高強冷彎矩形鋼管混凝土柱抗震性能試驗

(長江大學城市建設學院， 湖北荊州434023)

0 引言

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)是一種由鋼管和混凝土組合的結(jié)構(gòu)。組合結(jié)構(gòu)中，兩種材料各自發(fā)揮各自的優(yōu)勢，相互作用從而使其性能得到很大的提升：塑性韌性良好、承載能力較高、抗震能力較強。眾多截面形式中，尤以方鋼管混凝土柱的應用最為廣泛。隨著科技的進步，冷彎形成的鋼管相對于熱軋焊接而成的鋼管，優(yōu)點更為明顯：焊縫較少、節(jié)省施工工期、殘余應力和殘余變形較小。冷彎鋼管混凝土結(jié)構(gòu)憑借特殊成型方式、優(yōu)越的結(jié)構(gòu)性能、良好的抗震性能，在未來建設中的地位也將越來越重要。

目前，在方形截面鋼管混凝土柱的擬靜力性能方面諸多研究者已進行了相關(guān)研究并取得一定成果。呂西林等[1]、徐培蓁等[2]通過試驗，研究了不同參數(shù)對試件抗震性能的影響，得出方鋼管混凝土柱具有良好的耗能能力。王鐵成等[3-5]利用數(shù)值模擬的方法，研究了不同參數(shù)對方鋼管混凝土柱抗震性能的影響。聶瑞鋒等[6]通過實驗和有限元模擬并分析不同參數(shù)得出：鋼管混凝土柱的耗能能力和塑性變形能力良好。汪夢甫等[7]提出端部帶肋方鋼管混凝土柱的概念并進行相應構(gòu)件的抗震實驗，提出在柱端部加肋可以明顯改善構(gòu)件抗震性能。以上是基于普通鋼管混凝土柱的研究，但到目前為止，對于高強冷彎鋼管混凝土柱的抗震性能研究卻鮮有報道。HAJJAR等[8-9]在考慮冷彎管平板區(qū)和彎角區(qū)材料特性影響的基礎(chǔ)上確定了擬動力荷載作用下鋼材和混凝土的本構(gòu)關(guān)系模型。PATEL等[10]開發(fā)了一種新的高效數(shù)值模型來預測循環(huán)加載下的鋼管混凝土的循環(huán)特性。張耀春等[11]以軸壓比和是否設置加勁肋為主要參數(shù)設計了9根帶肋薄壁方鋼管混凝土柱進行低周實驗，結(jié)果表明：軸壓比對試件的滯回性能影響很大。

為研究高強冷彎鋼管混凝土柱的抗震性能,本文基于以前學者相關(guān)研究方法[12-17]，設計了不同參數(shù)下的高強冷彎鋼管混凝土柱擬靜力試驗。研究在低周往復荷載作用下，高強冷彎矩形鋼管混凝土柱的破壞模式、變形承載能力、延性變化、耗能性能以及強度剛度退化。討論了冷彎矩形鋼管混凝土柱抗震性能在三個試驗參數(shù)截面長寬比、鋼管寬厚比、軸壓比下的不同變化。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

采用正交試驗方法設計并制作9根高強冷彎鋼管混凝土柱，考慮截面長寬比、鋼管的寬厚比、軸壓比對其抗震性能的影響，具體采用的柱子尺寸以及參數(shù)如表1及圖1所示，鋼材力學性能指標見表2，鋼管內(nèi)填混凝土采用《普通混凝土配合比設計規(guī)程》JGJ55-2000規(guī)范設計混凝土配合比：水泥/水/砂(過篩5 mm)/石子(5～20 mm)/減水劑為1/0.42/1.42/3.15/0.01，標準立方體試塊抗壓強度平均值為38.5 MPa。

圖1 柱底尺寸Fig.1 Dimensions of column bottom

試件編號柱高L/mm截面長H/mm截面寬B/mm管壁厚度t/mm長寬比寬厚比軸壓比總軸力Nu/kN軸壓力N/kNCFST11 30020010042500.2 773.768154.757CFST21 30020010052400.4870.078348.031CFST31 3002001006233.30.6965.708579.425CFST41 30020015041.3500.41 030.966412.368CFST51 30020015051.3400.61 143.803686.282CFST61 30020015061.333.30.21 255.978251.196CFST71 30020020041500.61 288.146772.888CFST81 30020020051400.21 417.528283.506CFST91 3002002006133.30.41 546.248618.499

注：CFST1表示試件編號為1的高強冷彎矩形鋼管混凝土柱。

表2 鋼材力學性能Tab.2 Mechanical properties of steel

注：t表示標準試件實測厚度，fy表示屈服強度，fu表示極限強度，Es表示彈性模量，δ表示伸長率

1.2 試驗介紹

1.2.1 試驗加載裝置

圖2 加載裝置現(xiàn)場圖Fig.2 Photo of loading device

試驗采用擬靜力試驗方法在長江大學結(jié)構(gòu)試驗室進行。加載裝置現(xiàn)場圖如圖2所示。將基礎(chǔ)底座用地錨螺栓固定；將柱子底部端板與基礎(chǔ)底座用高強螺栓固定，采用雙螺帽擰緊；柱頂采用2 000 kN的液壓千斤頂施加軸向力，千斤頂固定在裝有滾軸支座的橫梁上，連接板和拉桿與電液伺服系統(tǒng)(MTS)作動器500 kN連接后施加水平荷載，作動器固定在反力墻上。施加軸向力后，再次擰緊底板螺栓，確保后續(xù)加載不會出現(xiàn)滑移。正式加載前，在柱頂施加15 %預壓力，然后卸載。軸向壓力值按表1中計算值確定。

1.2.2 加載制度及數(shù)據(jù)采集

為方便描述，假定作動器向前推為正向加載，向后拉為負向加載。水平位移加載制度如表3。水平荷載和位移由MTS自帶系統(tǒng)采集。軸向荷載采用2 000 kN的液壓千斤頂施加軸向力，實驗過程中時刻關(guān)注液壓千斤頂參數(shù)，確保加載過程中軸壓比保持穩(wěn)定。

在柱底距加勁肋上端20 mm外包鋼管處粘貼了12片電阻應變片。其中，在構(gòu)件前、后側(cè)鋼管各粘貼4片應變片，2片橫向2片豎向；左、右側(cè)鋼管各粘貼2片應變片，試件四面示意圖如圖3，應變片的現(xiàn)場布置情況如圖4所示。同時，在沿作動器高度方向布置一個位移計用于采集水平位移。鋼管表面應變片的應變讀數(shù)及位移計數(shù)據(jù)由DH3816進行采集。

表3 加載制度Tab.3 Loading system

圖3 試件四面示意圖
Fig.3 Diagram of specimen in all directions

圖4 應變片布置圖
Fig.4 Layout of strain gauge

2 實驗現(xiàn)象

通過對9根高強冷彎矩形鋼管混凝土柱進行低周往復加載試驗，觀察到9個試件的整體破壞過程相似：在控制位移未達到18 mm(預估屈服位移)，隨著控制位移的變化試件并未出現(xiàn)明顯現(xiàn)象，控制位移達到18 mm后，可以聽到鋼管內(nèi)部有細微響聲，此時并未發(fā)現(xiàn)鋼管有鼓曲，控制位移達到36 mm后，可以看到前側(cè)受壓處開始出現(xiàn)微小鼓曲，受拉處無明顯變化，反向加載時，后側(cè)受壓處鼓曲被拉平，受拉處開始出現(xiàn)鼓曲，隨著荷載繼續(xù)增大，前后側(cè)鼓曲越來越明顯，且左右側(cè)也出現(xiàn)鼓曲。當控制位移到達54 mm時，受壓區(qū)鋼管迅速膨脹，且受拉區(qū)的鼓曲沒有被拉平，同時，鋼管內(nèi)部混凝土被壓碎的聲音很明顯，控制位移達到72 mm后，少數(shù)構(gòu)件可以看到底部鋼管裂開，試件已經(jīng)破壞，高強冷彎鋼管混凝土試件的典型破壞現(xiàn)象如圖5。

3 實驗結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

本試驗以水平荷載P為縱坐標，冷彎矩形鋼管混凝土柱的頂端位移Δ為橫坐標，實測的冷彎矩形鋼管混凝土柱的P-Δ曲線如圖6所示。從圖中可以看出：內(nèi)部混凝土使得外部鋼管出現(xiàn)局部屈曲的時間延后從而使得鋼管的穩(wěn)定性得到了增強，因此大部分試件的滯回曲線的形狀表現(xiàn)為飽滿的梭形，沒有明顯的捏縮現(xiàn)象，個別試件除外。下面具體就各個構(gòu)件的滯回曲線具體分析：

①CSFT1：滯回曲線整體表現(xiàn)飽滿，滯回環(huán)在加載初期基本呈現(xiàn)為梭形形狀，沒有明顯的捏縮現(xiàn)象。從圖中可以看出正反滯回環(huán)幾乎以原點為中心呈現(xiàn)出良好的對稱現(xiàn)象。荷載加大，試件承載能力卻減小，滯回環(huán)出現(xiàn)輕微捏縮，剛度強度退化明顯。

②CSFT2：滯回曲線飽滿，破壞時由梭形變?yōu)楣危蜃畲笏胶奢d大于負向水平荷載，可能是因為負向加載時構(gòu)件內(nèi)部還有正向加載的殘余應力，導致負向荷載達不到正向荷載的最大值，破壞后承載力迅速下降。

③CFST3:滯回環(huán)面積較大，表現(xiàn)出良好的耗能，整體呈現(xiàn)梭形，破壞時未見明顯捏縮，破壞后承載力下降較快，正負向比較對稱。

④CFST4：加載初期呈現(xiàn)良好的梭形，破壞后出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象，這是因為底部鋼板螺栓被拉斷，底座滑移的影響，但滯回環(huán)面積又增加說明耗能性能好。

⑤CFST5：滯回曲線較飽滿，加載初期呈現(xiàn)良好梭形，破壞后荷載下降緩慢，承載力較好，但是加載后期負向承載力突然下降，由于負向拉回最大時，柱底正向與底座固定的螺栓被拉斷，導致負向承載力劇降。

⑥CFST6：滯回曲線整體呈現(xiàn)Z形，表明出現(xiàn)大量剪力和滑移，試件后期在原有柱底板上焊接了一快較大的鋼板，便于和底座固定，在加載過程中，焊縫被拉斷，導致大量滑移，滯回曲線受到明顯影響。

⑦CFST7:滯回曲線飽滿，滯回環(huán)呈梭形，正負向關(guān)于原點幾乎對稱，承載力較好，捏縮現(xiàn)象不明顯，耗能較好。

⑧CFST8：整體出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象，屈服后底座出現(xiàn)滑移，但承載力相對較高，下降較平穩(wěn)，整體滯回性能較好。

⑨CFST9：滯回曲線整體比較飽滿，試驗構(gòu)件在整個加載過程中滯回環(huán)表現(xiàn)為梭形，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象，滯回性能穩(wěn)定，說明具有較好的耗能能力。

總體而言：高強冷彎鋼管混凝土柱在低周往復荷載作用下的滯回性能較好，在正向加載時基本從同一點出發(fā)按照不同路徑到最大值，反向卸載時按照大體相同的斜率下降，滯回環(huán)所包圍的面積越來越大，耗能能力越來越好。

(a) CFST1

(b) CFST2

(c) CFST3

(d) CFST4

(e) CFST5

(f) CFST6

(g) CFST7

(h) CFST8

(i) CFST9

3.2 骨架曲線

骨架曲線可以反映構(gòu)件整體的承載力變化趨勢，分析延性變化特征。圖7為試件的荷載—位移骨架曲線，根據(jù)不同參數(shù)變化下的各試件骨架曲線的對比，可以得出以下結(jié)論：

①整體而言：骨架曲線發(fā)展趨勢基本一致，加載初期，構(gòu)件處于彈性階段，曲線上升趨勢為直線。荷載繼續(xù)增加，構(gòu)件進入屈服階段，曲線斜率表現(xiàn)為減小的形式，構(gòu)件承載力達到最大，加載后期下降緩慢，趨于平穩(wěn)，說明具有良好的塑形。并且正向和負向的骨架曲線并不是完全對稱，這是因為正向加載后構(gòu)件內(nèi)部的具有一定的殘余變形，負向加載時構(gòu)件要抵消這部分殘余變形從而導致負向加載時的承載力普遍低于正向加載時的承載力。

(a) 長寬比2

(b) 長寬比1.3

(c) 長寬比1

(d) 寬厚比50

(e) 寬厚比40

(f) 寬厚比33.3

(g) 軸壓比0.2

(h) 軸壓比0.4

(i) 軸壓比0.6

圖7 高強冷彎鋼管混凝土柱骨架曲線
Fig.7 Skeleton curves of concrete-filled high strength cold-formed rectangular steel tubular columns

②對于長寬比相同的構(gòu)件，軸壓比越大，承載力越大，但下降趨于陡峭，說明延性差；隨著長寬比減小，軸壓比的影響變得不明顯，說明長寬比在一定范圍內(nèi)，軸壓比越大，構(gòu)件承載力越好，延性越差。寬厚比的影響相對較小。

③對于寬厚比相同的構(gòu)件，長寬比越大，承載力越大，但上升段和下降段較陡峭，峰值點很高，軸壓比的影響相對較小。

④對于軸壓比相同的構(gòu)件，在一定范圍內(nèi)，長寬比越小，承載力越大，寬厚比越小，加載后期曲線上升和下降越陡峭。

3.3 延性與耗能分析

各構(gòu)件的位移—荷載值在屈服點，峰值點，破壞點以及延性系數(shù)見表4。

表4 各特征點下試件的荷載—位移值Tab.4 Measured load and displacement of specimen at characteristic points

表4表現(xiàn)出各個構(gòu)件的位移延性系數(shù)都不一樣，并且同一構(gòu)件的位移延性系數(shù)在正向加載和反向加載時也表現(xiàn)不一致，這是因為正向加載后構(gòu)件存在殘余應力。各構(gòu)件的位移延性系數(shù)均大于3，滿足規(guī)范要求，延性性能良好。采用方差分析和比較各個因素對位移延性系數(shù)的影響大小。位移延性系數(shù)分析結(jié)果見表5，K1、K2、K3分別為長寬比、寬厚比、軸壓比三個因素分別控制下的位移延性系數(shù)之和，以第一列計算過程為例，K1=4.31+3.87+3.5=11.68，K2=4.24+4.04+3.1=11.38，K3=3.61+3.54+3.26=10.41，極差R=max{11.68,11.38,10.41}- min{11.68,11.38,10.41}=1.27。

表5 延性系數(shù)極差分析結(jié)果Tab.5 Results of range analysis of μ

方差計算結(jié)果見表6，可以得出以下結(jié)論：

①長寬比和寬厚比對試件的屈服位移影響顯著，軸壓比的影響不明顯，長寬比的影響最大。

②長寬比、寬厚比和軸壓比對破壞位移的影響均不明顯，但就三個因素下的F值比較而言，長寬比的影響大于寬厚比且大于軸壓比。

③長寬比、寬厚比和軸壓比對位移延性系數(shù)沒有顯著影響。比較分析各不同參數(shù)下的F值，可以得出以下結(jié)論：長寬比、寬厚比和軸壓比對位移延性系數(shù)的影響因素的大小關(guān)系為軸壓比<長寬比<寬厚比。

表6 屈服位移、破壞位移、延性系數(shù)方差分析結(jié)果Tab.6 Results of variance analysis of Δy, Δu and μ

圖8 he-Δ曲線圖Fig.8 Curves of he versus Δ

圖8為各個試件在第一次加載循環(huán)下的荷載—位移滯回曲線的等效粘滯系數(shù)。由圖8可知，構(gòu)件在屈服之前處于彈性階段，耗能沒有太大波動，處于相同水平，位移達到18 mm(預估屈服位移)后，隨著加載位移逐漸增大，試件進入塑形階段，耗能能力逐漸增強。各試件不同階段耗能見表7，由表可得，當試件進入屈服狀態(tài)后，能量耗散系數(shù)E和等效粘滯阻尼系數(shù)he都隨荷載位移的增大而增大，能量耗散系數(shù)E最大達到3.593 0。

表7 各構(gòu)件在不同階段耗能Tab.7 Energy dissipation at different stages

3.4 強度退化

本試驗采用第三次循環(huán)時的最大水平荷載P3與第1次循環(huán)的時的最大水平荷載P1之比P3/P1來表示構(gòu)件的強度退化。圖9給出了各個構(gòu)件強度退化與加載等級的關(guān)系。

(a) CFST1

(b) CFST2

(c) CFST3

(d) CFST4

(e) CFST5

(f) CFST6

(g) CFST7

(h) CFST8

(i) CFST9

從圖9可以看出，構(gòu)件的強度退化越來越嚴重，隨著位移荷載的增大而增大，這是因為核心混凝土的損傷不斷積累，混凝土的裂縫逐漸增多直至碎裂，鋼板與混凝土之間的滑移等影響。試件的正負向強度退化并不一致，這是因為正向加載后構(gòu)件內(nèi)部的具有一定的殘余變形，所以負向加載時構(gòu)件要抵消這部分殘余變形，并且外部鋼管因為內(nèi)部核心混凝土的存在局部屈曲可以得到延緩甚至被避免發(fā)生，從而增強了鋼管的穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

①高強冷彎矩形鋼管混凝土柱破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為壓彎破壞，柱底鋼管破壞形態(tài)表現(xiàn)為鼓曲破壞。

②高強冷彎鋼管混凝土柱在低周往復荷載作用下的滯回曲線大部分呈現(xiàn)為飽滿的梭形，捏縮現(xiàn)象不明顯。表現(xiàn)出的滯回性能優(yōu)良。隨著水平位移增加，滯回環(huán)所包圍的面積越來越大，耗能性能越來越好。各構(gòu)件的位移延性系數(shù)均大于3，滿足規(guī)范要求，延性性能良好。

③截面長寬比和鋼管寬厚比對高強冷彎鋼管混凝土柱的屈服位移影響顯著，對位移延性系數(shù)沒有顯著影響，但各因素對位移延性系數(shù)的影響主次關(guān)系為鋼管寬厚比>截面長寬比>軸壓比。