高軸壓比下圓鋼管鋼渣混凝土柱抗震性能試驗研究

王成剛，汪陳林，張澤陽，王靜峰，畢功華

（1.合肥工業大學土木與水利工程學院，安徽合肥 230009；2.土木工程結構與材料安徽省級重點實驗室，安徽合肥， 230009；3.中國建設銀行阜陽市分行，安徽阜陽 236001；4.安徽省建筑設計研究總院股份有限公司，安徽合肥 230001）

引言

鋼渣作為鋼鐵工業中亟待處理的廢棄材料，不僅現存量相當大而且污染環境，不符合綠色可持續發展理念。由于鋼渣存在體積不安定性，難以將鋼渣直接作為建筑材料利用，因此鋼渣再生利用成為可持續發展的重要課題之一。在鋼管混凝土柱中，由于鋼管對核心混凝土存在套箍效應，且核心混凝土對鋼管壁有支撐作用，鋼管混凝土承載力和剛度等性能得到顯著提高。因此，用鋼渣砂替代混凝土細骨料形成鋼渣混凝土，將鋼渣混凝土澆筑于鋼管中形成鋼管鋼渣混凝土柱，以期用鋼管的密閉性和套箍效應消除鋼渣混凝土體積不安定性問題，為鋼管鋼渣混凝土柱的實際工程應用提供理論依據。

國內外學者圍繞鋼管再生混凝土柱、鋼管混凝土柱進行大量的抗震試驗及理論分析［1-9］，取得了豐碩的成果并廣泛應用于實際工程。對于圓鋼管鋼渣混凝土柱的研究，目前只有安徽工業大學于峰教授課題組對鋼管鋼渣混凝土柱進行軸壓試驗［10-11］，分析了長徑比、徑厚比等因素對圓鋼管鋼渣混凝土柱破壞形態、承載力和變形能力等方面的影響。鋼管鋼渣混凝土的抗震性能在以往試驗研究和理論分析中未見相關報道。

為探究鋼管鋼渣混凝土柱的抗震性能，本文對2根圓鋼管普通混凝土柱與5根圓鋼管鋼渣混凝土柱分別在低軸壓比和高軸壓比下進行了水平低周反復加載試驗［12］，研究分析了軸壓比、鋼管壁厚、鋼渣砂替代率和長細比等因素對其破壞形態、滯回耗能能力、延性及耗能、剛度退化的影響規律，并采用數部規范對試件進行不同規范水平承載力計算比較。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

根據實驗室技術設備、場地條件和《鋼管混凝土結構技術規范》（GB 50936-2014）［13］，設計了7根鋼管混凝土柱試件，試件的具體尺寸見圖1。以鋼渣砂替代率γ、鋼管壁厚t、長細比λ和軸壓比n為試驗參數，圓鋼管直徑d為180 mm，各試件設計基本參數見表1。試件由現場拌制混凝土澆筑于鋼管內，振搗密實，自然養護而成。

圖1 試件加工設計圖Fig.1 Machining design drawing of specimen

表1 試件基本設計參數Table 1 Design parameters of specimens

1.2 材料性能

1.2.1 鋼材性能

鋼材強度等級為Q345B，按照《金屬材料拉伸試驗》（GB/T228.1-2120）［14］制作了3個拉伸試樣，檢測鋼材主要力學性能見表2。

表2 鋼材力學性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.2.2 鋼渣混凝土配合比

鋼渣混凝土強度為C25，試配后鋼渣混凝土配合比見表3。

表3 鋼渣混凝土配合比Table 3 Steel Slag Concrete Proportion

1.2.3 鋼渣混凝土強度

混凝土立方體抗壓強度平均值fcu由自然養護28天的150 mm立方體試塊按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081-2019）［15］，測得的不同替代率的鋼渣混凝土抗壓強度見表4。

表4 混凝土抗壓強度Table 4 Compressive strength of concrete

1.3 試驗方案

試驗加載裝置如圖2所示。豎向軸力由100 t千斤頂施加，水平荷載由MTS電液伺服加載系統施加。千斤頂和反力架橫梁間放兩塊四氟板保證試件柱頂水平往復移動。正式加載前，先施加一個預估極限承載力10%的循環荷載，檢查試驗儀器和設備工作狀態及可靠度。試件采取力與位移雙控制加載方式：在試件屈服前采用荷載控制，初始加載力取預估屈服荷載的10%并逐級增加，每級雙向循環加載1次；試件屈服后采用位移控制，逐級遞增1倍屈服位移循環往復加載，每級循環往復加載3次，直至試件承載力下降至峰值承載力85%以下，試驗結束。試驗過程中MTS自動采集施加水平荷載和對應位移，靜態采集儀采集柱底塑性區應變。在柱底鋼管周圍粘貼22片電阻應變片，距柱底的距離分別為50 mm、100 mm與150 mm，以測定應變隨荷載變化的規律，應變片具體布置如圖3所示。觀察記錄鋼管壁局部屈曲發展，混凝土壓碎等試驗現象。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test device

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象

圖4給出了試件從加載至完全破壞各階段的典型照片，試驗結果表明：各試件破壞的過程和現象基本相同，都經歷了三個階段：彈性階段、彈塑性階段和塑性階段。在恒定豎向軸力及低周往復水平荷載作用下，加載初期柱頂荷載-位移曲線呈過原點直線，鋼管壁四周無明顯變化如圖4（a）所示，試件處于彈性階段。繼續加載到鋼管壁屈服后，轉換為位移加載，加載方向距柱底30～40 mm處鋼管壁由局部微小鼓曲發展為明顯鼓曲，鋼管表面涂漆無起皮現象如圖4（b）所示，水平位移繼續增加至水平承載力達到峰值，此時荷載位移曲線不再是線性關系，卸載后殘余變形較大，試件處于彈塑性上升階段。隨著水平位移繼續增大，明顯鼓曲位置鼓曲程度加劇，并逐漸向兩側發展，鼓曲寬度達到30～40 mm，鋼管表面嚴重鼓曲，油漆起皮如圖4（c）所示，此時水平承載力下降，試件處于塑性下降階段。當荷載峰值下降到試件最大承載力的85%以下時，試驗結束。由于鋼管對鋼渣混凝土的約束和鋼渣混凝土對鋼管的支撐，鋼管出現嚴重鼓曲時，試件承載力仍能達到峰值承載力70%～80%且下降緩慢。

圖4 試件的破壞過程Fig.4 Typical failure process

鋼管剖開后如圖5所示，圓鋼管鋼渣混凝土在低周反復荷載作用下，鋼管鼓曲部位鋼渣混凝土被壓潰，混凝土芯柱下部出現許多較寬的斜裂縫，截面其它部位混凝土保持完整，混凝土芯柱僅需稍加外力便會完全斷裂，試件為典型的壓彎破壞。由于鋼管的約束作用混凝土可維持受力，最終在距柱底30～50 mm范圍內形成沿加載方向轉動的塑性鉸。

圖5 鋼渣砂混凝土柱的破壞狀態Fig.5 Failure state of steel slag sand concrete column

2.2 滯回曲線

圖6為擬靜力試驗得到的各試件滯回曲線，分析各試件的滯回曲線具有以下特征：

圖6 水平荷載-位移曲線Fig.6 Lateral load-deformation curve

（1）彈性階段（OA段）：荷載-位移曲線斜率基本不變，剛度退化不明顯，滯回環狹長面積較小，試件耗能較少；彈塑性階段（AB段）：隨著加載位移不斷增加，試件承載力上升速率減緩，試件剛度逐漸退化，卸載后殘余應變也越來越大，滯回環不斷變得飽滿，試件的變形與耗能不斷增大；塑性階段（BC段）：當試件到達峰值荷載后，隨著加載位移繼續增大，滯回曲線荷載峰值出現下降，每級荷載循環滯回曲線面積仍繼續增大，說明加載后期試件仍具有良好的耗能能力。

（2）與低軸壓比試件YDTB3-1和試件YDGB3-1相比，高軸壓比試件YDTB3-2和試件YDGB3-2水平承載力都有所提高，但滯回曲線達到荷載峰值后，試件都存在承載力和剛度突降現象，而低軸壓比時試件承載力和剛度下降比較緩慢，說明軸壓比增大，試件延性下降嚴重，存在突然破壞可能。

（3）高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件，鋼管壁較薄的YDGB2-1和YDGB3-2承載力突降現象更加明顯，鋼管壁厚的YDGB5-1承載力突降現象明顯改善，說明在高軸壓作用下，合理的徑厚比（鋼管直徑/鋼管壁厚）對鋼管鋼渣混凝土試件承載力突降有明顯改善作用。

（4）高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件，長細比較小的YDGB3-2比長細比較大的YDGC3-1具有更高的峰值荷載和更大滯回環面積，說明在一定范圍內，高軸壓比鋼渣混凝土試件長細比越小，其承載能力越高且耗能能力越好。

（5）在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件YDGB3-2比鋼管普通混凝土試件YDTB3-2峰值荷載略低，兩者滯回環面積基本相同，說明鋼管鋼渣混凝土試件承載能力和耗能能力方面與鋼管普通混凝土試件性能無較大差異。

2.3 骨架曲線

骨架曲線是每級加載水平力最大值的軌跡，可反映試件各個階段受力特征與變形特征，該試驗中不同參數的骨架曲線對比如圖7所示。

由圖7可知：分析骨架曲線具有下列特征：

（1）由圖7（a）可知：低軸壓比下兩試件骨架曲線走勢基本一致，兩者下降段都較為平緩，說明在低軸壓比下兩者都具有較好的延性，兩者承載能力和延性無明顯差異。

（2）由圖7（b）可知：高軸壓比下兩試件骨架曲線走勢基本一致，但鋼管鋼渣混凝土試件承載能力比鋼管普通混凝土試件略低。兩者骨架曲線在荷載峰值處均存在明顯突降，試件延性都較差。因此，在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件與鋼管普通混凝土試件承載能力和延性無較大差異。

（3）由圖7（c）可知：在高軸壓比下，鋼管壁較厚的試件承載能力明顯大于鋼管壁較薄的試件。3個試件骨架曲線在峰值荷載后的下降段，壁厚較大試件骨架曲線較為平緩，說明鋼管壁厚大的試件擁有更大的承載能力和更佳的變形性能，因此高軸壓比與厚鋼管壁試件更匹配。

（4）由圖7（d）可知：鋼渣砂替代率為100%時，高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件承載能力有所提高，但其延性下降較大且后期承載能力反而低于低軸壓比試件，因此鋼管鋼渣混凝土試件應限制其軸壓比不宜過高。

（5）由圖7（e）表明可知：在高軸壓比下，鋼管鋼渣混凝土試件增大長細比使得試件承載能力下降，但對試件延性影響較小，因此高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件長細比不宜過大。

圖7 不同參數試件骨架曲線比較Fig.7 Comparison of skeleton curves of specimens with different parameters

2.4 延性及耗能

各試件屈服位移Δy、屈服荷載Py、峰值位移Δmax、峰值荷載Pmax、極限位移Δu（骨架曲線上水平荷載下降到峰值荷載Pmax85%所對應位移）、極限荷載Pu（極限位移所對應的荷載值）、延性系數μ=Δu/Δy和等效粘滯阻尼系數ξeq見表5。表5中各值均取推和拉兩個方向絕對值的平均值。

由表5分析可知：

表5 特征值和延性系數計算結果Table 5 Calculation results of characteristic load and displacement and ductility coefficient

（1）鋼渣砂替代率不同：軸壓比為0.7的試件YDGB3-2和試件YDTB3-2峰值荷載基本相同，但試件YDGB3-2比試件YDTB3-2延性提高了59.9%，耗能能力提高了20.5%；軸壓比為0.4的試件YDGB3-1和試件YDTB3-1峰值荷載基本相同，且試件YDGB3-2試件YDTB3-2延性及耗能能力也相差不大。因此鋼渣替代率對試件承載能力影響不大，但在高軸壓比下，鋼渣替代率較高試件其延性得到顯著改善，耗能能力有較大增強。說明高軸壓比條件更有益于鋼管鋼渣混凝土柱發揮其優良特性。

（2）鋼管壁厚不同：鋼管壁厚不同的試件YDGB2-1（t=2 mm）、試件YDGB3-2（t=3 mm）和試件YDGB5-1（t=5 mm），試件鋼管壁越厚，其峰值荷載、延性系數和等效粘滯阻尼系數都越大，說明在一定范圍內試件鋼管壁越厚，其承載能力越高，延性越好，耗能能力越強。

（3）軸壓比不同：軸壓比為0.7的試件YDGB3-2與軸壓比為0.4的試件YDGB3-1相比，峰值荷載提高了19.6%，延性系數降低了42.6%，等效粘滯阻尼系數稍有降低，說明鋼管鋼渣混凝土試件隨著軸壓比增大，其承載能力有較大提升，但延性顯著下降，耗能能力有所降低。

（4）長細比不同：在高軸壓比下，長細比較小的試件YDGB3-2與長細比較大的試件YDGC3-1相比，其承載能力和延性都具有顯著的優勢，兩者耗能能力接近。

（5）低軸壓比試件延性系數大于4.0，高軸壓比試件延性系數介于1.57～3.76之間，軸壓比增大，試件延性下降；鋼管鋼渣混凝土試件等效粘滯阻尼系數ξeq為0.295～0.437，而文獻［6］表明鋼筋混凝土柱等效粘滯阻尼系數為0.1～0.2，說明鋼管鋼渣混凝土柱具有出色的耗能能力。

2.5 剛度退化

試件在低周反復荷載作用下，隨著加載位移不斷增大，試件剛度會出現退化，導致試件的抗震性能發生下降。采用割線剛度來研究試件在地震作用下產生的剛度退化，割線剛度計算公式為：

式中：Ki為第i級加載的割線剛度；+Fi為第i級加載正向荷載的峰值；-Fi為第i級加載負向荷載的峰值；+Xi為第i級加載正向位移峰值；-Xi為第i級加載負向位移峰值。

按照割線剛度計算公式計算出各個循環的割線剛度，繪制出剛度退化曲線如圖8所示。

由圖8可知：鋼管混凝土柱剛度退化曲線具有如下特征：

（1）各試件的割線剛度隨著加載位移的增大而逐漸減小，且各試件前期剛度下降較快，中期急劇下降，后期下降緩慢，其原因在于在加載前期，試件剛度很大，在水平往復力作用下，鋼管內混凝土受拉開裂，使得試件剛度下降較快；在加載中期，由于鋼管鼓曲處混凝土破碎嚴重，在柱底形成塑性鉸過程中，試件剛度急劇下降；在加載后期，柱底形成塑性鉸后，起主導作用的是鋼管外壁，內部混凝土只起支撐作用，使得試件剛度下降緩慢。

（2）由圖8（a）和圖8（b）可知：增大軸壓比使試件剛度增幅較大，但加劇了試件加載前期的剛度退化速度，加載后期高軸壓比試件與低軸壓比試件剛度退化曲線趨于一致。

（3）由圖8（c）和圖8（f）可知：鋼管壁厚度和長細比大小對鋼管鋼渣混凝土試件剛度影響基本一致，鋼管壁較厚或長細比較小的試件具有更大的剛度，各試件的剛度退化趨勢基本相同，但退化后剛度仍保持較大差值。

（4）由圖8（d）和圖8（e）可知：在軸壓比為0.4時，鋼渣替代率較高的試件在加載前期剛度退化速度有所減緩，加載后期鋼渣替代率不同的試件剛度趨于一致，說明低軸壓比作用下，鋼渣替代率高有利于減緩試件前期剛度退化，對試件后期剛度影響不大；在軸壓比為0.7時，鋼渣替代率較高的試件初始剛度較高，但其剛度退化速度在加載前期比鋼渣替代率較低的試件快，在加載后期鋼渣替代率不同的試件剛度基本相等，說明在高軸壓比下，渣替代率高可以提高試件初始剛度，但加劇了試件初期剛度退化速度。

圖8 不同參數試件剛度退化曲線比較Fig.8 Contrast curves of the stiffness degradation

3 壓彎構件不同規范水平承載力計算比較

為了判斷現有管混凝土構件承載力計算方法是否適用于鋼管鋼渣混凝土柱，采用《鋼管混凝土結構技術規范》（GB 50936-2014）［13］、《實心與空心鋼管混凝土結構技術規程》（CECS254-2012）［16］、《鋼管混凝土混合結構技術標準》（GB/T51446-2021）［17］和《鋼管混凝土結構技術規程》（DBJ/T13-51-2010）［18］規范或規程中的設計方法計算該次試驗的各個試件的水平承載力，并將試驗結果與計算結果進行比較分析，計算結果見表6。

根據相關設計規范或規程中壓彎構件承載力的計算公式，將材料實測強度、幾何參數和實際施加的豎向軸壓力N代入，計算出各試件的相應受彎承載力Muc再按式（2）計算出試件的水平承載力Puc。

式中：N為試件的豎向軸壓力；Δmax為峰值位移；H為試件有效高度。

由表6可知：

表6 水平承載力計算結果與試驗結果比較Table 6 Comparison of calculated and measured results of lateral bearing capacity

（1）國家標準（GB 50936-2014）與行業標準（CECS254-2012）采用同一公式計算壓彎承載力，國家標準（GB/T51446-2021）與地方規程（DBJ/T13-51-2010）采用同一公式計算壓彎承載力，試驗實際水平承載力與兩類規范計算水平承載力比值平均值分別為0.992 7和0.998 8，方差分別為0.037 3和0.035 0，變異系數分別為0.194 4和0.187 4，試驗結果與計算結果離散性不大，吻合度較好。

（2）分析對比數據特征值可知：用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）計算鋼管鋼渣混凝土試件水平承載力適用性更好。對于低軸壓比試件，水平承載力試驗結果較規范計算結果有足夠的安全系數，但高軸壓比試件規范計算結果偏大，不安全。建議采用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）規范計算地震作用下高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件壓彎承載力時，計算結果乘以折減系數0.8。此時，試件試驗結果與規范計算結果比值平均值為1.161 4，方差為0.017 7，變異系數為0.114 5，該規范適用性好，計算結果安全可靠。

4 結論

通過7根圓鋼管混凝土柱試件的抗震性能試驗研究以及數據分析，主要得到以下結論：

（1）鋼渣混凝土試件破壞過程和破壞形態與普通混凝土試件基本相同，主要表現為距鋼管底部30～40 cm處鼓曲破壞，核心混凝土被壓碎，試件均為壓彎破壞。所有試件滯回曲線飽滿，等效粘滯阻尼系數ξeq介于0.259～0.437之間，試件具有良好的抗震性能。

（2）鋼渣混凝土試件與普通混凝土試件承載力無較大差異，低軸壓比試件承載力下降平緩，但高軸壓比試件都存在明顯承載力突降現象，合理的徑厚比（鋼管直徑/鋼管壁厚）對高軸壓比試件承載力突降有明顯改善作用。

（3）低軸壓比試件延性系數大于4.0，高軸壓比試件延性系數介于1.57～3.76之間，軸壓比增大，試件延性下降。鋼管壁厚增大，高軸壓比試件延性有明顯提高。

（4）各試件剛度前期下降較快，中期急劇下降，后期下降緩慢，中期剛度急劇下降主要原因是塑性鉸處核心混凝土被壓碎。

（5）建議采用（GB/T51446-2021）或（DBJ/T13-51-2010）計算地震作用下鋼管鋼渣混凝土柱壓彎承載力，但高軸壓比鋼管鋼渣混凝土試件計算結果需乘折減系數0.8。