成3個標(biāo)準(zhǔn)試件并參考GB/T 228.1—2010[14]進(jìn)行拉伸?；炷僚浜媳瓤偨Y(jié)于表1，混凝土和鋼材材性結(jié)果見表2。

表1 混凝土配合比Table 1 Proportions of concrete mix kg/m3

開槽鋼管混凝土短柱軸壓試件試驗在5 000 kN和2 000 kN液壓試驗機(jī)上進(jìn)行，荷載由壓力傳感器測量，短柱試件加載、應(yīng)變和位移布置示意圖和典型的實物照片如圖1和圖2所示，短柱試件荷載?變形曲線和荷載?應(yīng)變曲線由DH3818靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)采集。試驗加載制度為：在試件達(dá)到承載力前分級加載，在彈性階段每級荷載相當(dāng)于極限荷載的1/10左右，在彈塑性階段每級荷載相當(dāng)于極限荷載的1/20左右；每級荷載間隔時間3～5 min，近似于慢速連續(xù)加載，數(shù)據(jù)分級采集；試件接近極限荷載時，慢速連續(xù)加載直至試件破壞，數(shù)據(jù)連續(xù)采集。每個試件試驗時間持續(xù)時間約1.5 h。

圖1 不同開槽方式試件加載圖及截面示意圖Fig.1 Loading and section diagram of specimens under different notching modes

圖2 不同開槽方式試件典型照片F(xiàn)ig.2 Typical photos of specimens with different notching modes

2 試驗結(jié)果

2.1 失效模式

試驗結(jié)果表明，試件因開槽位置不同具有2種典型的失效模式。橫向開槽試件槽口閉合，如圖3(a)和3(b)所示；縱向開槽試件槽口發(fā)生向外屈曲，如圖3(c)和3(d)所示。槽口處核心混凝土沿槽口長邊方向發(fā)生不同程度破壞，其中角部縱向開槽試件槽口處混凝土破壞最嚴(yán)重，而中部縱向開槽試件混凝土破壞最不明顯。

圖3 不同開槽方式試件失效模式Fig.3 Failure mode of different notched specimens

2.2 荷載?應(yīng)變曲線

圖4表示開槽試件與未開槽試件的典型N-εL曲線?？梢姡?)60%至70%極限荷載之前，兩者都處于彈性階段，鋼管局部屈曲之前試件剛度未明顯下降；2)在開槽鋼管失效前，兩者剛度沒有明顯差異，當(dāng)橫向槽口開始閉合或縱向槽口開始局部屈曲時即達(dá)到曲線上A1點，N-εL曲線出現(xiàn)明顯非線性。3)由于槽口導(dǎo)致鋼管局部提前失效，開槽試件的彈塑性階段(從A1點到B1點)比未開槽試件(從A2點到B2點)短，且開槽試件峰值荷載(Nuc)和相應(yīng)的應(yīng)變(ε1)比未開槽試件峰值荷載(Nu)和相應(yīng)的應(yīng)變(ε2)降低。

圖4 未開槽與開槽方鋼管混凝土短柱軸壓試件典型N-εL曲線對比Fig.4 N-εL curves of intact and notched specimens

圖5表示4種開槽方式下不同開槽長度對典型N-εL曲線的影響，可見開槽長度的增長會不同程度地降低試件承載力和相應(yīng)的應(yīng)變，其中中部橫向開槽方式承載力改變最為明顯，試件SCN-1和SCN-2的開槽長度分別為100 mm和200 mm，峰值荷載分別為2 049 kN和1 850 kN，相應(yīng)的應(yīng)變從0.006 7降低到0.003 2。表明無論開槽方向和位置如何，隨著開槽長度的增加，試件的力學(xué)性能均會減弱。

圖5 開槽長度對方鋼管混凝土短柱軸壓N-εL曲線的影響Fig.5 Effects of notch length on N-εL curves

圖6表示不同開槽位置的試件對N-εL曲線的影響，可見在開槽長度為100 mm的情況下，鋼管中部和角部開槽試件的峰值荷載沒有較大差異，由于角部鋼管約束較強(qiáng)，角部開槽試件曲線經(jīng)過峰值后下降較快。

圖6 開槽位置對方鋼管混凝土短柱軸壓N-εL曲 線的影響Fig.6 Effects of notch location on N-εL curves

3 有限元分析

3.1 有限元模型驗證

為深入分析開槽鋼管對核心混凝土約束作用的影響，本文采用ABAQUS 6.14有限元軟件建立三維精細(xì)有限元模型，材料本構(gòu)關(guān)系采用丁發(fā)興課題組研究成果[15]。4種開槽鋼管及核心混凝土有限元模型如圖7所示，鋼管、核心混凝土都采用三維實體單元，單元類型為八結(jié)點線性六面體單元(C3D8R)。模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)劃分網(wǎng)格。圖8所示為開槽試件N-εL曲線有限元計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較，由表2可知，Nuc,t/Nuc,FE均值為1.007，離散系數(shù)為0.01，可見兩者吻合較好，可用于后續(xù)分析。

圖7 試件有限元模型Fig.7 FEmodel of specimens

圖8 試驗曲線與有限元曲線比較Fig.8 Comparison between test curves and finite element curves

3.2 參數(shù)分析

為研究不同開槽長度、開槽位置對開槽方鋼管混凝土短柱力學(xué)性能的影響，建立典型足尺算例模型。幾何材料參數(shù)為：B=500 mm，L=1 500 mm，t分別為5，10和14 mm(含鋼率α分別為0.04，0.078，0.109)，fcu分別為30，60，90和120 MPa，fy分別為235，345和420 MPa。槽的寬度b0=20 mm，定義開槽長徑比β=l0/B，槽的長度l0分別為50，100，250，400和500 mm(槽長徑比β分別為0.1，0.2，0.5，0.8和1)，其中C30混凝土與Q235鋼材匹配，C60和C90混凝土與Q235，Q345及Q420鋼材匹配，C120混凝土與Q420鋼材匹配，并建立未開槽算例作為對比，共計408組算例。

圖9為3組不同鋼材強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度、含鋼率算例承載力隨長徑比的變化規(guī)律，可見：1)與正常算例相比，隨著開槽長徑比的增加，橫向開槽算例極限承載力明顯降低，當(dāng)開槽長徑比β為1時，相比未開槽算例，中部橫向開槽算例承載力降低幅度約8%，角部橫向開槽算例承載力降低幅度約為5%。2)與正常算例相比，隨著開槽長徑比的增加，縱向開槽算例承載力無明顯降低。表明橫向開槽對構(gòu)件承載力影響較大。

圖9 長徑比β對開槽算例軸壓承載力的影響Fig.9 Influence ofβon the axial bearing capacity of notched examples

4 實用計算公式

4.1 鋼管形狀約束系數(shù)k

根據(jù)丁發(fā)興等[16]對鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式研究，方鋼管混凝土短柱軸壓承載力可表示為：

式中：1.2為方鋼管形狀約束系數(shù)，方鋼管開槽意味著鋼管對混凝土約束作用減小，鋼管形狀約束系數(shù)減小，假定開槽方鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式為：

式中，k為開槽方鋼管的形狀約束系數(shù)，由承載力參數(shù)分析可知，影響k最主要的參數(shù)是槽長徑比β，圖10所示為408組算例的方鋼管形狀約束系數(shù)k與槽長徑比β的變化規(guī)律，可見縱向開槽對算例承載力影響較小，鋼管形狀約束系數(shù)k取值不變，取為1.2，橫向開槽方式下的鋼管形狀約束系數(shù)為：

圖10 開槽算例鋼管形狀約束系數(shù)k與槽長徑比β的關(guān)系Fig.10 Relationships between k andβ

將式(4)代入式(3)中，可得中部橫向、角部橫向開槽方鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式為：

4.2 結(jié)果比較

表3為國內(nèi)外已有的開槽方鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式(5)。圖11為408組參數(shù)分析模型的有限元計算值Nuc,FE與式(4)計算值Nuc,Eq比較散點圖。表4列出了11組試驗結(jié)果(Nuc,t)與式(4)～(5)計算結(jié)果(Nuc,Eq)，408組算例有限元計算結(jié)果與式(4)～(5)計算結(jié)果的對比情況?？梢姡菏?4)Nuc,t/Nuc,Eq均值為0.966，離散系數(shù)為0.037，Nuc,FE/Nuc,Eq均值為1.020，離散系數(shù)為0.036。式(5)Nuc,t/Nuc,Eq均值為1.080，離散系數(shù)為0.050，Nuc,FE/Nuc,Eq均值為1.092，離散系數(shù)為0.038。由此可知：式(4)計算結(jié)果與試驗、有限元結(jié)果均吻合良好，且離散性較小。

表4 開槽方鋼管混凝土短柱算例軸壓承載力試驗、有限元結(jié)果與公式計算結(jié)果比較Table 4 Comparison of axial bearing capacity of notched square CFSTobtained by test,finite element and formulas

圖11 有限元與公式計算結(jié)果的比較Fig.11 Comparison of finite element and formula calculation results

表3 國內(nèi)外開槽方鋼管混凝土短柱軸壓承載力計算公式Table 3 Calculation formula of axial bearing capacity of notched square CFST at home and abroad

5 結(jié)論

1)開展了不同開槽方式下方鋼管混凝土短柱軸壓性能試驗研究，采用ABAQUS有限元軟件建立了4種開槽試件的三維實體有限元模型，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。

2)試驗研究和有限元分析結(jié)果表明，開槽鋼管混凝土軸壓短柱典型的破壞模式為橫向開槽試件槽口屈曲和縱向開槽試件槽口閉合，鋼管橫向開槽降低了方鋼管混凝土承載力，而縱向開槽基本不降低承載力。

3)基于參數(shù)分析，提出了考慮開槽長徑比對鋼管形狀約束系數(shù)影響的方鋼管混凝土軸壓承載力公式，該公式形式簡潔，物理意義明確，計算精度較高且偏于安全。