不銹鋼管超高性能混凝土柱抗震性能研究

杜國鋒，何學杰，袁洪強，謝向東

長江大學城市建設學院，湖北 荊州 434023

鋼管混凝土結構具有良好的承載能力、延性和抗震性能，在工程中得到了越來越多的應用[1，2]。對于鋼管混凝土結構，鋼管為核心混凝土提供約束作用，提高結構的承載力，同時改善結構延性。混凝土的存在可以為鋼管提供有效的支撐，延緩或避免鋼管過早地發生局部屈曲。鋼管和混凝土的結合能充分發揮兩種材料的優異性能[3]。

鋼管混凝土結構的抗震性能一直是學者們研究的重點[4-6]。為有效提升鋼管混凝土柱的抗震性能，以及提高其在腐蝕環境中的服役能力，學者們嘗試從組合結構的材料性能方面進行革新。目前，超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)因具有抗壓強度高、彈性模量大和耐久性好等優點在工程中不斷推廣應用[7-9]。然而鋼管超高性能混凝土柱的研究多集中于靜力性能的數值模擬和試驗研究[10-12]，對其抗震性能的研究成果尚不豐富。

不銹鋼管混凝土結構不但具備了鋼管混凝土良好的力學性能，同時兼具了不銹鋼的耐腐蝕性和耐久性的優點，可有效降低其全壽命維修成本[13]。近年來，國內外學者針對不銹鋼管超高性能混凝土柱軸壓[14，15]、偏壓[16]、純彎[17]、壓彎[18]和抗震[19]的性能進行了研究。諸多研究成果表明，不銹鋼管混凝土柱具有更高承載力、更好的延性和耗能能力。

注：L為試件高度，mm。圖1 試件尺寸圖Fig.1 Dimension drawing of test piece

為進一步研究不銹鋼管超高性能混凝土和內置鋼骨對鋼管混凝土柱抗震性能的影響，筆者選取不銹鋼管超高性能混凝土柱為研究對象，綜合考慮長細比、軸壓比、徑厚比和內置鋼骨參數的影響，設計制作4根不銹鋼管超高性能混凝土柱(ultra-high performance concrete filled stainless steel tube,UHPCFSST)和2根內置鋼骨的UHPCFSST柱，并進行擬靜力試驗，觀察了試件的破壞形態，研究了各參數對試件抗震性能的影響，以期為此類結構柱的工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

本試驗共設計如圖1所示的4根無鋼骨和2根有鋼骨UHPCFSST柱，采用的材料包括304奧氏體不銹鋼圓管，Q235焊接組合工字鋼的鋼骨，軸心抗壓強度為124MPa的UHPC。UHPCFSST柱澆筑在鋼筋混凝土基梁內，鋼管埋入基梁300mm，分層澆筑振搗密實，標準養護28天后用水泥砂漿封口，焊接頂板。各試件設計參數如表1所示。

1.2 材料性能

1.2.1 鋼材

在304奧氏體不銹鋼管和工字鋼上分別取材做標準拉伸試樣，按國家標準《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[20]進行拉伸試驗，測得不銹鋼材和工字鋼的物理力學性能指標如表2所示。

表1 試件設計參數

表2 不銹鋼和工字鋼材料性能

1.2.2 超高性能混凝土

超高性能混凝土配合比如表3所示，采用P.O 52.5級普通硅酸鹽水泥；細骨料為石英砂，40目～70目和70目～140目各占一半；摻合料包括優質微硅粉和S95級礦粉；外加劑為聚羧酸高效減水劑；纖維采用如表4所示的鍍銅鋼纖維。

澆筑UHPC和基梁時，每批次制作3個100mm×100mm×100mm立方體試塊，并在標準條件下養護28天，實測UHPC和普通混凝土立方體軸心抗壓強度平均值分別為124MPa和30.5MPa。

表3 超高性能混凝土配合比Table 3 Ultra high performance concrete mix ratio kg/m3

表4 鋼纖維物理參數

2 加載方案

2.1 加載裝置

試驗采用如圖2所示的加載裝置，基梁通過錨桿和螺栓與試驗臺座連接。豎向軸力由量程為2000kN的千斤頂施加，千斤頂通過螺栓與試件錨固；水平力由固定在反力墻上的作動器施加，并在加載板上安裝一個位移計，用于測量柱頂位移。

圖2 試件加載裝置Fig.2 Specimen loading device

2.2 加載制度和測點布置

按照《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101—2015)[21]相關規定，試驗采用如圖3所示的加載制度。試驗開始前，先施加豎向軸力，取設計軸力的40%～60%對試件進行預加載；試驗中，水平荷載采用位移控制，在試件未達到屈服強度前，每級循環加載一次，在試件到達屈服強度后，每級循環加載三次，試件水平承載力下降至峰值的85%即認為構件失效，停止加載。

為量測試件柱端應變和柱頂位移，采用量程為400mm的位移計監測加載點的柱頂位移；采用電阻應變片測量柱端應變，在基梁上方30、60、120mm處分別布置一組應變片，每組應變片沿圓周每90°布置1個測點，每個測點由1個橫向應變片和1個縱向應變片組成，測點布置如圖4所示。

圖3 試驗加載制度 圖4 測點布置Fig.3 Test loading system Fig.4 Measuring point arrangement

3 試驗結果與分析

3.1 破壞形態

圖5 試件的破壞形態Fig.5 Failure modes of specimens

圖5展示了所有UHPCFSST柱的最終破壞形態：各試件柱底呈燈籠狀鼓曲狀破壞，同時伴隨鋼管撕裂和混凝土壓潰。

以UHPCFSST-4為例對試驗過程中試件破壞過程進行闡述：在試驗初期，試件處于彈性階段，沒有明顯破壞現象；隨著水平位移的增大，試件進入彈塑性階段，當位移加載到2Δy時，鋼管內核心混凝土出現開裂，試件底部出現輕微鼓曲；位移加載到3Δy～5Δy時，局部屈曲在往復循環作用下進一步發展，逐漸形成塑性鉸；試件破壞時，柱底如燈籠狀向外鼓曲，鋼管出現開裂。

試驗結束后選取典型試件，剖開下柱端外包不銹鋼管，發現未內置鋼骨的試件混凝土壓碎較重，而有鋼骨試件底部混凝土雖也有壓碎，但整體性保持表現良好。

3.2 滯回曲線和骨架曲線

根據試驗結果繪制試件滯回曲線如圖6所示，試件骨架曲線如圖7所示。由圖6和圖7可知，骨架曲線和滯回曲線都經歷了彈性-彈塑性-破壞等3個階段。由圖6曲線形態可知，在試驗加載初期，試件曲線保持線性增加，滯回環面積較小，基本無剛度退化，耗能也較小。隨著加載位移的增加，在試件屈服后，殘余變形不斷變大，曲線呈非線性上升，試件滯回環更加飽滿，試件表現出明顯的剛度退化。當進入破壞階段時，由于試件底部鋼管出現撕裂現象，致使在同級水平加載位移下，第二次加載位移所對應的的水平承載力明顯低于第一次加載位移。

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of the specimens

結合圖7和表5可知，不同參數對UHPCFSST抗震性能影響規律如下：

1)相比試件UHPCFSST-4(0.2)，UHPCFSST-5(0.3)的水平極限承載力下降了11.76%，延性也有略微下降，表明隨著軸壓比的增加，試件水平極限承載力明顯降低，延性變差[22]。

2)當徑厚比從60(UHPCFSST-2)降到36(UHPCFSST-4)時，極限位移從80mm增加到120mm，峰值荷載和延性系數提升了28.29%和12.99%，可知隨著徑厚比的減小，鋼管對核心混凝土的約束作用增強，水平極限承載力和延性均有顯著的提升。

3)試件UHPCFSST-1(L=1200mm)和UHPCFSST-2(L=1500mm)的水平極限位移為64mm和80mm，水平極限承載力為124.41kN和107.74kN，且在達到峰值后，對比試件UHPCFSST-1和試件UHPCFSST-2，后者峰值荷載下降了13.4%，且下降段更為平緩，說明隨著長細比的增加，試件的水平承載力有所降低，但表現出更好的延性。

4)對比無鋼骨試件，試件UHPCFSST-6的水平極限承載力提升15.66%，且滯回曲線更加飽滿，說明內置鋼骨在一定范圍內可以提升鋼管混凝土柱的水平極限承載力，表現出更好的抗震性能。

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Specimen skeleton curves

表5 試件骨架曲線特征值和延性系數

3.3 剛度退化

本文采用式(1)所示的平均剛度退化系數η來反映試件的剛度退化：

(1)

式中：Ki為第i級加載位移下的平均剛度值，kN/mm；Δij為第i級加載位移下第j次(j=1、2、3)循環的峰值位移，mm；Fij為Δij對應的水平峰值荷載，kN。

根據試驗結果繪制試件剛度退化曲線如圖8所示，由圖8可知，由于試件底部局部屈曲和核心混凝土損傷累積，試件均有明顯的剛度退化。對于軸壓比單參數變化試件，較大的軸壓比加快了試件的剛度退化；相較而言，隨著長細比的增加，試件剛度退化趨勢明顯減緩。對比試件UHPCFSST-2(t=3)和UHPCFSST-4(t=5)，前者的剛度退化趨勢更快，主要原因是徑厚比大的試件鋼管壁厚較薄，鋼管更容易發生局部屈曲，削弱鋼管對混凝土的約束。對比無鋼骨試件，有鋼骨試件的初始剛度有所增加，從曲線中能看出鋼骨能有效減緩試件剛度退化趨勢。

圖8 試件剛度退化曲線Fig.8 Specimen stiffness degradation curves

3.4 延性性能

采用延性系數μ來定義延性：

(2)

式中：Δf為極限位移，是試件加載過程中水平承載力下降至極限承載力的85%時，即破壞時荷載Pf所對應的加載位移，mm；Δy為屈服位移，mm，結合骨架曲線，采用如圖9所示的幾何作圖法，以峰值荷載Pmax和峰值位移Δmax為基點，通過幾何關系得到OF為試件屈服位移，結果如表5所示。

圖9 幾何作圖法Fig.9 Geometric graphic method

由表5可知，同等條件下，軸壓比0.2(UHPCFSST-4)和0.3(UHPCFSST-5)試件的平均延性系數為3.48和3.38，延性有所下降；而對于徑厚比單參數變化試件，當徑厚比從60(UHPCFSST-2)降為36(UHPCFSST-4)時，試件平均延性系數增加了12.99%；隨著長細比的增加，試件UHPCFSST-2平均延性系數增加了4.41%，提升不顯著。

3.5 耗能能力

能量耗散系數E和等效黏滯阻尼系數he是評價試件抗震性能的兩個重要指標，試件耗能能力和滯回環面積相關，本文選取加載至極限荷載的第一個滯回環，如圖10所示。對能量耗散系數E和等效黏滯阻尼系數he按式(3)和式(4)計算[21]，結果如表6所示。

(3)

(4)

圖10 耗能系數計算示意Fig.10 Schematic diagram of energy consumption coefficient calculation

由表6可知，隨著長細比的減小，E和he分別提高了9.15%和9.04%；隨著徑厚比從60(UHPCFSST-2)變為36(UHPCFSST-4)，E和he分別提高了52.66%和52.8%，而內置鋼骨的試件則分別增加了28.92%和28.95%。總體而言，徑厚比的減小，內置鋼骨對試件耗能能力提升顯著，但減小長細比對其耗能能力的提升影響不大。

4 結論

本文對4根無鋼骨UHPCFSST柱和2根有鋼骨UHPCFSST柱進行擬靜力試驗，通過對試件破壞形態和試驗結果分析，得到以下結論：

1)UHPCFSST柱的破壞形態基本一致，均呈現為下柱端鼓曲破壞，并伴隨鋼管撕裂以及混凝土壓碎；相較無鋼骨試件，內置鋼骨的試件雖然底部混凝土也有壓碎，但整體性保持良好。

表6 能量耗散系數和等效粘滯阻尼系數計算結果

2)UHPCFSST柱滯回曲線比較飽滿，在試件未屈服前，荷載-位移關系呈線性變化，沒有明顯的捏縮現象；試件屈服后，曲線下降段較平緩，試件具有較好的延性和耗能能力，較好地滿足結構在低周反復作用下的抗震耗能需求。

3)分析了相關參數對試件延性、剛度退化、耗能的影響，結果表明，減小徑厚比和內置鋼骨，試件剛度退化趨勢減緩，延性和水平極限承載力提升顯著，耗能能力增強；增加長細比，試件延性有所提升，但水平極限承載力下降明顯；增大軸壓比，試件水平極限承載力下降，剛度退化速度加快。