方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻抗震性能試驗研究

余亞琳,孟二從,蘇益聲

(1. 重慶人文科技學院 工商學院,重慶 401524; 2. 西南大學 工程技術學院,重慶 400715;3. 廣西大學 土木建筑工程學院,廣西 南寧 530004)

0 引言

方鋼管再生混凝土結構是指將再生混凝土(recycled aggregate concrete,簡稱“RAC”)填充于方鋼管之中,利用方鋼管對RAC的約束作用來彌補其性能缺陷,與此同時,核心RAC的存在又能限制方鋼管局部屈曲發生,進而產生1+1>2的效果[1-2]。目前,國內外已有很多學者對方鋼管再生混凝土結構的力學性能進行了研究[3-8],但大都集中于構件的層面[3-6],從結構層面的研究則相對較少[7-8]。總的研究表明:方鋼管再生混凝土結構具有良好的力學性能。實際工程中,鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁框架是多和高層建筑中常用的一種結構體系,如泉州郵電中心大廈和廣州新中國大廈等建筑。而將此框架結構替換為鋼管再生混凝土柱-鋼筋再生混凝土梁框架,其性能如何還有待進一步研究。

再生空心砌塊填充墻是指利用再生細骨料制作而成的空心砌塊砌筑而成的綠色墻體,將該綠色墻體填充于再生混凝土框架結構之中,再生粗骨料用來制作RAC,再生細骨料用來制作再生空心砌塊,可以有效解決建筑垃圾的問題,具有明顯的社會環境效益[9]。目前國內外關于該領域的研究還相對較少,薛建陽等[10-12]對型鋼再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻結構的抗震性能及抗側剛度做了相關研究,而關于方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻結構的研究則近乎空白。

在此背景之上,本文進行了1榀方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻及1榀無填充墻方鋼管再生混凝土框架試件的低周反復加載試驗,觀察其破壞過程及形態,獲取其相關抗震性能指標,以此來對方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻這一新型綠色框架結構的抗震性能做相關探索性研究,旨在為該類框架結構的進一步理論分析及推廣應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為初步探明方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻的抗震性能,本文設計制作了2榀方鋼管再生混凝土框架,其編號分別設為KJ-1及KJ-2,試件設計參數見表1。參照《矩形鋼管混凝土結構技術規程》(CECS 159—2004)[13]規定,本文所用框架形式為方鋼管RAC柱-RAC梁框架形式。試件采用單層單跨模型,RAC梁凈距為1 030 mm,層高為1 050 mm,為保證柱腳固結,柱腳伸入基礎梁內300 mm,并與基礎一起整體澆筑。試件詳細設計尺寸如圖1所示。

圖1 試件尺寸圖Fig. 1 Specimen size figure

表1 試件設計參數Table 1 Design parameters of specimens

鋼管及梁內RAC為100%粗骨料取代率的RAC,其設計強度等級為C40,單位體積內所用材料配合比為水泥:砂:水:100%再生粗骨料=500∶542∶205∶1153,其中:水泥為海螺牌42.5R級普通快硬硅酸鹽水泥,砂為普通天然黃砂(中砂),拌合水為普通城市自來水,粗骨料為粒徑5～20 mm的再生骨料。填充墻采用再生空心砌塊砌筑而成,根據《混凝土小型空心砌塊建筑技術規程》(JGJ/T 14—2011)[14]規定,試驗所用再生空心砌塊為單排雙孔砌塊,其中主規格砌塊尺寸為390 mm×90 mm×190 mm,輔助砌塊尺寸為190 mm×90 mm×190 mm,砌塊的設計強度等級為MU15,單位體積中水泥(P.O 42.5R級)、水、再生細骨料及天然粗骨料的質量比為1∶0.53∶2.94∶2.94。

試件橫梁截面尺寸為100 mm×200 mm,梁內配筋形式如圖2(a)。鋼管RAC柱所用鋼管為Q235普通碳素鋼管(直縫焊接),其截面形式如圖2(b)所示。框架節點參照《矩形鋼管混凝土結構技術規程》(CECS 159—2004)[13]的規定,采用開孔穿筋的連接方式,與此同時,為保證梁端荷載有效傳到柱上及“強節點弱構件”的抗震設計要求,在梁和柱交接處焊接尺寸為200 mm×140 mm×8 mm的節點板,節點部位構造如圖2(c)所示。填充墻與框架交接部位空隙采用柔性材料嵌填,并用砂漿抹面。此外,為保證墻體與框架的連接性能,沿墻體高度方向,每隔200 mm設置2根直徑6 mm的HPB300拉結鋼筋。

圖2 試件梁、柱和節點圖Fig. 2 Figures of specimen beam, column and joint

1.2 材料性能

分別按規范《混凝土物理力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081—2019)[15]、《混凝土砌塊和磚試驗方法》(GB/T 4111—2013)[16]及《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[17]對試驗所用材料進行材料性能試驗,實測材料力學性能見表2。

表2 材料力學性能Table 2 Mechanical properties of materials

1.3 測量方案與加載模型

為測量加載過程中試件內部的應力變化,在框架梁、柱和節點等部位布設應變片或應變花,試件測點布設及編號情況如圖3所示。

圖3 試件測點布置Fig. 3 Layout of measuring points of specimen

試驗加載模型如圖4所示。試件安裝就位后,首先按0.2的試驗軸壓比在柱頂施加豎向荷載,并保持不變,隨后通過MTS伺服作動器施加水平往復荷載。參照《建筑抗震試驗規程》[18](JGJ/T 101—2015)規定,水平荷載采用荷載-位移混合控制。即試件沒有測點屈服前按荷載控制加載,每級循環1次(加載級數為10 kN),當柱腳部位處20、24或32號測點出現屈服時,記錄此時試件的水平位移Δy。隨后采用該位移Δy作為加載級數進行位移控制加載。此次試驗取Δy為6 mm,每級循環3次,直至試件荷載下降至峰值荷載的85%左右時停止試驗。

注: 反力墻1); 豎向反力鋼柱2); 反力梁3); MTS作動器4); 油壓千斤頂5); 滾輪6); 特制加載端板7); 壓梁8)。

2 破壞過程與特征

2.1 破壞過程

對于KJ-1而言,在力控階段,當荷載加至±50 kN時,左側梁端上側部位處出現第一條細微彎曲裂縫;當荷載加至±80 kN時,梁端裂縫開始貫通;當荷載加至±120 kN時,RAC梁上豎向彎曲裂縫基本出齊,其間距在8～15 cm之間,局部位置出現一些細微斜裂縫。在位控階段,當加載位移為±1Δy時,在梁端1/10～1/5跨處,產生幾條明顯的斜裂縫;當加載位移達到±2Δy時,新產生的斜裂縫與之前RAC梁上斜裂縫形成交叉“X”形裂縫,并由兩端向跨中發展;當加載位移達到±3Δy時,裂縫寬度顯著變大,RAC梁開始出現混凝土掉皮、脫落現象;當加載位移達到±4Δy時,RAC梁保護層開始脫落;當加載至±5Δy時,主斜裂縫區域保護層被掀起,部分區域可見裸露的鋼筋骨架,用手觸摸柱底有明顯鼓曲手感,此時正負向荷載均已下降到峰值荷載85%以下,試驗結束。

對于KJ-2而言,在力控階段,當荷載加至±20 kN時,再生砌塊填充墻與鋼管RAC柱交接處的砂漿開始出現第一條豎向裂縫;隨著荷載增加至±70 kN時,RAC梁端出現第一條通縫;當荷載加至±100 kN時,填充墻部位出現“吱、吱”的擠壓聲,部分位置墻體出現局壓破壞裂縫,如圖5(a)所示;當荷載進一步加載到±120 kN時,RAC梁上彎曲裂縫基本出齊,其間距在7～15 cm之間,試驗前在墻體上布設的網格線發生明顯錯動,實測試件部分位置應變已達屈服應變,試件隨后進入位控加載階段。當加載位移為±Δy時,填充墻底部位置處開始出現斜裂縫,RAC梁上彎曲裂縫開始向斜裂縫轉變;加載位移為±2Δy時,由于反復循環荷載作用,RAC梁上斜裂縫明顯增多,并且在梁端部位出現較為明顯的交叉“X”形裂縫,如圖5(b)所示,填充墻與框架柱之間出現較為明顯的脫開現象;當加載位移達到±4Δy時,梁上RAC出現剝落痕跡,填充墻部分位置出現明顯局壓破壞痕跡;當加載位移達到±6Δy時,柱底有明顯鼓曲手感,試件整體破壞程度已很嚴重,如圖5(c)所示。此時正向荷載已降至峰值荷載85%以下,試驗結束。

圖5 試件破壞過程與形態Fig. 5 Failure process and pattern of specimen

2.2 破壞特征分析

由試件破壞過程可知:方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻的破壞具有如下特征:

1)相較于無填充試件,由于再生砌塊填充墻的存在,使得方鋼管再生混凝土框架-再生空心砌塊填充墻的破壞過程表現為再生砌塊填充墻破壞→RAC梁破壞→柱腳鼓曲。再生砌塊填充墻作為非結構構件,在加載初期,首先通過墻體自身間的摩擦損傷等進行耗能如圖6(a)所示,起著第一道抗震防線的作用;當再生砌塊填充墻破壞后,鋼管再生混凝土框架在充當第二道抗震防線的作用,通過RAC梁損傷、柱腳塑性鉸發展等進行進一步的彈塑性耗能如圖6(b)-圖6(c)所示。由此說明:方鋼管再生混凝土框架—再生砌塊填充墻結構能夠滿足多道抗震防線的抗震設防要求。

圖6 試件不同部位典型破壞特征Fig. 6 Typical failure characteristics of specimen in different position

2)RAC梁破壞形態均以剪切破壞為主如圖6(b)所示,但在剪切破壞之前,RAC梁均產生明顯彎曲裂縫,RAC梁在發生最終破壞前具有較為明顯預兆,其破壞特征符合“強剪弱彎”的抗震設防要求。

3)試件RAC梁均是先于鋼管RAC柱發生破壞,并且RAC梁破壞程度明顯大于鋼管RAC柱如圖5(c)所示。試驗結束時,鋼管RAC柱頂位置處應變均未達到屈服應變,而梁端鋼筋則早已屈服,試件破壞特征符合“強柱弱梁”的抗震設防要求。

4)從試驗過程來看:框架節點部位處均未發生明顯破壞如圖6(d)所示,其在節點處的實測應變值也相對較小。說明按本文節點形式進行設計的方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻結構,其破壞特征符合“強節點弱構件”的抗震設防要求。

3 試驗結果與分析

3.1 滯回與骨架曲線

試件實測滯回與骨架曲線如圖7所示。由圖7可知:試件滯回曲線呈現為飽滿的梭形,說明方鋼管再生混凝土框架—再生砌塊填充墻結構具有良好的抗震耗能性能。試件骨架曲線有較為明顯的上升段、峰值段及下降段,說明該類框架在荷載作用下將經歷彈性、彈塑性及破壞階段。

圖7 試件滯回與骨架曲線Fig. 7 Hysteretic and skeleton curves of specimens

將試件骨架曲線上特征點荷載與位移值進行匯總,可得試件特征點實測試驗結果,見表3。其中屈服點按等能量法進行確定[7],破壞點取為荷載下降至峰值荷載85%的點。試件在不同特征點的層間位移轉角θ=Δ/H,Δ為試件水平位移值,H為層高。試件延性系數u=Δu/Δy。

表3 試件特征點試驗結果Table 3 Experimental results of specimens at characteristic points

3.2 承載能力與變形性能

由表3可知:相較于無填充墻試件KJ-1,KJ-2在正向加載過程中,其極限承載能力提升了9.0%,而在負向加載過程中其承載能力反而下降了7.8%。這可能是因為在正向加載過程中,填充墻與框架一起協同受力,使得KJ-2的承載能力要大于無填充試件KJ-1。達到極限承載能力之后,填充墻基本完全退出工作,使得KJ-2的荷載主要由框架承擔。由于此時KJ-2所受荷載要大于KJ-1,導致其內部損傷要大于KJ-1,而后續反向加載過程中試件荷載主要由框架來承擔,進而出現KJ-2在反向加載過程中其承載能力要弱于KJ-1的現象。

此外,由表3可知:相比于KJ-1,KJ-2在正負向的延性系數分別提升了15.6%及35.7%,說明方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻的變形性能要優于無填充墻的方鋼管再生混凝土框架。這是因為本文所用再生砌塊填充墻與方鋼管RAC框架之間采用柔性材料嵌填,使得填充墻的存在能夠有效延緩方鋼管RAC框架的破壞,從而提升了試件的彈塑性變形能力。

此外,由表3可知:方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件屈服時的層間位移轉角在1/104～1/89之間,遠大于規范規定的結構彈性層間位移轉角不超過1/550的要求[19],也即說明在達到規范規定限值時,該類框架結構還處于彈性工作階段,可滿足結構在正常使用階段的變形要求。方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件在破壞時的層間位移轉角在1/35～1/29之間,遠大于規范規定框架破壞時層間位移轉角不應超過1/50的規定[19],也即說明在達到規范規定限值時,該類框架還未發生明顯倒塌現象,顯示出良好的抗倒塌能力。

3.3 剛度退化

本文采用割線剛度來研究試件的剛度退化規律,其計算公式如式(1)所示:

(1)

式中:Ki表示試件在第i加載級下的割線剛度,+Fi與-Fi分別表示試件在第i加載級第1循環作用下的正和負向峰值荷載,+Δi與-Δi分別表示其與+Fi與-Fi相對應的位移值。圖8為按此計算公式計算得到的試件剛度退化曲線。

圖8 試件剛度退化曲線Fig. 8 Stiffness degradation curves of specimens

由圖可知:初始階段,方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻的抗側剛度明顯大于無填充方鋼管再生混凝土框架,相較于KJ-1,KJ-2的初始剛度提升了1.06倍。然而,隨著加載位移增加,2榀試件抗側剛度差值逐漸減小,當達到峰值荷載后,2榀試件的剛度退化曲線有趨于重合的趨勢。這是因為本文框架與填充墻間采用的是柔性材料嵌填,在加載初期填充墻還未發生破壞時,墻體存在能有效提升框架的抗側剛度,但隨著加載位移增加,填充墻不斷損傷破壞而退出工作,此時由于填充墻與框架間柔性嵌連的緣故,使得框架與填充墻逐漸成為獨立分開的兩個部分,導致填充墻對框架抗側剛度的影響逐漸減小,進而出現2榀框架試件剛度退化曲線趨于重合的現象。由此說明:再生砌塊填充墻的存在可以有效提升方鋼管再生混凝土框架的初始抗側剛度,但對其殘余剛度的影響相對較小。

3.4 耗能性能

本文采用等效黏滯阻尼系數he來研究試件的耗能性能,其計算公式如式(2)所示:

(2)

式中:S(ABC+CDA)表示曲線ABCDA所包絡的面積,即圖8中陰影部分的面積,S(ΔOBE+ΔODF)表示三角形OBE及ODF所包絡的面積,其中點B與點D為曲線的峰值點,如圖9所示。按此公式計算得到試件在各加載位移處的等效黏滯阻尼系數he見表4。

表4 試件等效黏滯阻尼系數he實測值Table 4 Measured value of specimen he

由表4可知:相較于KJ-1,KJ-2在1Δy處的he值提升了10.9%,但在2Δy～5Δy處的he值則分別降低了12.2%、7.7%、0.55%及12.0%。這主要是因為加載前期,當試件還處于彈性工作階段時,再生砌塊填充墻還未發生完全破壞,其可以通過砌塊間的摩擦耗能來提升框架的耗能性能如圖6(a)所示,從而使得有KJ-2的he值要大于KJ-1。當試件屈服之后(此時Δ≥2Δy),填充墻逐漸破壞退出工作,此時墻體的存在對于RAC梁及鋼管RAC柱塑性鉸的產生起著抑制作用,從而使得KJ-2的he值反而要小于KJ-1。由此可知:對于方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻結構,當填充墻破壞前,墻體的存在可以提升方鋼管再生混凝土框架的耗能性能,而當填充墻破壞后,墻體的存在反而會抑制方鋼管再生混凝土框架的耗能性能。

此外,圖10還給出了本文所提方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件與文獻[20]所用普通鋼筋混凝土框架及文獻[21]所用鋼筋RAC框架試件在不同特征點處的he值比較情況(各特征點處的he值根據特征位移進行線性內插)。由圖可知:在屈服點時,方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件的he值與普通鋼筋混凝土框架及鋼筋RAC框架相差不大,而在峰值點及破壞點時,方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件的he值要明顯大于普通鋼筋混凝土框架及鋼筋RAC框架,其良好的耗能優勢將會發揮出來。由此說明:方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻結構具有良好的彈塑性耗能性能。

圖10 不同類型試件的耗能

4 結論

1)按本文方法制作的方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻的破壞過程為填充墻破壞→RAC梁破壞→柱腳鼓曲,其破壞特征能夠滿足“多道抗震防線”、“強剪弱彎”、“強柱弱梁”及“強節點弱構件”的抗震設防要求。

2)方鋼管再生混凝土框架-再生砌塊填充墻試件滯回曲線呈飽滿梭形,其在受力過程中經歷了彈性、彈塑性及破壞階段。

3)相較于無填充墻試件,有填充墻試件在正和負向的承載能力分別提升了9.0%與-7.8%,在正和負向的延性系數分別提升了15.6%與35.7%,在1Δy、2Δy、3Δy、4Δy和5Δy處的he值分別提升了10.9%、-12.2%、-7.7%、-0.55%及-12.0%。

4)當方鋼管再生混凝土框架與再生砌塊填充墻采用柔性材料嵌連時,墻體存在可將框架初始剛度提升1.06倍,但對其殘余剛度影響不大;墻體破壞前,其存在可提升框架耗能性能,墻體破壞后,其存在反而會抑制框架耗能性能。