高軸壓比下圓鋼管再生混凝土柱的抗震性能試驗(yàn)分析

余康康，王成剛，2，袁 泉，馮興良，崔樂樂

（1.合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院，安徽 合肥 230009；2.土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230009；3.華匯建設(shè)集團(tuán)有限公司，浙江 嵊州 312400）

引言

再生混凝土作為一種新型環(huán)保材料，其力學(xué)性能［1］、耐久性［2］、收縮與徐變［3］等性能與普通混凝土有較大差異，通過將再生混凝土澆筑于鋼管之中形成鋼管再生混凝土（RCFS），不僅能有效的解決建筑垃圾的堆放、污染以及資源短缺等問題，而且還繼承了鋼管混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)性能、抗震性能、耐久性均較為優(yōu)秀的特點(diǎn)，為再生混凝土的利用提供了一種新的途徑。

目前，已有部分國內(nèi)外學(xué)者對鋼管再生混凝土柱的力學(xué)性能與抗震性能進(jìn)行了相關(guān)研究，Konno等［4］、肖建莊等［5］、陳宗平等［6－9］課題組以再生骨料取代率、套箍指標(biāo)和長細(xì)比等為主要研究參數(shù)對鋼管再生混凝土柱的軸壓性能進(jìn)行了研究，研究表明：鋼管對再生混凝土與普通混凝土約束的受力過程基本相同，且均表現(xiàn)出良好的承載能力和變形性能；張向?qū)龋?0］、王宏偉等［11］、賈立夫等［12］、王成剛［13］對鋼管再生混凝土柱進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，研究表明：鋼管再生混凝土柱表現(xiàn)出良好的滯回性能，且取代率的變化對試件承載力的影響較?。坏轻槍Ω咻S壓比下鋼管再生混凝土的力學(xué)性能以及抗震性能的研究較少，僅鄒昀等［14］、馬愷澤等［15］等對高軸壓比下鋼管混凝土的抗震性能進(jìn)行了研究，研究表明：在高軸壓比下鋼管混凝土仍能保持良好的抗震性能。文中通過對7根圓鋼管再生混凝土柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究高軸壓比下圓鋼管再生混凝土柱在地震作用下的破壞形態(tài)、滯回特性、變形能力以及耗能能力等特性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料及參數(shù)

試件具體尺寸如圖1所示，實(shí)驗(yàn)所采用的材料有直焊縫圓鋼管、P42.5普通硅酸鹽水泥、天然細(xì)骨料（普通河砂），自來水以及再生粗骨料。再生粗骨料由建筑物拆除廢棄混凝土加工而成，試件的再生粗骨料的取代率有0%和100%共2種，試配強(qiáng)度為C30，混凝土28 d后立方體抗壓強(qiáng)度、彈性模量以及其他力學(xué)性能指標(biāo)見表1。試件中所有圓鋼管均采用Q235B鋼材，直徑均為180 mm，其余各詳細(xì)設(shè)計參數(shù)見表2。

表2 試件基本參數(shù)Table 2 Design parameters of specimens

圖1 試件詳圖Fig.1 Design details of the specimens

表1 再生混凝土抗壓強(qiáng)度Table 1 Compressive strength of RAC

1.2 試驗(yàn)的裝置及加載方案

1.2.1 試驗(yàn)的加載裝置

試驗(yàn)現(xiàn)場的加載布置如圖2所示。試件柱頂?shù)暮愣ㄝS力由千斤頂施加，千斤頂與反力架橫梁間設(shè)有兩塊四氟板以減少千斤頂與反力架間的水平向摩擦力，保證試件柱頂可以自由平動；試件的柱頂與MTS液壓伺服作動器通過水平向的螺桿夾具連接，試驗(yàn)時通過MTS液壓伺服作動器對試件施加水平向的反復(fù)荷載；構(gòu)件下端與固定端板焊接，通過地腳螺栓約束構(gòu)件的轉(zhuǎn)動與豎向位移，螺紋拉桿約束構(gòu)件的橫向位移，以此確保構(gòu)件下端的固結(jié)狀態(tài)。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test device

試驗(yàn)時在試件柱底鋼管壁四周粘貼了3排應(yīng)變片，分別距柱底50、100、150 mm。如圖3所示。

圖3 應(yīng)變片布置Fig.3 The arrangement of strain gages

1.2.2 試驗(yàn)的加載方案

本試驗(yàn)采用力和位移雙控制的加載方式，利用MTS電液伺服作動器對圓鋼管再生混凝土柱施加水平向低周反復(fù)荷載，規(guī)定MTS推為正，拉為負(fù)，在正式加載之前先按照估算的試件水平向屈服荷載的10%往復(fù)加載一周，核查各試驗(yàn)設(shè)備工作是否正常。正式加載方式為力和位移雙控加載，在加載力不超過估算屈服荷載時為力控加載方式，每級荷載為估算屈服荷載的10%，荷載逐級遞增，每一級往復(fù)加載一次。當(dāng)加載受壓面鋼管壁應(yīng)變達(dá)到屈服后，改變加載方式，為位移控制加載，每級遞增位移值取為鋼管壁應(yīng)變達(dá)到屈服時正反兩方向位移的平均值（取整數(shù)），并逐級增加，每一級加載位移往復(fù)加載三次，當(dāng)水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，或者出現(xiàn)顯著陡降時，試驗(yàn)停止。

試驗(yàn)時，通過液壓千斤頂對試件柱頂施加軸壓力，為保持軸壓力穩(wěn)定，試驗(yàn)過程中需要不斷控制油壓。施加的軸壓力數(shù)值由試件的設(shè)計軸壓比反推而得，具體計算公式為，

式中：fc為再生混凝土抗壓強(qiáng)度，取為fc=0.88×0.76fcu；fy為鋼材實(shí)測屈服強(qiáng)度；Ac為核心混凝土橫截面面積；As為鋼管橫截面面積。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

本試驗(yàn)9個試件的試驗(yàn)過程和破壞現(xiàn)象相似，以試件YDZB3－3為代表介紹整個試驗(yàn)的過程與破壞現(xiàn)象。在力加載的初期，柱頂水平向力與位移基本呈線性關(guān)系，鋼管表面未發(fā)生變化；在力加載的后期，荷載—位移曲線呈現(xiàn)微微彎曲，鋼管壁開始屈服，試件進(jìn)入彈塑性階段。當(dāng)鋼管壁屈服后，改為位移加載，位移加載后，觸摸鋼管根部可感覺到加載方向鋼管壁有微鼓現(xiàn)象，但人眼尚難察覺，管壁油漆面未出現(xiàn)變化，如圖4（a）；在卸載及反向加載過程中，鋼管的微小鼓起能逐漸拉平；再隨著柱頂水平位移的逐漸增加，鋼管局部屈曲加劇，鼓曲越來越嚴(yán)重，柱底漆面已經(jīng)發(fā)生脫落現(xiàn)象，如圖4（c），此時鋼管的局部鼓起不能再被拉平，水平推拉力已降至接近峰值荷載的85%。試件典型的破壞特征如圖4所示；剖開鋼管后內(nèi)部混凝土的破壞形態(tài)如圖5所示。

圖4 試件典型破壞特征Fig.4 Typical failure characteristics of specimens

由圖5可見，剖開鋼管后可見，在鋼管鼓曲處再生混凝土完全破碎，在距柱底60 mm左右形成沿加載方向轉(zhuǎn)動的塑性鉸，屬于典型的壓彎破壞。

圖5 再生混凝土的破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of RAC

2.2 特征值及延性系數(shù)

試件在各個特征點(diǎn)處的特征值如表3所示，其中：Δy為屈服位移；Δmax為峰值點(diǎn)對應(yīng)的最大位移；Δu為破壞位移；位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy。文中屈服位移計算方法采用能量等效法（等面積法），如圖6所示，圖中OAE為試件的骨架曲線，此方法是通過面積相等的原則。首先確定直線OAB，使封閉圖形OAO與ABEA面積相等，由此得到B點(diǎn)對應(yīng)的橫坐標(biāo)即為屈服位移。

表3 特征值和延性系數(shù)計算結(jié)果Table 3 Calculation results of characteristic value and ductility coefficient

圖6 等效屈服點(diǎn)的確定方法Fig.6 The determination method of equivalent yield point

由表3分析可得：

（1）無論是對于鋼管混凝土試件還是對于鋼管再生混凝土試件，當(dāng)軸壓比增大時，試件的屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載均有所增大，屈服位移無顯著變化、峰值位移和破壞位移均變小，試件YDTB3－2相較于試件YDTB3－1延性系數(shù)下降了62.27%；試件YDZB3－2相較于試件YDZB3－1延性系數(shù)下降了35.75%；試件YDZB3－3相較于YDZB3－1延性系數(shù)下降了61.02%，構(gòu)件的延性顯著降低，這是由于當(dāng)軸壓比增大時，試件截面上的壓應(yīng)力和壓應(yīng)變隨之增大，使得受壓區(qū)截面高度增加，導(dǎo)致截面延性系數(shù)降低；并且隨著軸向力的增大，會使得軸向力引起的P－Δ效應(yīng)增大，構(gòu)件在經(jīng)歷最大荷載后的變形難以穩(wěn)定，導(dǎo)致延性變差。

（2）再生骨料的加入對試件的承載力以及延性無較大影響。

（3）當(dāng)軸壓比為0.4時，隨著長細(xì)比的增加，試件的各特征點(diǎn)荷載均減小，試件的延性系數(shù)明顯變小，試件YDZD3－1相較于試件YDZB3－1延性系數(shù)降低了58.87%，延性降低；當(dāng)軸壓比為0.7時，隨著長細(xì)比的增加，試件的屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載均減小，破壞位移增大，試件YDZC3－1相較于試件YDZB3－3延性系數(shù)增加了60.69%，延性系數(shù)有所增加。

（4）當(dāng)軸壓比為0.7時，壁厚最大的試件YDZB5－1的峰值荷載值和延性系數(shù)均明顯大于其他兩個試件，試件YDZB5－1相較于試件YDZB3－3延性系數(shù)增加了57.93%，這是由于：一方面鋼管含鋼率越大，鋼管對于混凝土的約束能力越強(qiáng)，并且鋼管對混凝土延性具有一定的改善作用，構(gòu)件的延性系數(shù)就隨之增大；另一方面，鋼管與混凝土共同承擔(dān)了軸向力，在軸向力不變的情況下，鋼管含鋼率越大，分擔(dān)的軸向力越多，混凝土分擔(dān)的軸向力就越少，從而減緩了混凝土應(yīng)變的增加，從而增大了構(gòu)件的延性。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回性能

本試驗(yàn)在試驗(yàn)過程中通過MTS加載系統(tǒng)記錄了各試件柱頂加載點(diǎn)的荷載位移對應(yīng)關(guān)系，繪制了各試件的滯回曲線，如圖7所示。

圖7 水平荷載－位移滯回曲線Fig.7 Lateral load-deformation hysteretic loops

由圖7可見：

（1）在高軸壓比的情況下，試件YDTB3－2、YDZB3－2、YDZB3－3、YDZB5－1、YDZB2－1、YDZC3－1的滯回曲線均存在承載力突變現(xiàn)象，正向水平承載力均在第二級位移循環(huán)的第一個循環(huán)顯著增長達(dá)到峰值，在第二級位移循環(huán)的第二個循環(huán)出現(xiàn)明顯的承載力下降，說明較大的軸壓力會增大構(gòu)件的水平向承載力，同時降低構(gòu)件的延性。

（2）在高軸壓比的情況下，對比壁厚不同的鋼管再生混凝土試件YDZB2－1、YDZB3－3、YDZB5－1，壁厚2 mm的試件YDZB2－1滯回曲線相較于其他試件滯回環(huán)包圍的面積較小，剛度退化較為嚴(yán)重。

（3）在高軸壓比的情況下，對比長細(xì)比不同的試件YDZB3－3和YDZC3－1，2個試件的滯回曲線均有突變，而整體差別不大；在低軸壓比的情況下，對比長細(xì)比不同的試件YDZB3－1和YDZD3－1，長細(xì)比為20的試件YDZB3－1滯回環(huán)包圍的面積較大，長細(xì)比為40的試件YDZD3－1滯回曲線存在較大突變，說明在軸壓比較小的情況下，長細(xì)比增加會加劇試件的剛度退化，顯著降低試件的耗能能力。

（4）在高軸壓比的情況下，再生粗骨料替代率不同的試件YDTB3－2、YDZB3－3，滯回曲線均較為飽滿平滑，再生骨料的加入對滯回曲線基本無影響；在低軸壓比的情況下，再生粗骨料替代率不同的試件YDTB3－1和YDZB3－1，滯回曲線形狀和走勢也大致相似，說明再生粗骨料的摻入對試件的滯回性能影響較小。

3.2 骨架曲線

本次試驗(yàn)不同參數(shù)試件骨架曲線對比圖見圖8。

圖8 不同參數(shù)試件骨架曲線比較Fig.8 Comparison between skeleton curves of specimens under different parameters

由圖8可見：

（1）無論是鋼管再生混凝土試件還是鋼管混凝土試件，在達(dá)到峰值荷載前，高軸壓比會使試件出現(xiàn)快速增長段，骨架曲線斜率無明顯降低；加載達(dá)到峰值點(diǎn)后，試件的承載力會發(fā)生突降，且試件的屈服位移、峰值位移以及破壞位移基本均小于低軸壓比情況下的試件，而峰值承載力均大于后者。因此，高軸壓比會提升試件的峰值承載力而降低試件的延性。

（2）無論在高軸壓比還是在低軸壓比的情況下，鋼管再生混凝土試件的骨架曲線走勢與鋼管混凝土試件相似，再生粗骨料的加入對試件的骨架曲線基本無影響；

（3）在高軸壓比的情況下，長細(xì)比為20的試件YDZB3－3與長細(xì)比為26.7的試件YDZC3－1的骨架曲線彈性階段斜率基本相同；在低軸壓比的情況下，長細(xì)比為20的試件YDZB3－1的彈性階段剛度明顯大于長細(xì)比為40的試件YDZD3－1，峰值承載力也大于后者，而下降段較后者也更為平緩；

（4）在高軸壓比的情況下，隨著鋼管壁厚的增加，試件彈性階段斜率基本相同但是彈塑性上升段剛度有所提升，因此峰值承載力也有所提升。

3.3 耗能能力

文中通過計算試件的等效粘滯阻尼系數(shù)來研究分析試件的耗能性能。等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq的計算方法如下：

式中：S（ABC+CDA）為第i次加載時滯回環(huán)與位移軸所圍成的總面積，即第i次加載過程中構(gòu)件吸收消耗的能量；S（OBE+ODF）為第i次加載時峰值點(diǎn)與位移軸所圍成三角形的總面積，即第i次加載過程中構(gòu)件如果保持彈性狀態(tài)應(yīng)該吸收消耗的能量。

文中按上式計算方法計算出各試件各級加載循環(huán)的ξeq如表4所示。

由表4可見：試件破壞時，其等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq在0.278～0.364范圍之內(nèi)，而普通混凝土柱破壞時的等效阻尼系數(shù)一般在0.1～0.2之間［16］，說明圓鋼管再生混凝土柱在水平低周反復(fù)荷載作用下具有較為優(yōu)秀的耗能能力；在低軸壓比的情況下，再生混凝土的摻入對試件的等效粘滯阻尼系數(shù)基本無影響；在高軸壓比的情況下，再生混凝土的摻入會提高試件的等效粘滯阻尼系數(shù)，說明耗能能力有所增強(qiáng)；無論是圓鋼管普通混凝土柱還是圓鋼管再生混凝土柱，軸壓比越大，試件在破壞點(diǎn)處的等效粘滯阻尼系數(shù)變小，說明耗能能力變差；隨著壁厚的增加，試件在破壞點(diǎn)處的等效粘滯阻尼系數(shù)越大，說明耗能能力越強(qiáng)。

表4 等效粘滯阻尼系數(shù)Table 4 Equivalent viscous damping coefficient

4 結(jié)論

（1）圓鋼管再生混凝土柱在低周反復(fù)荷載作用下，經(jīng)歷了彈性、彈塑性上升和塑性下降3個典型受力階段，在距柱底一定范圍形成沿加載方向轉(zhuǎn)動的塑性鉸，屬于典型的壓彎破壞。

（2）在高軸壓比情況下試件的延性較低軸壓比情況下有所降低；再生骨料的摻入對試件的延性無較大影響；在低軸壓比情況下，隨著長細(xì)比的增大，試件的延性有所降低，在高軸壓比情況下，隨著長細(xì)比的增大，試件的延性有所增加；壁厚的增加會改善試件的延性。

（3）在軸壓比為0.6和0.7的情況下，試件的滯回曲線會出現(xiàn)突降現(xiàn)象，各個試件會以更快的速度達(dá)到峰值荷載，且最大承載力要高于軸壓比為0.4的情況，然后再迅速下降直至試件破壞。

（4）在軸壓比為0.4情況下，圓鋼管再生混凝土柱在地震作用下的骨架曲線都較為平滑，有上升段和下降段，試件骨架曲線下降段較平緩，說明試件后期變形能力和延性較好；而當(dāng)軸壓比為0.6和0.7時會使骨架曲線在峰值處出現(xiàn)突變，在提升試件承載力的同時也加速了試件的破壞。

（5）試件破壞時，其等效粘滯阻尼系數(shù)ξeq在0.278～0.364范圍之內(nèi)，說明鋼管再生混凝土柱在低周反復(fù)荷載作用下具有較為優(yōu)秀的耗能能力，優(yōu)于鋼筋混凝土柱；軸壓比的增加會減小試件的等效粘滯阻尼系數(shù)。