不銹鋼管超高性能混凝土柱抗震性能研究

杜國鋒，何學(xué)杰，袁洪強，謝向東

長江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州 434023

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)具有良好的承載能力、延性和抗震性能，在工程中得到了越來越多的應(yīng)用[1，2]。對于鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，鋼管為核心混凝土提供約束作用，提高結(jié)構(gòu)的承載力，同時改善結(jié)構(gòu)延性?；炷恋拇嬖诳梢詾殇摴芴峁┯行У闹?，延緩或避免鋼管過早地發(fā)生局部屈曲。鋼管和混凝土的結(jié)合能充分發(fā)揮兩種材料的優(yōu)異性能[3]。

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的抗震性能一直是學(xué)者們研究的重點[4-6]。為有效提升鋼管混凝土柱的抗震性能，以及提高其在腐蝕環(huán)境中的服役能力，學(xué)者們嘗試從組合結(jié)構(gòu)的材料性能方面進行革新。目前，超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)因具有抗壓強度高、彈性模量大和耐久性好等優(yōu)點在工程中不斷推廣應(yīng)用[7-9]。然而鋼管超高性能混凝土柱的研究多集中于靜力性能的數(shù)值模擬和試驗研究[10-12]，對其抗震性能的研究成果尚不豐富。

不銹鋼管混凝土結(jié)構(gòu)不但具備了鋼管混凝土良好的力學(xué)性能，同時兼具了不銹鋼的耐腐蝕性和耐久性的優(yōu)點，可有效降低其全壽命維修成本[13]。近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對不銹鋼管超高性能混凝土柱軸壓[14，15]、偏壓[16]、純彎[17]、壓彎[18]和抗震[19]的性能進行了研究。諸多研究成果表明，不銹鋼管混凝土柱具有更高承載力、更好的延性和耗能能力。

注：L為試件高度，mm。圖1 試件尺寸圖Fig.1 Dimension drawing of test piece

為進一步研究不銹鋼管超高性能混凝土和內(nèi)置鋼骨對鋼管混凝土柱抗震性能的影響，筆者選取不銹鋼管超高性能混凝土柱為研究對象，綜合考慮長細比、軸壓比、徑厚比和內(nèi)置鋼骨參數(shù)的影響，設(shè)計制作4根不銹鋼管超高性能混凝土柱(ultra-high performance concrete filled stainless steel tube,UHPCFSST)和2根內(nèi)置鋼骨的UHPCFSST柱，并進行擬靜力試驗，觀察了試件的破壞形態(tài)，研究了各參數(shù)對試件抗震性能的影響，以期為此類結(jié)構(gòu)柱的工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

本試驗共設(shè)計如圖1所示的4根無鋼骨和2根有鋼骨UHPCFSST柱，采用的材料包括304奧氏體不銹鋼圓管，Q235焊接組合工字鋼的鋼骨，軸心抗壓強度為124MPa的UHPC。UHPCFSST柱澆筑在鋼筋混凝土基梁內(nèi)，鋼管埋入基梁300mm，分層澆筑振搗密實，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護28天后用水泥砂漿封口，焊接頂板。各試件設(shè)計參數(shù)如表1所示。

1.2 材料性能

1.2.1 鋼材

在304奧氏體不銹鋼管和工字鋼上分別取材做標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，按國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[20]進行拉伸試驗，測得不銹鋼材和工字鋼的物理力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。

表1 試件設(shè)計參數(shù)

表2 不銹鋼和工字鋼材料性能

1.2.2 超高性能混凝土

超高性能混凝土配合比如表3所示，采用P.O 52.5級普通硅酸鹽水泥；細骨料為石英砂，40目～70目和70目～140目各占一半；摻合料包括優(yōu)質(zhì)微硅粉和S95級礦粉；外加劑為聚羧酸高效減水劑；纖維采用如表4所示的鍍銅鋼纖維。

澆筑UHPC和基梁時，每批次制作3個100mm×100mm×100mm立方體試塊，并在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護28天，實測UHPC和普通混凝土立方體軸心抗壓強度平均值分別為124MPa和30.5MPa。

表3 超高性能混凝土配合比Table 3 Ultra high performance concrete mix ratio kg/m3

表4 鋼纖維物理參數(shù)

2 加載方案

2.1 加載裝置

試驗采用如圖2所示的加載裝置，基梁通過錨桿和螺栓與試驗臺座連接。豎向軸力由量程為2000kN的千斤頂施加，千斤頂通過螺栓與試件錨固；水平力由固定在反力墻上的作動器施加，并在加載板上安裝一個位移計，用于測量柱頂位移。

圖2 試件加載裝置Fig.2 Specimen loading device

2.2 加載制度和測點布置

按照《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[21]相關(guān)規(guī)定，試驗采用如圖3所示的加載制度。試驗開始前，先施加豎向軸力，取設(shè)計軸力的40%～60%對試件進行預(yù)加載；試驗中，水平荷載采用位移控制，在試件未達到屈服強度前，每級循環(huán)加載一次，在試件到達屈服強度后，每級循環(huán)加載三次，試件水平承載力下降至峰值的85%即認(rèn)為構(gòu)件失效，停止加載。

為量測試件柱端應(yīng)變和柱頂位移，采用量程為400mm的位移計監(jiān)測加載點的柱頂位移；采用電阻應(yīng)變片測量柱端應(yīng)變，在基梁上方30、60、120mm處分別布置一組應(yīng)變片，每組應(yīng)變片沿圓周每90°布置1個測點，每個測點由1個橫向應(yīng)變片和1個縱向應(yīng)變片組成，測點布置如圖4所示。

圖3 試驗加載制度 圖4 測點布置Fig.3 Test loading system Fig.4 Measuring point arrangement

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 破壞形態(tài)

圖5 試件的破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of specimens

圖5展示了所有UHPCFSST柱的最終破壞形態(tài)：各試件柱底呈燈籠狀鼓曲狀破壞，同時伴隨鋼管撕裂和混凝土壓潰。

以UHPCFSST-4為例對試驗過程中試件破壞過程進行闡述：在試驗初期，試件處于彈性階段，沒有明顯破壞現(xiàn)象；隨著水平位移的增大，試件進入彈塑性階段，當(dāng)位移加載到2Δy時，鋼管內(nèi)核心混凝土出現(xiàn)開裂，試件底部出現(xiàn)輕微鼓曲；位移加載到3Δy～5Δy時，局部屈曲在往復(fù)循環(huán)作用下進一步發(fā)展，逐漸形成塑性鉸；試件破壞時，柱底如燈籠狀向外鼓曲，鋼管出現(xiàn)開裂。

試驗結(jié)束后選取典型試件，剖開下柱端外包不銹鋼管，發(fā)現(xiàn)未內(nèi)置鋼骨的試件混凝土壓碎較重，而有鋼骨試件底部混凝土雖也有壓碎，但整體性保持表現(xiàn)良好。

3.2 滯回曲線和骨架曲線

根據(jù)試驗結(jié)果繪制試件滯回曲線如圖6所示，試件骨架曲線如圖7所示。由圖6和圖7可知，骨架曲線和滯回曲線都經(jīng)歷了彈性-彈塑性-破壞等3個階段。由圖6曲線形態(tài)可知，在試驗加載初期，試件曲線保持線性增加，滯回環(huán)面積較小，基本無剛度退化，耗能也較小。隨著加載位移的增加，在試件屈服后，殘余變形不斷變大，曲線呈非線性上升，試件滯回環(huán)更加飽滿，試件表現(xiàn)出明顯的剛度退化。當(dāng)進入破壞階段時，由于試件底部鋼管出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象，致使在同級水平加載位移下，第二次加載位移所對應(yīng)的的水平承載力明顯低于第一次加載位移。

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of the specimens

結(jié)合圖7和表5可知，不同參數(shù)對UHPCFSST抗震性能影響規(guī)律如下：

1)相比試件UHPCFSST-4(0.2)，UHPCFSST-5(0.3)的水平極限承載力下降了11.76%，延性也有略微下降，表明隨著軸壓比的增加，試件水平極限承載力明顯降低，延性變差[22]。

2)當(dāng)徑厚比從60(UHPCFSST-2)降到36(UHPCFSST-4)時，極限位移從80mm增加到120mm，峰值荷載和延性系數(shù)提升了28.29%和12.99%，可知隨著徑厚比的減小，鋼管對核心混凝土的約束作用增強，水平極限承載力和延性均有顯著的提升。

3)試件UHPCFSST-1(L=1200mm)和UHPCFSST-2(L=1500mm)的水平極限位移為64mm和80mm，水平極限承載力為124.41kN和107.74kN，且在達到峰值后，對比試件UHPCFSST-1和試件UHPCFSST-2，后者峰值荷載下降了13.4%，且下降段更為平緩，說明隨著長細比的增加，試件的水平承載力有所降低，但表現(xiàn)出更好的延性。

4)對比無鋼骨試件，試件UHPCFSST-6的水平極限承載力提升15.66%，且滯回曲線更加飽滿，說明內(nèi)置鋼骨在一定范圍內(nèi)可以提升鋼管混凝土柱的水平極限承載力，表現(xiàn)出更好的抗震性能。

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Specimen skeleton curves

表5 試件骨架曲線特征值和延性系數(shù)

3.3 剛度退化

本文采用式(1)所示的平均剛度退化系數(shù)η來反映試件的剛度退化：

(1)

式中：Ki為第i級加載位移下的平均剛度值，kN/mm；Δij為第i級加載位移下第j次(j=1、2、3)循環(huán)的峰值位移，mm；Fij為Δij對應(yīng)的水平峰值荷載，kN。

根據(jù)試驗結(jié)果繪制試件剛度退化曲線如圖8所示，由圖8可知，由于試件底部局部屈曲和核心混凝土損傷累積，試件均有明顯的剛度退化。對于軸壓比單參數(shù)變化試件，較大的軸壓比加快了試件的剛度退化；相較而言，隨著長細比的增加，試件剛度退化趨勢明顯減緩。對比試件UHPCFSST-2(t=3)和UHPCFSST-4(t=5)，前者的剛度退化趨勢更快，主要原因是徑厚比大的試件鋼管壁厚較薄，鋼管更容易發(fā)生局部屈曲，削弱鋼管對混凝土的約束。對比無鋼骨試件，有鋼骨試件的初始剛度有所增加，從曲線中能看出鋼骨能有效減緩試件剛度退化趨勢。

圖8 試件剛度退化曲線Fig.8 Specimen stiffness degradation curves

3.4 延性性能

采用延性系數(shù)μ來定義延性：

(2)

式中：Δf為極限位移，是試件加載過程中水平承載力下降至極限承載力的85%時，即破壞時荷載Pf所對應(yīng)的加載位移，mm；Δy為屈服位移，mm，結(jié)合骨架曲線，采用如圖9所示的幾何作圖法，以峰值荷載Pmax和峰值位移Δmax為基點，通過幾何關(guān)系得到OF為試件屈服位移，結(jié)果如表5所示。

圖9 幾何作圖法Fig.9 Geometric graphic method

由表5可知，同等條件下，軸壓比0.2(UHPCFSST-4)和0.3(UHPCFSST-5)試件的平均延性系數(shù)為3.48和3.38，延性有所下降；而對于徑厚比單參數(shù)變化試件，當(dāng)徑厚比從60(UHPCFSST-2)降為36(UHPCFSST-4)時，試件平均延性系數(shù)增加了12.99%；隨著長細比的增加，試件UHPCFSST-2平均延性系數(shù)增加了4.41%，提升不顯著。

3.5 耗能能力

能量耗散系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)he是評價試件抗震性能的兩個重要指標(biāo)，試件耗能能力和滯回環(huán)面積相關(guān)，本文選取加載至極限荷載的第一個滯回環(huán)，如圖10所示。對能量耗散系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)he按式(3)和式(4)計算[21]，結(jié)果如表6所示。

(3)

(4)

圖10 耗能系數(shù)計算示意Fig.10 Schematic diagram of energy consumption coefficient calculation

由表6可知，隨著長細比的減小，E和he分別提高了9.15%和9.04%；隨著徑厚比從60(UHPCFSST-2)變?yōu)?6(UHPCFSST-4)，E和he分別提高了52.66%和52.8%，而內(nèi)置鋼骨的試件則分別增加了28.92%和28.95%?？傮w而言，徑厚比的減小，內(nèi)置鋼骨對試件耗能能力提升顯著，但減小長細比對其耗能能力的提升影響不大。

4 結(jié)論

本文對4根無鋼骨UHPCFSST柱和2根有鋼骨UHPCFSST柱進行擬靜力試驗，通過對試件破壞形態(tài)和試驗結(jié)果分析，得到以下結(jié)論：

1)UHPCFSST柱的破壞形態(tài)基本一致，均呈現(xiàn)為下柱端鼓曲破壞，并伴隨鋼管撕裂以及混凝土壓碎；相較無鋼骨試件，內(nèi)置鋼骨的試件雖然底部混凝土也有壓碎，但整體性保持良好。

表6 能量耗散系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)計算結(jié)果

2)UHPCFSST柱滯回曲線比較飽滿，在試件未屈服前，荷載-位移關(guān)系呈線性變化，沒有明顯的捏縮現(xiàn)象；試件屈服后，曲線下降段較平緩，試件具有較好的延性和耗能能力，較好地滿足結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)作用下的抗震耗能需求。

3)分析了相關(guān)參數(shù)對試件延性、剛度退化、耗能的影響，結(jié)果表明，減小徑厚比和內(nèi)置鋼骨，試件剛度退化趨勢減緩，延性和水平極限承載力提升顯著，耗能能力增強；增加長細比，試件延性有所提升，但水平極限承載力下降明顯；增大軸壓比，試件水平極限承載力下降，剛度退化速度加快。