不同加载方向异形截面多腔钢管混凝土分叉柱抗震性能试验

2018-09-28武海鹏曹万林董宏英李翔宇

振动与冲击 2018年18期

武海鹏，曹万林，董宏英，殷飞，李翔宇

(1. 北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124； 2. 北京工业大学力学博士后流动站，北京 100124)

异形截面多腔钢管混凝土适应了超高层巨型框架结构的发展，满足了建筑艺术设计和结构安全性的要求，近年来在标志性大型复杂超高层建筑中得到了广泛应用[1-2]。在建的8度区最高建筑北京中国尊大厦为满足建筑外轮廓及建筑功能需要，其异形截面多腔钢管混凝土巨型柱在标高43.15 m处一分为二，形成分叉节点，加之外框筒环带桁架弦杆和支撑杆在分叉节点交汇，受力十分复杂，节点核心区构造设计成为关键技术问题[3]。

异形截面钢管混凝土柱包括常规的T形、L形、十字形钢管混凝土柱和不规则截面多腔钢管混凝土柱。前者有效避免了室内棱角凸出，提高了建筑使用面积，在住宅结构中得到了较多的应用，后者截面形状不规则，内部构造复杂，一般针对特定的超高层巨型框架结构。目前，学者对常规异形截面钢管混凝土柱进行了较多的研究，包括轴心受压性能试验、偏心受压性能试验、低周反复荷载试验等，建立了相应的有限元分析模型和本构关系，进行了承载力计算，研究表明加劲肋、约束拉杆、内置钢骨、分腔构造等均可改善其受力性能[4-8]。王伟等[9]依据实际工程，对矩形和圆形钢管混凝土分叉柱节点受力性能进行了试验研究。李正良等[10]对方钢管混凝土分叉柱与钢梁连接节点进行了低周反复荷载试验研究，并与纤维杆元模型模拟的结果进行了比较。许成祥等[11-12]对T形、十字形钢管混凝土柱-工字钢梁框架节点抗震性能进行了试验研究。周鹏等[13]对矩形钢管混凝土异形柱-钢梁框架节点进行了抗震性能试验研究，柱截面包括T形、L形和十字形三种。武海鹏等[14-16]对不同构造的不规则五边形、六边形多腔钢管混凝土巨型柱进行了试验研究和有限元分析，研究表明，分腔构造、腔体内配筋、角部加强均可有效改善其受力性能。综上研究主要针对常规异形截面钢管混凝土柱及分叉柱的抗震性能，对不规则截面多腔钢管混凝土分叉柱抗震性能研究相对不足。

本文以北京中国尊大厦异形截面多腔钢管混凝土巨型分叉柱节点为原型，对5个不规则八边形多腔钢管混凝土巨型分叉柱模型试件进行低周反复荷载试验研究，分析节点区构造和水平力作用方向变化对破坏特征、滞回特性、骨架曲线、承载能力、变形能力、耗能能力的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计

依据北京中国尊大厦巨型框架结构中异形截面多腔钢管混凝土巨型分叉柱，设计了5个1/30缩尺的模型试件，主要考虑了加载方向和分叉节点构造两个参数，试件编号分别为CFTC1-X，CFTC1-Y，CFTC1-Z，CFTC3-X，CFTC3-Y。其中，数字“1”代表基本型，即与原型截面构造相同，数字“3”代表分叉面下一层柱增加腔体的加强构造，以提高下柱在变截面处即分叉面处对上柱的约束能力；字母“X，Y，Z”分别代表水平力沿柱截面长轴方向、短轴方向和与长轴呈45°方向。

5个试件的上柱完全相同，由2 mm厚钢板焊接成六边形四腔体的截面形式，其纵向钢板向下延伸，成为下柱的外钢管钢板及分腔钢板，再在二者之间设置2 mm构造联系钢板，形成八边形13腔体下柱。上柱及下柱各腔体内钢板壁焊接截面为10 mm×2 mm竖向通长加劲肋，分叉面以上设置3层水平隔板，分叉面及以下也设置3层水平隔板，以提高纵向受力钢板的稳定性及对混凝土的约束能力，各腔体中水平隔板截面尺寸为2 mm×10 mm。试件CFTC3-X，CFTC3-Y与试件CFTC1-X，CFTC1-Y，CFTC1-Z的区别在于，其在分叉面下一层钢管腔体中增设分腔钢板，形成八边形20腔体的截面构造。各试件通过调整柱身与基础、加载梁的角度，实现沿截面长轴、短轴方向和45°方向加载。各试件主要参数见表1，几何尺寸及构造，如图1所示。

图1 试件几何尺寸及构造Fig.1 Geometric dimensioning and construction of specimens

试件混凝土分两批浇筑，首先浇筑上柱与下柱贯通腔体内混凝土，实测混凝土标准立方体(150 mm×150 mm×150 mm)抗压强度平均值fcu,m为45.4 MPa，则混凝土轴心抗压强度平均值fc,m=0.76fcu,m=34.5 MPa；然后浇筑下柱中间腔体内混凝土，实测混凝土标准立方体(150 mm×150 mm×150 mm)抗压强度平均值fcu,m为51.7 MPa，则混凝土轴心抗压强度平均值fc,m=0.76fcu,m=39.3 MPa。实测2.0 mm厚钢板屈服强度为341.7 MPa，极限强度为463.8 MPa，弹性模量为2.02×105 MPa，延伸率为26.3%。

表1 试件主要参数

1.2加载方案与量测

试验加载装置由作动器、连接装置、反力系统组成，见图2。基础由钢压梁及丝杠固定于试验台座上；水平作动器通过加载端头连接到柱头施加低周反复水平荷载；竖向千斤顶通过滚轴支座固定于反力梁向试件施加轴向压力。

试验时，首先施加轴向压力900 kN，并控制其在试验过程中保持不变；之后，在柱头中部距基础顶面1 070 mm高度处分级施加低周反复水平荷载。水平加载采用试件加载点位移计控制，初始每级荷载为0.25%位移角，循环2次；当试件位移角达2%后，每级荷载为0.5%位移角，循环2次；加载至正负两向荷载下降至峰值荷载的85%以下或无法继续安全加载后，认为试件破坏，停止加载。

试验量测内容：水平荷载和竖向荷载、位移、以及关键位置的应变。在水平和竖向作动器端部设置有力传感器；在距基础顶面460 mm处(分叉面)、距基础顶面920 mm处(上柱顶端)、距基础顶面1 070 mm(加载点)处分别布置了位移计以测定不同位置分叉柱的变形，在基础侧面和端面布置了位移计监测其水平滑移和转动，位移计布置如图2(b)所示。

图2 试验加载装置Fig.2 Test setup

2 试验结果与分析

2.1 破坏特征

5个试件的破坏过程不尽相同，其中焊缝布置位置、水平力方向是影响试件破坏的主要因素。为便于描述试件损伤破坏过程，对钢板进行编号，并对试件制作过程中的焊缝布置进行描述，如图3所示，图3中，由于模型试件尺寸较小，为便于水平隔板与各纵向钢板焊接，部分外钢管钢板在水平隔板处断开，为焊接连接而非整钢板，但在受力较大的长轴方向两端钢板均为整钢板。各试件的最终破坏形态，如图4所示。

图3 钢板编号及焊缝位置Fig.3 Steel plate labels and welding seam arrangement

试件CFTC1-X，位移角不大于1%时，无明显可见现象；1.25%位移角，受压侧钢板ZB1，YB1，ZB8，YB8基础顶面处轻微起鼓；1.75%位移角，起鼓变形由下向上发展，下柱下水平隔板附近、下柱上水平隔板附近、分叉面水平隔板附近均出现起鼓变形；2%位移角，钢板YB10在下柱下水平隔板处焊缝边缘轻微开裂；2.5%位移角，下柱下水平隔板上方、下方均严重起鼓变形，受拉侧焊缝边缘基本全部轻微开裂；3%位移角，钢板ZB2，YB2，ZB7，YB7受拉时在下柱下水平隔板处由焊缝向加载方向远端撕裂，试件承载力下降；4%位移角，受拉侧钢板几乎在下柱下水平隔板处撕裂贯通，试件承载力急剧下降，停止加载。

试件CFTC3-X与试件CFTC1-X基本接近，由于分叉面下一层采用了增加腔体的方式进行加强，截面的抗弯刚度增大，变形减小，导致基础顶面处钢板起鼓相对较高，最终试件在下柱下水平隔板处钢板撕裂贯通破坏。

试件CFTC1-Y与试件CFTC3-Y破坏过程基本接近，1.5%位移角，钢板ZB9，YB9，ZB10，YB10下柱下水平隔板处焊缝边缘轻微开裂；2.0%位移角，下柱下水平隔板处焊缝开裂贯通，基础顶面明显起鼓变形；2.5%位移角，下柱下水平隔板处，焊缝开裂导致相邻钢板ZB7，YB7，ZB2，YB2轻微撕裂，受压时起鼓变形明显；3.0%位移角，下柱下水平隔板处钢板撕裂长度增加，起鼓变形增大；3.5%位移角，试件承载力急剧下降，试件破坏。

试件CFTC1-Z，1.5%位移角，钢板YB9受拉时下柱下水平隔板处焊缝边缘轻微开裂，钢板ZB7受压时下柱下水平隔板下方轻微起鼓；1.75%位移角，钢板ZB8，YB2受压时下柱下水平隔板下方起鼓，钢板ZB10下柱下水平隔板处焊缝轻微开裂；2%位移角，加载轴远端钢板不断起鼓，下柱下水平隔板处焊缝开裂延伸；2.5%位移角，钢板YB2下柱下水平隔板处撕裂；3%位移角，钢板ZB7下柱下水平隔板处撕裂；3%位移角，加载轴远端钢板下柱下水平隔板处钢板撕裂延伸，试件承载力急剧下降，试件破坏。

图4 破坏形态Fig.4 Failure features

2.2 滞回曲线与骨架曲线

试验得到了各试件的水平荷载F-水平位移Δ(位移角θ)滞回曲线及相应的骨架曲线，见图5。图中F为水平作动器施加的荷载，Δ为加载点位移、上柱或下柱的层间水平位移，θ为相应的位移角；加载点位移为水平作动器高度处位移计所测得位移，相应位移角描述了整个试件的变形；上柱位移由上柱顶面处测得位移减分叉面测得位移计算所得，相应的位移角描述了上柱的独立变形；下柱位移为分叉面位移计所测得位移，相应位移角描述了下柱的独立变形。

由图5可知：①各试件滞回曲线较为饱满，无明显的捏缩现象，上柱滞回曲线最饱满、整体滞回曲线次之，下柱滞回曲线饱满程度最低；②分叉面下一层多腔体构造加强试件CFTC3-X，CFTC3-Y较试件CFTC1-X，CFTC1-Y，滞回环包围的面积较大，承载力略高，刚度较大，变形能力略有降低，但综合耗能能力较强；③沿截面45°方向加载试件CFTC1-Z滞回环饱满程度、承载力、耗能能力介于试件CFTC1-X和CFTC1-Y之间。

2.3 承载能力

实测所得各试件主要阶段的试验结果见表2。表2中：Fy为名义屈服荷载，由Park法[17]确定，Fp为峰值荷载，Δy为名义屈服位移，Δp为峰值荷载对应位移，Δu为荷载下降至峰值荷载85%时对应位移，θy=Δy/H，θp=Δp/H，θu=Δu/H为相应阶段的位移角，H为加载点至基础顶面距离，H=1 070 mm，μ=Δu/Δy为试件的延性系数。

由表2可知：①试件不同截面方向承载力有一定差异，长轴方向承载力最高，短轴方向最低，45°方向在二者之间，较短轴加载试件CFTC1-Y，长轴加载试件CFTC1-X、45°加载试件CFTC1-Z，屈服荷载均值分别提高了95.7%，46.6%，峰值荷载均值分别提高了92.5%，44.0%；②分叉面下一层多腔加强试件CFTC3-X，CFTC3-Y较试件CFTC1-X，CFTC1-Y，屈服荷载均值分别提高了1.3%，5.7%，峰值荷载分别提高了4.0%，5.0%，加强构造对试件承载力提升不明显；③各试件的名义屈服荷载为峰值荷载的0.8倍左右。

图5 F-Δ(θ)滞回曲线及骨架曲线Fig.5 F-Δ(θ)hysteretic loops and skeleton curves

试件编号加载方向名义屈服Fy/kN均值Δy/mmθy峰值Fp/kN均值Δp/mmθp极限(0.85Fp)Δu/mmθuFy/FpμCFTC1-X(+)252.2258.912.371/81306.6316.126.681/4034.161/300.8192.72(-)-265.6-14.06-325.6-26.79-37.78CFTC3-X(+)258.3262.39.561/93318.9328.826.251/4134.201/300.7983.12(-)-266.3-13.49-338.6-25.84-37.79CFTC1-Z(+)193.6193.911.371/93235.5236.425.941/4530.641/330.8202.82(-)-194.1-11.55-237.4-21.43-34.04CFTC1-Y(+)121.5132.310.141/82153.9164.221.521/4527.911/350.8062.34(-)-143.2-16.09-174.5-26.16-33.44CFTC3-Y(+)133.4139.910.121/91166.2172.421.501/5030.771/350.8122.59(-)-146.4-13.47-178.6-21.32-30.29

图6 承载力退化系数位移角θ关系曲线Fig.6 Curves of strength degradation coefficient versus drift angle relationship

由图6可知：①各试件均有一定的承载力退化现象，多腔加强试件承载力退化趋势略为稳定；②各试件达峰值荷载对应位移角时，承载能力下降5%以内，最大弹塑性位移角时，承载能力下降约10%，往复荷载作用下的承载力退化不明显。

2.4 变形能力

实测所得各试件名义屈服、峰值、极限时对应的加载点高度水平位移Δ和位移角θ及延性系数μ见表2。由实测不同高度处位移计算所得上柱、下柱在加载过程中的变形比例ηd，如图7所示。图7中，曲线以上部分为上柱变形部分、以下部分为下柱变形部分，横坐标为试件整体位移角即由加载点位移计算所得位移角。

由表2可知：①试件名义屈服时，其位移角在1/93～1/81，达峰值荷载时，其位移角在1/50～1/40，荷载下降至85%峰值荷载时，其位移角在1/35～1/30，说明试件具有良好的弹塑性变形能力；②试件长轴方向变形能力最强、45°方向次之，短轴方向最弱，其中，试件CFTC1-X，CFTC3-X较试件CFTC1-Y，CFTC3-Y，屈服位移角均值接近，但最大弹塑性位移角分别高17.3%，17.9%；③下柱加强层多腔加强试件CFTC3-X，CFTC3-Y较试件CFTC1-X，CFTC1-Y，屈服位移角均值分别低12.8%，10.1%，峰值荷载对应位移角低2.6%，10.2%，但最大弹塑性位移角接近，说明下柱节点核心区多腔体构造较好的协调了上下柱的应力分布，不仅提高了试件的刚度，也保证了试件的弹塑性变形能力；④各试件的延性系数为2.34～3.12，截面长轴方向延性最好，45°次之，短轴方向略差。

图7 上柱、下柱变形比例ηd-位移角θ关系曲线Fig.7 Curves of deformation proportion between upper column and lower columns versus drift ratio (ηd-θ) relationship

由图7可知：①各试件的上、下柱变形比例总体上较为稳定，下柱变形约占总变形的30%～40%；②截面长轴方向下柱变形比例略高，截面45°方向次之，截面短轴方向略低；③同一水平位移往复加载时，第2循环加载与第1循环加载的上、下柱变形比例基本一致。

2.5 耗能能力

由于各试件的加载历程存在微小差异，采用累积耗能易引入相应误差，故采用平均滞回耗能Ea-位移角θ关系曲线描述试件的耗能性能，如图8所示。平均滞回耗能表示某级位移加载循环1次的滞回耗能值，由该级位移多次加载循环的滞回耗能总和除以加载循环次数所得，其中各加载循环的滞回耗能由相应的荷载-位移滞回曲线包围的面积计算得到。每级荷载下每一循环正负两向的平均等效黏滞阻尼系数he-位移角θ关系曲线，如图9所示。每级荷载下每一循环正负两向上、下柱耗能比例ηe-位移角θ关系曲线，如图10所示。图10中，上、下柱耗能由水平荷载对其各自的净位移积分所得。

图8 平均滞回耗能Ea-位移角θ关系曲线Fig.8 Curves of average hysteretic energy dissipation versus drift ratio (Ea-θ) relationship

图9 平均等效黏滞阻尼系数-位移角(he-θ)关系曲线Fig.9 Curves of equivalent viscous damping coefficient versus drift ratio (he-θ) relationship

图10 上、下柱耗能比例ηe-位移角θ关系曲线Fig.10 Curves of energy dissipation proportion between upper column and lower columns versus drift ratio (ηe-θ) relationship

由图8和图9可知：①各试件的平均滞回耗能、等效黏滞阻尼系数均随加载位移角的增大而增大，并且增大的速度也加快，约超过2.5%位移角后，增大的速度减慢，这与加载过程中试件塑性变形相关；②各试件截面长轴方向耗能较多、45°次之，短轴方向最少；③分叉节点核心区下柱下一层多腔加强构造试件较非加强试件耗能较多，沿截面短轴加载试件更为明显，这是由于节点核心区加强后，上下柱内力传递更加平稳，同位移角下的塑性变形发展更为充分；④各试件的等效黏滞阻尼系数，在加载初期第1循环数值>第2循环，在加载后期第1循环数值<第2循环，说明累积损伤在不同阶段对试件耗能性能有一定影响。

由图10可知：①各试件的下柱耗能比例总体表现为加载初期较高，随着加载位移的增大而逐渐较低；②加载初期，试件CFTC1-X，CFTC3-X下柱耗能比例约为50%，试件CFTC1-Z，试件CFTC1-Y，CFTC3-Y下柱耗能比例约40%，加载中后期，各试件下柱耗能比例区域一致约30%～40%；③各试件每级荷载下第1循环与第2循环的上、下柱耗能比例基本一致。