建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能有限元分析

華慶

宣城職業(yè)技術(shù)學(xué)院 建筑藝術(shù)系，安徽 宣城 242000

0 引言

為優(yōu)化人民交通便利性，提升人民生活質(zhì)量，在地勢條件較差的山區(qū)、熱鬧的城市中，構(gòu)建橋梁與高層建筑時，通常采用技術(shù)難度較低的新型箱形疊合柱構(gòu)件[1-4]。其質(zhì)量較輕，承載性能、延性、耐火性能較好，在豎向承重結(jié)構(gòu)中廣泛采用[5]。這種結(jié)構(gòu)若出現(xiàn)破壞，對人們的生命財產(chǎn)安全存在嚴重威脅[6-7]。尤其在地震、爆炸等沖擊力較大的荷載作用下，需要檢測此類結(jié)構(gòu)的偏壓受力性能是否滿足應(yīng)用需求[8]。

戎賢等[5]進行HRB600E鋼筋混凝土偏心受壓柱受力性能試驗研究，分析不同配筋率、偏心距對構(gòu)件側(cè)向撓度、縱向鋼筋應(yīng)變和受壓邊緣混凝土應(yīng)變的影響，可相應(yīng)提升鋼筋混凝土柱的受壓承載力?？聲攒姷萚6]計算鋼管高強混凝土組合柱受剪承載力，分析鋼管截面尺寸等參數(shù)對組合柱受剪性能的影響,探討受剪強度計算方法，有效提升鋼管高強混凝土組合柱受剪承載能力。陳宗平等[7]提出方鋼管螺旋筋復(fù)合約束混凝土柱偏壓性能試驗及承載力計算方法，此方法的計算值與試驗結(jié)果吻合較好。鄧明科等[8]對高延性混凝土偏心受壓柱正截面受力性能試驗研究，此方法的偏心受壓構(gòu)件正截面承載力計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。郭全全等[9]對鋼管再生混凝土組合柱偏心受壓性能進行試驗研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)偏壓試件的初始剛度、極限承載力和變形能力減小，鋼管含鋼率增加或長細比減小，試件的抗彎剛度和極限承載力提高。

但上述方法的計算過程較復(fù)雜，分析效果不夠全面。本文提出建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能的有限元分析方法，研究建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)的偏壓受力性能和試件的偏壓承載力，為工程施工和安全檢測提供參考資料。

1 有限元分析

1.1 有限元模型

采用ABAQUS軟件對建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)進行建模。

1)在有限元程序ABAQUS-Part模板中建立基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)、端板與雙刀鉸，采用殼單元S4R建立建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)構(gòu)件，S4R單元在各節(jié)點中設(shè)置3個平移自由度、轉(zhuǎn)動自由度；采用C3D8R實體單元模擬端板與雙刀鉸，實體單元中設(shè)計8個節(jié)點，各節(jié)點存在3個平移自由度[9-11]。

2)采用分割程序，在建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)每個基礎(chǔ)構(gòu)件中標(biāo)記真實試件中的螺釘方位[12]。建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)有限元模型如圖1所示。

圖1 建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)有限元模型

1.2 試驗方案設(shè)計

采用POPWILL電液伺服程控結(jié)構(gòu)試驗機系統(tǒng)與反力門架對箱形疊合柱結(jié)構(gòu)的有限元模型施加豎向模擬荷載，采用DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能數(shù)據(jù)，并導(dǎo)入有限元軟件中進行偏壓受力性能分析[13]。

試驗前，采用螺栓將試件和固定的上下刀鉸相連，調(diào)節(jié)試件位置實現(xiàn)幾何對中，連接反力門架的應(yīng)變片、位移計，將全部試件進行偏壓受力加載[14]。

在箱形疊合柱結(jié)構(gòu)中采用箍筋使建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)抗剪強度滿足應(yīng)用需求。箍筋與受力主筋、受壓范圍混凝土聯(lián)合作用，提升疊合柱結(jié)構(gòu)抗剪強度[15]。但箍筋肢數(shù)對箍筋的使用效果存在影響，目前常用箍筋的肢數(shù)分為二肢、三肢、四肢，本文以三肢、四肢為例，分析三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)、四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能[16-20]。三肢與四肢箍筋肢數(shù)的示意圖如圖2所示。

a)三肢 b)四肢

在試驗中，將三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)、四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)的截面高度均依次設(shè)為145、95 mm，三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)簡稱為D145型、D95型，四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)簡稱為P145型、P95型。

2 結(jié)果分析

2.1 試驗設(shè)計

采用PPSRC-8型加載裝置對建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能進行驗證，如圖3所示。

圖3 加載裝置示意圖

將偏心距依次設(shè)為25、35、45 mm，改變?nèi)?、四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)試件的幾何長度，測試不同偏心距、不同長細比的2種箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能的變化。

四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)試件編碼格式為P95-950-Dy6(25/35/45)，代表四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)試件截面高95 mm，試件長950 mm，節(jié)段式疊合柱，半徑6 cm，偏心距依次設(shè)置為25、35、45 mm。

所設(shè)計試件編碼與分析參數(shù)如表1所示。

表1 長細比變參數(shù)分析偏壓試件詳情

2.2 四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)

2.2.1 長細比

P95型、P145型四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能有限元分析結(jié)果如表2所示，破壞模式均為繞y軸偏壓。

表2 長細比對P95型、P145型疊合柱偏壓受力性能的影響

由表2可知：P95型、P145型疊合柱中，偏心距相同時，隨繞y軸長細比的增大，最大承載力呈遞減趨勢。長細比相同時，隨偏心距增大，最大承載力減小。

2.2.2 偏心距

偏心距對疊合柱偏壓受力性能的影響如表3所示。

表3 偏心距對P95型、P145型疊合柱偏壓受力性能的影響

由表3可知：四肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力時的最大承載力隨偏心距增大而減小，繞x軸的偏壓承載力高于繞y軸；偏心距增大，疊合柱結(jié)構(gòu)繞y軸的偏壓承載力減小幅度小于繞x軸，P95型試件的偏壓承載力減小幅度小于P145型試件。

2.3 三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)

2.3.1 長細比

長細比對D95型、D145型疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能的影響如表4所示。

表4 長細比對D95型、D145型疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能的影響

由表4可知：D95型、D145型疊合柱的最大承載力隨長細比的增大而減小，D95型疊合柱結(jié)構(gòu)的最大承載力減小幅度小于D145型疊合柱結(jié)構(gòu)。

2.3.2 偏心距

實際的三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)中，疊合柱出現(xiàn)偏心受壓的情況較多[21-25]。測試三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能時，改變加載點位置，對三肢箱形疊合柱偏壓受力狀態(tài)進行變參數(shù)測試。將三肢箱形疊合柱的偏壓距離設(shè)置為繞y軸、繞x軸2類，繞x軸偏壓距離依次是5.5、10.5、20.5、30.5、40.5、50.5 mm，繞y軸偏壓距離依次是±5.5、±10.5、±20.5、±30.5、±40.5、±50.5 mm。三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)中，2種類型疊合柱的試件長度依次是950、3050、6650 mm。

D95型、D145型疊合柱偏壓受力性能的有限元分析結(jié)果如表5、6所示。

表5 偏心距對 D95型疊合柱偏壓受力性能的影響

表6 偏心距對D145型疊合柱偏壓受力性能的影響

由表5、6可知：不論是繞x軸偏壓還是繞y軸偏壓，偏心距增大，D95型疊合柱、D145型疊合柱試件的偏壓最大承載力均減??；繞x軸偏壓，三肢疊合柱試件最大承載力的減小幅度小于繞y軸偏壓。

為獲取不同方法下疊合柱偏壓受力性能差異，采用有限元方法與傳統(tǒng)方法計算最大承載力，并與實際承載力對比，結(jié)果如表7所示。(為提升試驗的普適性，隨機選擇測試樣品，表7中誤差均取絕對值。)

表7 有限元、傳統(tǒng)方法下最大承載力與實際承載力比較

由表7可知：有限元方法的分析誤差遠小于傳統(tǒng)方法，前者分析結(jié)果更貼近實際結(jié)果。

3 結(jié)論

1)對建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓受力性能進行試驗研究，四肢、三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓承載力隨長細比增大而逐漸減小，隨偏心距增大而減小。

2)不論是繞x軸偏壓還是繞y軸偏壓，偏心距增大，三肢、四肢箱形疊合柱試件的偏壓最大承載力均減小，但P95型試件的偏壓承載力減小幅度小于P145型試件，三肢箱形疊合柱結(jié)構(gòu)繞x軸的偏壓承載力減小幅度小于繞y軸。

3)采用有限元方法計算建筑箱形疊合柱結(jié)構(gòu)偏壓最大承載力比傳統(tǒng)方法更接近實際承載力。