钢管混凝土拱柱结构抗震性能试验与有限元分析
许勇 周翠英 刘爱荣 张季超. 钢管混凝土拱柱结构抗震性能试验与有限元分析[J]. 建筑结构，2018，48（2）：93-97.
Xu Yong Zhou Cuiying Liu Airong Zhang Jichao. Experimental study and FEM analysis on the seismic behavior of concrete filled steel tubular arch-column structure[J]. Building Structure，2018,48（2）：93-97.
0 引言
近年来基于等效柱法、等效框架法、有限元分析法、试验和检测等方法与手段, 钢管混凝土拱结构的地震行波效应、拱肋稳定性和结构制造计算等理论均取得了较大发展[1,2,3,4,5,6], 促进了钢管混凝土拱结构在广州新光大桥等300余座大跨桥梁工程和广州名盛广场等建筑结构中成功应用[7,8]。目前钢管混凝土拱结构多采用带约束拉杆[9]、支墩或强竖向支撑结构 (如与刚架或巨型结构组合等) 设计方案, 鲜有按强柱弱拱肋形式设计的钢管混凝土拱柱结构, 且针对该类型结构的震害调查及试验研究成果较少, 在一定程度上限制了钢管混凝土拱结构的创新应用。
本文通过对某单层单跨圆钢管混凝土拱柱结构进行低周往复加载静力试验和有限元分析, 揭示了其破坏机制, 探讨了结构的耗能能力和抗震性能, 分析了等效梁柱法的适用性, 为进一步从强度、变形和能量等角度进行钢管混凝土拱柱结构的抗震性能评估提供了试验数据支持。
1 试验概况
1.1 试件设计
设计的钢管混凝土拱柱结构由两个正方形截面的钢骨混凝土柱与单个圆钢管混凝土拱肋组成, 配筋如图1所示。钢骨混凝土柱上端与圆钢管混凝土拱肋刚接, 下端与钢筋混凝土底座刚接;圆钢管混凝土拱肋采用Q235B热轧无缝钢管内填混凝土, 钢管尺寸为165×6, 矢跨比为1/5, 在圆钢管上等间距焊接10个钢制挂钩 (用于悬吊铅块并模拟永久荷载) ;钢骨混凝土柱中纵向受力钢筋设计强度等级为HRB335, 钢骨采用Q235工字形钢, 箍筋设计强度等级为HPB300, 混凝土设计强度等级为C35, 保护层厚度为25mm。
图1 钢管混凝土拱柱结构配筋示意图
1.2 材性试验
结构主要钢材力学性能指标如表1所示。混凝土立方体抗压强度为36.4MPa, 弹性模量为3.15×104MPa。
表1 钢材实测的力学性能指标
1.3 试验加载及测点布置
试验前首先利用穿过钢筋混凝土厚板试验台座安装孔的地锚螺栓和H形钢梁, 将结构底座承台固定在试验平台上。为减小试验过程中底座位移对试验结果的影响, 在底座4个侧面的中点处利用液压千斤顶对其进行预压紧固处理。试验过程利用美国MTS电液伺服拉压作动器施加水平反复荷载, 采用自动稳压油压千斤顶 (垂直恒载伺服作动器) 施加恒定的轴向压力。为了防止结构在加载过程中出现平面外失稳, 在圆钢管混凝土拱肋顶部截面两侧, 沿竖向设置滚动支座。试验加载及测点布置见图2。
图2 试验加载及测点布置
试验时, 首先按照0.15的轴压比要求, 在左右两侧钢骨混凝土柱顶同步施加恒定的竖向荷载, 并在圆钢管混凝土拱肋的每个钢制挂钩上悬吊0.4k N的铅块以简化模拟拱肋承受的竖向均布荷载, 然后再进行水平低周往复加载。结构中第一个屈服点出现前, 采用力控加载法分级加载, 每级荷载循环1次;结构中第一个屈服点出现后, 采用位控加载法分级加载, 每级荷载循环3次, 当加载的荷载值下降到峰值荷载的85%或屈服荷载时终止试验。
2 试验现象
2.1 力控加载阶段
当加载点水平反向荷载 (方向如图3 (a) 所示) 达到80.10k N时, 加载点一侧的钢骨混凝土柱柱脚内侧混凝土首先出现开裂, 结构进入带裂缝工作阶段;当加载点水平正向荷载 (方向如图3 (b) 所示) 达到120.10k N时, 加载点一侧的钢骨混凝土柱柱脚外侧混凝土也出现了开裂。
当加载点水平反向荷载达到180k N时, 加载点一侧的钢骨混凝土柱柱脚截面内侧工字钢翼缘和纵向受力钢筋首先屈服, 结构在图3 (a) 中 (1) 所示区域出现第一个反向加载塑性铰, 此时加载点的位移为8.72mm;当加载点水平正向荷载达到220k N时, 加载点一侧的钢骨混凝土柱柱脚截面外侧工字钢翼缘和纵向受力钢筋出现屈服, 结构在图3 (b) 中 (1) 所示区域出现第一个正向加载塑性铰, 此时加载点的位移为7.96mm。
2.2 位控加载阶段
取力控加载阶段正、反向加载作用下第一个塑性铰出现时获得的屈服位移的较小值作为结构名义屈服位移Δy' (即7.96mm) , 然后采用名义屈服位移的倍数进行位控加载。当加载点沿水平反向加载的位移达到7.99mm (此时水平反向加载荷载约为188.97k N) 时, 钢管混凝土拱肋靠近加载点侧拱脚截面上侧的钢管出现屈服, 结构在图3 (a) 中靠近 (2) 所示的区域出现第二个反向加载塑性铰;当加载点沿水平正向加载的位移达到8.03mm (此时水平正向加载荷载约为237.56k N) 时, 钢管混凝土拱肋靠近加载点侧拱脚截面下侧的钢管出现屈服, 结构在图3 (b) 中靠近 (2) 所示区域出现第二个正向加载塑性铰。随着加载点水平加载位移的不断加大, 在钢管混凝土拱肋跨中区域和远离加载点侧的钢骨混凝土柱脚区域先后出现塑性铰区, 其塑性铰形成次序具体如图3所示。当加载点沿水平方向加载的位移达到5Δy' (约为39.89 mm) 时, 结构先后达到正、反向加载的极限承载力;之后, 随着加载点水平加载位移的增加, 结构的承载能力开始缓慢下降。当加载点沿水平正向或反向加载的位移达到8Δy'时, 结构进入正向或反向破坏阶段。当加载点沿水平反向加载的位移达到9Δy'时, 在圆钢管混凝土拱肋靠近加载点侧拱脚区域的钢管被拉断, 结构彻底宣告失效。单点激励使靠近加载点侧的钢骨混凝土柱的柱脚和圆钢管混凝土拱肋的拱脚部位损伤相对比较严重。
图3 钢管混凝土拱结构塑性铰形成次序
3 结构抗震性能分析
3.1 承载力特征值
低周往复循环荷载作用下, 结构的骨架曲线 (即加载点施加的水平荷载P与相应的水平位移Δ关系曲线) 呈现S形, 具体如图4所示。由图4可知:结构先后经历了弹性、屈服、强化和破坏4个阶段, 表现出了典型的非理想弹塑性体特征。
根据图4所示的P-Δ曲线, 采用屈服弯矩法, 可确定结构的屈服荷载Py (第一个塑性铰出现时对应的荷载值) 、极限荷载Pu (P-Δ曲线的峰值荷载值) 和破坏荷载Pf (0.85Pu) 。利用等效梁柱法 (常用于钢管混凝土拱桥结构设计) 可进行结构的承载力特征值计算, 将试验值与理论值进行统计 (表2) 。由表2可知:采用等效梁柱法计算的承载力特征值与试验值比较吻合;虽然正向加载时结构的承载力特征值均小于反向加载值, 但其强屈比略高, 表现出了更好的安全储备。
图4 结构骨架曲线
表2 结构的承载力特征值
3.2 结构变形性能
根据P-Δ曲线可得到用加载点位移表示的结构屈服位移Δy、极限位移Δu、破坏位移Δy (P-Δ曲线中荷载下降到0.85Pu时的位移值) 和相应的层间位移角 (表3) 。由表3可知, 虽然正向加载时结构的屈服位移略小于反向加载值, 但超过了2.34Δy' (约为18.63mm) , 且正向加载破坏位移略大于反向加载值, 结构表现出更好的延性;反向加载时, 结构屈服的层间位移角已达1/49, 超出规范限值。因此, 反向加载设计时, 层间位移控制应作为设计的主控因素。
表3 结构加载点位移与位移角
3.3 结构刚度退化
低周往复循环荷载作用下, 结构环线刚度K随加载点的水平位移Δ的退化曲线如图5所示。由图5可知:第一个塑性铰出现前, 结构环线刚度随着加载点的水平位移的增大近似呈线性下降, 其中正向加载环线刚度减小幅度达3.21k N/mm;相同水平位移下反向加载环线刚度比正向加载时小;出现第一个塑性铰后, 结构的环线刚度随加载点水平位移不断增大而减小的趋势变缓, 反向加载环线刚度减小幅度高于正向加载;破坏时, 结构正向加载残余环线刚度约为5.28k N/mm, 反向加载残余环线刚度约为4.01k N/mm。
3.4 滞回环面积
低周往复循环荷载作用下, 结构的滞回环面积S与加载点的水平位移Δ关系如图6所示。由图6可知:塑性铰出现前, 结构的滞回环面积小幅度线性增长至339k N·mm, 耗能能力较小;第一个塑性铰出现至加载点水平位移达到4Δy' (约为31.84mm) 时, 结构的滞回环面积急剧增长至9 597k N·mm, 加载点水平位移增加3倍而结构滞回环面积增加了27.3倍, 耗能能力迅速提高;加载点水平位移超过4Δy'后, 结构的滞回环面积与加载点水平位移又基本呈现线性增长, 直至结构破坏。
3.5 等效粘滞阻尼系数
低周往复循环荷载作用下, 结构等效粘滞阻尼系数he与加载点的水平位移Δ关系如图7所示。由图7可知:第一个塑性铰出现前, 结构的等效粘滞阻尼系数在0.036~0.055之间出现小幅度的波动, 结构耗能能力较弱;出现第一个塑性铰后, 随着加载点水平位移的增大, 结构的等效粘滞阻尼系数近似呈现线性增长, 结构耗能性能迅速增加;当进入破坏阶段后, 结构的等效粘滞阻尼系数最终可提升至0.203。
4 结构非线性有限元分析
4.1 模型建立
为反映钢材屈服曲面形状大小的改变并模拟Bauschinger效应, 钢材基于von Mises准则采用双折线性随动硬化模型[10], 混凝土采用考虑拉压性能的塑性损伤模型, 不考虑钢骨、纵向受力钢筋与混凝土之间的粘结滑移及混凝土的粘性等因素影响[1,2,9]。采用ABAQUS有限元分析软件进行建模和分析, 钢管、钢骨和混凝土采用八节点缩减积分实体C3D8单元, 钢筋采用三维桁架线性T3D2单元, 采用Embedded技术将钢骨和钢筋骨架嵌入到混凝土中。
图5 结构刚度退化曲线
图6 结构滞回环面积变化曲线
4.2 Pushover分析
根据试验工况在结构顶端拱柱节点区域施加单调增加的水平集中荷载进行Pushover分析, 可得正向加载破坏时钢骨架的应力云图见图8, 与试验结果较吻合。Pushover分析揭示混凝土受拉损伤区域逐渐由柱脚区域往柱顶部延伸, 破坏时在柱脚区域损伤相对较严重, 混凝土受压损伤主要集中在柱脚区域。
利用Pushover分析可得结构加载点荷载-位移曲线如图9所示, 由图9可知:在结构第一个塑性铰出现前, 试验与模拟分析所得的荷载-位移曲线基本吻合, 且模拟结果与正向加载结果基本重合, 略大于反向加载结果;随着加载点施加的水平荷载和位移不断增大, 钢骨混凝土柱柱脚区域混凝土出现开裂, 荷载-位移曲线出现曲线段;当结构中的钢骨、纵向受力钢筋和拱肋钢管先后屈服后, 混凝土与钢骨、纵向受力钢筋和钢管之间开始出现滑移损伤, 由于有限元模拟时没有考虑钢骨、纵向受力钢筋、钢管与混凝土之间的粘结滑移及混凝土的粘性等因素, 在2倍屈服位移之前, 模拟结果略大于试验结果;超时2倍屈服位移之后, 模拟结果介于正向加载与反向加截试验结果之间, 且大于正、反向加载试验结果的平均值。
4.3 滞回性能分析
试验及模拟的结构滞回曲线如图10所示。由图10可知:弹性阶段模拟结果与试验结果基本吻合;在第一个塑性铰出现后, 模拟的滞回曲线比较饱满, 但由于没有考虑钢骨、纵向受力钢筋与混凝土之间的粘结滑移及混凝土的粘性等因素的影响, 相同位移时有限元计算结果普遍略大于正向加载时试验结果, 略小于反向加载时试验结果;有限元分析难以模拟捏缩现象。
图7 结构等效粘滞阻尼系数变化曲线
图8 正向加载破坏时钢骨架的应力云图/Pa
图9 结构加载点荷载-位移对比曲线
图10 结构滞回曲线
5 结论
通过对单层单跨圆钢管混凝土拱柱结构开展单点激励水平低周往复加载静力试验和非线性有限元分析, 可得以下结论:
(1) 加载点一侧钢筋混凝土柱的柱脚和钢管混凝土拱肋的拱脚区域往往会先出现塑性铰, 且损伤比远离加载点侧构件的相应位置严重。
(2) 结构正向加载时的承载能力特征值和屈服位移略小于反向加载时的对应值, 但强屈比、延性系数和刚度略大于反向加载时的对应值, 结构正向加载时表现出更优的强度储备、延性和抗变形能力, 设计应按位移进行控制。
(3) 钢管混凝土拱柱结构屈服后的滞回环面积和等效粘滞阻尼系数均呈现大幅度提升, 结构表现出较好的抗震耗能性能。
(4) 等效梁柱法能较准确地反映单点激励下钢管混凝土拱柱结构的极限状态参数变化规律, 可用于钢管混凝土拱柱结构的设计。
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