管民生 ，黃獻(xiàn)奇 ，杜宏彪 ，張金剛

（深圳大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東 深圳 518060）

矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)具有承載能力高、延性好、耗能能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)[1]，同時(shí)，相比圓鋼管混凝土，其節(jié)點(diǎn)構(gòu)造簡(jiǎn)單，與梁連接方便，在高層以及超高層建筑中得到了較為廣泛的應(yīng)用[2-5].目前有關(guān)矩形鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的研究主要集中于構(gòu)件[6-8]和節(jié)點(diǎn)[9-11]的基本力學(xué)性能和抗震性能，對(duì)結(jié)構(gòu)體系抗震性能的研究還很少.在結(jié)構(gòu)體系層次的試驗(yàn)研究主要以單層單跨框架結(jié)構(gòu)為主[12-13]，多層框架結(jié)構(gòu)試驗(yàn)嚴(yán)重偏少.另一方面，試驗(yàn)用的混凝土材料主要集中于中低強(qiáng)度等級(jí)[12-15]，高強(qiáng)混凝土框架的試驗(yàn)較少.

將高強(qiáng)混凝土應(yīng)用于鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，通過(guò)鋼管的約束作用，使高強(qiáng)混凝土處于三向受壓狀態(tài)，脆性得到改善，同時(shí)充分利用其高承載力，可節(jié)省建筑材料用量，有重要的經(jīng)濟(jì)價(jià)值.本文采用內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)，設(shè)計(jì)制作了一榀單跨兩層矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)試件，鋼管內(nèi)填C100 高強(qiáng)混凝土，對(duì)試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析了矩形鋼管混凝土框架的破壞形態(tài)與破壞機(jī)制，研究了模型試件的抗震性能.在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，利用Perform-3D 有限元軟件對(duì)試驗(yàn)框架進(jìn)行參數(shù)分析，綜合評(píng)估其抗震性能，為矩形高強(qiáng)混凝土框架抗震設(shè)計(jì)提供參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)了一榀單跨兩層矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架試驗(yàn)構(gòu)件，考慮了實(shí)驗(yàn)室場(chǎng)地條件及設(shè)備加載能力，根據(jù)相關(guān)規(guī)范規(guī)程的條文要求[16-17]，將實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ桶凑赵叽邕M(jìn)行1∶3 的比例縮放.如圖1所示，試驗(yàn)構(gòu)件為跨度1.5 m、層高均為0.9 m 的單跨雙層試件.矩形鋼管柱由厚度為8 mm 的Q345B 的鋼板焊接而成，截面尺寸為150 mm×200 mm，鋼管內(nèi)填C100 高強(qiáng)混凝土，鋼梁使用Q235B 的普通工字型鋼I20a[4]，鋼材和混凝土的力學(xué)性能分別如表1、2所示.為了便于施加軸向荷載以及減小千斤頂加在柱頂?shù)妮S向力對(duì)頂層節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)的影響，試件頂部設(shè)計(jì)高出第二層鋼梁頂面100 mm.

試件底部與基礎(chǔ)梁連接且整體澆筑.基礎(chǔ)梁長(zhǎng)3 500 mm，截面尺寸為400 mm × 600 mm，采用C45商品混凝土，澆筑前通過(guò)放置PVC 管預(yù)留5 個(gè)孔洞，待養(yǎng)護(hù)完成后，采用5M56* 1560（Q235）等級(jí)的7 字地腳螺栓固定于結(jié)構(gòu)試驗(yàn)大廳的地板上，并根據(jù)計(jì)算超配一定數(shù)量的鋼筋，以保證提供足夠的剛度和強(qiáng)度.

試件梁柱節(jié)點(diǎn)采用內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)，工字型鋼梁上下翼緣與矩形鋼管柱側(cè)邊焊接，腹板通過(guò)8.8 級(jí)4M24* 70 高強(qiáng)螺栓與矩形鋼管柱外兩豎向焊接鋼板連接，工字型鋼梁端部彎矩和剪力分別通過(guò)矩形鋼管柱內(nèi)上下隔板與柱外豎向焊接鋼板傳遞到柱中，如圖1所示.

1.2 加載制度和測(cè)量?jī)?nèi)容

本試驗(yàn)在深圳大學(xué)土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)試驗(yàn)大廳進(jìn)行，采用SERVOTEST 擬動(dòng)力水平加載設(shè)備和豎向加載裝置進(jìn)行加載.試驗(yàn)時(shí)，矩形鋼管混凝土框架試件基礎(chǔ)梁通過(guò)5 個(gè)地腳螺栓固定于結(jié)構(gòu)試驗(yàn)大廳地下室頂板，保證其不發(fā)生側(cè)向移動(dòng).

試驗(yàn)軸向力分別由2 個(gè)液壓千斤頂施加在矩形鋼管混凝土框架兩側(cè)柱頂，豎向千斤頂與反力架橫梁間設(shè)置了滾軸裝置，以保證在施加水平側(cè)向力時(shí)，豎向千斤頂作用點(diǎn)始終保持在柱頂中心.設(shè)計(jì)軸壓比n= 0.3，豎向軸力根據(jù)柱軸壓比確定，n=N0/Nu，即為試驗(yàn)時(shí)施加于鋼管柱頂?shù)妮S壓力N0與矩形鋼管高強(qiáng)混凝土柱極限軸壓承載力Nu的比值，由此，計(jì)算可得軸向壓力為1 000 kN，由千斤頂施加于柱頂，并維持恒定不變.

試驗(yàn)水平力由SERVOTEST 作動(dòng)器施加在框架頂層，加載方向沿頂層梁的中心線(xiàn)，SERVOTEST 作動(dòng)器固定在反力墻上，由兩塊加載板和4 根螺桿與試件頂層連接以提供拉壓作用力.

圖1 矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)模型及內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)Fig.1 Model of the RHCFT frame specimen and joint with inner diaphragm

表1 鋼材材料性能實(shí)測(cè)值Tab.1 Measured values of mechanical properties of steel

表2 混凝土材料性能實(shí)測(cè)值Tab.2 Measured values of mechanical properties of concrete

試驗(yàn)加載采用循環(huán)往復(fù)加載方式，按照位移控制模式分級(jí)進(jìn)行.根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[18]：屈服前，每級(jí)荷載循環(huán)1 次；屈服后，每級(jí)荷載循環(huán)3 次.試驗(yàn)時(shí)，先施加軸向力至預(yù)定數(shù)值后保持不變，然后施加往復(fù)水平荷載.

試驗(yàn)過(guò)程中，主要量測(cè)內(nèi)容包括：（1）各級(jí)水平荷載的大??；（2）各層位移；（3）監(jiān)控試件平面外扭轉(zhuǎn)；（4）工字型鋼梁截面應(yīng)變；（5）柱控制截面應(yīng)變；（6）節(jié)點(diǎn)核心區(qū)三向應(yīng)變.其中豎向軸力和水平側(cè)向力均通過(guò)力傳感器感應(yīng)輸出，位移和應(yīng)變分別通過(guò)布設(shè)位移計(jì)和粘帖應(yīng)變片測(cè)量，相關(guān)數(shù)據(jù)信息均由計(jì)算機(jī)通過(guò)東華3816N 靜態(tài)采集箱采集.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞過(guò)程與破壞形態(tài)

加載初期，水平位移加載值較小，試件沒(méi)有明顯變化.試件加載過(guò)程中，定義對(duì)構(gòu)件施加水平推力為正向加載，對(duì)構(gòu)件施加水平拉力為負(fù)向加載.當(dāng)水平位移反向加載至7.24 mm 時(shí)，靠近加載端一側(cè)底層梁端屈服；當(dāng)水平位移正向加載至8.15 mm 時(shí)，遠(yuǎn)離加載端一側(cè)底層梁端屈服，表明此時(shí)試件進(jìn)入了屈服階段，屈服位移 Δy= 8.15 mm，構(gòu)件屈服后，以框架屈服時(shí)頂端層梁端位移的0.5 倍為級(jí)差進(jìn)行加載；當(dāng)水平位移反向加載至 4Δy時(shí)，試件達(dá)到反向峰值荷載 -341.64 kN，正向加載至 4.5Δy時(shí)，試件達(dá)到正向峰值荷載375.57 kN，在此過(guò)程中，底層、頂層梁端出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，從近加載端到遠(yuǎn)離加載端的柱腳先后屈服；水平位移加載至 5Δy時(shí)，梁端上下翼緣鼓曲程度加重，混凝土被壓碎；水平位移加載到 6 .5Δy，柱腳焊縫開(kāi)裂，四側(cè)鋼板嚴(yán)重外鼓，柱內(nèi)壓碎混凝土外露，遠(yuǎn)離加載端一側(cè)柱腳情況更為明顯.此時(shí)，正、反向荷載下降至約峰值荷載的85%，試驗(yàn)結(jié)束.

由此可見(jiàn)，試件破壞形態(tài)為強(qiáng)柱弱梁機(jī)制，通過(guò)梁端屈服形成塑性鉸耗散能量，避免或推遲柱端出現(xiàn)塑性鉸，從而有效防止結(jié)構(gòu)破壞倒塌.試件典型破壞形態(tài)如圖2所示.

2.2 滯回曲線(xiàn)

矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架底層和頂層荷載-位移滯回曲線(xiàn)見(jiàn)圖3.從圖中可知：滯回曲線(xiàn)形狀飽滿(mǎn)，呈梭形，表明結(jié)構(gòu)具有很強(qiáng)的耗能能力.在試件屈服前，荷載與位移近似為線(xiàn)性關(guān)系，加卸載曲線(xiàn)接近重合，無(wú)殘余變形；試件屈服后，荷載-位移曲線(xiàn)呈非線(xiàn)性，滯回環(huán)面積擴(kuò)大，耗能能力加強(qiáng).同時(shí)，殘余變形明顯增加；至峰值荷載后，試件滯回環(huán)面積進(jìn)一步擴(kuò)充，說(shuō)明其耗能能力明顯增強(qiáng).這時(shí)，殘余變形增長(zhǎng)幅度更趨顯著；隨著水平位移加載持續(xù)進(jìn)行，同級(jí)循環(huán)中，試件剛度退化較為明顯，直至試件承載力降低至85%峰值荷載，試驗(yàn)結(jié)束.

圖3 試件滯回曲線(xiàn)Fig.3 Hysteretic curves of the testing specimen

試驗(yàn)過(guò)程中，因鮑辛格效應(yīng)，在同級(jí)循環(huán)中，試件正向荷載要大于反向荷載，導(dǎo)致正、反向滯回曲線(xiàn)不對(duì)稱(chēng).依據(jù)滯回曲線(xiàn)加、卸載曲線(xiàn)斜率變化可知，試件出現(xiàn)了剛度退化，而且，隨著加載的持續(xù)進(jìn)行，剛度退化趨勢(shì)更為明顯.

通過(guò)滯回曲線(xiàn)分析表明，矩形鋼管內(nèi)填高強(qiáng)混凝土，高強(qiáng)混凝土的脆性因鋼管的約束作用得到有效改善；同時(shí)，內(nèi)填高強(qiáng)混凝土對(duì)鋼管壁的支撐作用提高了鋼管的幾何穩(wěn)定性，可以延緩或避免鋼管過(guò)早發(fā)生屈曲，使得各自材料性能得到了充分利用.由此所組成的結(jié)構(gòu)具有承載力高、延性好和耗能能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn).

2.3 骨架曲線(xiàn)

圖4為矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架頂層荷載-位移骨架曲線(xiàn).從圖中可知：試件從開(kāi)始加載到屈服前大致處于線(xiàn)彈性階段，剛度維持不變；屈服后，位移增幅快于荷載增幅，曲線(xiàn)逐步偏向位移軸，剛度出現(xiàn)了一定程度退化，結(jié)構(gòu)塑性變形增大的同時(shí)承載力穩(wěn)步提高，峰值荷載均值為屈服荷載的1.68 倍；到達(dá)峰值荷載后，試件承載力緩慢下降，并在發(fā)生較大水平位移時(shí)仍能保持一定的承載能力，顯示出了良好的抗倒塌性能.

圖4 試件骨架曲線(xiàn)Fig.4 Backbone curve of the specimen

表3為試件層間變形與延性情況.從表3可知，矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架具有很強(qiáng)的變形能力.試驗(yàn)中，頂層和底層極限層間位移角最大分別達(dá)到1/30 和1/27，相比較《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[19]規(guī)定的限值分別提高了66.7%和85.2%，充分說(shuō)明了高強(qiáng)混凝土的脆性受矩形鋼管的約束作用而得到極大改善.對(duì)于正、反向加載，試件的層間位移延性差異很小，延性系數(shù)在6.17～6.40 之間，滿(mǎn)足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[19]規(guī)定框架延性系數(shù)不小于4 的要求，試件頂層和底層最大延性系數(shù)分別超出了規(guī)定限值的58.5%和60.0%，表明了矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架延性很好，具有優(yōu)越的抗震性能.

表3 試件層間變形與延性Tab.3 Values of interstorey deformation and ductility for the specimen

2.4 剛度退化

圖5為矩形高強(qiáng)鋼管混凝土框架剛度退化曲線(xiàn).從圖中可知，前期試件剛度衰減速度較快，后期剛度退化曲線(xiàn)變化幅度較為平緩.原因在于：前部分加載，混凝土開(kāi)裂及其裂縫開(kāi)展、鋼管屈服等因素導(dǎo)致前期剛度衰減幅度較大；加載后期，混凝土的橫向應(yīng)變大于鋼管的橫向變形，鋼管對(duì)混凝土形成了有效約束，從而導(dǎo)致后期剛度退化曲線(xiàn)變化趨于平緩.

圖5 試件剛度退化曲線(xiàn)Fig.5 Stiffness degradation curve of the specimen

2.5 耗能能力

結(jié)構(gòu)滯回耗能是評(píng)估結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，本文采用循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)中單級(jí)循環(huán)滯回耗能與總累積滯回耗能的比值定量分析各級(jí)循環(huán)加載試件的耗能大小，如表4所示，并可得到試件屈服點(diǎn)、峰值荷載點(diǎn)和極限荷載點(diǎn)處的能量耗散系數(shù)分別為0.47、1.01、1.48.可以看出，隨著水平位移加載增大，耗能比值增大，說(shuō)明試件耗散能力逐步增強(qiáng)；試件特征點(diǎn)處的能量耗散系數(shù)也呈現(xiàn)出了與耗能比值較為一致的變化趨勢(shì)，處于峰值荷載點(diǎn)和極限荷載點(diǎn)的能量耗散系數(shù)較屈服時(shí)能量耗散系數(shù)顯著增大.由此表明了矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架具有優(yōu)秀的耗能性能.

表4 試件各級(jí)滯回耗能與耗能比Tab.4 Ratios of hysteretic energy of each loading cycle to total cumulative hysteretic energy for the specimen

3 有限元分析

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用Perform-3D 軟件對(duì)矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架試件進(jìn)行有限元分析，進(jìn)一步完善矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架的研究.

在Perform-3D 中，梁截面采用簡(jiǎn)化的分層纖維模型，可用于單向彎矩作用下的截面非線(xiàn)性分析，柱截面包含鋼材和混凝土纖維，通過(guò)沿截面高、寬方向坐標(biāo)定位，用于在軸力和雙向彎矩作用下的非線(xiàn)性分析，考慮柱雙向彎曲和受壓變形的耦合作用，梁、柱構(gòu)件中間段均設(shè)為彈性段，兩端設(shè)為塑性區(qū)段[20].

鋼管混凝土中材料包含混凝土、鋼材，本文選用經(jīng)過(guò)驗(yàn)證具有良好準(zhǔn)確性的本構(gòu).鋼管采用雙線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化本構(gòu)模型，超高強(qiáng)混凝土C100 則采用韓林海[1]提出的核心混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型，在Perform-3D 中，非線(xiàn)性材料本構(gòu)一般采用簡(jiǎn)化的五折線(xiàn)型骨架曲線(xiàn)，如圖6所示.

圖6 材料本構(gòu)模型Fig.6 Constitutive models of materials

3.1 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

按以上所述建模，將用Perform-3D 得到框架軸壓比n= 0.3 的骨架曲線(xiàn)與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示.可以看出：從整體上看，兩種曲線(xiàn)的吻合程度較好.在彈性階段，鋼管與混凝土變形都比較小，重力二階效應(yīng)不明顯，兩者非常接近；試件屈服后，相同加載位移值下數(shù)值模擬曲線(xiàn)對(duì)應(yīng)荷載值始終大于試驗(yàn)曲線(xiàn)對(duì)應(yīng)值，其中數(shù)值模擬屈服位移為8 mm 左右，試驗(yàn)屈服位移為8.15 mm，對(duì)應(yīng)屈服荷載分別為260.00 kN 及236.21 kN；達(dá)到曲線(xiàn)峰值后，數(shù)值模擬曲線(xiàn)峰值荷載為385.24 kN，試驗(yàn)曲線(xiàn)對(duì)應(yīng)峰值荷載為375.57 kN.

圖7 模擬骨架曲線(xiàn)與試驗(yàn)骨架曲線(xiàn)對(duì)比Fig.7 Comparison of FEM and experimental backbone curves

由于試驗(yàn)過(guò)程中軸向力并非理想狀態(tài)下完全恒定不變以及軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)的模擬功能欠缺，導(dǎo)致誤差的出現(xiàn)，而隨后在試驗(yàn)中出現(xiàn)焊縫開(kāi)裂現(xiàn)象，這也是軟件所未能考慮的，因此導(dǎo)致模擬曲線(xiàn)與試驗(yàn)曲線(xiàn)的偏差.

3.2 參數(shù)拓展分析

3.2.1 軸壓比

用Perform-3D 模擬不同軸壓比下的矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)，結(jié)果如圖8、9 所示.軸壓比對(duì)框架的骨架曲線(xiàn)形狀影響較大.當(dāng)軸壓比較?。╪＜ 0.6）時(shí)，框架的下降段較平緩，當(dāng)軸壓比增大至0.6以上，曲線(xiàn)出現(xiàn)了較明顯的下降段，并且隨著軸壓比的增大，框架下降段越來(lái)越陡.

圖8 不同軸壓比下試驗(yàn)框架骨架曲線(xiàn)（Q345）Fig.8 Backbone curves of frame structure under various axial load ratio (Q345)

圖9 不同軸壓比下試驗(yàn)框架骨架曲線(xiàn)（Q235）Fig.9 Backbone curves of frame structure under various axial load ratio (Q235)

3.2.2 鋼材屈服強(qiáng)度

用Perform-3D 模擬不同鋼材屈服強(qiáng)度下的矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)，結(jié)果如圖10所示.試驗(yàn)框架骨架曲線(xiàn)形狀受鋼材屈服強(qiáng)度影響較小，不同鋼材屈服強(qiáng)度下骨架曲線(xiàn)彈性階段基本重合，而試驗(yàn)框架屈服彎矩、峰值荷載及位移隨鋼材屈服強(qiáng)度的提高而增加.

3.2.3 水平側(cè)向力加載模式

用Perform-3D 模擬不同水平加載模式下的矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)，結(jié)果如圖11所示.水平側(cè)向力加載模式對(duì)框架骨架曲線(xiàn)的形狀影響不大.其中峰值荷載由大到小依次為：均勻加載模式、倒三角加載模式、頂點(diǎn)加載模式，原因在于不同的水平側(cè)向力分布在結(jié)構(gòu)底部產(chǎn)生的彎矩也不相同.在水平荷載數(shù)值相等的情況下，頂點(diǎn)荷載下結(jié)構(gòu)底部的彎矩最大，其次是倒三角形加載模式，最小的是均勻加載模式.

圖10 不同鋼材屈服強(qiáng)度下試驗(yàn)框架骨架曲線(xiàn)Fig.10 Backbone curves of frame structure with various yield strength steel

圖11 不同水平加載模式的框架骨架曲線(xiàn)Fig.11 Backbone curves of frame structure under various loading mode

4 結(jié) 論

（1）矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)先后經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和最終破壞階段，呈現(xiàn)出強(qiáng)柱弱梁的破壞特征.在軸向壓力和水平側(cè)向力共同作用下，試件底層和頂層梁端相繼屈服；隨著水平位移增大，梁端翼緣出現(xiàn)了一定程度鼓曲，此時(shí)，柱腳開(kāi)始屈服；最后，試件因柱腳焊縫開(kāi)裂而破壞.

（2）矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)耗能能力強(qiáng).試驗(yàn)得到的滯回曲線(xiàn)形狀飽滿(mǎn)，未出現(xiàn)明顯的捏攏特征，而且，單級(jí)循環(huán)滯回耗能隨水平位移加載增大而增大.

（3）矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)具有良好的抗倒塌性能.試件到達(dá)峰值荷載后，承載力緩慢下降，并在產(chǎn)生較大水平位移時(shí)，仍能保持一定的承載能力.除了加載末期，試件沒(méi)有明顯的強(qiáng)度退化.

（4）矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出很強(qiáng)的變形能力.試件最大極限層間位移角分別為1/30 和1/27，超出了《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定限值的66.7%和85.2%；延性系數(shù)在6.17～6.40 之間，滿(mǎn)足規(guī)范規(guī)定框架延性系數(shù)不小于4 的要求.

（5）矩形鋼管高強(qiáng)混凝土框架結(jié)構(gòu)抗震性能受軸壓比的影響較為顯著.結(jié)構(gòu)承載能力、變形能力及延性在軸壓比大于0.6 的情況下明顯降低.

（6）框架骨架曲線(xiàn)形狀受鋼材屈服強(qiáng)度與水平側(cè)向力分布形態(tài)的影響很小，但試件承載力受到一定程度的影響.試件在均勻加載模式下的承載力最大，最小的為頂點(diǎn)加載模式，倒三角形加載模式則居于二者之間.

致謝：深圳市科技研發(fā)資金資助項(xiàng)目（JCYJ2017 0818142117164，JCYJ20160331114415945）；深圳大學(xué)青年教師啟動(dòng)項(xiàng)目資助（2017062）.