方钢管活性粉末混凝土柱抗震性能研究

2022-04-29吴兆艳张爱社徐明东

山东建筑大学学报 2022年2期

吴兆艳张爱社徐明东

(山东建筑大学土木工程学院，山东济南 250101)

0 引言

钢管混凝土组合结构通过钢管内填充混凝土来承受外界荷载。钢管混凝土组合结构能够充分发挥钢管和混凝土材料各自的优点[1-3]，具有良好的抗压和抗拉强度，弥补了钢管和混凝土材料在结构设计和施工中的不足。钢管混凝土构件在承受相同外力作用下，其截面面积小，且具有较好的延性性能、施工工期短、施工方便的特点，经济效益明显。

钢管混凝土组合结构应用前景广阔，学者们对钢管混凝土组合结构的性能研究也越来越深入[4-8]。李斌等[9]设计8根方钢管高强混凝土柱进行抗震试验，以轴压比、含钢率和长细比为变量参数，研究发现方钢管高强混凝土柱滞回曲线饱满，表明试件的耗能能力强，且达到极限荷载后具有良好的延性和较为稳定的后期承载能力。吴诚等[10]设计4根方钢管超高性能混凝土短柱进行抗震试验，以混凝土强度等级、轴压比、含钢率为参数，结果表明方钢管超高性能混凝土短柱的破坏形态与方钢管普通混凝土短柱相似，但是超高性能钢纤维混凝土填充方钢管柱表现出更好的延性、耗能能力。

学者们通过对钢管混凝土组合结构抗震性能的研究，得出被填充高强度混凝土的钢管具有很强的延性。活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)是20世纪90年代初由国外研究开发的一种新型水泥基复合材料，其具有高强度、高耐久性及高韧性等性能[11-14]。许多学者研究了活性粉末混凝土构件性能，在钢管活性粉末混凝土柱性能研究方面主要集中在柱的轴压性能。闫志刚等[15]采用全截面受压方法进行了圆钢管RPC短柱轴心受压试验，提出了钢管RPC短柱的极限承载力计算经验公式。杨骏[16]利用大型有限元软件ABAQUS建立钢管RPC长柱模型进行轴心受压性能试验，结果表明钢管RPC长柱后期强度提高较大，且延性较好。季文玉等[17]设计14根钢管活性粉末混凝土长柱进行轴压性能试验，研究钢管RPC柱的长细比及大长细比下套箍系数对钢管RPC柱轴压性能的影响，发现构件的极限承载力增大。牛志强等[18]通过设计方钢管活性粉末混凝土轴压柱试验，以长细比、含钢率为试验变量，研究了试件的破坏形态、荷载-位移和荷载-应变曲线，并对比了试件承载力与普通钢管混凝土柱的承载力。除了研究钢管活性粉末混凝土柱的轴压性能，学者们也研究了钢管活性粉末混凝土柱在水平力作用下的性能变化。邓宗才等[19]运用有限元软件ABAQUS对RPC短柱进行拟静力水平作用试验，研究轴压比、配箍率和纵筋配筋率对RPC短柱抗震性能的影响，表明了随着轴压比的增大，试件的延性逐渐降低，配箍率和纵筋配筋率的增大可以增强试件的抗震性能。

目前，钢管活性粉末混凝土柱的性能研究大多集中在试件的轴压性能方面，而对水平力作用下的抗震性能研究仍然偏少。因此，亟需开展钢管活性粉末混凝土柱在水平力作用下的抗震性能研究。为此，文章设计了4根方钢管活性粉末混凝土柱进行抗震性能试验[20]，研究试件在水平力作用下的受力机制和破坏形态，通过分析构件的滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性系数等力学性能指标，分析轴压比和含钢率对试件抗震性能的影响，进而为方钢管活性粉末混凝土柱的实际应用提供理论基础。

1 钢管RPC柱试验概况

1.1 钢管RPC柱试验设计

试验设计4根方钢管活性粉末混凝土柱，试验变量包括轴压比和含钢率，分别由式(1)和(2)表示为

式中n为轴压比；fc为活性粉末混凝土的抗压强度，MPa；A为试件截面面积，mm2；N为竖向荷载，MPa；α为含钢率；B为试件截面宽度，mm；t为钢管壁厚，mm。

试件的主要参数见表1，钢管RPC柱高为1 250 mm。方钢管截面尺寸为200 mm×200 mm，钢管壁厚度分别为3和5 mm。方钢管内部填充活性粉末混凝土，采用Q235B的成品方钢管，柱和底座的设计图如图1所示。

图1 钢管RPC柱试件尺寸及配筋图/mm

表1 钢管RPC柱试件参数表

1.2 材料力学性能

1.2.1 活性粉末混凝土力学性能

活性粉末混凝土的组成材料如下:42.5号普通硅酸盐水泥、专用掺合料、细骨料、密度为170 kg/m3的钢纤维、FDN型高效减水剂。

参照GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》[21]，测得RPC试块的立方体(边长为100 mm)抗压强度为112.6 MPa。

1.2.2 方钢管力学性能

钢管的屈服强度为302.1 MPa，极限强度为365 MPa，弹性模量为200 GPa，伸长率≥26%。

1.3 测试内容与加载制度

测点布置图如图2所示。选取试件的不同截面处贴应变片收集试件应变数据，分别为距离柱底端20、150、300 mm处，在每处截面上，试件前后两侧各设置2个应变片，共计12个应变片。位移计为精确测量试件绝对位移，需安放在试件支座处、柱计算长度的中点以及水平作动器作用中心。

图2 应变片位置图

试件的加载方法采用JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验的标准方法》[22]。对试件施加竖向轴力的40%～50%，完成一次加卸载试验，目的是排除试件内部组织不均匀性对试验影响；试验时，竖向轴力加载至满载并一直保持到试验结束。试验采用施加位移方法控制加载，竖向荷载加载速度为1 kN/min。前4步的加载位移分别为2、4、6、8 mm，每级位移加载循环一次，从第5步开始每级增加步长变为4 mm，加载位移分别为8、12、16 mm直至加载到方钢管活性粉末混凝土柱屈服，每级位移循环一次。试件屈服后每级位移加载循环2次，每级增加步长取8 mm，当水平荷载下降至最大荷载的85%，认为试件破坏即停止试验。每级荷载的加载间歇15 min使各仪表读数趋于稳定，以便读取记录数据。

图3 作动器加载位移图

2 钢管RPC柱试验结果及分析

2.1 破坏过程及形态

试件均发生局部鼓曲破坏，以试件RPC-Z1为例详述其破坏过程如下:当RPC-Z1受推位移达到Δ=26.2 mm时，其荷载达到125.5 kN，试件进入屈服阶段滞回曲线开始下降；当受拉位移Δ=20.5 mm时，其荷载达到99.4 kN，试件的滞回曲线也开始下降(因制作与安装的误差导致试件受推力和拉力数据不对称)取正负的平均值作为屈服荷载和屈服位移，即屈服荷载为112.5 kN，屈服位移Δ=23.4 mm；当受推位移达到Δ=60 mm时，荷载达到165 kN，此时方钢管活性粉末混凝土柱的左侧底部出现了轻微鼓曲变形，当受拉位移达到Δ=52 mm时，荷载达到了143 kN，此时方钢管活性粉末混凝土柱的左侧鼓曲消失，方钢管活性粉末混凝土柱试件右侧底部显现鼓曲变形，如图4所示；当受推位移Δ=76 mm，其荷载为129kN，当受拉位移Δ=74.5mm，其荷载为122 kN，方钢管活性粉末混凝土柱受到的水平荷载均下降到峰值荷载的＜85%；继续对方钢管活性粉末混凝土柱进行加载，柱底出现更大的鼓曲变形，方钢管内部的活性粉末混凝土被压碎，试件破坏。

图4 试件鼓曲变形图

与RPC-Z1的破坏过程和形态类似，RPC-Z2、RPC-Z3、RPC-Z4均发生局部鼓曲破坏，只是试件破坏时的位移与荷载不同。这4个试件破坏过程中的荷载和位移见表2。

表2 钢管RPC柱试件破坏特征点的平均值表

2.2 滞回曲线

从各试件荷载-位移数据中整理出试件的滞回曲线，其中水平加载推、拉分别对应正、负两个方向，如图5所示。由此可知:

(1)各试件的滞回曲线基本呈饱满的梭性。荷载-位移滞回曲线在加载、卸载过程中基本是一条直线，残余变形均较小，每级水平位移对应的应变很小，滞回环面积很小，其耗能比较弱，试件在屈服前基本处于弹性阶段；试件屈服后，随着加载位移的增加，其残余变形逐步增大，承载力仍有提高，试件达到峰值荷载后，滞回环加载、卸载曲线趋于平缓，残余变形明显，滞回环面积增大，所消耗的能量增加。

(2)RPC-Z1、RPC-Z2、RPC-Z3的滞回曲线呈梭形，滞回环饱满，说明试件具有很好的耗能能力和塑性变形能力，RPC-Z4的滞回曲线呈弓形，说明有轻微的捏缩现象存在，可能是试件制作及安装中的初始偏心误差造成的，RPC-Z4滞回环比较饱满，说明其具有良好的耗能能力和塑性变形能力。

(3)观察图5(a)～(c)，随着试件轴压比的增大，滞回环越来越饱满，试件的承载力也越来越高，说明轴压比的增大，其耗能能力得到提高，增强了试件的承载力和刚度。随着轴压比的增大，RPC-Z2、RPC-Z3的峰值荷载相比RPC-Z1分别增加9.6%、24.8%；同时RPC-Z2、RPC-Z3的破坏位移相比RPC-Z1分别减小了21.9%、34.9%，说明轴压比的增大不利于试件的延性。

(4)观察图5(b)和(d)，随着试件含钢率的增大，滞回环的面积变大，增强了试件的承载力，同时也增强了其变形能力和耗能能力；试件水平位移的增加说明试件的延性得到提高。随着其含钢率的增大，RPC-Z2相比RPC-Z4的峰值荷载增加了13.2%；RPC-Z2比RPC-Z4的破坏位移增加了34.2%，说明试件含钢率的提高可以增强其承载力和延性性能。

图5 钢管RPC柱的滞回曲线图

2.3 骨架曲线

骨架曲线为试件滞回曲线的包络线。骨架曲线反映试件在不同阶段的受力特点(强度、刚度、延性、耗能能力等)，是确定恢复力模型特征点的重要依据。试验的荷载-位移骨架曲线如图6所示。

图6 钢管RPC柱的骨架曲线图

根据试件的骨架曲线可以得出以下规律:

(1)试件处于弹性阶段时，其强度与位移同时增加；试件屈服之后，其刚度和强度出现退化。整体上来说，在加载后期各试件的骨架曲线下降较为缓慢，表现出方钢管活性粉末混凝土柱良好的塑性变形。这主要由于当方钢管被活性粉末混凝土填充时，有效提高钢管的局部稳定性，同时钢管对活性粉末混凝土产生的约束作用，对活性粉末混凝土形成三相应力作用，两者的结合使钢管混凝土组合结构延性得到很大提升。

(2)随着试件轴压比增大，其承载力在弹性阶段上升速率更快，且试件的峰值荷载更大；当试件破坏时，轴压比大的试件承载力下降速率也快，极限位移更小，变形能力降低。

(3)当试件的含钢率增大，试件的承载力也相应的增大，且含钢率大的试件在破坏后期，承载力下降比较缓慢，其极限位移也增大，说明增加含钢率有利于增强其变形能力。

2.4 刚度退化

刚度退化是指试验过程中随位移和循环次数的增加试件刚度不断下降的情况。刚度退化与试件材料、轴压比、尺寸以及钢管对内部核心混凝土的约束情况有关。通过4根试件的刚度退化曲线可以发现以下规律:

(1)试件屈服之前，试件刚度曲线为一条直线。试件屈服以后，因位移和循环次数的增加，屈服范围逐渐加大，承载力不断下降，其刚度也随之降低，且下降的趋势在试件破坏后期逐渐平缓。

(2)试件承载力到达屈服荷载与峰值荷载时，其刚度分别出现明显的拐点，表明试件累积损伤发展到一个新的阶段，导致试件刚度突变。

(3)试件的轴压比越大，其初始刚度越大，但整体刚度退化速率越快；从表2数据可以看出，试件的轴压比越大，其破坏位移越小，进一步说明试件后期的刚度退化速率加快。

(4)含钢率越大的试件，初始刚度越大，相同循环次数后试件的残余刚度也越大；在加载后期，试件的刚度退化越缓慢。从表2中试件RPC-Z2、RPCZ4的破坏位移可知:在加载后期，含钢率大的试件破坏位移比较长，进一步说明增强试件含钢率可以延缓试件的刚度退化。

图7 不同影响因素下试件的刚度退化曲线图

2.5 试件的延性

延性是试件或者结构受到外力作用时的塑性变形能力，其是判断结构抗震性能的重要指标，位移延性系数λ常用来表示延性的大小，其在很大程度上决定了结构或构件的破坏形式。位移延性系数λ由式(3)表示为

式中Δu为破坏位移，mm；Δy为屈服位移，mm。

由表3可知:

表3 试件位移延性系数表

(1)方钢管活性粉末混凝土试件的延性系数最小、最大系数分别为2.86、3.25，说明方钢管活性粉末混凝土柱在延性性能方面表现受轴压比和含钢率的影响；RPC-Z1和RPC-Z2，其延性系数＞3，说明方钢管活性粉末混凝土柱试件具有良好的延性性能。

(2)随着试件轴压比的增大，试件的位移延性系数逐渐变小，说明试件轴压比的增大，试件延性降低。主要原因为试验加载后期，试件轴压比越大，其侧移较大，P-Δ效应的影响越显著，附加弯矩将加快强度衰减，导致试件延性变差。

(3)随着试件含钢率的增大，试件的位移延性系数增大，主要因为钢管厚度增强对活性粉末混凝土的约束作用，从而提高试件的强度，进而增强试件的延性。

2.6 试件的耗能能力

试件的耗能能力指的是在地震作用下吸收能量的大小，吸收和消耗的能量反应在P-Δ曲线中通过曲线所围成的面积来表示的，如图8所示。每施加一个荷载循环得到的滞回环所围成的面积来表示试件消耗能量的大小，用能量耗散系数E进行衡量，由式(4)表示为

图8 能量耗散系数计算图

式中E为能量耗散系数；SABCD为ABCD所包围的面积，kN·mm；SΔODF为ΔODF所包围的面积，kN·mm；SΔODF为ΔODF所包围的面积，kN·mm。

从表4中可以看出，试件的能量耗散系数集中在0.8附近，RPC-Z1接近0.9，表明试件具有良好的耗能能力。RPC-Z1、RPC-Z2、RPC-Z3的能量耗散系数E逐渐下降，说明增大轴压比可以减弱试件的耗能能力；试件RPC-Z4、RPC-Z3能量耗散系数降低E逐渐增加，说明试件的含钢率增大有利于增强试件的耗能能力。