方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙抗震性能试验研究

2023-08-18余亚琳孟二从苏益声

世界地震工程 2023年3期

余亚琳,孟二从,苏益声

(1. 重庆人文科技学院工商学院,重庆 401524; 2. 西南大学工程技术学院,重庆 400715;3. 广西大学土木建筑工程学院,广西南宁 530004)

0 引言

方钢管再生混凝土结构是指将再生混凝土(recycled aggregate concrete,简称“RAC”)填充于方钢管之中,利用方钢管对RAC的约束作用来弥补其性能缺陷,与此同时,核心RAC的存在又能限制方钢管局部屈曲发生,进而产生1+1>2的效果[1-2]。目前,国内外已有很多学者对方钢管再生混凝土结构的力学性能进行了研究[3-8],但大都集中于构件的层面[3-6],从结构层面的研究则相对较少[7-8]。总的研究表明:方钢管再生混凝土结构具有良好的力学性能。实际工程中,钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁框架是多和高层建筑中常用的一种结构体系,如泉州邮电中心大厦和广州新中国大厦等建筑。而将此框架结构替换为钢管再生混凝土柱-钢筋再生混凝土梁框架,其性能如何还有待进一步研究。

再生空心砌块填充墙是指利用再生细骨料制作而成的空心砌块砌筑而成的绿色墙体,将该绿色墙体填充于再生混凝土框架结构之中,再生粗骨料用来制作RAC,再生细骨料用来制作再生空心砌块,可以有效解决建筑垃圾的问题,具有明显的社会环境效益[9]。目前国内外关于该领域的研究还相对较少,薛建阳等[10-12]对型钢再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙结构的抗震性能及抗侧刚度做了相关研究,而关于方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙结构的研究则近乎空白。

在此背景之上,本文进行了1榀方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙及1榀无填充墙方钢管再生混凝土框架试件的低周反复加载试验,观察其破坏过程及形态,获取其相关抗震性能指标,以此来对方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙这一新型绿色框架结构的抗震性能做相关探索性研究,旨在为该类框架结构的进一步理论分析及推广应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

为初步探明方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙的抗震性能,本文设计制作了2榀方钢管再生混凝土框架,其编号分别设为KJ-1及KJ-2,试件设计参数见表1。参照《矩形钢管混凝土结构技术规程》(CECS 159—2004)[13]规定,本文所用框架形式为方钢管RAC柱-RAC梁框架形式。试件采用单层单跨模型,RAC梁净距为1 030 mm,层高为1 050 mm,为保证柱脚固结,柱脚伸入基础梁内300 mm,并与基础一起整体浇筑。试件详细设计尺寸如图1所示。

图1 试件尺寸图Fig. 1 Specimen size figure

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

钢管及梁内RAC为100%粗骨料取代率的RAC,其设计强度等级为C40,单位体积内所用材料配合比为水泥:砂:水:100%再生粗骨料=500∶542∶205∶1153,其中:水泥为海螺牌42.5R级普通快硬硅酸盐水泥,砂为普通天然黄砂(中砂),拌合水为普通城市自来水,粗骨料为粒径5～20 mm的再生骨料。填充墙采用再生空心砌块砌筑而成,根据《混凝土小型空心砌块建筑技术规程》(JGJ/T 14—2011)[14]规定,试验所用再生空心砌块为单排双孔砌块,其中主规格砌块尺寸为390 mm×90 mm×190 mm,辅助砌块尺寸为190 mm×90 mm×190 mm,砌块的设计强度等级为MU15,单位体积中水泥(P.O 42.5R级)、水、再生细骨料及天然粗骨料的质量比为1∶0.53∶2.94∶2.94。

试件横梁截面尺寸为100 mm×200 mm,梁内配筋形式如图2(a)。钢管RAC柱所用钢管为Q235普通碳素钢管(直缝焊接),其截面形式如图2(b)所示。框架节点参照《矩形钢管混凝土结构技术规程》(CECS 159—2004)[13]的规定,采用开孔穿筋的连接方式,与此同时,为保证梁端荷载有效传到柱上及“强节点弱构件”的抗震设计要求,在梁和柱交接处焊接尺寸为200 mm×140 mm×8 mm的节点板,节点部位构造如图2(c)所示。填充墙与框架交接部位空隙采用柔性材料嵌填,并用砂浆抹面。此外,为保证墙体与框架的连接性能,沿墙体高度方向,每隔200 mm设置2根直径6 mm的HPB300拉结钢筋。

图2 试件梁、柱和节点图Fig. 2 Figures of specimen beam, column and joint

1.2 材料性能

分别按规范《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)[15]、《混凝土砌块和砖试验方法》(GB/T 4111—2013)[16]及《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)[17]对试验所用材料进行材料性能试验,实测材料力学性能见表2。

表2 材料力学性能Table 2 Mechanical properties of materials

1.3 测量方案与加载模型

为测量加载过程中试件内部的应力变化,在框架梁、柱和节点等部位布设应变片或应变花,试件测点布设及编号情况如图3所示。

图3 试件测点布置Fig. 3 Layout of measuring points of specimen

试验加载模型如图4所示。试件安装就位后,首先按0.2的试验轴压比在柱顶施加竖向荷载,并保持不变,随后通过MTS伺服作动器施加水平往复荷载。参照《建筑抗震试验规程》[18](JGJ/T 101—2015)规定,水平荷载采用荷载-位移混合控制。即试件没有测点屈服前按荷载控制加载,每级循环1次(加载级数为10 kN),当柱脚部位处20、24或32号测点出现屈服时,记录此时试件的水平位移Δy。随后采用该位移Δy作为加载级数进行位移控制加载。此次试验取Δy为6 mm,每级循环3次,直至试件荷载下降至峰值荷载的85%左右时停止试验。

注: 反力墙1); 竖向反力钢柱2); 反力梁3); MTS作动器4); 油压千斤顶5); 滚轮6); 特制加载端板7); 压梁8)。

2 破坏过程与特征

2.1 破坏过程

对于KJ-1而言,在力控阶段,当荷载加至±50 kN时,左侧梁端上侧部位处出现第一条细微弯曲裂缝;当荷载加至±80 kN时,梁端裂缝开始贯通;当荷载加至±120 kN时,RAC梁上竖向弯曲裂缝基本出齐,其间距在8～15 cm之间,局部位置出现一些细微斜裂缝。在位控阶段,当加载位移为±1Δy时,在梁端1/10～1/5跨处,产生几条明显的斜裂缝;当加载位移达到±2Δy时,新产生的斜裂缝与之前RAC梁上斜裂缝形成交叉“X”形裂缝,并由两端向跨中发展;当加载位移达到±3Δy时,裂缝宽度显著变大,RAC梁开始出现混凝土掉皮、脱落现象;当加载位移达到±4Δy时,RAC梁保护层开始脱落;当加载至±5Δy时,主斜裂缝区域保护层被掀起,部分区域可见裸露的钢筋骨架,用手触摸柱底有明显鼓曲手感,此时正负向荷载均已下降到峰值荷载85%以下,试验结束。

对于KJ-2而言,在力控阶段,当荷载加至±20 kN时,再生砌块填充墙与钢管RAC柱交接处的砂浆开始出现第一条竖向裂缝;随着荷载增加至±70 kN时,RAC梁端出现第一条通缝;当荷载加至±100 kN时,填充墙部位出现“吱、吱”的挤压声,部分位置墙体出现局压破坏裂缝,如图5(a)所示;当荷载进一步加载到±120 kN时,RAC梁上弯曲裂缝基本出齐,其间距在7～15 cm之间,试验前在墙体上布设的网格线发生明显错动,实测试件部分位置应变已达屈服应变,试件随后进入位控加载阶段。当加载位移为±Δy时,填充墙底部位置处开始出现斜裂缝,RAC梁上弯曲裂缝开始向斜裂缝转变;加载位移为±2Δy时,由于反复循环荷载作用,RAC梁上斜裂缝明显增多,并且在梁端部位出现较为明显的交叉“X”形裂缝,如图5(b)所示,填充墙与框架柱之间出现较为明显的脱开现象;当加载位移达到±4Δy时,梁上RAC出现剥落痕迹,填充墙部分位置出现明显局压破坏痕迹;当加载位移达到±6Δy时,柱底有明显鼓曲手感,试件整体破坏程度已很严重,如图5(c)所示。此时正向荷载已降至峰值荷载85%以下,试验结束。

图5 试件破坏过程与形态Fig. 5 Failure process and pattern of specimen

2.2 破坏特征分析

由试件破坏过程可知:方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙的破坏具有如下特征:

1)相较于无填充试件,由于再生砌块填充墙的存在,使得方钢管再生混凝土框架-再生空心砌块填充墙的破坏过程表现为再生砌块填充墙破坏→RAC梁破坏→柱脚鼓曲。再生砌块填充墙作为非结构构件,在加载初期,首先通过墙体自身间的摩擦损伤等进行耗能如图6(a)所示,起着第一道抗震防线的作用;当再生砌块填充墙破坏后,钢管再生混凝土框架在充当第二道抗震防线的作用,通过RAC梁损伤、柱脚塑性铰发展等进行进一步的弹塑性耗能如图6(b)-图6(c)所示。由此说明:方钢管再生混凝土框架—再生砌块填充墙结构能够满足多道抗震防线的抗震设防要求。

图6 试件不同部位典型破坏特征Fig. 6 Typical failure characteristics of specimen in different position

2)RAC梁破坏形态均以剪切破坏为主如图6(b)所示,但在剪切破坏之前,RAC梁均产生明显弯曲裂缝,RAC梁在发生最终破坏前具有较为明显预兆,其破坏特征符合“强剪弱弯”的抗震设防要求。

3)试件RAC梁均是先于钢管RAC柱发生破坏,并且RAC梁破坏程度明显大于钢管RAC柱如图5(c)所示。试验结束时,钢管RAC柱顶位置处应变均未达到屈服应变,而梁端钢筋则早已屈服,试件破坏特征符合“强柱弱梁”的抗震设防要求。

4)从试验过程来看:框架节点部位处均未发生明显破坏如图6(d)所示,其在节点处的实测应变值也相对较小。说明按本文节点形式进行设计的方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙结构,其破坏特征符合“强节点弱构件”的抗震设防要求。

3 试验结果与分析

3.1 滞回与骨架曲线

试件实测滞回与骨架曲线如图7所示。由图7可知:试件滞回曲线呈现为饱满的梭形,说明方钢管再生混凝土框架—再生砌块填充墙结构具有良好的抗震耗能性能。试件骨架曲线有较为明显的上升段、峰值段及下降段,说明该类框架在荷载作用下将经历弹性、弹塑性及破坏阶段。

图7 试件滞回与骨架曲线Fig. 7 Hysteretic and skeleton curves of specimens

将试件骨架曲线上特征点荷载与位移值进行汇总,可得试件特征点实测试验结果,见表3。其中屈服点按等能量法进行确定[7],破坏点取为荷载下降至峰值荷载85%的点。试件在不同特征点的层间位移转角θ=Δ/H,Δ为试件水平位移值,H为层高。试件延性系数u=Δu/Δy。

表3 试件特征点试验结果Table 3 Experimental results of specimens at characteristic points

3.2 承载能力与变形性能

由表3可知:相较于无填充墙试件KJ-1,KJ-2在正向加载过程中,其极限承载能力提升了9.0%,而在负向加载过程中其承载能力反而下降了7.8%。这可能是因为在正向加载过程中,填充墙与框架一起协同受力,使得KJ-2的承载能力要大于无填充试件KJ-1。达到极限承载能力之后,填充墙基本完全退出工作,使得KJ-2的荷载主要由框架承担。由于此时KJ-2所受荷载要大于KJ-1,导致其内部损伤要大于KJ-1,而后续反向加载过程中试件荷载主要由框架来承担,进而出现KJ-2在反向加载过程中其承载能力要弱于KJ-1的现象。

此外,由表3可知:相比于KJ-1,KJ-2在正负向的延性系数分别提升了15.6%及35.7%,说明方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙的变形性能要优于无填充墙的方钢管再生混凝土框架。这是因为本文所用再生砌块填充墙与方钢管RAC框架之间采用柔性材料嵌填,使得填充墙的存在能够有效延缓方钢管RAC框架的破坏,从而提升了试件的弹塑性变形能力。

此外,由表3可知:方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙试件屈服时的层间位移转角在1/104～1/89之间,远大于规范规定的结构弹性层间位移转角不超过1/550的要求[19],也即说明在达到规范规定限值时,该类框架结构还处于弹性工作阶段,可满足结构在正常使用阶段的变形要求。方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙试件在破坏时的层间位移转角在1/35～1/29之间,远大于规范规定框架破坏时层间位移转角不应超过1/50的规定[19],也即说明在达到规范规定限值时,该类框架还未发生明显倒塌现象,显示出良好的抗倒塌能力。

3.3 刚度退化

本文采用割线刚度来研究试件的刚度退化规律,其计算公式如式(1)所示:

(1)

式中:Ki表示试件在第i加载级下的割线刚度,+Fi与-Fi分别表示试件在第i加载级第1循环作用下的正和负向峰值荷载,+Δi与-Δi分别表示其与+Fi与-Fi相对应的位移值。图8为按此计算公式计算得到的试件刚度退化曲线。

图8 试件刚度退化曲线Fig. 8 Stiffness degradation curves of specimens

由图可知:初始阶段,方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙的抗侧刚度明显大于无填充方钢管再生混凝土框架,相较于KJ-1,KJ-2的初始刚度提升了1.06倍。然而,随着加载位移增加,2榀试件抗侧刚度差值逐渐减小,当达到峰值荷载后,2榀试件的刚度退化曲线有趋于重合的趋势。这是因为本文框架与填充墙间采用的是柔性材料嵌填,在加载初期填充墙还未发生破坏时,墙体存在能有效提升框架的抗侧刚度,但随着加载位移增加,填充墙不断损伤破坏而退出工作,此时由于填充墙与框架间柔性嵌连的缘故,使得框架与填充墙逐渐成为独立分开的两个部分,导致填充墙对框架抗侧刚度的影响逐渐减小,进而出现2榀框架试件刚度退化曲线趋于重合的现象。由此说明:再生砌块填充墙的存在可以有效提升方钢管再生混凝土框架的初始抗侧刚度,但对其残余刚度的影响相对较小。

3.4 耗能性能

本文采用等效黏滞阻尼系数he来研究试件的耗能性能,其计算公式如式(2)所示:

(2)

式中:S(ABC+CDA)表示曲线ABCDA所包络的面积,即图8中阴影部分的面积,S(ΔOBE+ΔODF)表示三角形OBE及ODF所包络的面积,其中点B与点D为曲线的峰值点,如图9所示。按此公式计算得到试件在各加载位移处的等效黏滞阻尼系数he见表4。

表4 试件等效黏滞阻尼系数he实测值Table 4 Measured value of specimen he

由表4可知:相较于KJ-1,KJ-2在1Δy处的he值提升了10.9%,但在2Δy～5Δy处的he值则分别降低了12.2%、7.7%、0.55%及12.0%。这主要是因为加载前期,当试件还处于弹性工作阶段时,再生砌块填充墙还未发生完全破坏,其可以通过砌块间的摩擦耗能来提升框架的耗能性能如图6(a)所示,从而使得有KJ-2的he值要大于KJ-1。当试件屈服之后(此时Δ≥2Δy),填充墙逐渐破坏退出工作,此时墙体的存在对于RAC梁及钢管RAC柱塑性铰的产生起着抑制作用,从而使得KJ-2的he值反而要小于KJ-1。由此可知:对于方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙结构,当填充墙破坏前,墙体的存在可以提升方钢管再生混凝土框架的耗能性能,而当填充墙破坏后,墙体的存在反而会抑制方钢管再生混凝土框架的耗能性能。

此外,图10还给出了本文所提方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙试件与文献[20]所用普通钢筋混凝土框架及文献[21]所用钢筋RAC框架试件在不同特征点处的he值比较情况(各特征点处的he值根据特征位移进行线性内插)。由图可知:在屈服点时,方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙试件的he值与普通钢筋混凝土框架及钢筋RAC框架相差不大,而在峰值点及破坏点时,方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙试件的he值要明显大于普通钢筋混凝土框架及钢筋RAC框架,其良好的耗能优势将会发挥出来。由此说明:方钢管再生混凝土框架-再生砌块填充墙结构具有良好的弹塑性耗能性能。