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      復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱靜力試驗與數(shù)值模擬分析

      2022-11-02 03:06:26紀(jì)晟暉蔣國平吳能森郭金龍劉心勇盧德輝
      東莞理工學(xué)院學(xué)報 2022年5期
      關(guān)鍵詞:配箍率縱筋筋率

      紀(jì)晟暉 蔣國平 吳能森 郭金龍, 劉心勇 盧德輝

      (1. 福建農(nóng)林大學(xué) 交通與土木工程學(xué)院, 福建福州 350108;2. 福建江夏學(xué)院 工程學(xué)院, 福建福州 350108;3. 福建華航建設(shè)集團(tuán)有限公司, 福建福州 350001;4. 華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院, 廣東廣州 510641)

      復(fù)合箍筋因能提供良好側(cè)向約束,使得核心區(qū)混凝土處于三向受壓狀態(tài),從而提高混凝土構(gòu)件受壓承載力,已在土木工程行業(yè)廣泛應(yīng)用。近年來,已有國內(nèi)外學(xué)者開展了復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的相關(guān)研究。常亞峰[1]通過對10組配置菱形、十字復(fù)合箍筋的超高性能混凝土(UHPC)短柱和1組未配置鋼筋的UHPC短柱進(jìn)行軸壓承載力試驗,結(jié)果顯示,箍筋形式的閉合環(huán)數(shù)和纖維摻量對UHPC短柱的變形能力有一定程度的改善作用。邢國華等人[2]設(shè)計制作了3個配有多重復(fù)合箍筋的鋼筋混凝土柱試件,進(jìn)行低周期反復(fù)荷載試驗,3個試件的滯回曲線均表現(xiàn)良好的塑性變形性能和耗能能力。沈凌武、李升才、徐鑫等人[3-5]通過設(shè)計對9個1/2模型的焊接環(huán)式高強(qiáng)復(fù)合箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱試件和1/2模型的普通非閉合箍筋約束的高強(qiáng)混凝土柱試件進(jìn)行低周期反復(fù)水平加載,試驗結(jié)果表明焊接環(huán)式高強(qiáng)復(fù)合箍筋約束混凝土柱裂縫發(fā)展較緩,表現(xiàn)出理想破壞模式。楊勇等人[6]通過設(shè)計5個配置焊接復(fù)合箍筋的鋼筋混凝土短柱試件和3個普通箍筋的鋼筋混凝土短柱試件,進(jìn)行抗震擬靜力試驗,試驗結(jié)果表明,配置焊接復(fù)合箍筋的鋼筋混凝土短柱試件較普通箍筋試件各項指標(biāo)基本一致或稍有提高,適合推廣至工程實踐。Yang等[7-8]通過分析10根高強(qiáng)復(fù)合箍筋約束的高強(qiáng)混凝土柱在循環(huán)側(cè)向力和較高軸向荷載作用下的破壞模式與滯回曲線,結(jié)果表明在較高軸壓比下,該類柱的滯回曲線飽滿,具有較好延性。Liu等[9]為研究約束混凝土的變形和應(yīng)力分布,通過非線性有限元程序模擬了高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱的軸壓性能,結(jié)果表明箍筋的變形在橫截面和縱截面上不等效,混凝土的約束應(yīng)力和軸向應(yīng)力在橫截面上是不均勻的。

      雖然已有不少文獻(xiàn)對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的靜力性能開展了研究,但目前沒有專用于復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱承載力的計算公式,規(guī)范所給出的混凝土截面承載力計算公式也未考慮復(fù)合箍筋對核心區(qū)混凝土的約束作用。為進(jìn)一步研究復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的力學(xué)性能,分析影響其承載力的影響因素,設(shè)計了兩個試件分別對其進(jìn)行軸壓和偏壓加載試驗,并基于此建立有限元數(shù)值模型,進(jìn)行相關(guān)參數(shù)分析,并給出考慮復(fù)合箍筋對核心區(qū)混凝土約束作用的復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱承載力計算公式。

      1 試驗概況

      1.1 試件設(shè)計

      試驗設(shè)計了2個配置有復(fù)合箍筋的混凝土柱試件,試件編號分別為ZY、PY,分別對其進(jìn)行軸壓和偏壓加載試驗。試件ZY和PY的柱截面形式為方形,截面尺寸為450 mm×450 mm,試件ZY柱高1 500 mm,試件PY柱高3 000 mm。試件ZY和PY的縱向鋼筋均采用12根直徑為22 mm的HRB400級鋼筋對稱布置,復(fù)合箍筋均采用直徑為10 mm的HRB400級鋼筋,間距100 mm,試件截面配筋如圖1所示。試件設(shè)計參數(shù)及所使用的混凝土28d立方體抗壓強(qiáng)度見表1,鋼筋材料性能參數(shù)見表2。

      圖1 試件截面配筋設(shè)計

      表1 試件設(shè)計參數(shù)

      表2 鋼筋材料性能參數(shù)

      1.2 試件加載

      試驗采用YAM-10000F微機(jī)控制電液伺服壓力試驗機(jī),使用加載速率為0.003 mm/s的位移加載,對試件ZY進(jìn)行軸壓加載;對試件PY進(jìn)行偏壓加載,偏心距為300 mm,布置位移計于柱受拉側(cè)中心處,測量加載過程中的側(cè)向撓度,圖2所示為試件加載示意圖。

      圖2 試驗加載裝置

      1.3 結(jié)果分析

      試件ZY承受軸壓加載時,細(xì)微的豎向裂縫首先出現(xiàn)在頂部和底部的邊角,裂縫的寬度隨荷載增加而增大,且端部邊角豎向裂縫有斜向發(fā)展趨勢;隨著軸向荷載的增加,上、下端豎向裂縫逐漸形成為有貫通趨勢的劈裂裂縫,同時開始橫向發(fā)展;當(dāng)達(dá)到峰值軸向荷載9 010 kN時,試件裂縫迅速發(fā)展呈H形,同時裂縫處混凝土保護(hù)層剝落;荷載持續(xù)下降,至位移加載結(jié)束,試件ZY最終破壞形態(tài)如圖3(a)、(b)所示。

      試件PY承受偏壓加載時,橫向裂縫首先出現(xiàn)在受拉側(cè)中部,該裂縫隨軸向位移的增長,寬度逐漸變寬且數(shù)量增多,且受壓側(cè)棱邊處的混凝土出現(xiàn)受壓外鼓的現(xiàn)象;當(dāng)達(dá)到峰值荷載1 682 kN時,試件受壓側(cè)裂縫形成貫通,混凝土剝落;荷載持續(xù)下降,至位移加載結(jié)束,試件PY最終破壞形態(tài)如圖3(c)、(d)所示,荷載-中點撓度曲線如圖4中實線所示。

      圖3 試件破壞形態(tài)

      圖4 試件PY荷載-中點撓度曲線

      2 數(shù)值模擬模型建立與驗證

      2.1 建模策略

      采用有限元軟件ABAQUS對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱進(jìn)行數(shù)值模擬分析?;炷林捎?節(jié)點縮減積分三維實體單元C3D8R模擬,縱筋和箍筋采用線性三維桁架單元T3D2模擬;因軸壓、偏壓試驗過程中,鋼筋、箍筋與混凝土之間的相對滑移較小,可忽略不計,故采用Embedded Region約束將鋼筋籠內(nèi)置于混凝土柱中;對于試件ZY,通過Coupling指令將用于施加豎直向下位移加載的參考點與模型上表面耦合,模擬試驗過程中柱頂所受的剛性板加載,并約束柱底所有自由度,模擬軸壓加載試驗過程中柱底受到的剛性底板約束;對于試件PY,通過Coupling指令將柱上下表面耦合于各自偏心距處的參考點,對上表面RP1參考點施加豎直向下的位移加載,對下表面RP2參考點施加位移約束,以模擬試驗加載裝置;對試件ZY,采用單元尺寸為25 mm×25 mm的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對模型進(jìn)行劃分;試件PY則采用單元尺寸為50 mm×50 mm的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。根據(jù)1.1節(jié)所介紹的試件截面尺寸,建立圖5所示有限元模型。

      2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

      混凝土本構(gòu)采用混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范GB50010-2010的塑性損傷模型,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖6(a)所示;鋼筋本構(gòu)關(guān)系采用雙折線理想彈塑性模型,如圖6(b)所示,縱筋鋼材彈性模量ES1=201.3 GPa,復(fù)合箍筋鋼材彈性模量ES2=207.8 GPa,屈服后彈性模量分別取0.1ES1和0.1ES2,泊松比為0.3。根據(jù)1.1節(jié)所介紹的材料性能屬性進(jìn)行參數(shù)輸入。

      圖5 有限元模型及加載結(jié)果

      圖6 材料本構(gòu)關(guān)系

      2.3 模型驗證

      對比1.3節(jié)所介紹的復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱力學(xué)性能試驗的結(jié)果,極限承載力對比結(jié)果如表3所示,荷載-位移曲線對比結(jié)果如圖4所示。軸壓模型模擬得到的極限承載力,與軸壓加載試驗所得的極限承載力誤差為8.9%;偏壓模型模擬與偏壓加載試驗得到的荷載-位移曲線大致吻合,極限承載力差別僅為1.5%。各自加載工況下,試件ZY和PY的有限元模擬軸向應(yīng)力云圖如圖5所示,與圖3所示的試驗結(jié)果破壞模式一致。綜上所述,二者結(jié)果相差較小,即有限元模型可較為真實模擬復(fù)合箍筋混凝土柱的試驗過程。

      表3 極限承載力對比結(jié)果

      3 參數(shù)分析

      對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱進(jìn)行有限元參數(shù)分析,考慮截面縱筋配筋率、混凝土抗壓強(qiáng)度等級、體積配箍率三個參數(shù),對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓和偏壓性能的影響程度。以ZY和PY分別為軸壓和偏壓的中心試件模型,設(shè)計試件參數(shù)如表4所示。表中編號“-L”代表以截面縱筋配筋率作為變量,截面縱筋配筋率隨縱筋直徑增大而提高,其直徑取值范圍為16~28 mm,對應(yīng)截面縱筋配筋率范圍為1.19%~3.65%,其余條件與中心試件相同的對照組;編號“-C”代表以混凝土抗壓強(qiáng)度作為變量,其強(qiáng)度取值范圍為25.0~50.0 MPa,其余條件與中心試件相同的對照組;編號“-S”代表以體積配箍率作為變量,體積配箍率隨復(fù)合箍筋直徑增大而提高,其直徑取值范圍根據(jù)工程運(yùn)用實際情況,取為8~16 mm,對應(yīng)體積配箍率范圍為1.31%~5.25%,其余條件與中心試件相同的對照組。所有軸壓試件柱高1.5 m,所有偏壓試件柱高3 m。對比各組試件極限承載力最值與中心試件之比的差值,三組中該差值越大者,判定其影響程度越大。

      表4 試件參數(shù)

      3.1 截面縱筋配筋率的影響

      選取試件ZY以及ZY-L系列共6個試件,分析截面縱筋配筋率對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓極限承載力的影響,不同縱筋配筋率下柱的軸壓極限承載力變化如圖7(a)所示。由圖可知,截面縱筋配筋率是影響復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓承載力的重要因素,隨著截面縱筋配筋率的提升,復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓極限承載力逐步提高。所研究參數(shù)范圍內(nèi),當(dāng)截面縱筋配筋率為3.65%和1.19%時,軸壓極限承載力取得最大和最小值,軸壓極限承載力最大值與中心試件ZY的比值為109.2%,最小值比值為92.2%,二者相差17.0%,且整體增長幅度較為穩(wěn)定。

      圖7 各參數(shù)下軸壓極限承載力與比值變化曲線

      選取試件PY以及PY-L系列共6個試件,分析截面縱筋配筋率對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的偏壓極限承載力的影響,不同縱筋配筋率下柱的偏壓極限承載力變化曲線如圖8(a)所示。與軸壓的情況類似,截面縱筋配筋率是影響柱偏壓承載力的重要因素,隨著截面縱筋配筋率的提升,柱的偏壓極限承載力逐步提高。所研究參數(shù)范圍內(nèi),當(dāng)截面縱筋配筋率為3.65%和1.19%時,偏壓極限承載力取得最大和最小值,偏壓極限承載力最大值與中心試件PY的比值為117.2%,最小值比值為80.8%,二者相差36.4%。如圖9(a),分析試件的偏壓荷載-位移曲線,當(dāng)截面縱筋配筋率小于1.86%,模型試件達(dá)到峰值后,荷載值呈下降趨勢;而當(dāng)其大于2.25%則呈上升趨勢,且上升幅度隨截面縱筋配筋率的提高而增大。

      圖8 各參數(shù)下偏壓極限承載力與比值變化曲線

      圖9 各參數(shù)下偏壓荷載-位移曲線對比

      3.2 混凝土抗壓強(qiáng)度的影響

      選取試件ZY以及ZY-C系列共7個試件,分析混凝土抗壓強(qiáng)度對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓極限承載力的影響,采用不同抗壓強(qiáng)度的柱軸壓極限承載力變化如圖7(b)所示。由圖7(b)可知,混凝土抗壓強(qiáng)度是影響復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓承載力的重要因素,隨著混凝土抗壓強(qiáng)度的提升,復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓極限承載力逐步提高。所研究參數(shù)范圍內(nèi),當(dāng)混凝土抗壓強(qiáng)度為C50和C25時,軸壓極限承載力取得最大和最小值,軸壓極限承載力最大值與中心試件ZY的比值為122.6%,最小值比值為74.8%,二者相差47.8%,該差值大于截面縱筋配筋率組的17.0%,可見混凝土抗壓強(qiáng)度等級對軸壓極限承載力的影響大于截面縱筋配筋率。

      選取試件PY以及PY-C系列共7個試件,分析混凝土抗壓強(qiáng)度對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的偏壓極限承載力的影響,采用不同抗壓強(qiáng)度的柱偏壓極限承載力變化曲線及偏壓荷載-位移曲線如圖8(b)、9(b)所示。與軸壓的情況類似,混凝土抗壓強(qiáng)度是影響柱偏壓承載力的重要因素,隨著混凝土抗壓強(qiáng)度的提升,柱的偏壓極限承載力逐步提高。所研究參數(shù)范圍內(nèi),當(dāng)混凝土抗壓強(qiáng)度為C50和C25時,偏壓極限承載力取得最大和最小值,偏壓極限承載力最大值與中心試件PY的比值為109.5%,最小值比值為87.0%,二者相差22.4%,該差值小于截面縱筋配筋率組,故判定混凝土抗壓強(qiáng)度等級對偏壓極限承載力的影響小于截面縱筋配筋率。

      3.3 體積配箍率的影響

      選取試件ZY以及ZY-S系列共5個試件,分析體積配箍率對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓極限承載力的影響,不同體積配箍率的柱軸壓極限承載力變化如圖7(c)所示。由圖7(c)可知體積配箍率能在一定程度上影響復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓承載力,對比圖7三個因素對軸壓承載力的影響,可見混凝土抗壓強(qiáng)度對軸壓承載力的影響最大,體積配箍率的影響最小,但依然不可忽視。

      選取試件PY以及PY-S系列共5個試件,分析體積配箍率對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的偏壓極限承載力的影響,不同體積配箍率的柱偏壓極限承載力變化曲線及偏壓荷載-位移曲線如圖8(c)、9(c)所示。對比圖8三個因素對軸壓承載力的影響,體積配箍率能在一定程度上影響復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱偏壓承載力,但影響程度明顯不如縱筋配筋率或混凝土強(qiáng)度,截面縱筋配筋率對偏壓承載力的影響最大。

      柱受壓下,箍筋雖然不能直接承擔(dān)柱的縱向荷載,但由于其能約束核心區(qū)混凝土在縱向受壓下引起的橫向膨脹,使得核心區(qū)混凝土處于三向受壓狀態(tài),如圖10所示,核心區(qū)混凝土縱向應(yīng)力明顯高于箍筋外圍混凝土,因此柱的承壓能力得到提高。

      圖10 軸壓下柱截面混凝土縱向應(yīng)力

      3.4 軸壓承載力計算公式

      對于鋼筋混凝土軸壓構(gòu)件,《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范(GB 50010-2010)》[10]采用如下公式計算其軸壓承載力

      (1)

      式中,φ為鋼筋混凝土構(gòu)件的穩(wěn)定系數(shù),fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計值,fy′為普通鋼筋抗壓強(qiáng)度設(shè)計值,A為構(gòu)件截面面積,AS′為全部縱向普通鋼筋的截面面積。利用公式(1)計算所有ZY系列試件的軸壓承載力,如圖11(a)所示??梢娝性嚰晒?1)所求得的軸壓承載力都低于其數(shù)值模擬結(jié)果,部分試件甚至偏低10%以上。這是由于公式(1)雖然考慮了截面縱筋、混凝土強(qiáng)度這兩個因素對柱軸壓承載力的影響,但未對復(fù)合箍筋對核心區(qū)混凝土的約束作用進(jìn)行考慮,導(dǎo)致了偏低的預(yù)測結(jié)果。為了考慮復(fù)合箍筋對核心區(qū)混凝土強(qiáng)度的提高作用,本文建議采用如下公式計算復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱的軸壓承載力

      (2)

      公式(2)在公式(1)的基礎(chǔ)上,增加了混凝土強(qiáng)度增大系數(shù)k以考慮混凝土強(qiáng)度提高對承載力的貢獻(xiàn)。根據(jù)上述參數(shù)分析,可知k受體積配箍率ρsv影響,本文建議采用如下公式計算該系數(shù)

      k=0.02ρsv+1.06.

      (3)

      利用公式(2)計算所有ZY系列試件的軸壓承載力,如圖11(b)所示,可見所有試件由公式(2)所求得的軸壓承載力與數(shù)值模擬結(jié)果的誤差均在±5%以內(nèi),同樣利用公式(2)對文獻(xiàn)[1, 11]中的試件軸壓承載力進(jìn)行預(yù)測,并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。從圖11可見,除了個別試件以外,公式(2)均較公式(1)的預(yù)測誤差更低,可見公式(2)相比規(guī)范給出的公式(1)更適合應(yīng)用于復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓承載力的預(yù)測。

      圖11 軸壓承載力計算公式預(yù)測對比

      4 結(jié)語

      通過對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱進(jìn)行軸壓和偏壓分析研究,得出以下結(jié)論:

      1)所建立的有限元模型能對復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱試件在軸壓和偏壓荷載作用下的靜力性能進(jìn)行較為準(zhǔn)確地模擬,模擬結(jié)果精度較高。

      2)復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱極限承載力的大小與截面縱筋配筋率、混凝土抗壓強(qiáng)度等級、體積配箍率相關(guān)。對于軸壓極限承載力而言,混凝土抗壓強(qiáng)度等級的影響最大;對于偏壓極限承載力而言,截面縱筋配筋率的影響最大;體積配箍率對軸壓及偏壓承載力的影響相對較小。

      3)相較規(guī)范公式,本文所建議的軸壓承載力計算公式考慮了復(fù)合箍筋的影響,具有更高的預(yù)測精度,更適合應(yīng)用于復(fù)合箍筋鋼筋混凝土柱軸壓承載力的預(yù)測。

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