高强冷弯矩形钢管混凝土柱抗震性能试验

2019-09-23

广西大学学报（自然科学版） 2019年4期

(长江大学城市建设学院，湖北荆州434023)

0 引言

钢管混凝土结构是一种由钢管和混凝土组合的结构。组合结构中，两种材料各自发挥各自的优势，相互作用从而使其性能得到很大的提升：塑性韧性良好、承载能力较高、抗震能力较强。众多截面形式中，尤以方钢管混凝土柱的应用最为广泛。随着科技的进步，冷弯形成的钢管相对于热轧焊接而成的钢管，优点更为明显：焊缝较少、节省施工工期、残余应力和残余变形较小。冷弯钢管混凝土结构凭借特殊成型方式、优越的结构性能、良好的抗震性能，在未来建设中的地位也将越来越重要。

目前，在方形截面钢管混凝土柱的拟静力性能方面诸多研究者已进行了相关研究并取得一定成果。吕西林等[1]、徐培蓁等[2]通过试验，研究了不同参数对试件抗震性能的影响，得出方钢管混凝土柱具有良好的耗能能力。王铁成等[3-5]利用数值模拟的方法，研究了不同参数对方钢管混凝土柱抗震性能的影响。聂瑞锋等[6]通过实验和有限元模拟并分析不同参数得出：钢管混凝土柱的耗能能力和塑性变形能力良好。汪梦甫等[7]提出端部带肋方钢管混凝土柱的概念并进行相应构件的抗震实验，提出在柱端部加肋可以明显改善构件抗震性能。以上是基于普通钢管混凝土柱的研究，但到目前为止，对于高强冷弯钢管混凝土柱的抗震性能研究却鲜有报道。HAJJAR等[8-9]在考虑冷弯管平板区和弯角区材料特性影响的基础上确定了拟动力荷载作用下钢材和混凝土的本构关系模型。PATEL等[10]开发了一种新的高效数值模型来预测循环加载下的钢管混凝土的循环特性。张耀春等[11]以轴压比和是否设置加劲肋为主要参数设计了9根带肋薄壁方钢管混凝土柱进行低周实验，结果表明：轴压比对试件的滞回性能影响很大。

为研究高强冷弯钢管混凝土柱的抗震性能,本文基于以前学者相关研究方法[12-17]，设计了不同参数下的高强冷弯钢管混凝土柱拟静力试验。研究在低周往复荷载作用下，高强冷弯矩形钢管混凝土柱的破坏模式、变形承载能力、延性变化、耗能性能以及强度刚度退化。讨论了冷弯矩形钢管混凝土柱抗震性能在三个试验参数截面长宽比、钢管宽厚比、轴压比下的不同变化。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

采用正交试验方法设计并制作9根高强冷弯钢管混凝土柱，考虑截面长宽比、钢管的宽厚比、轴压比对其抗震性能的影响，具体采用的柱子尺寸以及参数如表1及图1所示，钢材力学性能指标见表2，钢管内填混凝土采用《普通混凝土配合比设计规程》JGJ55-2000规范设计混凝土配合比：水泥/水/砂(过筛5 mm)/石子(5～20 mm)/减水剂为1/0.42/1.42/3.15/0.01，标准立方体试块抗压强度平均值为38.5 MPa。

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

试件编号柱高L/mm截面长H/mm截面宽B/mm管壁厚度t/mm长宽比宽厚比轴压比总轴力Nu/kN轴压力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表示试件编号为1的高强冷弯矩形钢管混凝土柱。

表2 钢材力学性能Tab.2 Mechanical properties of steel

注：t表示标准试件实测厚度，fy表示屈服强度，fu表示极限强度，Es表示弹性模量，δ表示伸长率

1.2 试验介绍

1.2.1 试验加载装置

图2 加载装置现场图Fig.2 Photo of loading device

试验采用拟静力试验方法在长江大学结构试验室进行。加载装置现场图如图2所示。将基础底座用地锚螺栓固定；将柱子底部端板与基础底座用高强螺栓固定，采用双螺帽拧紧；柱顶采用2 000 kN的液压千斤顶施加轴向力，千斤顶固定在装有滚轴支座的横梁上，连接板和拉杆与电液伺服系统(MTS)作动器500 kN连接后施加水平荷载，作动器固定在反力墙上。施加轴向力后，再次拧紧底板螺栓，确保后续加载不会出现滑移。正式加载前，在柱顶施加15 %预压力，然后卸载。轴向压力值按表1中计算值确定。

1.2.2 加载制度及数据采集

为方便描述，假定作动器向前推为正向加载，向后拉为负向加载。水平位移加载制度如表3。水平荷载和位移由MTS自带系统采集。轴向荷载采用2 000 kN的液压千斤顶施加轴向力，实验过程中时刻关注液压千斤顶参数，确保加载过程中轴压比保持稳定。

在柱底距加劲肋上端20 mm外包钢管处粘贴了12片电阻应变片。其中，在构件前、后侧钢管各粘贴4片应变片，2片横向2片竖向；左、右侧钢管各粘贴2片应变片，试件四面示意图如图3，应变片的现场布置情况如图4所示。同时，在沿作动器高度方向布置一个位移计用于采集水平位移。钢管表面应变片的应变读数及位移计数据由DH3816进行采集。

表3 加载制度Tab.3 Loading system

图3 试件四面示意图
Fig.3 Diagram of specimen in all directions

图4 应变片布置图
Fig.4 Layout of strain gauge

2 实验现象

通过对9根高强冷弯矩形钢管混凝土柱进行低周往复加载试验，观察到9个试件的整体破坏过程相似：在控制位移未达到18 mm(预估屈服位移)，随着控制位移的变化试件并未出现明显现象，控制位移达到18 mm后，可以听到钢管内部有细微响声，此时并未发现钢管有鼓曲，控制位移达到36 mm后，可以看到前侧受压处开始出现微小鼓曲，受拉处无明显变化，反向加载时，后侧受压处鼓曲被拉平，受拉处开始出现鼓曲，随着荷载继续增大，前后侧鼓曲越来越明显，且左右侧也出现鼓曲。当控制位移到达54 mm时，受压区钢管迅速膨胀，且受拉区的鼓曲没有被拉平，同时，钢管内部混凝土被压碎的声音很明显，控制位移达到72 mm后，少数构件可以看到底部钢管裂开，试件已经破坏，高强冷弯钢管混凝土试件的典型破坏现象如图5。

3 实验结果与分析

3.1 滞回曲线

本试验以水平荷载P为纵坐标，冷弯矩形钢管混凝土柱的顶端位移Δ为横坐标，实测的冷弯矩形钢管混凝土柱的P-Δ曲线如图6所示。从图中可以看出：内部混凝土使得外部钢管出现局部屈曲的时间延后从而使得钢管的稳定性得到了增强，因此大部分试件的滞回曲线的形状表现为饱满的梭形，没有明显的捏缩现象，个别试件除外。下面具体就各个构件的滞回曲线具体分析：

①CSFT1：滞回曲线整体表现饱满，滞回环在加载初期基本呈现为梭形形状，没有明显的捏缩现象。从图中可以看出正反滞回环几乎以原点为中心呈现出良好的对称现象。荷载加大，试件承载能力却减小，滞回环出现轻微捏缩，刚度强度退化明显。

②CSFT2：滞回曲线饱满，破坏时由梭形变为弓形，正向最大水平荷载大于负向水平荷载，可能是因为负向加载时构件内部还有正向加载的残余应力，导致负向荷载达不到正向荷载的最大值，破坏后承载力迅速下降。

③CFST3:滞回环面积较大，表现出良好的耗能，整体呈现梭形，破坏时未见明显捏缩，破坏后承载力下降较快，正负向比较对称。

④CFST4：加载初期呈现良好的梭形，破坏后出现明显捏缩现象，这是因为底部钢板螺栓被拉断，底座滑移的影响，但滞回环面积又增加说明耗能性能好。

⑤CFST5：滞回曲线较饱满，加载初期呈现良好梭形，破坏后荷载下降缓慢，承载力较好，但是加载后期负向承载力突然下降，由于负向拉回最大时，柱底正向与底座固定的螺栓被拉断，导致负向承载力剧降。

⑥CFST6：滞回曲线整体呈现Z形，表明出现大量剪力和滑移，试件后期在原有柱底板上焊接了一快较大的钢板，便于和底座固定，在加载过程中，焊缝被拉断，导致大量滑移，滞回曲线受到明显影响。

⑦CFST7:滞回曲线饱满，滞回环呈梭形，正负向关于原点几乎对称，承载力较好，捏缩现象不明显，耗能较好。

⑧CFST8：整体出现明显捏缩现象，屈服后底座出现滑移，但承载力相对较高，下降较平稳，整体滞回性能较好。

⑨CFST9：滞回曲线整体比较饱满，试验构件在整个加载过程中滞回环表现为梭形，未出现捏缩现象，滞回性能稳定，说明具有较好的耗能能力。

总体而言：高强冷弯钢管混凝土柱在低周往复荷载作用下的滞回性能较好，在正向加载时基本从同一点出发按照不同路径到最大值，反向卸载时按照大体相同的斜率下降，滞回环所包围的面积越来越大，耗能能力越来越好。

(a) CFST1

(b) CFST2

(d) CFST4

(e) CFST5

(f) CFST6

(g) CFST7

(h) CFST8

(i) CFST9

3.2 骨架曲线

骨架曲线可以反映构件整体的承载力变化趋势，分析延性变化特征。图7为试件的荷载—位移骨架曲线，根据不同参数变化下的各试件骨架曲线的对比，可以得出以下结论：

①整体而言：骨架曲线发展趋势基本一致，加载初期，构件处于弹性阶段，曲线上升趋势为直线。荷载继续增加，构件进入屈服阶段，曲线斜率表现为减小的形式，构件承载力达到最大，加载后期下降缓慢，趋于平稳，说明具有良好的塑形。并且正向和负向的骨架曲线并不是完全对称，这是因为正向加载后构件内部的具有一定的残余变形，负向加载时构件要抵消这部分残余变形从而导致负向加载时的承载力普遍低于正向加载时的承载力。

(a) 长宽比2

(b) 长宽比1.3

(d) 宽厚比50

(e) 宽厚比40

(f) 宽厚比33.3

(g) 轴压比0.2

(h) 轴压比0.4

(i) 轴压比0.6

图7 高强冷弯钢管混凝土柱骨架曲线
Fig.7 Skeleton curves of concrete-filled high strength cold-formed rectangular steel tubular columns

②对于长宽比相同的构件，轴压比越大，承载力越大，但下降趋于陡峭，说明延性差；随着长宽比减小，轴压比的影响变得不明显，说明长宽比在一定范围内，轴压比越大，构件承载力越好，延性越差。宽厚比的影响相对较小。

③对于宽厚比相同的构件，长宽比越大，承载力越大，但上升段和下降段较陡峭，峰值点很高，轴压比的影响相对较小。

④对于轴压比相同的构件，在一定范围内，长宽比越小，承载力越大，宽厚比越小，加载后期曲线上升和下降越陡峭。

3.3 延性与耗能分析

各构件的位移—荷载值在屈服点，峰值点，破坏点以及延性系数见表4。

表4 各特征点下试件的荷载—位移值Tab.4 Measured load and displacement of specimen at characteristic points

表4表现出各个构件的位移延性系数都不一样，并且同一构件的位移延性系数在正向加载和反向加载时也表现不一致，这是因为正向加载后构件存在残余应力。各构件的位移延性系数均大于3，满足规范要求，延性性能良好。采用方差分析和比较各个因素对位移延性系数的影响大小。位移延性系数分析结果见表5，K1、K2、K3分别为长宽比、宽厚比、轴压比三个因素分别控制下的位移延性系数之和，以第一列计算过程为例，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，极差R=max{11.68,11.38,10.41}- min{11.68,11.38,10.41}=1.27。

表5 延性系数极差分析结果Tab.5 Results of range analysis of μ

方差计算结果见表6，可以得出以下结论：

①长宽比和宽厚比对试件的屈服位移影响显著，轴压比的影响不明显，长宽比的影响最大。

②长宽比、宽厚比和轴压比对破坏位移的影响均不明显，但就三个因素下的F值比较而言，长宽比的影响大于宽厚比且大于轴压比。

③长宽比、宽厚比和轴压比对位移延性系数没有显著影响。比较分析各不同参数下的F值，可以得出以下结论：长宽比、宽厚比和轴压比对位移延性系数的影响因素的大小关系为轴压比<长宽比<宽厚比。

表6 屈服位移、破坏位移、延性系数方差分析结果Tab.6 Results of variance analysis of Δy, Δu and μ

图8 he-Δ曲线图Fig.8 Curves of he versus Δ

图8为各个试件在第一次加载循环下的荷载—位移滞回曲线的等效粘滞系数。由图8可知，构件在屈服之前处于弹性阶段，耗能没有太大波动，处于相同水平，位移达到18 mm(预估屈服位移)后，随着加载位移逐渐增大，试件进入塑形阶段，耗能能力逐渐增强。各试件不同阶段耗能见表7，由表可得，当试件进入屈服状态后，能量耗散系数E和等效粘滞阻尼系数he都随荷载位移的增大而增大，能量耗散系数E最大达到3.593 0。

表7 各构件在不同阶段耗能Tab.7 Energy dissipation at different stages

3.4 强度退化

本试验采用第三次循环时的最大水平荷载P3与第1次循环的时的最大水平荷载P1之比P3/P1来表示构件的强度退化。图9给出了各个构件强度退化与加载等级的关系。