王 兵, 郁舒敏, 劉 曉, 侯東序, 崔洧瑄

(沈陽(yáng)大學(xué) a. 建筑工程學(xué)院, b. 沈陽(yáng)市民用建筑智慧防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 遼寧 沈陽(yáng) 110044)

近幾年,隨著高強(qiáng)混凝土制備技術(shù)的不斷發(fā)展和超高層大跨度建筑結(jié)構(gòu)的出現(xiàn),高強(qiáng)混凝土的應(yīng)用日益廣泛。鋼管高強(qiáng)混凝土作為一種高性能組合構(gòu)件,外包鋼管對(duì)內(nèi)部高強(qiáng)混凝土起到了很好的約束作用,從而克服高強(qiáng)混凝土脆性大的缺點(diǎn),同時(shí)內(nèi)部混凝土的存在能有效避免鋼管容易屈曲的弱點(diǎn),從而使兩種材料性能優(yōu)勢(shì)互補(bǔ),性能得到充分發(fā)揮[1-2]。

一些學(xué)者已經(jīng)對(duì)鋼管混凝土進(jìn)行研究:宋天詣等[3]研究發(fā)現(xiàn)混凝土強(qiáng)度和截面周長(zhǎng)對(duì)火災(zāi)后橢圓形鋼管混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度有顯著影響,其他因素的影響不大;王曉初等[4]研究發(fā)現(xiàn)鋼管混凝土構(gòu)件極限承載力隨著構(gòu)件所經(jīng)歷的歷史溫度的升高而降低、隨著鋼管強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度的增加而增大,鋼管混凝土構(gòu)件經(jīng)歷高溫條件后,混凝土的各項(xiàng)性能損失嚴(yán)重,后期承載力主要由高強(qiáng)鋼材承擔(dān);劉曉等[5]研究發(fā)現(xiàn)圓鋼管活性粉末混凝土短柱初始黏結(jié)破壞載荷會(huì)隨著徑厚比的增加而減少,隨著活性粉末混凝土強(qiáng)度與長(zhǎng)細(xì)比的增加而增加;在試件經(jīng)歷極限黏結(jié)破壞后,混凝土的各項(xiàng)性能損失嚴(yán)重,曲線呈逐漸下降狀態(tài);張春亮[6]給出了適合高溫(火災(zāi))后鋼管混凝土的黏結(jié)滑移的本構(gòu)關(guān)系;Tao等[7]研究發(fā)現(xiàn)粉煤灰類(lèi)型、水灰比、水泥取代率對(duì)黏結(jié)性能有所影響,并對(duì)圓鋼管混凝土和方鋼管混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度值作出建議;陳宗平等[8-9]分別進(jìn)行了17根圓、方鋼管混凝土的推出試驗(yàn),對(duì)溫度、錨固長(zhǎng)度、混凝土強(qiáng)度等變量進(jìn)行研究,結(jié)果表明圓鋼管混凝土黏結(jié)性能比方鋼管好。

本文運(yùn)用ABAQUS軟件,建立了高溫后鋼管高強(qiáng)混凝土柱模型,分析不同變量對(duì)鋼管高強(qiáng)混凝土柱黏結(jié)性能的影響,并對(duì)黏結(jié)機(jī)理進(jìn)行研究。

1 有限元模型

1.1 材料本構(gòu)關(guān)系

混凝土采用韓林海[10]提出的考慮高溫后圓鋼管約束效應(yīng)系數(shù)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型;鋼材采用Tao 等[11]提出的4階段應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型。

1.2 模型的建立

1) 單元選取。鋼管采用殼單元S4R,鋼厚度采用9個(gè)積分點(diǎn)的Simpson積分以提高計(jì)算的準(zhǔn)確性,混凝土采用3維實(shí)體單元C3D8R。

2) 分析步的定義。本模擬采用動(dòng)力顯式分析步,以擬靜態(tài)分析鋼管和混凝土之間的黏結(jié)滑移,為了使計(jì)算結(jié)果更穩(wěn)定,未進(jìn)行質(zhì)量縮放。

3) 接觸界面的定義。本模擬考慮了2種接觸面之間的相互作用:第1種接觸屬性是在混凝土與鋼管未發(fā)生相互移動(dòng)時(shí),此時(shí)定義了接觸面的損傷和黏性行為,為了方便收斂,指定了損傷穩(wěn)定系數(shù)為0.001;第2種接觸屬性是在混凝土與鋼管接觸面發(fā)生相對(duì)滑移之后,此時(shí)定義了切向行為,摩擦系數(shù)為0.1,法向行為為硬接觸。全局指派采用第2種接觸屬性,特殊指派在鋼管和混凝土的表面加入第1種接觸屬性。

4) 邊界條件的定義及加載方式。邊界條件如圖1所示,載荷端限制了X、Y方向的位移,而自由端限制了X、Y、Z方向的位移。加載時(shí),在加載端施加1個(gè)垂直位移使核心混凝土在加載時(shí)被推出。

圖1 有限元模型與邊界條件

5) 網(wǎng)格劃分。采用中性軸算法對(duì)混凝土進(jìn)行劃分,以六面體為單元和0.015的布種尺寸;采用中性軸算法對(duì)鋼管進(jìn)行劃分,四面體的單元形狀和0.02的布種尺寸。

1.3 模型驗(yàn)證

采用1.2節(jié)建模步驟對(duì)文獻(xiàn)[9-10]中的部分試件建立有限元模型,試件的具體參數(shù)見(jiàn)表1,表中:D0為圓鋼管直徑;B0為方鋼管邊長(zhǎng);d為鋼管厚度;L為試件長(zhǎng)度;t為恒溫時(shí)間;θ為溫度。將模型運(yùn)行出的載荷-位移曲線與試驗(yàn)得出的載荷-位移曲線進(jìn)行對(duì)比,其結(jié)果如圖2所示。從圖2中可知所得到的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果一致,證明了本文所選材料本構(gòu)關(guān)系和建模方法合理。

表1 文獻(xiàn)中試件參數(shù)

圖2 有限元模擬與試驗(yàn)載荷位移曲線對(duì)比

2 參數(shù)分析

鋼管高強(qiáng)混凝土柱的鋼管選用Q345鋼,構(gòu)件的參數(shù)見(jiàn)表2。表中:L/D0為長(zhǎng)徑比;D0/d為徑厚比。

表2 鋼管高強(qiáng)混凝土模型參數(shù)

2.1 構(gòu)件歷經(jīng)的最高溫度

圖3為高溫作用后鋼管高強(qiáng)混凝土的界面黏結(jié)應(yīng)力(τ)和位移量(S)變化曲線,其中黏結(jié)應(yīng)力(τ)為界面平均黏結(jié)應(yīng)力。

圖3 高溫后鋼管混凝土τ-S關(guān)系曲線

由圖3可知:隨設(shè)計(jì)溫度的升高,其黏結(jié)應(yīng)力先增加后減小(與常溫相比,300 ℃時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度為常溫下的1.42倍,500 ℃時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度為常溫下的1.65倍,800 ℃時(shí)黏結(jié)強(qiáng)度為常溫下的1.14倍);隨著溫度的增加,黏結(jié)強(qiáng)度呈現(xiàn)先增后減的趨勢(shì)。常溫下(θ=20 ℃)峰值點(diǎn)黏結(jié)應(yīng)力τu值最低(1.25 MPa);當(dāng)θ=300～500 ℃時(shí),τu明顯高于常溫值,且隨著θ的增加而逐漸增大,變化范圍在1.77～2.06 MPa;但當(dāng)溫度達(dá)到800 ℃時(shí),黏結(jié)強(qiáng)度出現(xiàn)明顯下降。原因是隨著溫度的升高,混凝土和鋼管都會(huì)產(chǎn)生熱膨脹。由于熱膨脹系數(shù)不同,所以鋼管和混凝土之間會(huì)產(chǎn)生側(cè)向的擠壓力。同時(shí)受熱脹冷縮影響,在降溫過(guò)程中,由于混凝土受到的是塑性損傷是不可逆的,因此,混凝土的收縮小于鋼管,從而增加了鋼管與混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度;但當(dāng)歷經(jīng)溫度過(guò)高時(shí),高溫使得混凝土損傷太大,從而導(dǎo)致黏結(jié)力下降,使得構(gòu)件承受載荷的能力也下降。

2.2 徑厚比

通過(guò)對(duì)HCST1-3、HCST3-1、HCST3-2構(gòu)件的有限元模擬,比較高溫作用后徑厚比大小對(duì)鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線的影響,模擬分析得出的黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線如圖4所示。

圖4 不同徑厚比下鋼管混凝土τ-S關(guān)系曲線

由圖4可知,歷經(jīng)500 ℃高溫后,鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度隨徑厚比的減小呈上升趨勢(shì),黏結(jié)強(qiáng)度變化范圍為2.06～2.68 MPa。原因是在高溫作用后,徑厚比越大,鋼管混凝土的界面黏結(jié)性能越差。由于鋼管的厚度越大,其高溫后的變形量越小,對(duì)混凝土的束縛就越大,導(dǎo)致其黏結(jié)力也越大。

2.3 長(zhǎng)徑比

通過(guò)HCST1-3、HCST2-1、HCST2-2構(gòu)件的有限元模擬,比較了長(zhǎng)徑比對(duì)黏結(jié)性能的影響,模擬分析得出的黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線如圖5所示。

圖5 不同長(zhǎng)徑比下鋼管混凝土τ-S關(guān)系曲線

由圖5可知,歷經(jīng)500 ℃高溫后,隨著試件的長(zhǎng)徑比由2.74增大到7.72,鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度也從2.06 MPa增大到2.40 MPa。由此可知,長(zhǎng)徑比在2.74～7.72范圍內(nèi),鋼管高強(qiáng)混凝土的長(zhǎng)徑比越大,界面黏結(jié)性能越強(qiáng)。因?yàn)殡S著長(zhǎng)徑比的增大,鋼管與混凝土的接觸面積增大,使得黏結(jié)性能增加。

2.4 混凝土強(qiáng)度

通過(guò)HCST1-3、HCST4-1、HCST4-2構(gòu)件的有限元模擬,比較高溫作用后混凝土強(qiáng)度對(duì)鋼管高強(qiáng)混凝土界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線的影響,模擬分析得出的黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線如圖6所示。

圖6 不同混凝土強(qiáng)度下鋼管混凝土τ-S關(guān)系曲線

由圖6可知,歷經(jīng)高溫后,隨著試件的混凝土強(qiáng)度等級(jí)由C40增大到C80,鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度不斷增大,且混凝土強(qiáng)度在C60～C80范圍內(nèi)對(duì)鋼管高強(qiáng)混凝土黏結(jié)性能的提升很小。這是由于高強(qiáng)混凝土密度較大、內(nèi)部孔隙率較低,受到高溫作用后,熱脹冷縮效應(yīng)對(duì)其影響降低,但總體上看,與鋼管普通混凝土相比,鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)性能仍有明顯提高。

3 鋼管混凝土黏結(jié)滑移機(jī)理分析

3.1 界面黏結(jié)損傷

黏結(jié)抗剪剛度是鋼管混凝土抵抗界面抗剪變形所需要的應(yīng)力。在實(shí)際情況中,初期滑移處于彈性階段,在達(dá)到極限載荷之前,由于塑性特性的發(fā)展,曲線進(jìn)入非彈性階段。本文根據(jù)文獻(xiàn)[12]的建議,選取載荷-位移曲線中0.8倍的峰值載荷點(diǎn)的切線值作為加載各點(diǎn)的黏結(jié)抗剪剛度K,同時(shí)引入黏結(jié)損傷度DS,其表達(dá)式為

(3)

不同溫度下鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)損傷度隨相對(duì)滑移量的變化情況如圖7所示?？紤]加載早期試件的界面黏結(jié)為彈性狀態(tài),定義此時(shí)黏結(jié)損傷度的數(shù)值為0;隨著持續(xù)加載,試件慢慢進(jìn)入了彈塑性階段,此時(shí)的黏結(jié)損傷度數(shù)值在0～1之間;當(dāng)試件承受峰值載荷之后,滑移量大幅度增加,此時(shí)定義試件的損傷度為1,即黏結(jié)界面完全損傷。

圖7 不同溫度下試件的損傷隨相對(duì)滑移量變化情況

由圖7可知,隨著溫度的升高,鋼管高強(qiáng)混凝土柱界面損傷的發(fā)展也隨之推遲。這是因?yàn)樵诮?jīng)歷高溫后,鋼管與混凝土的熱膨脹系數(shù)存在差異,從而使鋼管在降溫時(shí)發(fā)生套箍效應(yīng)。在加載初期損傷發(fā)展很快,隨著滑移量的增大,損傷的發(fā)展速度逐漸降低,這是由于加載初期混凝土受壓,其內(nèi)部裂縫發(fā)展較快,導(dǎo)致?lián)p傷發(fā)展很快,但加載后期混凝土被壓實(shí),所以損傷發(fā)展較慢。

3.2 耗能能力

黏結(jié)力損失的本質(zhì)是兩種材料之間的能量損耗,而能量損耗的多少則間接地反應(yīng)了損傷的積累。在鋼管混凝土的黏結(jié)破壞中,存在著大量的能量吸收和損耗,而黏結(jié)界面則會(huì)把外部的能量轉(zhuǎn)換成其本身的彈性變形能。為此引入黏結(jié)耗能因子η,其計(jì)算式為

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式中:SOABD為圖8中陰影部分的面積;SOACE為圖8中OACE的面積,陰影部分面積可以通過(guò)Origin中的積分功能求出。

圖8 耗能面積模型

圖9為歷經(jīng)不同溫度后鋼管高強(qiáng)混凝土柱的耗能因子。由圖中可以看出,耗能因子隨溫度的上升呈現(xiàn)出先上升后下降的趨勢(shì)。常溫下鋼管高強(qiáng)混凝土柱的耗能因子最低,500 ℃時(shí)耗能因子最高。說(shuō)明在20～500 ℃范圍內(nèi),溫度的提高更利于界面黏結(jié)滑移能量的釋放。

圖9 鋼管高強(qiáng)混凝土柱歷經(jīng)不同溫度后的耗能因子

3.3 典型曲線

為了研究鋼管高強(qiáng)混凝土高溫后的的黏結(jié)機(jī)理,選取了如圖10所示的鋼管高強(qiáng)混凝土歷經(jīng)500 ℃高溫后的黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線進(jìn)行分析。為了便于分析,在曲線上選取了4個(gè)特征點(diǎn):O點(diǎn)為施加載荷起點(diǎn);A點(diǎn)為載荷達(dá)到峰值點(diǎn);B點(diǎn)為曲線緩慢下降段的結(jié)束點(diǎn);C點(diǎn)為曲線平緩段的終點(diǎn)。由此可以將載荷-滑移曲線劃分為上升段(OA)、下降段(AB)和基本平穩(wěn)段(BC),這3個(gè)階段的變化可以通過(guò)黏結(jié)力的源頭加以分析,黏結(jié)力主要由化學(xué)膠結(jié)力、機(jī)械咬合力和摩擦力組成。

圖10 典型黏結(jié)應(yīng)力位移曲線

OA段為加載初期,曲線呈現(xiàn)出快速線性上升的趨勢(shì)。這個(gè)階段混凝土在軸向壓力的作用下發(fā)生泊松效應(yīng),使得黏結(jié)界面產(chǎn)生側(cè)向擠壓力,此時(shí)混凝土和鋼管之間剛開(kāi)始發(fā)生滑移,界面上的化學(xué)膠結(jié)力承擔(dān)了大部分的載荷。但是高溫后黏結(jié)應(yīng)力的上升速度比常溫時(shí)更快,這主要是由于混凝土在高溫下的機(jī)械性能下降,使其與鋼管的化學(xué)黏結(jié)力有所下降,而熱脹冷縮所引起的橫向擠壓則可以很好地彌補(bǔ)這種黏結(jié)應(yīng)力。

在AB段,載荷達(dá)到極限值后,鋼管與混凝土的接觸截面發(fā)生剪切破壞,混凝土裂縫急劇擴(kuò)展,界面處混凝土凝膠碎裂,化學(xué)膠結(jié)力喪失,機(jī)械咬合力與摩擦阻力增大,并平衡部分喪失的化學(xué)膠結(jié)力。

在BC段,進(jìn)入水平階段后,界面黏結(jié)趨于穩(wěn)定,主要由摩擦阻力組成黏結(jié)力,大小趨于恒定,此時(shí)滑移不斷增大而載荷幾乎不變。

3.4 鋼管表面應(yīng)力云圖

圖11為 鋼管表面Mises應(yīng)力云圖,由圖11可以看出,鋼管上應(yīng)力分布較為均勻,最大應(yīng)力集中于加載端,從加載端至自由端,應(yīng)力逐漸減小,并隨載荷的增加而增加。這是由于在有效黏結(jié)區(qū)域內(nèi),混凝土端部的載荷可以由黏結(jié)力轉(zhuǎn)移到鋼管上,使其承受載荷。在經(jīng)歷了較高的溫度之后,由于載荷的增大,混凝土的橫向膨脹也隨之增大,從而使鋼管受到的擠壓力也隨之增大。

圖11 鋼管表面Mises應(yīng)力云圖

4 結(jié) 論

1) 隨著鋼管高強(qiáng)混凝土徑厚比的增大,鋼管對(duì)混凝土的約束作用降低,界面上的切向力降低,從而降低了界面的黏結(jié)強(qiáng)度;在2.74～7.72的長(zhǎng)徑比下,鋼管混凝土柱鋼管與混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度增大;鋼管混凝土柱的黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度的增加略有增加;鋼管混凝土柱的黏結(jié)強(qiáng)度隨著溫度的升高先增加后降低。

2) 高溫后鋼管高強(qiáng)混凝土的黏結(jié)損傷隨著溫度的升高發(fā)展逐漸緩慢,且損傷初期發(fā)展較快,后期發(fā)展較慢;耗能因子隨著溫度升高先增大后減少。

3) 在加載初期,隨著黏結(jié)力的增加,位移變形逐漸增加,此時(shí)黏結(jié)應(yīng)力-位移曲線呈線性關(guān)系。在達(dá)到峰值后,該曲線逐漸開(kāi)始下降,黏結(jié)應(yīng)力逐漸降低,而位移則持續(xù)增加。當(dāng)應(yīng)力增加到某一程度時(shí),應(yīng)力的變化很小,此時(shí)位移持續(xù)增加,呈現(xiàn)出接近水平的趨勢(shì)。