鋼管混凝土四肢格構柱抗震性能試驗研究及有限元分析

黃 志，郭漢文，張柏丑，李 軍，廖繼勝，彭 龍

（1.湖南科技大學土木工程學院，湖南湘潭 411201；2.湖南省智慧建造裝配式被動房工程技術研究中心，湖南湘潭 411201）

引言

近年來，鋼管混凝土結構因其優越的抗震性能，得到越來越廣泛的應用。其中，鋼管混凝土格構式柱因其施工方便、承載能力強、延性好、抗沖擊性能好和安全可靠等特點在建筑抗震和抗風領域中得到了廣泛應用［1-5］。鋼管混凝土格構式柱靜力性能方面，研究人員進行了大量的分析研究，陳伯望等［6］通過2根四肢圓鋼管混凝土格構柱的低周反復荷載試驗，提出了鋼管混凝土格構柱退化三折線恢復力模型，確定了構件軸壓比、長細比和材料比例系數等參數與模型間的關系；袁輝輝等［7］對2組鋼管混凝土格構式柱1：8縮尺模型進行了擬動力試驗，結果表明平綴管鋼管混凝土格構柱具有良好的抗震性能，且在多次強震后仍能保持一定承載能力；歐智菁等［8］利用OpenSees建立變截面平綴管式鋼管混凝土格構柱有限元模型，發現隨試件高度增大和柱肢坡度減小，混凝土柱極限荷載逐漸降低；龔萬莉［9］對鋼管混凝土格構柱-鋼梁平面框架反復荷載作用下的滯回性能分析，表明隨著軸壓比的增大，結構的極限承載力降低，延性變差，耗能能力下降，而含鋼率和梁柱線剛度比的影響規律則與之相反；秦明光［10］通過對鋼管混凝土格構柱換算長細比和低周反復水平荷載下的力學性能進行分析，得到反向斜綴條布置形式的鋼管混凝土格構柱承載力較高，施工方便，在工程實踐中可優先采用；曹艷等［11］通過對2個自密實方鋼管和1個自密實圓鋼管混凝土格構柱模型在恒定豎向荷載作用下的水平低周反復試驗，得出綴管與肢柱的焊接連接處是構件的薄弱位置、圓鋼管混凝土格構柱具有更高的抗震能力的結論。而在鋼管混凝土格構式柱抗震性能方面，袁輝輝等［12］通過7個試件的擬靜力試驗，驗證了鋼管混凝土格構柱試件具有良好的抗震性能，破壞形態以整體壓彎破壞為主；蔣麗忠等［13］通過單肢斜撐、交叉斜撐和橫隔板3種連接形式節點的低周反復循環加載試驗發現格構柱-組合梁破壞類型表現為“強柱弱梁”，節點滯回曲線比較飽滿，具有良好的抗震性能；歐智菁等［14］利用OpenSees程序，進行了四肢變截面平綴管式鋼管混凝土格構柱抗震性能的參數分析，得到了四肢變截面平綴管式的骨架曲線與恢復力模型的計算公式，為變截面平綴管式鋼管混凝土格構柱彈塑性動力響應的分析奠定了理論基礎；鄒艷花等［15］通過2根格構式鋼管混凝土柱的低周反復荷載試驗與ANSYS有限元軟件，發現材料的比例系數ζ越大，延性越好，一般軸壓比n越大，水平承載力越大。鄧萱奕［16］對偏心率、長細比等因素對破壞形式的影響做了對比試驗，得出隨長細比增加，破壞形式由局部鼓曲轉為明顯的整體壓彎破壞，且破壞多發生在焊接處，并提出提高焊縫質量的解決方案。

雖然國內外學者對鋼管混凝土組合構件的抗震性能試驗研究已經有所開展［17-19］，但遠沒有跟上工程應用的步伐。國內外學者對鋼管混凝土格構柱的試驗研究主要集中于單一綴條/綴管形式試驗研究與分析。但鋼管混凝土格構式柱在低周反復水平作用下的破壞形式和影響因素較復雜，特別是不同綴管形式和數量對柱肢的約束等相關因素的影響，而當前國內外研究成果對鋼管混凝土四肢格構式柱不同綴管排列和綴管數量在往復荷載作用下的塑性耗能研究很少，仍有待進一步的分析。

1 試驗概況

該格構柱柱肢選用Q235焊接鋼管，綴管選用Q235無縫空鋼管。試件主要構造參數見表1和表2，底座和柱帽均采用C40混凝土澆筑，配置足夠的鋼筋。縱向受力鋼筋采用直徑為16 mm的HRB335級鋼筋，箍筋采用直徑8 mm的HPB300級鋼筋。該試驗采用正交化設計方法，設試件4個，截面尺寸均為386 mm×386 mm，各柱構件柱肢截面尺寸、節間距和柱肢間距均相同，內部填充混凝土。格構柱固定在混凝土底座上，尺寸為600 mm×1 000 mm×250 mm，配置足夠鋼筋，保證其約束作用。頂端為鋼筋混凝土柱帽，尺寸為500 mm×500 mm×500 mm。格構柱底部伸入底座180 mm，頂部伸入柱帽100 mm，則柱實際長度應增加280 mm。

表1 試件實測參數列表Table 1 Details of specimen parameters

表2 試件參數列表Table 2 Parameters of specimens

1.1 試驗裝置及加載制度

格構柱下端固定，上端自由，柱腳與鋼筋混凝土底板澆筑成整體，底板通過高強度螺栓固定在地槽，柱頂放置噸位100 t的千斤頂，千斤頂下部設置加載板，豎向鋼拉桿鉸接并固定于地槽。水平拉力由1 000 kN水平作動器提供，作動器與柱通過螺栓連接，加載裝置如圖1所示。

本試驗采用擬靜力加載方式，對鋼管混凝土格構式柱試件的柱頂施加恒定的軸力，同時在柱頂端側面施加水平荷載或位移。分3個步驟進行加載：

（1）施加柱頂軸向壓力。試驗采用100 t液壓千斤頂施加軸力。首先取0.4 N～0.6 N（N為試驗時加載在格構柱上的軸力值）進行預加載，使構件各部進入正常工作狀態，并檢驗裝置和儀表是否工作可靠。校準完畢后，加載至鋼管混凝土格構柱的軸向壓力設計值，并保持軸力恒定，持荷2～3 min。

（2）施加柱頂水平往復位移。首先預加反復荷載1次，保證設備工作正常。然后運用變幅等幅加載制度進行水平位移加載，采用位移控制加載。試件屈服前，按計算屈服位移的50%為其初始位移分兩次加載至屈服，即0.5Δy、1.0Δy。每級荷載均循環3次。屈服后每級增量為計算的屈服位移值的倍數施加，即1Δy、2Δy、3Δy、4Δy、…。

（3）停止加載。當出現以下幾種情況時，可以認為試件破壞，停止加載。

1）某級加載的第1循環位移對應的荷載低于最大荷載值的85%；

2）加載位超過試件高度的1/200；

3）鋼管混凝土格構柱柱腳出現明顯的鼓曲變形，并且伴有撕裂，具有明顯的破壞特征。

1.2 數據采集與測點布置

柱頂安裝1 000 kN測力傳感器擬施加水平往復荷載，并布置千斤頂提供豎向荷載，并通過作動器獲取荷載值。各試件柱頂、柱肢中截面、柱腳及與水平力一致的方向及對稱位置布置位移計，擬獲取各試件不同位置的水平撓度。同時，在各試件柱肢部分在柱腳、1/4截面和中截面處點A、B、C、D處布置雙向應變片，綴管柱中截面上布置縱向應變片，如圖2所示。每次循環中，每級荷載加載后持續2～3 min，儀表穩定后記錄各測點讀數，觀察試件外觀變化，并記錄試驗現象。

1.3 試驗現象

試件破壞形態主要呈現為壓剪破壞和壓彎破壞2種。剪跨比較小的試件S1和S2，表現為壓彎剪破壞，壓剪共同作用的破壞。剪跨比較大的試件S3，因受到較大的剪切作用，破壞后柱腳截面出現水平裂縫。長柱試件S4，表現為壓彎破壞。

圖1 試驗加載圖Fig.1 Test loading and structure diagram

圖2 測點布置圖Fig.2 Layout of observation point

圖3 試件破壞過程和破壞后圖片Fig.3 Failure of the specimens

試件S1和S2柱破壞過程相似。加載開始時試件的受力和變形表現穩定，位移與荷載變化大致呈正比。加載至32 mm時，受壓側柱腳開始出現輕微鼓曲，另一側2根柱肢未出現局部變形。反向加載時，原先出現鼓曲變形的一側的柱腳變形基本恢復，而受壓側鼓曲變形不明顯。加載至48 mm時，柱腳鼓曲變形無法恢復且開始向環向發展。加載至60 mm時，鼓曲變形較為明顯，且受壓側出現水平裂縫，少數混凝土碎末脫落。加載至72 mm時，水平承載力下降嚴重，兩側柱腳肢管出現撕裂，試件破壞。

試件S3柱肢管柱腳局部屈曲出現在最大位移48 mm處。此時，柱肢局部屈曲可恢復。加載至72 mm時，局部屈曲不可完全恢復，開始出現明顯鼓曲。加載至84 mm時，水平承載力開始下降，柱肢因較大鼓曲變形出現水平撕裂現象。

試件S4柱在加載過程中整體變形較為明顯。加載至90 mm時，柱腳開始出現微小局部屈曲，局部變形可在反向加載時完全恢復。加載120 mm時，局部變形不可完全恢復。加載至150 mm時，出現明顯面內彎曲，柱腳鼓曲較為明顯，但未出現水平裂縫。此時，因作動器正向加載位移達到限制，試驗停止。試件破壞過程和破壞后形態見圖3。

2 試驗結果與分析

2.1 荷載-位移滯回曲線

圖4 荷載-位移滯回曲線圖Fig.4 Loading-displacement hysteretic curve

利用ABAQUS建立了各試件有限元模型，并與試驗結果進行了對比驗證，其加載點荷載-位移滯回曲線見圖4。對于S1和S2柱，滯回曲線為弓形，形狀較為飽滿，但存在輕微“捏縮”效應，表明滯回曲線受到滑移和剪切變形影響，整個構件的塑性變形能力比較強，格構柱低周反復荷載試驗研究性能較好，能較好地耗散地震能量。

對于試件S3柱，滯回曲線呈反S型，不夠飽滿。原因是長柱混凝土澆筑質量相對較難保證，鋼管與混凝土之間存在較大滑移，特別是加載后期，混凝土壓碎，滑移作用更加明顯，所以在加載后期捏縮效應更加明顯。對于剪跨比不大的構件，格構柱在水平荷載作用下的剪切變形影響不可忽略。兩者在試件S5柱上共同作用，因此試件S5柱滯回曲線不飽滿，試件耗能能力被削弱。

對于試件S4柱，滯回曲線表現最為飽滿，接近梭形。因其剪跨比較大，在水平荷載作用下表現出明顯的彎曲性能。相比之下，可以忽略剪切變形的影響。加載后期少量捏縮效應由滑移所致，可見長細比對于格構柱的抗震性能有較大的影響。

2.2 荷載-位移骨架曲線

4個試件在低周反復荷載作用下的荷載-位移骨架曲線均可分為3個階段，如圖5所示，分別為近似彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。鋼管混凝土格構柱的長細比對構件的水平承載力、彈性階段的剛度和極限位移均有較大影響。

圖5 荷載-位移骨架曲線圖Fig.5 Loading-displacement skeleton curve

總體來說，長細比越大，彈性階段的剛度較小，水平承載力越低。極限位移越大，延性較好。軸壓比對構件抗震性能的影響集中表現在破壞階段，軸壓比提高，破壞段斜率略微增大。

3 有限元參數分析

為了探究鋼管混凝土格構式柱不同綴管形式的塑性耗能能力，以試驗中的鋼管混凝土格構柱為原型，利用經上述對比驗證后的有限元模型，分別將模型S1中的綴管形式去除橫綴管、去除斜綴管、改變綴管排列方式等5種不同形式，分析其塑性耗能性能。5種不同形式的綴管參數如表3所示。

表3 模型參數表Table 3 Key parameters of specimen

不同綴管形式的鋼管混凝土格構式柱荷載-位移滯回曲線與原型結構的對比如圖6所示，由圖可知，MD2與原模型的荷載-位移滯回曲線基本重合，說明單側斜綴管K字形布置與平行布置對格構柱耗能能力影響不大。MD3荷載-位移滯回曲線不夠飽滿，但骨架曲線與原模型相差較小，可知橫綴管對格構柱塑性耗能能力的貢獻較小。MD4與原模型相比，荷載-位移滯回曲線更扁平，滯回環明顯偏小，說明有斜綴管形式能較大的提高格構式柱耗能性能。MD5的滯回曲線最大值稍低于原模型，但曲線更加飽滿，與原模型耗能能力基本持平，說明斜綴管是否交叉對耗能能力影響較小。同時，選取耗能性能較好的3種綴管形式構件MD1、MD2和MD5進行了對比分析，分析結果表明：MD1的塑性耗能能力最佳，斜綴管布置形式與前后是否對稱會相互影響，抗震性能最好的綴管形式為MD1。

圖6 不同綴管形式荷載-位移滯回曲線對比圖Fig.6 Comparison of hysteretic curve with different tube shape

圖7 不同綴管形式荷載-位移滯回曲線與骨架曲線圖Fig.7 Comparison of hysteretic curve and skeleton curve with different tube shape

不同綴管形式的鋼管混凝土格構式柱荷載-位移滯回曲線和骨架曲線對比如圖7所示。由圖可知，耗能能力最好的綴管形式為MD1。對比圖中曲線可知，綴管數量和結構受力的對稱性是影響塑性耗能能力的主要因素，綴管數量越多，參與耗能的綴管越多，耗能能力越好；結構受力越對稱，滯回曲線越飽滿，塑性耗能能力越強。通過對比模型MD3與其他形式綴管的滯回曲線可知，斜綴管比橫綴管對格構柱的塑性耗能能力的提高更明顯，橫綴管對格構柱的塑性耗能能力影響較小。由荷載-位移骨架曲線圖可知，在水平低周反復荷載作用下，6個模型的骨架曲線均可分為近似彈性階段、彈塑性階段和破壞階段，綴管數量和綴管布置形式對格構式鋼管混凝土柱的影響都比較大。

4 結論

進行了4根鋼管混凝土格構式柱的水平低周反復荷載試驗，分析了四肢鋼管混凝土格式柱可能的破壞形式。通過ABAQUS有限元軟件分析了不同形式綴管的鋼管混凝土格構式柱，獲得了不同綴管形式柱的荷載-位移滯回曲線和骨架曲線，通過對比分析，發現MD1綴管形式的格構式鋼管混凝土柱塑性耗能能力優于其他模型。并在研究過程中得到以下結論：

（1）鋼管混凝土格構式柱的綴管結構受力是否對稱對滯回曲線的飽滿程度和骨架曲線的最大峰值有一定影響。結構受力越對稱，荷載-位移滯回曲線越飽滿，結構的塑性耗能能力越好。

（2）在鋼管混凝土格構式柱中，設置斜綴管可使所得的荷載-位移滯回曲線更加飽滿，對柱的耗能能力提升有明顯作用，相比之下，橫綴管對柱的塑性耗能能力影響較小，若要提高格構柱抗震性能，須合理設置斜綴管，橫、斜綴管同時設置所得的滯回曲線更加飽滿，耗能能力更好。

（3）對于鋼管混凝土格構式柱而言，其綴管形式采用斜綴管比橫綴管的塑性耗能能力提高更明顯，橫綴管形式對格構柱的塑性耗能能力影響較小。