方鋼管活性粉末混凝土柱抗震性能研究

吳兆艷張愛社徐明東

(山東建筑大學 土木工程學院，山東 濟南 250101)

0 引言

鋼管混凝土組合結構通過鋼管內填充混凝土來承受外界荷載。鋼管混凝土組合結構能夠充分發揮鋼管和混凝土材料各自的優點[1-3]，具有良好的抗壓和抗拉強度，彌補了鋼管和混凝土材料在結構設計和施工中的不足。鋼管混凝土構件在承受相同外力作用下，其截面面積小，且具有較好的延性性能、施工工期短、施工方便的特點，經濟效益明顯。

鋼管混凝土組合結構應用前景廣闊，學者們對鋼管混凝土組合結構的性能研究也越來越深入[4-8]。李斌等[9]設計8根方鋼管高強混凝土柱進行抗震試驗，以軸壓比、含鋼率和長細比為變量參數，研究發現方鋼管高強混凝土柱滯回曲線飽滿，表明試件的耗能能力強，且達到極限荷載后具有良好的延性和較為穩定的后期承載能力。吳誠等[10]設計4根方鋼管超高性能混凝土短柱進行抗震試驗，以混凝土強度等級、軸壓比、含鋼率為參數，結果表明方鋼管超高性能混凝土短柱的破壞形態與方鋼管普通混凝土短柱相似，但是超高性能鋼纖維混凝土填充方鋼管柱表現出更好的延性、耗能能力。

學者們通過對鋼管混凝土組合結構抗震性能的研究，得出被填充高強度混凝土的鋼管具有很強的延性。活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete，RPC)是20世紀90年代初由國外研究開發的一種新型水泥基復合材料，其具有高強度、高耐久性及高韌性等性能[11-14]。許多學者研究了活性粉末混凝土構件性能，在鋼管活性粉末混凝土柱性能研究方面主要集中在柱的軸壓性能。閆志剛等[15]采用全截面受壓方法進行了圓鋼管RPC短柱軸心受壓試驗，提出了鋼管RPC短柱的極限承載力計算經驗公式。楊駿[16]利用大型有限元軟件ABAQUS建立鋼管RPC長柱模型進行軸心受壓性能試驗，結果表明鋼管RPC長柱后期強度提高較大，且延性較好。季文玉等[17]設計14根鋼管活性粉末混凝土長柱進行軸壓性能試驗，研究鋼管RPC柱的長細比及大長細比下套箍系數對鋼管RPC柱軸壓性能的影響，發現構件的極限承載力增大。牛志強等[18]通過設計方鋼管活性粉末混凝土軸壓柱試驗，以長細比、含鋼率為試驗變量，研究了試件的破壞形態、荷載-位移和荷載-應變曲線，并對比了試件承載力與普通鋼管混凝土柱的承載力。除了研究鋼管活性粉末混凝土柱的軸壓性能，學者們也研究了鋼管活性粉末混凝土柱在水平力作用下的性能變化。鄧宗才等[19]運用有限元軟件ABAQUS對RPC短柱進行擬靜力水平作用試驗，研究軸壓比、配箍率和縱筋配筋率對RPC短柱抗震性能的影響，表明了隨著軸壓比的增大，試件的延性逐漸降低，配箍率和縱筋配筋率的增大可以增強試件的抗震性能。

目前，鋼管活性粉末混凝土柱的性能研究大多集中在試件的軸壓性能方面，而對水平力作用下的抗震性能研究仍然偏少。因此，亟需開展鋼管活性粉末混凝土柱在水平力作用下的抗震性能研究。為此，文章設計了4根方鋼管活性粉末混凝土柱進行抗震性能試驗[20]，研究試件在水平力作用下的受力機制和破壞形態，通過分析構件的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性系數等力學性能指標，分析軸壓比和含鋼率對試件抗震性能的影響，進而為方鋼管活性粉末混凝土柱的實際應用提供理論基礎。

1 鋼管RPC柱試驗概況

1.1 鋼管RPC柱試驗設計

試驗設計4根方鋼管活性粉末混凝土柱，試驗變量包括軸壓比和含鋼率，分別由式(1)和(2)表示為

式中n為軸壓比；fc為活性粉末混凝土的抗壓強度，MPa；A為試件截面面積，mm2；N為豎向荷載，MPa；α為含鋼率；B為試件截面寬度，mm；t為鋼管壁厚，mm。

試件的主要參數見表1，鋼管RPC柱高為1 250 mm。方鋼管截面尺寸為200 mm×200 mm，鋼管壁厚度分別為3和5 mm。方鋼管內部填充活性粉末混凝土，采用Q235B的成品方鋼管，柱和底座的設計圖如圖1所示。

圖1 鋼管RPC柱試件尺寸及配筋圖/mm

表1 鋼管RPC柱試件參數表

1.2 材料力學性能

1.2.1 活性粉末混凝土力學性能

活性粉末混凝土的組成材料如下:42.5號普通硅酸鹽水泥、專用摻合料、細骨料、密度為170 kg/m3的鋼纖維、FDN型高效減水劑。

參照GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》[21]，測得RPC試塊的立方體(邊長為100 mm)抗壓強度為112.6 MPa。

1.2.2 方鋼管力學性能

鋼管的屈服強度為302.1 MPa，極限強度為365 MPa，彈性模量為200 GPa，伸長率≥26%。

1.3 測試內容與加載制度

測點布置圖如圖2所示。選取試件的不同截面處貼應變片收集試件應變數據，分別為距離柱底端20、150、300 mm處，在每處截面上，試件前后兩側各設置2個應變片，共計12個應變片。位移計為精確測量試件絕對位移，需安放在試件支座處、柱計算長度的中點以及水平作動器作用中心。

圖2 應變片位置圖

試件的加載方法采用JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗的標準方法》[22]。對試件施加豎向軸力的40%～50%，完成一次加卸載試驗，目的是排除試件內部組織不均勻性對試驗影響；試驗時，豎向軸力加載至滿載并一直保持到試驗結束。試驗采用施加位移方法控制加載，豎向荷載加載速度為1 kN/min。前4步的加載位移分別為2、4、6、8 mm，每級位移加載循環一次，從第5步開始每級增加步長變為4 mm，加載位移分別為8、12、16 mm直至加載到方鋼管活性粉末混凝土柱屈服，每級位移循環一次。試件屈服后每級位移加載循環2次，每級增加步長取8 mm，當水平荷載下降至最大荷載的85%，認為試件破壞即停止試驗。每級荷載的加載間歇15 min使各儀表讀數趨于穩定，以便讀取記錄數據。

圖3 作動器加載位移圖

2 鋼管RPC柱試驗結果及分析

2.1 破壞過程及形態

試件均發生局部鼓曲破壞，以試件RPC-Z1為例詳述其破壞過程如下:當RPC-Z1受推位移達到Δ=26.2 mm時，其荷載達到125.5 kN，試件進入屈服階段滯回曲線開始下降；當受拉位移Δ=20.5 mm時，其荷載達到99.4 kN，試件的滯回曲線也開始下降(因制作與安裝的誤差導致試件受推力和拉力數據不對稱)取正負的平均值作為屈服荷載和屈服位移，即屈服荷載為112.5 kN，屈服位移Δ=23.4 mm；當受推位移達到Δ=60 mm時，荷載達到165 kN，此時方鋼管活性粉末混凝土柱的左側底部出現了輕微鼓曲變形，當受拉位移達到Δ=52 mm時，荷載達到了143 kN，此時方鋼管活性粉末混凝土柱的左側鼓曲消失，方鋼管活性粉末混凝土柱試件右側底部顯現鼓曲變形，如圖4所示；當受推位移Δ=76 mm，其荷載為129kN，當受拉位移Δ=74.5mm，其荷載為122 kN，方鋼管活性粉末混凝土柱受到的水平荷載均下降到峰值荷載的＜85%；繼續對方鋼管活性粉末混凝土柱進行加載，柱底出現更大的鼓曲變形，方鋼管內部的活性粉末混凝土被壓碎，試件破壞。

圖4 試件鼓曲變形圖

與RPC-Z1的破壞過程和形態類似，RPC-Z2、RPC-Z3、RPC-Z4均發生局部鼓曲破壞，只是試件破壞時的位移與荷載不同。這4個試件破壞過程中的荷載和位移見表2。

表2 鋼管RPC柱試件破壞特征點的平均值表

2.2 滯回曲線

從各試件荷載-位移數據中整理出試件的滯回曲線，其中水平加載推、拉分別對應正、負兩個方向，如圖5所示。由此可知:

(1)各試件的滯回曲線基本呈飽滿的梭性。荷載-位移滯回曲線在加載、卸載過程中基本是一條直線，殘余變形均較小，每級水平位移對應的應變很小，滯回環面積很小，其耗能比較弱，試件在屈服前基本處于彈性階段；試件屈服后，隨著加載位移的增加，其殘余變形逐步增大，承載力仍有提高，試件達到峰值荷載后，滯回環加載、卸載曲線趨于平緩，殘余變形明顯，滯回環面積增大，所消耗的能量增加。

(2)RPC-Z1、RPC-Z2、RPC-Z3的滯回曲線呈梭形，滯回環飽滿，說明試件具有很好的耗能能力和塑性變形能力，RPC-Z4的滯回曲線呈弓形，說明有輕微的捏縮現象存在，可能是試件制作及安裝中的初始偏心誤差造成的，RPC-Z4滯回環比較飽滿，說明其具有良好的耗能能力和塑性變形能力。

(3)觀察圖5(a)～(c)，隨著試件軸壓比的增大，滯回環越來越飽滿，試件的承載力也越來越高，說明軸壓比的增大，其耗能能力得到提高，增強了試件的承載力和剛度。隨著軸壓比的增大，RPC-Z2、RPC-Z3的峰值荷載相比RPC-Z1分別增加9.6%、24.8%；同時RPC-Z2、RPC-Z3的破壞位移相比RPC-Z1分別減小了21.9%、34.9%，說明軸壓比的增大不利于試件的延性。

(4)觀察圖5(b)和(d)，隨著試件含鋼率的增大，滯回環的面積變大，增強了試件的承載力，同時也增強了其變形能力和耗能能力；試件水平位移的增加說明試件的延性得到提高。隨著其含鋼率的增大，RPC-Z2相比RPC-Z4的峰值荷載增加了13.2%；RPC-Z2比RPC-Z4的破壞位移增加了34.2%，說明試件含鋼率的提高可以增強其承載力和延性性能。

圖5 鋼管RPC柱的滯回曲線圖

2.3 骨架曲線

骨架曲線為試件滯回曲線的包絡線。骨架曲線反映試件在不同階段的受力特點(強度、剛度、延性、耗能能力等)，是確定恢復力模型特征點的重要依據。試驗的荷載-位移骨架曲線如圖6所示。

圖6 鋼管RPC柱的骨架曲線圖

根據試件的骨架曲線可以得出以下規律:

(1)試件處于彈性階段時，其強度與位移同時增加；試件屈服之后，其剛度和強度出現退化。整體上來說，在加載后期各試件的骨架曲線下降較為緩慢，表現出方鋼管活性粉末混凝土柱良好的塑性變形。這主要由于當方鋼管被活性粉末混凝土填充時，有效提高鋼管的局部穩定性，同時鋼管對活性粉末混凝土產生的約束作用，對活性粉末混凝土形成三相應力作用，兩者的結合使鋼管混凝土組合結構延性得到很大提升。

(2)隨著試件軸壓比增大，其承載力在彈性階段上升速率更快，且試件的峰值荷載更大；當試件破壞時，軸壓比大的試件承載力下降速率也快，極限位移更小，變形能力降低。

(3)當試件的含鋼率增大，試件的承載力也相應的增大，且含鋼率大的試件在破壞后期，承載力下降比較緩慢，其極限位移也增大，說明增加含鋼率有利于增強其變形能力。

2.4 剛度退化

剛度退化是指試驗過程中隨位移和循環次數的增加試件剛度不斷下降的情況。剛度退化與試件材料、軸壓比、尺寸以及鋼管對內部核心混凝土的約束情況有關。通過4根試件的剛度退化曲線可以發現以下規律:

(1)試件屈服之前，試件剛度曲線為一條直線。試件屈服以后，因位移和循環次數的增加，屈服范圍逐漸加大，承載力不斷下降，其剛度也隨之降低，且下降的趨勢在試件破壞后期逐漸平緩。

(2)試件承載力到達屈服荷載與峰值荷載時，其剛度分別出現明顯的拐點，表明試件累積損傷發展到一個新的階段，導致試件剛度突變。

(3)試件的軸壓比越大，其初始剛度越大，但整體剛度退化速率越快；從表2數據可以看出，試件的軸壓比越大，其破壞位移越小，進一步說明試件后期的剛度退化速率加快。

(4)含鋼率越大的試件，初始剛度越大，相同循環次數后試件的殘余剛度也越大；在加載后期，試件的剛度退化越緩慢。從表2中試件RPC-Z2、RPCZ4的破壞位移可知:在加載后期，含鋼率大的試件破壞位移比較長，進一步說明增強試件含鋼率可以延緩試件的剛度退化。

圖7 不同影響因素下試件的剛度退化曲線圖

2.5 試件的延性

延性是試件或者結構受到外力作用時的塑性變形能力，其是判斷結構抗震性能的重要指標，位移延性系數λ常用來表示延性的大小，其在很大程度上決定了結構或構件的破壞形式。位移延性系數λ由式(3)表示為

式中Δu為破壞位移，mm；Δy為屈服位移，mm。

由表3可知:

表3 試件位移延性系數表

(1)方鋼管活性粉末混凝土試件的延性系數最小、最大系數分別為2.86、3.25，說明方鋼管活性粉末混凝土柱在延性性能方面表現受軸壓比和含鋼率的影響；RPC-Z1和RPC-Z2，其延性系數＞3，說明方鋼管活性粉末混凝土柱試件具有良好的延性性能。

(2)隨著試件軸壓比的增大，試件的位移延性系數逐漸變小，說明試件軸壓比的增大，試件延性降低。主要原因為試驗加載后期，試件軸壓比越大，其側移較大，P-Δ效應的影響越顯著，附加彎矩將加快強度衰減，導致試件延性變差。

(3)隨著試件含鋼率的增大，試件的位移延性系數增大，主要因為鋼管厚度增強對活性粉末混凝土的約束作用，從而提高試件的強度，進而增強試件的延性。

2.6 試件的耗能能力

試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應在P-Δ曲線中通過曲線所圍成的面積來表示的，如圖8所示。每施加一個荷載循環得到的滯回環所圍成的面積來表示試件消耗能量的大小，用能量耗散系數E進行衡量，由式(4)表示為

圖8 能量耗散系數計算圖

式中E為能量耗散系數；SABCD為ABCD所包圍的面積，kN·mm；SΔODF為ΔODF所包圍的面積，kN·mm；SΔODF為ΔODF所包圍的面積，kN·mm。

從表4中可以看出，試件的能量耗散系數集中在0.8附近，RPC-Z1接近0.9，表明試件具有良好的耗能能力。RPC-Z1、RPC-Z2、RPC-Z3的能量耗散系數E逐漸下降，說明增大軸壓比可以減弱試件的耗能能力；試件RPC-Z4、RPC-Z3能量耗散系數降低E逐漸增加，說明試件的含鋼率增大有利于增強試件的耗能能力。

表4 能量耗散系數E表

3 結論

通過對4根方鋼管活性粉末混凝土柱進行低周反復荷載試驗，研究了試件的軸壓比和含鋼率對方鋼管活性粉末混凝土柱抗震性能的影響，得出以下結論:

(1)試件的滯回曲線均較飽滿，基本沒有發生明顯的捏縮現象，滯回曲線面積越大，耗能能力越強，說明方鋼管活性粉末混凝土具有良好的耗能性能。

(2)隨著試件軸壓比的增大，其延性變差、剛度退化速率加快，降低位移延性系數，不利于試件的耗能；隨著試件的含鋼率增大，延性增強、剛度退化速率變緩；提高位移延性系數，利于試件的耗能。

(3)試件的位移延性系數處于2.86～4.0之間，表明方鋼管活性粉末混凝土柱的延性性能較好；同時試件的能量耗散系數E處于0.792 4～0.897 6之間，表明試件具有良好的耗能能力。