不銹鋼-碳素鋼筋混合配筋混凝土空心墩柱抗震性能研究

徐春一,李佳瑩,牛 奔,佟 舟

(1.沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168;2.中國建筑第六工程局有限公司天津軌道交通分公司,天津 300000;3.沈陽城市建設(shè)學(xué)院土木工程系，遼寧 沈陽 110167)

鋼筋銹蝕已成為工程結(jié)構(gòu)中的重大安全隱患,從根本上解決混凝土結(jié)構(gòu)中鋼筋銹蝕的方法值得關(guān)注。因不銹鋼筋與碳素鋼筋的力學(xué)性能相近,故用不銹鋼筋代替碳素鋼筋可有效解決目前鋼筋銹蝕的問題。但不銹鋼筋造價相對較高,利用不銹鋼筋與碳素鋼筋混合配筋的方式可滿足經(jīng)濟需求,因此對混合配筋的混凝土結(jié)構(gòu)進行研究,特別是對地震作用下的行為研究是十分必要的。

近年來,針對不銹鋼筋的研究大多集中在其自身耐腐蝕性能及混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能等方面,對不銹鋼筋混凝土構(gòu)件抗震性能的探究較少,阻礙了不銹鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的推廣應(yīng)用。現(xiàn)有研究表明不銹鋼筋防銹蝕能力強、延性高[1-5],較普通鋼筋構(gòu)件而言,不銹鋼構(gòu)件的耗能能力更好且承載力較高[6-8]。國內(nèi)外已有研究證明了混合配筋的可行性[9-12],可見混合配筋形式在建筑結(jié)構(gòu)中具有較好的應(yīng)用前景,為不銹鋼筋和碳素鋼筋混合配筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗震性能研究奠定了基礎(chǔ)。由于國內(nèi)對混合配筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗震性能研究較少,因此筆者采用混合配筋方式對混凝土空心墩柱的受力性能進行模擬,對比全碳素鋼筋、不銹鋼-碳素鋼筋混合配筋混凝土空心墩柱的抗震性能。并通過擴大試件參數(shù)對混合配筋混凝土空心墩柱的抗震性能展開進一步分析。

1 奧氏體不銹鋼S30408的本構(gòu)關(guān)系試驗

1.1 奧氏體不銹鋼筋S30408室溫單向拉伸試驗

試驗選用鋼筋有3種,具體試件參數(shù)見表1。

表1 拉伸試驗試件設(shè)計Table 1 The test piece design for tensile testing

試驗室溫度設(shè)在(23±0.5)℃,拉伸試驗的荷載通過施加力和引伸計一同控制。當塑性應(yīng)變小于等于0.2%時采用應(yīng)變片讀數(shù),塑性應(yīng)變大于0.2%時采用位移計讀數(shù)。試驗過程中,“頸縮”現(xiàn)象明顯。試件破壞方向和拉伸方向大致成45°。3種直徑的不銹鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線大體相似,由應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以得出,不同直徑的不銹鋼筋從開始加載到試驗結(jié)束均分為彈性階段、強化階段、勁縮階段等[13-14]。

1.2 奧氏體不銹鋼筋S30408本構(gòu)關(guān)系模型的確定

通過拉伸試驗分析可得,奧氏體不銹鋼筋S30408應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈非線性變化,沒有明顯屈服。選取3種不同直徑的不銹鋼筋試件,對已有的Ramberg-Osgood模型、Rasmussen模型、Gardner-Nethercort模型、Quach模型進行對比,不同模型下S1、S4和S10的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 不同直徑的S30408應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.1 Comparison of stress-strain curves of S30408 with different diameters

就整體應(yīng)力-應(yīng)變曲線來看,Quach模型偏差最小,且精度較高,可用做奧氏體不銹鋼筋S30408的本構(gòu)模型。因此,將Quach模型用于本次模擬研究中。Quach模型中不銹鋼應(yīng)力-應(yīng)變公式如下:

式中：

2 有限元模型的建立

2.1 試件參數(shù)

為對比兩種配筋形式下模型的抗震性能,設(shè)計兩種試件:一個為全碳素鋼筋試件(與文獻[15]中試驗試件設(shè)計相同參數(shù));另一個為不銹鋼筋-碳素鋼筋混合配筋試件。橋墩模型的截面高寬為0.5 m×0.36 m,壁厚為120 mm。試件尺寸與配筋參數(shù)見圖2和表2。

圖2 試件尺寸與配筋Fig.2 Size and reinforcement of test piece

表2 試件參數(shù)Table 2 Parameters of test pieces

2.2 本構(gòu)關(guān)系

模擬采用C40混凝土,混凝土采用塑性損傷模型。其單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)中提出的單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線[16]。碳素鋼筋采用雙折線彈塑性模型,不銹鋼筋選用Quach模型。

2.3 有限元建模

混凝土采用三維實體單元C3D8R,鋼筋選擇三維桁架單元T3D2。以混凝土空心墩柱作為研究對象,建立有限元模型。為研究配筋形式對混凝土空心墩柱抗震性能的影響,建立兩個墩柱模型,分別賦予不同鋼筋骨架:碳素鋼筋試件Z1;外層為不銹鋼筋,內(nèi)層為碳素鋼筋試件Z2。模型中分別對兩種配筋形式下柱頂?shù)膫?cè)面施加往復(fù)位移,柱頂施加恒定豎向荷載。加載程序見圖3。

圖3 加載位移時程Fig.3 Loading displacement time history

2.4 模型驗證

采用文獻[15]中普通鋼筋混凝土空心橋墩抗震性能研究的試驗結(jié)果驗證文中模型的適用性。Z1的模擬結(jié)果和文獻[15]中試驗對比結(jié)果見圖4?？梢钥闯?模擬試件的滯回曲線與試驗滯回曲線基本吻合。因此建立的有限元模型能有效模擬鋼筋混凝土矩形空心橋墩抗震性能。

圖4 普通碳素鋼筋試件數(shù)值模擬與試驗結(jié)果對比Fig.4 Comparison of numerical simulation and test results for common carbon steel specimen

3 不同配筋形式下混凝土空心墩柱抗震性能分析

為分析不銹鋼筋與碳素鋼筋在混凝土空心墩柱中的協(xié)同工作性能,筆者對兩種配筋形式的混凝土空心墩柱進行模擬,并對試件的破壞形式、滯回性能、承載力、剛度退化及耗能特性等抗震性能進行對比分析。

3.1 應(yīng)力云圖

兩種模型試件的Mises云圖如圖5所示。由圖可知,各墩柱的破壞均最先發(fā)生在柱最底端,隨往復(fù)位移次數(shù)增加,應(yīng)力最大部位向柱頂移動。

圖5 Z1、Z2試件及鋼筋骨架應(yīng)力云圖Fig.5 Stress plots of Z1、Z2 and reinforcement skeleton

3.2 滯回曲線與骨架曲線

Z1、Z2的滯回曲線和骨架曲線如圖6、圖7所示。由圖可知,加載初期試件處于彈性階段,初始剛度變化不大,隨著加載層級增大,滯回曲線發(fā)生傾斜,且傾斜程度逐漸加大,說明試件承載能力不斷衰減,剛度逐漸降低。Z1屈服荷載和屈服位移相對較小,但進入屈服階段后,Z1的滯回環(huán)相比Z2飽滿,達到破壞強度后,因不銹鋼筋彈性模量小、變形大,Z2的骨架曲線下降,剛度退化較快。

圖6 Z1、Z2滯回曲線Fig.6 Hysteresis loop of Z1 and Z2

圖7 Z1、Z2骨架曲線對比Fig.7 Skeleton curves comparison of Z1 and Z2

3.3 承載力

通過試件的骨架曲線得到試件Z1、Z2的不同階段荷載結(jié)果見表3。從表中可以看出,Z2的屈服荷載比Z1提高了49.55%,同時Z2的極限荷載較Z1增大了41.47%。說明配置不銹鋼筋對于試件的屈服荷載和極限荷載都有提高,且對屈服荷載的影響更顯著。

表3 試件不同階段的荷載數(shù)據(jù)Table 3 Load data of each specimen at different stages

3.4 剛度退化

兩種配筋形式下試件的剛度退化曲線如圖8所示。從圖中可以看出,在往復(fù)位移加載過程中,試件的剛度隨加載位移的增加而逐漸降低。Z2的初始剛度較大,在加載初期剛度退化較快,隨著加載層級增大,試件的殘余變形逐漸積累,試件的剛度下降程度越來越平緩,最后兩個試件的剛度相差不大。

圖8 兩種配筋形式下試件剛度退化曲線Fig.8 Stiffness degradation curves of components

3.5 耗能能力

為了研究試件的耗能能力,采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來表示試件的耗能能力。耗能計算簡圖見圖9,he表達式如下:

圖9 試件耗能計算簡圖Fig.9 Sketch of specimen energy consumption calculation

(2)

(3)

式中:E為能量耗散系數(shù);he為等效黏滯阻尼系數(shù);S(ABC+ADC)為圖中滯回環(huán)面積;S(OBE+ODF)為圖中三角形面積。

各試件在不同加載周期的等效黏滯阻尼系數(shù)見表4,其中第1～4周期表示試件屈服前的周期,第5～8周期表示試件屈服后的周期。隨著加載位移的增加,各試件對應(yīng)的等效黏滯阻尼系數(shù)變化曲線見圖10。

表4 試件等效黏滯阻尼系數(shù)Table 4 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

圖10 等效黏滯阻尼系數(shù)增長曲線Fig.10 The building-up curves of equivalent viscous damping coefficient

由圖10可知,加載過程中,兩試件等效黏滯阻尼系數(shù)變化曲線均呈先上升后下降的趨勢。屈服前,Z1、Z2耗能能力大致相同;屈服后,Z2的等效黏滯阻尼系數(shù)大于Z1。說明混合配筋試件Z2具有比全碳素鋼筋試件Z1更好的耗能能力。

綜上可得,混合配筋能提高試件的承載力和耗能能力,而對剛度影響不大。故利用不銹鋼筋與碳素鋼筋在混凝土結(jié)構(gòu)中的協(xié)同作用,可以滿足抗震要求。

4 混合配筋混凝土空心墩柱抗震性能影響因素分析

通過有限元模擬得出,采用共同配置不銹鋼與碳素鋼筋這一配筋形式對混凝土結(jié)構(gòu)抗震方面的研究是可行的。在此基礎(chǔ)上,分別從高寬比、軸壓比、縱筋配筋率等參數(shù)分析試件的骨架曲線、承載能力和延性等,對不銹鋼-碳素鋼筋混凝土空心墩柱的抗震性能展開進一步研究。

4.1 高寬比

高寬比在4～10變化時混合配筋墩柱S1、S2和S3的骨架曲線如圖11所示。從圖中可以看出,隨著高寬比的增加,試件的屈服荷載下降,水平承載力降低,即試件的抗震性能與高寬比呈負相關(guān)。

圖11 S1、S2和S3骨架曲線Fig.11 Skeleton curves of S1、S2 and S3

試件的承載力和位移延性系數(shù)(即試件在側(cè)向力作用下破壞位移與屈服位移的比值)見表5。當高寬比介于4～8時,隨著高寬比的增大,試件承載力呈下降趨勢,而延性顯著提升,當高寬比在8～10時承載力持續(xù)下降,延性幾乎沒有變化。顯然較大的高寬比并不利于結(jié)構(gòu)抗震。

表5 試件承載力和延性系數(shù)Table 5 Bearing capacity and ductility coefficient of specimens

4.2 軸壓比

軸壓比在0～1變化時不同混合配筋混凝土空心墩柱骨架曲線如圖12所示。

圖12 S2、S4～S6試件骨架曲線Fig.12 Skeleton curves of S2 and S4～S6

從圖中可以看出,隨著加載位移的增大,縱向鋼筋發(fā)生屈曲同時混凝土剝落,荷載-位移曲線出現(xiàn)下降段,且軸壓比越大,對下降段的下降幅度影響越明顯。

試件的承載力和位移延性系數(shù)見表6。從表中可以看出,當軸壓比在0.5～0.7時,隨著軸壓比的增大,試件的承載力迅速提升,延性系數(shù)增大即延性有所提高;當軸壓比超過0.7時,試件的承載力呈下降趨勢,延性系數(shù)也緩慢減小。說明軸壓比對試件的承載能力影響顯著,對延性影響不大。

表6 試件承載力和延性系數(shù)Table 6 Bearing capacity and ductility coefficient of specimens

4.3 縱筋配筋率

縱筋配筋率在1%～6%變化時不同混合配筋混凝土空心墩柱骨架曲線如圖13所示。從圖中可以看出,縱筋配筋率在1.5%～4.3%時,試件的水平承載力有所提高;當縱筋配筋率大于4.3%時,試件的水平承載能力下降。說明縱筋配筋率超過一定范圍時,不利于試件的抗震性能。

圖13 S3、S7～S10試件骨架曲線Fig.13 Skeleton curves of S3 and S7～S10

試件的承載力和位移延性系數(shù)見表7。從表中可以看出,延性系數(shù)起初呈增大趨勢,試件的承載力顯著提高。當縱筋配筋率大于4.3%時,試件的延性基本不變。故在縱筋配筋率介于1.5%～4.3%時,縱筋配筋率越高,試件的承載力越大,剛度退化越慢,變形能力越好。

表7 試件承載力和延性系數(shù)Table 7 Bearing capacity and ducitility coefficient of specimens

5 結(jié) 論

(1)通過數(shù)值分析對兩種配筋形式進行研究發(fā)現(xiàn),混合配筋混凝土空心墩柱承載力較碳素鋼筋混凝土空心墩柱承載力提高了41.47%,耗能能力也有所增強,而剛度變化大致相同。說明混合配筋可有效提高混凝土空心墩柱的綜合抗震性能。

(2)改變高寬比對混合配筋混凝土空心墩柱的承載力及延性影響顯著,高寬比宜在4～8,較大的高寬比并不利于結(jié)構(gòu)抗震。不同軸壓比對試件的承載能力影響顯著,對延性影響不大,軸壓比宜控制在0.5～0.7。同時控制縱筋配筋率在1.5%～4.3%時,適當提高縱筋配筋率可改善不銹鋼-碳素鋼筋混凝土空心墩柱的抗震性能。