Etude expérimentale sur la compression axiale pour colonne creuse composite en fibre d'acier, haute - Le lac des cygnes de Shijiazhuang Co., Ltd

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 12409 (2022) Citer cet article

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Afin d'étudier les performances de compression axiale pour une colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et de cornière, les essais de compression axiale ont été réalisés sur cinq colonnes creuses composites de fibres d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et de cornières avec les paramètres de variation du taux de creux (0%, 15%, 16%, 32% et 36%) et de la forme d'ouverture (trou rond et trou carré). Les phénomènes de rupture et les formes de rupture des spécimens ont été observés, et leurs courbes contrainte-déformation ont été mesurées, et la formule de capacité portante axiale adaptée à la colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton à granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle a été établie. Les conclusions suivantes peuvent être tirées des résultats des essais : les performances de compression axiale des colonnes creuses composites en cornière d'acier sont fortement influencées par le rapport de creux et la forme de l'ouverture. Les performances de compression axiale des colonnes creuses composites en fibres d'acier, en béton de granulats légers à haute résistance et en cornière sont presque proches de celles des colonnes pleines composites lorsque le taux de creux est faible ; Plus l'indice des vides est élevé, plus les fissures à la surface du béton sont nombreuses, certaines fissures transversales apparaissent, la charge de pointe diminue d'environ 5 à 38% et le coefficient de ductilité de déformation augmente progressivement; Le coefficient de ductilité de déformation de la colonne creuse à trous ronds est inférieur à celui de la colonne creuse à trous carrés. Sur la base du test, le logiciel d'éléments finis ABAQUS est utilisé pour simuler la colonne SCAH. L'exactitude du modèle est vérifiée par la comparaison entre les résultats de la simulation numérique et les résultats des tests. En même temps, le néphogramme de contrainte du béton et de l'acier à différents stades et le néphogramme de contrainte à l'état de retenue du béton sont simulés. Selon les résultats de la simulation par éléments finis, le modèle de Mander est utilisé pour calculer la capacité portante en compression axiale d'une colonne creuse composite en cornière. La précision de calcul élevée et adaptée à la vulgarisation peut être obtenue.

Parallèlement au développement des immeubles de grande hauteur et de longue portée, le poids structurel des bâtiments devient de plus en plus important. La recherche montre que la réduction du poids propre des bâtiments peut réduire considérablement l'impact des forts tremblements de terre sur les bâtiments, la quantité de matériaux et le coût du projet, de manière à obtenir des avantages économiques environnementaux durables et des avantages sociaux environnementaux1,2. D'une part, le béton à haute performance doit être utilisé pour minimiser le poids propre du bâtiment. La structure peut être réduite efficacement en remplaçant le béton ordinaire par du béton de granulats légers à haute résistance au même niveau de résistance3,4,5. Cependant, la fragilité du béton augmente de manière significative avec l'augmentation progressive du degré de résistance du béton de granulats légers à haute résistance6. On peut constater que la résistance aux fissures, la consommation d'énergie de ductilité et la fragilité peuvent être améliorées efficacement en ajoutant la fibre d'acier au béton à granulats légers7. D'autre part, il s'agit d'optimiser la forme structurale et de modifier la section du poteau poutre. Il a été constaté que la colonne creuse avec des trous au niveau de la section de colonne peut réduire efficacement le poids propre de la structure8,9. La colonne creuse est largement utilisée dans la structure du bâtiment et la jetée en raison de son faible poids propre, de sa grande rigidité anti-flexion et torsionnelle.

Au cours des dernières années, une série de recherches sur les performances de compression axiale de la colonne creuse via les changements de rapport creux et de forme de section ont été menées par les chercheurs nationaux et étrangers. Concernant le changement de taux de vide, Han et al.10,11 ont étudié les performances de compression axiale des colonnes creuses en béton armé et ont constaté que la capacité portante, la ductilité et la capacité de déformation des colonnes creuses en béton armé étaient médiocres. Al-Gasham et al.12 ont étudié les performances de compression axiale des colonnes creuses en béton auto-compactées avec un taux de creux de 0,0 %, 2,3 %, 9,0 % et 20,3 %, et ont constaté que la charge ultime, la rigidité et la ténacité des colonnes creuses en béton auto-compactées étaient inférieures à celles des colonnes pleines, tandis que la ductilité était supérieure à celle des colonnes pleines. Concernant le changement de forme de section d'une colonne en béton armé, Liang et al.13,14 se sont concentrés sur la recherche et l'étude de l'effet de retenue des colonnes pleines en béton armé avec des sections circulaires et carrées, des colonnes creuses en béton armé avec des sections circulaires extérieures et intérieures, des sections carrées extérieures et carrées intérieures sous une charge de compression axiale. Il a été constaté que l'effet de retenue de l'armature dans les colonnes pleines et les colonnes creuses sur la déformation du béton était très différent, et l'effet de retenue de l'armature dans le cercle extérieur et le cercle intérieur, les colonnes creuses en béton carré extérieur et carré intérieur était également différent, et la différence était causée par le changement de la dilatation du béton et la distribution de la pression de confinement sur la section transversale. En résumé, les conclusions suivantes peuvent être obtenues : le poids propre de la structure peut être réduit et la ductilité de la structure peut être augmentée efficacement via l'augmentation de l'indice des vides, tandis que la capacité portante est réduite et que l'effet de retenue de l'armature sur le béton est différent en raison des différentes méthodes d'ouverture.

De plus, il peut être trouvé grâce à la recherche que la colonne composite de béton d'acier d'angle présente les avantages d'une capacité portante élevée, d'une bonne ductilité et d'une construction pratique15 par rapport aux colonnes en béton armé à différents types de section, ce qui peut améliorer les performances de compression axiale des colonnes creuses en béton armé. Hwang et al.16 ont étudié les performances de compression axiale de la colonne composite en acier d'angle intégré et ont constaté que la capacité portante axiale et la capacité de déformation de la colonne d'essai étaient bonnes, et que des contraintes latérales suffisantes ont été formées sur le béton dans la zone centrale via l'acier d'angle et les étriers soudés. Kim et al.17 ont étudié la capacité portante de la cornière intégrée en acier et de la colonne en béton à haute résistance et ont constaté que lorsque la contribution et l'efficacité de retenue de l'acier étaient élevées, la cornière intégrée en acier et la colonne en béton à haute résistance étaient encore équipées d'une grande capacité portante après le décollement de la couche protectrice, car la résistance du béton dans la zone centrale restait inchangée après que la cornière en acier ait cédé. Sur la base, le document vise à obtenir une capacité portante ultime plus élevée, des performances de déformation et une meilleure ductilité de la colonne creuse composite de fibre d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle dans le but de réduire le poids propre de la structure et d'améliorer les performances de la colonne creuse en béton armé en remplaçant le béton ordinaire par de la fibre d'acier et du béton léger à haute résistance, et en remplaçant respectivement l'armature longitudinale et l'étrier par l'acier d'angle et la plaque de latte.

Ciment P·O 42.5. L'applicabilité peut être vue dans le tableau 1.

Cendres volantes de classe I, la perte au feu est de 0,6 %, la teneur en eau est de 0,52 %, le taux de demande en eau est de 95 %.

Micro poudre de silice, la perte au feu est de 3,7 %, la teneur en SiO2 est de 97,1 %, la teneur en eau est de 0,5 %, le taux de demande en eau est de 120 %.

Sable de rivière, la granulométrie est le sable moyen de la zone II et le module de finesse est de 2,7.

Céramsite de schiste de pierre concassée, la taille des particules est de 5 à 10 mm, la densité apparente est de 1015 kg / m3, la résistance à la pression du cylindre est de 17,7 MPa et l'absorption d'eau sur 1 h est de 8,1%, comme le montre la Fig. 1.

Agrégat grossier.

Acier d'angle de qualité Q235 et acier plat. Les propriétés matérielles de l'acier sont testées selon la norme ASTM E-8. Les paramètres de performance peuvent être vus dans le tableau 2.

Fibre d'acier de type crochet d'extrémité, la longueur est de 13 mm, la résistance à la traction est de 1070 MPa et le module d'élasticité est de 2 × 105 MPa, comme illustré à la Fig. 2.

Fibre d'acier.

Naphtalène B2 agent réducteur d'eau à haut rendement, le taux de réduction d'eau est de 19 %.

Il a été constaté que le béton de granulats légers à haute résistance présente de bons avantages structurels18, il est donc largement utilisé dans des projets pratiques, alors qu'il existe quelques études pertinentes sur l'application de colonnes en béton armé d'acier19. Par conséquent, le béton de granulats légers à haute résistance avec une classe de résistance de LC60 est utilisé pour l'essai dans l'article, et le rapport de mélange peut être indiqué dans le tableau 3. La capacité portante de compression axiale de l'échantillon est légèrement influencée par l'ajout de la fibre d'acier dans le béton de granulats légers à haute résistance avec une distribution aléatoire tridimensionnelle20, ce qui peut améliorer efficacement les performances globales de la colonne d'essai et réduire le degré d'écaillage de la couche de protection en béton. Compte tenu de la maniabilité du béton, la fibre d'acier à 39 kg/m3 est ajoutée au béton léger à haute résistance dans le papier.

Les résultats de recherche de Ji et al.21 montrent que le taux de creux influence grandement les performances mécaniques des colonnes creuses. Dans l'application pratique, le contrôle du taux de creux à moins de 36 % peut assurer la sécurité des éléments. Les résultats de la recherche d'Al-Gasham et al.22 montrent que le taux de vide des colonnes creuses en béton autoplaçantes carrées et circulaires intérieures augmente de 0 à 25,8 %, la résistance et la rigidité des colonnes d'essai diminuent, tandis que la ductilité augmente légèrement. Les résultats de recherche d'Al-Ajarmeh et al.23,24,25 montrent que la résistance et la ductilité des colonnes creuses en béton armé GFRP sont supérieures à celles des colonnes creuses en béton armé. Lorsque la conception des paramètres appropriés est adoptée, la capacité portante des colonnes creuses en béton armé GFRP est supérieure à celle des colonnes pleines en béton armé GFRP. Considérant que le plus petit rapport de creux a un léger effet sur la réduction de poids des colonnes creuses, la difficulté de construction est augmentée, la capacité portante et la ductilité des colonnes creuses sont considérablement réduites au plus grand rapport de creux, le rapport de creux dans ce test est pris comme 0, 15%, 16%, 32% et 36%.

Cinq échantillons de colonne SCAH ont été fabriqués. La dimension de la section transversale de la colonne est de 250 × 250 mm, le diamètre creux du trou rond est respectivement de 110 mm et 160 mm, la longueur du côté creux du trou carré est respectivement de 100 mm et 150 mm et l'épaisseur de la couche protectrice est de 20 mm. L'acier d'angle adopte l'acier Q235 avec une longueur de côté de 30 mm et une épaisseur de 4 mm ; La latte est en acier plat Q235 avec une épaisseur de 6 mm, un espacement de 150 mm et une hauteur de 750 mm. La section transversale est illustrée à la Fig. 3 et les paramètres spécifiques sont indiqués au tableau 4. (Dans le numéro d'échantillon, S représente la fibre d'acier, C représente le béton, A représente la colonne de béton en acier d'angle et la figure suivie est le nombre).

Coupe transversale de la colonne de test (Sketch up 2019 https://www.sketchup.com/).

Une machine d'essai hydraulique de 5000 kN est utilisée pour l'essai de chargement. Selon la norme de méthode d'essai de structure en béton (GB/T50152-201226), la méthode de contrôle de la force pour charger étape par étape est utilisée dans l'essai. Au début du chargement, la charge de chaque niveau est de 1/10 du Pu estimé (Pu représente le pic de charge) et la charge est maintenue pendant 2 min ; Lorsque la charge atteint les 0,8 Pu estimés, la charge de chaque niveau est de 1/20 du Pu estimé et la charge est maintenue pendant 2 min ; Lorsque la section de chute de charge est proche de 0,6 Pu, elle est chargée en continu et lentement jusqu'à ce que l'échantillon soit finalement endommagé et que le chargement soit arrêté. La figure 4 montre la disposition du dispositif de chargement, du compteur de déplacement et de la jauge de contrainte de béton sur la surface de l'éprouvette, et la figure 5 montre la disposition de l'acier d'angle et de la jauge de contrainte de latte.

Dispositif de chargement (Sketch up 2019 https://www.sketchup.com/).

Disposition des jauges de contrainte en acier (Rivet 2018 http://www.chinarevit.com/).

Au stade initial du chargement, l'éprouvette se trouve au stade élastique, le béton est comprimé longitudinalement sans fissure évidente sur sa surface extérieure. Lorsque la charge atteint environ 0,3 Pu à 0,6 Pu de la charge maximale, des fissures verticales étroites et courtes commencent à apparaître à l'extrémité du cylindre ; Avec l'augmentation progressive de la résistance à la charge, le nombre de fissures longitudinales augmente également, tandis que les fissures s'étendent lentement jusqu'au milieu de l'échantillon et que la largeur et la profondeur des fissures augmentent progressivement sous la contrainte et l'obstruction de la plaque de latte ; La charge atteint environ 0,6 Pu - 0,8 Pu de la charge crête, et le phénomène de crépitement et de skin blasting apparaît successivement à la surface de la colonne ; Après que la charge ait atteint la charge maximale, les fissures longitudinales traversantes et les fissures transversales émergent rapidement sur la surface de la colonne à une vitesse visible à l'œil nu ; le chargement se poursuit. Lorsque la charge est réduite à 0,6 Pu de la charge de pointe, la cornière de tous les spécimens flambe évidemment, certaines lattes se gonflent et le béton est écrasé et endommagé à des degrés divers. A l'angle du bas de la colonne, des bétons sont concassés et pelés, et le chargement est arrêté. Le mode de rupture typique des éprouvettes est illustré à la Fig. 6, ce qui suit peut être obtenu à partir de la figure : (1) On constate que le béton des éprouvettes à trous ronds à 1/3 ou 2/3 de la colonne est sérieusement endommagé avec une grande largeur de fissure transversale et la séparation de la cornière et du béton en comparant les phénomènes de rupture des éprouvettes à trous ronds et à trous carrés, il n'y a pas de pelage dû à l'effet de pontage de la fibre d'acier interne, et le phénomène de rupture à l'intérieur du trou rond n'est pas évident ; L'échantillon à trou carré présente des fissures longitudinales inclinées évidentes au bas de la colonne, une partie du béton au fond est écrasée et décollée, et la trace de dommages du fond et du coin à l'intérieur du trou carré est évidente. La raison de ce phénomène est que l'effet d'arche se forme sur la paroi interne du trou circulaire, ce qui rend la contrainte globale sur la paroi du trou circulaire plus uniforme et supporte le béton. La concentration de contraintes sur les bords et les coins de la colonne à trous carrés est évidente, ce qui est causé par la contrainte inégale sur la paroi interne de la colonne à trous carrés.

Modes de défaillance typiques des spécimens (Adobe Photoshop 2020 https://www.adobe.com/products/photoshop.html).

Avec l'augmentation du coefficient de rapport creux de la colonne creuse, le degré d'endommagement de la surface extérieure de la colonne creuse avec trou circulaire est affaibli et la section endommagée descend de 2/3 à 1/3. C'est parce que l'épaisseur de paroi diminue progressivement avec l'augmentation du taux de creux. Au stade ultérieur du chargement, la répartition des contraintes de la section est inégale et la déformation transversale au milieu des quatre côtés de la colonne creuse est progressivement supérieure à la déformation d'angle. La dilatation transversale du béton devient de plus en plus évidente avec l'augmentation de la charge, la non-uniformité de l'ensemble de la force de la colonne creuse est amplifiée, entraînant la destruction de la section près de l'extrémité de chargement ; La forme d'ouverture est une colonne creuse avec des trous carrés, et le phénomène d'endommagement est fondamentalement le même que le degré d'endommagement.

La contrainte à l'extrémité de la colonne creuse est très faible, de sorte que les dommages à l'extrémité du béton sont relativement importants. D'après le néphogramme de contrainte simulé par éléments finis, la contrainte en bout de béton est plus concentrée, on constate que le nombre et la largeur des fissures en bout d'échantillon augmentent, et continuent à s'étendre jusqu'au milieu de l'échantillon. Cependant, la retenue d'extrémité de la colonne en béton solide est bonne et les spécimens sont principalement détruits au milieu.

La courbe charge-déformation de l'échantillon est illustrée à la Fig. 7. On peut voir sur la figure que la relation linéaire est montrée entre eux au stade initial de l'action de la charge, et la déformation de l'échantillon augmente avec l'augmentation de la charge. A ce moment, l'échantillon est au stade élastique. Avec l'augmentation continue de la charge, la pente de la courbe de déformation de charge de l'échantillon commence à diminuer et le taux d'augmentation de la déformation est progressivement supérieur à celui de la charge. À ce moment, la déformation plastique se produit dans le béton et l'acier à des degrés différents jusqu'à ce que la charge maximale soit atteinte. Par rapport à 5 (a) et 5 (b) dans la figure ci-dessus, on peut voir que le rendement et la charge maximale de l'échantillon sont considérablement réduits avec l'augmentation du taux de vide ; Pour les spécimens avec un petit taux de vide (tels que SCAH-2 et SCAH-4), la colonne creuse avec trou rond et trou carré est similaire à la colonne solide à la section montante de la courbe, et la charge maximale de la colonne creuse avec trou carré est plus proche de la colonne solide ; Dans la partie descendante de la courbe, les éprouvettes de poteaux creux à trous carrés sont similaires à celles des poteaux pleins. La section descendante de la courbe est douce et la capacité portante diminue lentement, et la ductilité favorable est montrée. La ductilité des colonnes creuses à trous carrés est légèrement meilleure que celle des colonnes pleines ; La section descendante de la courbe de l'échantillon de trou rond est raide, la capacité portante diminue rapidement et la mauvaise ductilité est montrée. Pour les spécimens avec un grand taux de vide (tels que SCAH-3 et SCAH-5), le rendement et la charge maximale des spécimens sont considérablement réduits. La charge maximale des éprouvettes à trous ronds est supérieure à celle des éprouvettes à trous carrés, et la performance de déformation ultime des éprouvettes à trous carrés est nettement meilleure que celle des éprouvettes à trous ronds. La comparaison des courbes montre que la capacité de résistance à la déformation plastique des poteaux creux à trous carrés est meilleure que celle des poteaux creux à trous circulaires ; Dans des conditions de faible taux de vide, même la charge d'élasticité de la colonne creuse en béton SCAH-4 est supérieure à celle de la colonne solide en béton SCAH-1, ce qui indique que le faible taux de vide n'aura pas trop d'impact négatif sur la capacité portante de compression axiale de la colonne creuse. Les résultats des tests sont présentés dans le tableau 5.

Courbes de charge axiale-déformation longitudinale de tous les spécimens (origine 2019b https://www.originlab.com/).

La courbe de déformation longitudinale de l'acier à angle de charge (P-ε) de l'éprouvette peut être illustrée à la Fig. 8. On peut voir sur la figure que la cornière d'acier de chaque éprouvette a atteint la limite d'élasticité (déformation élastique) à la section montante de la charge ε Y est de 2,037 × 10–3). Avant que l'acier d'angle longitudinal n'atteigne la limite d'élasticité, la déformation de l'acier d'angle longitudinal augmente progressivement avec l'augmentation du taux de vide sous la même charge. En raison de l'effet d'angle évident de la paroi intérieure de la colonne creuse à trou carré, la rigidité longitudinale de la colonne creuse en béton de granulats légers à haute résistance est affaiblie, de sorte que la déformation de l'angle longitudinal de l'acier de la colonne creuse à trou carré est supérieure à celle de la colonne creuse à trou rond avec le même taux de creux.

Courbes typiques charge-déformation axiale (origine 2019b https://www.originlab.com/).

Les courbes de déformation transversale et longitudinale charge-béton de l'échantillon (le côté gauche de la coordonnée est la déformation longitudinale du béton et le côté droit est la déformation transversale du béton) peuvent être illustrés à la Fig. 9. On peut voir sur la figure que le développement de la déformation transversale de la colonne solide est plus suffisant que celui de la colonne creuse, et la forme de l'ouverture a peu d'effet sur le développement de la déformation de l'échantillon ; Avant que la charge maximale ne soit atteinte, le développement de la déformation transversale des poteaux creux sous différents taux de vide est fondamentalement le même, tandis que la déformation longitudinale est assez différente ; Sous la même charge axiale, la déformation longitudinale du poteau creux est nettement supérieure à la déformation transversale ; Sous la condition du même taux de vide, la déformation limite longitudinale de la colonne creuse à trou carré est assez différente de celle de la colonne pleine, tandis que la déformation limite longitudinale de la colonne creuse à trou circulaire est légèrement inférieure à celle de la colonne pleine, indiquant que la colonne creuse à trou circulaire est mieux utilisée dans le matériau.

Courbes de contrainte de compression-déformation de surface du béton (origine 2019b https://www.originlab.com/).

Le rapport de la déformation ultime et de la déformation élastique est défini comme le coefficient de ductilité de déformation, la déformation correspondant à 0,85 pu dans la section descendante de la courbe charge-déformation est considérée comme la déformation ultime, et la déformation élastique de l'échantillon est déterminée par la méthode de l'énergie égale27, comme le montre la Fig. 10, on peut le voir dans le tableau 5 : le coefficient de ductilité augmente progressivement avec l'augmentation de l'indice des vides. Sous le même taux de vide, le coefficient de ductilité de la colonne creuse à trou carré est légèrement supérieur à celui de la colonne creuse à trou rond. Dans l'ensemble, la fragilité de l'échantillon est relativement importante et il est sujet à la rupture fragile ; En comparant la ductilité de la colonne pleine et de la colonne creuse, on peut voir que le coefficient de ductilité de la colonne creuse avec trou carré est supérieur à celui de la colonne pleine. C'est parce que le béton de la colonne creuse se dilate jusqu'à l'espace interne sous l'action de la pression axiale, de sorte que la déformation longitudinale de la colonne creuse est supérieure à celle de la colonne pleine sous la même contrainte. On peut voir qu'un taux de vide approprié est bénéfique pour améliorer la capacité de la colonne creuse à résister à la déformation plastique.

Méthode énergétique élasto-plastique équivalente (Visio 2019 https://www.microsoftstore.com.cn/software/office/visio-standard-2021).

Le béton léger à haute résistance est obtenu à partir du test de courbe contrainte-déformation complète (comme illustré à la Fig. 11) sur l'échantillon prismoïde de 150 × 150 × 300 mm, et il est simulé avec un modèle d'endommagement plastique du béton.

Courbe contrainte-déformation (origine 2019b https://www.originlab.com/).

La relation contrainte-déformation de l'acier adopte le modèle élasto-plastique idéal (Fig. 12) fourni dans ABAQUS et répond au critère d'élasticité de von Mises, comme indiqué dans les équations. (1) et (2).

Modèle élastoplastique idéal (Microsoft PowerPoint 2019 https://www.microsoft.com/zh-cn/microsoft-365/powerpoint).

Dans la formule : \(\sigma_{s}\), \(\varepsilon_{s}\) et \(E_{s}\) représentent respectivement la contrainte, la déformation et le module d'élasticité de l'acier ; \(f_{y}\) représente la limite d'élasticité de l'acier ; \(\varepsilon_{y}\) représente la limite d'élasticité correspondant à la limite d'élasticité.

Le modèle d'analyse par éléments finis de la colonne SCAH est établi à l'aide du logiciel ABAQUS. Le béton léger à haute résistance, la plaque de base en acier et le squelette en acier d'angle sont simulés par l'élément solide tridimensionnel intégral réduit à huit nœuds C3D8R. L'acier d'angle et la plaque de latte doivent être combinés en tant que squelette d'acier d'angle. Le squelette en acier d'angle est construit dans le béton, et la plaque de base en béton et en acier est liée et connectée. La surface supérieure du bloc de coussin en acier est couplée en tant que point central. Le contrôle de chargement de déplacement axial est utilisé pour la simulation par éléments finis, et le déplacement vertical est appliqué au point de couplage de la surface supérieure du bloc de coussin en acier. Le fond en béton est complètement fixé comme illustré à la Fig. 13.

Charges et conditions aux limites (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

Grâce à l'analyse de la sensibilité du maillage au début de la simulation par éléments finis, on peut constater que lorsque la taille du maillage du béton est de 12,5 mm, si la taille du maillage continue à être réduite, la précision du calcul de la simulation par éléments finis est moins affectée, tandis que le temps de calcul augmente davantage. Dans le même temps, prendre la grille de béton à 12,5 peut éviter d'utiliser l'élément C3D8R pour simuler le mode sablier du béton, garantissant ainsi que l'échantillon avec le plus grand taux de vide est divisé en au moins 4 éléments dans le sens de l'épaisseur. Le maillage de la cornière en acier et de la plaque de base en acier est de 25 mm. Avant la génération de la grille, les parties irrégulières doivent être divisées en grilles structurées. La division du maillage du béton, de la plaque de base et de la cornière en acier peut être vue sur les Fig. 14 et 15.

Division de grille de béton et plaque de base (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

Division en treillis d'une cornière en acier (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

La distribution des contraintes du squelette en béton et en acier d'angle des cinq colonnes SCAH ci-dessus pendant tout le processus de contrainte est analysée. Afin de faciliter l'analyse, la courbe charge-déformation longitudinale de l'éprouvette est divisée en trois étapes (voir Fig. 16) : section élastique (OA), où la relation linéaire existe entre la charge et la déformation longitudinale de l'éprouvette ; Section élastique-plastique (AB), où la déformation plastique se produit dans le béton et l'acier, la croissance de la charge de l'éprouvette au stade est inférieure à celle de la déformation longitudinale, la courbe est légèrement convexe, la pente diminue progressivement et la capacité portante ultime de l'éprouvette est atteinte au point B ; Section descendante (BC), où la courbe entre dans la section descendante après avoir atteint le point culminant.

Courbe de déformation longitudinale de charge typique (Microsoft PowerPoint 2019 https://www.microsoft.com/zh-cn/microsoft-365/powerpoint).

La simulation par éléments finis est effectuée sur cinq spécimens selon la méthode ci-dessus, et l'exactitude du modèle par éléments finis est vérifiée par la courbe charge-déformation longitudinale. On peut voir sur la Fig. 17 que les résultats d'essai des spécimens sont en bon accord avec les résultats de la simulation par éléments finis, et l'erreur de la charge maximale est d'environ 10 %.

Vérification du modèle par éléments finis (origine 2019b https://www.originlab.com/).

La contrainte longitudinale (S33) représente la contrainte dans l'axe z. La valeur positive est la contrainte de traction et la valeur négative est la contrainte de compression. On peut voir sur la Fig. 18 que le béton est au stade élastique au point A, la contrainte de compression du béton au niveau de la latte est inférieure à celle entre les lattes, dans laquelle la contrainte de compression du béton au niveau de la latte est d'environ − 6 à − 13 MPa, la contrainte de compression du béton entre les lattes est d'environ − 13 à − 20 MPa et la contrainte de compression du béton est évidemment inférieure à sa résistance à la compression axiale.

Diagramme en nuage de la contrainte longitudinale du béton au point A (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

On peut voir sur la Fig. 19 que le béton dépasse le stade plastique avec l'augmentation de la charge entre le point A et le point B, où la plasticité commence à se développer et se situe au stade élastique-plastique. La contrainte de compression maximale dans la zone centrale en béton est considérablement augmentée pour l'éprouvette à faible taux de vide au point B, où la résistance à la compression axiale atteint − 60 MPa avec une augmentation d'environ 25 % ; Pour les éprouvettes à grand indice des vides, la contrainte de compression maximale dans la zone centrale du béton augmente légèrement par rapport à celle du point A, et la contrainte de compression du béton augmente de − 26 à − 36 MPa. La contrainte de compression maximale de la colonne SCAH-1 est répartie près du noyau en béton de la section médiane de l'échantillon, la contrainte de compression maximale de la colonne SCAH-2 est répartie près de la paroi interne du béton à la hauteur du troisième point de l'échantillon (sauf la section médiane), et la contrainte de compression maximale de la colonne SCAH-4 est répartie près du coin du trou carré en béton à la hauteur du quatrième point de l'échantillon.

Diagramme en nuage des contraintes longitudinales du béton au point B (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

On peut voir sur la Fig. 20 qu'il existe une section descendante entre le point B et le point C. La contrainte de compression sur la surface extérieure du béton de l'échantillon est faible (environ − 6 à − 13 MPa), et même une faible contrainte de traction (0–8 MPa) se produit avec l'augmentation de la déformation verticale. La contrainte de compression maximale de la colonne SCAH-1 est répartie près du noyau en béton au niveau de la section médiane de l'échantillon, et la contrainte de compression du noyau en béton est la plus élevée (environ - 50 MPa). La répartition des contraintes de compression du béton près du trou circulaire dans la section médiane de la colonne creuse avec trou circulaire est relativement uniforme avec une valeur d'environ − 20 à − 30 MPa. La contrainte de compression du béton au coin du trou carré est supérieure à celle près du milieu du côté du trou carré. En particulier, la concentration de contraintes du béton au coin de la section dans l'échantillon SCAH-4 est évidente avec une valeur d'environ − 50 MPa.

Diagramme en nuage de la contrainte longitudinale du béton au point C (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

La contrainte de Von Mises est la quatrième théorie de la résistance (telle que l'équation (3)). Selon le principe de conservation de l'énergie, il est utilisé pour juger si le matériau cède. De même, la contrainte du squelette de la cornière en acier est divisée en trois étapes (comme indiqué sur les figures 21, 22, 23) : dans la phase élastique (OA), la contrainte de Mises de la cornière en acier est nettement supérieure à celle de la latte, et la contrainte de Mises de la cornière en acier est inférieure à 300 MPa, mais elle n'atteint pas la limite d'élasticité ; Dans le même temps, la contrainte de la cornière entre les deux lattes est nettement supérieure à celle de la latte, et la contrainte de Mises près de la latte près de la cornière est nettement supérieure à celle près du centre de la latte.

Diagramme en nuage de Mises du squelette en acier d'angle au point a (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

Diagramme en nuage de Mises de la cornière en acier au point B. (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

Diagramme en nuage de Mises de la cornière en acier au point C (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

L'échantillon entre dans la phase élastique-plastique (AB) avec l'augmentation de la charge, et la limite d'élasticité (328 MPa) est atteinte sur toute la longueur de la cornière, tandis que la contrainte de latte est d'environ 160 à 300 MPa avec l'incapacité d'atteindre la limite d'élasticité. À ce moment, la contrainte de Mises de la latte centrale de l'échantillon est nettement supérieure à celle de la latte d'extrémité, et la contrainte de Mises de la latte à la connexion avec la cornière est nettement supérieure à celle près du point central de la latte.

L'échantillon entre dans la section descendante (BC) avec le développement du chargement, la déformation radiale du béton augmente rapidement, la contrainte de traction de la plaque de latte augmente et finalement elle atteint la limite d'élasticité. La plupart des spécimens cèdent aux deuxième et cinquième lattes.

On peut voir sur la Fig. 24 que le béton dans la zone centrale des éprouvettes à faible indice de vide (SCAH-2, SCAH-4) peut être considéré comme une contrainte triaxiale, et le béton dans la zone centrale des éprouvettes à grand indice de vide (SCAH-3, SCAH-5) peut être considéré comme une contrainte biaxiale.

Résultats de la simulation de l'état de retenue du béton de la section transversale de l'éprouvette (ABAQUS 2016 https://www.3ds.com/products-services/simulia/).

Le modèle de Mander28 est établi pour les étriers retenant des poteaux carrés en béton ordinaire. L'effet de retenue latérale des étriers sur le béton central et "l'effet de voûte" de la zone de retenue effective et de la retenue rectangulaire sont pris en compte. Considérant si le calcul de la capacité portante du béton de granulats légers à haute résistance retenu par l'acier d'angle est applicable, le modèle est vérifié ci-dessous :

Pour l'éprouvette à faible taux de vide, la formule de résistance à la compression du béton confiné triaxial est indiquée dans la formule (4) :

Pour le spécimen avec un grand taux de vide, la formule de résistance à la compression du béton confiné biaxial est indiquée dans la formule (5) :

Remarque : l'éprouvette avec un taux de creux inférieur à 16 % est considérée comme un petit taux de creux, sinon c'est l'éprouvette avec un grand taux de creux.

Dans la formule : \(f^{\prime}_{cc}\) représente la résistance à la compression du béton confiné ; \(f^{\prime}_{c0}\) représente la contrainte maximale du béton non contraint, cet article prend \(f^{\prime}_{c0} = 0,85f_{c}\)29 ; \(f^{\prime}_{l}\) : contrainte de retenue latérale.

Dans la formule : \(k_{e}\) représente le coefficient de contrainte effectif ;\(f_{l}\) représente la pression de confinement sur la plaque de liteau, se référant à la contrainte de retenue maximale du béton dans la zone centrale lorsque la plaque de liteau cède ;\(b_{c}\) représente la distance entre les axes des lattes ; \(s\) et \(s^{\prime}\) représentent respectivement l'espacement des cornières et des lattes ; Selon l'équilibre des forces (comme illustré à la Fig. 25), la pression de confinement \(f_{l}\) sur la latte est calculée. La pression de confinement \(f_{l}\) sur la latte du poteau creux à trou rond est comme indiqué dans la formule (8), et la pression de confinement \(f_{l}\) sur la latte du poteau creux avec trou carré est comme indiqué dans la formule (9).

Schéma de principe du calcul des contraintes de contrainte (Microsoft PowerPoint 2019 https://www.microsoft.com/zh-cn/microsoft-365/powerpoint).

Dans la formule : \(f_{yb}\) et \(A_{sb}\) représentent respectivement la limite d'élasticité de la latte et la surface d'une seule latte ;\(D\) et \(a\) représentent le diamètre du trou rond et la longueur latérale du trou carré. L'aire de la section transversale \(A_{c}\) du noyau en béton d'une colonne creuse avec un trou rond est indiquée dans la formule (10), et l'aire de la section transversale \(A_{c}\) du noyau en béton d'une colonne creuse avec un trou carré est indiquée dans la formule (11).

Sur la base du principe de superposition, la capacité portante en compression axiale d'une colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle peut être calculée selon la formule (12) :

Dans la formule : \(f^{\prime}_{cc}\) représente la résistance à la compression du béton confiné ; \(f^{\prime}_{c0}\) et \(A_{cor}\) représentent respectivement la contrainte maximale du béton non contraint et l'aire de la section transversale de l'enrobage de béton ; \(f_{s}\) et \(A_{s}\) représentent respectivement la limite d'élasticité et la section transversale totale de l'acier d'angle.

Étant donné que les résultats des essais peuvent être affectés par les défauts de la charge d'essai, il est nécessaire d'augmenter le facteur de réduction de 1,2. Selon le tableau 6, on peut trouver que la valeur \(P_{u}\)/\(N_{u}\) est comprise entre 1,00 et 1,28 avec une valeur moyenne de 1,156, un écart type de 0,406 et un coefficient de variation de 0,351 lorsque le principe de superposition du modèle de Mander est utilisé pour le calcul et que l'influence du squelette en acier d'angle sur la résistance du béton est prise en compte. Il est plus sûr de calculer avec la méthode car la valeur calculée est inférieure à la valeur de test.

L'influence de différents taux de vide et méthodes d'ouverture sur les propriétés de compression axiale d'une colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle est étudiée dans l'article. En combinant le béton de granulats légers avec une colonne creuse, le poids mort de l'échantillon est considérablement réduit et la simulation par éléments finis est effectuée. La capacité portante du SCAH est calculée par trois méthodes, et les conclusions suivantes peuvent être tirées :

Les extrémités de SCAH-2–SCAH-5 sont gravement endommagées, les fissures s'étendent des extrémités au milieu de l'échantillon et la largeur augmente. L'extrémité de la colonne de SCAH-1 est bien contrainte et la défaillance de l'échantillon est principalement concentrée au milieu.

La charge de pointe de la colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton à granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle diminue de manière significative et la ductilité augmente avec l'augmentation du taux de vide ; Sous le même indice de vide, le coefficient de ductilité de déformation de la colonne creuse à trou rond est légèrement inférieur à celui de la colonne creuse à trou carré ; La charge maximale du trou rond est supérieure à celle du trou carré sous un grand taux de vide ; Par rapport à la colonne solide, la colonne creuse avec trou carré au taux de creux de 16 % n'a pas une grande influence sur la capacité portante et la ductilité, et la ductilité est meilleure que la colonne solide.

Les courbes de capacité portante et de charge-déformation longitudinale obtenues par simulation par éléments finis sont en bon accord avec les valeurs expérimentales. Au stade élastique, la contrainte de compression du béton est inférieure à − 20 MPa, et la cornière et la latte n'atteignent pas la limite d'élasticité ; Au stade élastique-plastique, la contrainte de compression maximale de la zone centrale en béton de l'éprouvette à faible indice de vide augmente considérablement (jusqu'à − 60 MPa), tandis que la contrainte de compression du béton de l'éprouvette à grand indice de vide augmente légèrement (environ − 30 MPa), et la limite d'élasticité est atteinte sur toute la longueur de la cornière, mais la latte n'atteint toujours pas la limite d'élasticité; Dans la section descendante (BC), la contrainte de compression de la surface en béton de l'éprouvette est faible (environ − 6 à − 13 MPa), et même une faible contrainte de traction (0–8 MPa) se produit. La déformation radiale du béton augmente rapidement et certaines lattes atteignent la limite d'élasticité.

L'influence du squelette en acier d'angle sur la résistance du béton est prise en compte dans le modèle de Mander, puis le calcul de superposition est effectué. Il est plus sûr de calculer avec la méthode car la valeur calculée est inférieure à la valeur de test et la précision du calcul est élevée.

Les ensembles de données générés et/ou analysés au cours de l'étude actuelle ne sont pas accessibles au public en raison de la confidentialité des fonds, mais sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Ce travail a été soutenu principalement par la Fondation nationale des sciences naturelles de Chine (51968058) et il a été soutenu en partie par le programme de soutien aux jeunes talents scientifiques et technologiques de la région autonome de Mongolie intérieure (NJYT-18-A06). Il a été soutenu par le projet de la Fondation des sciences naturelles de la région autonome de Mongolie intérieure (2021MS05012) et le projet de fonds ouvert de l'Institut des sciences architecturales de l'Université des sciences et technologies de Mongolie intérieure (JYSJJ-2021M16).

École de génie civil, Université des sciences et technologies de Mongolie intérieure, Baotou, 014010, Mongolie intérieure, Chine

Zehui Xiang, Dan Qiao et Jiangang Niu

École de génie civil, Université de technologie de Pékin, Pékin, 100029, Chine

Weiheng Liu

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DQ a écrit le texte du manuscrit principal. ZX et WL en ont déduit la formule de l'article. JN a préparé les Fig. 2, 3 et 4. Tous les auteurs ont revu le manuscrit.

Correspondance à Jiangang Niu.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Xiang, Z., Qiao, D., Niu, J. et al. Étude expérimentale sur la compression axiale pour une colonne creuse composite de fibres d'acier, de béton de granulats légers à haute résistance et d'acier d'angle. Sci Rep 12, 12409 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-16581-w

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Reçu : 20 avril 2022

Accepté : 12 juillet 2022

Publié: 20 juillet 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-16581-w

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