高軸壓比下圓鋼管再生混凝土柱的抗震性能試驗分析

余康康，王成剛，2，袁 泉，馮興良，崔樂樂

（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.華匯建設集團有限公司，浙江 嵊州 312400）

引言

再生混凝土作為一種新型環保材料，其力學性能［1］、耐久性［2］、收縮與徐變［3］等性能與普通混凝土有較大差異，通過將再生混凝土澆筑于鋼管之中形成鋼管再生混凝土（RCFS），不僅能有效的解決建筑垃圾的堆放、污染以及資源短缺等問題，而且還繼承了鋼管混凝土結構力學性能、抗震性能、耐久性均較為優秀的特點，為再生混凝土的利用提供了一種新的途徑。

目前，已有部分國內外學者對鋼管再生混凝土柱的力學性能與抗震性能進行了相關研究，Konno等［4］、肖建莊等［5］、陳宗平等［6－9］課題組以再生骨料取代率、套箍指標和長細比等為主要研究參數對鋼管再生混凝土柱的軸壓性能進行了研究，研究表明：鋼管對再生混凝土與普通混凝土約束的受力過程基本相同，且均表現出良好的承載能力和變形性能；張向岡等［10］、王宏偉等［11］、賈立夫等［12］、王成剛［13］對鋼管再生混凝土柱進行了擬靜力試驗研究，研究表明：鋼管再生混凝土柱表現出良好的滯回性能，且取代率的變化對試件承載力的影響較小；但是針對高軸壓比下鋼管再生混凝土的力學性能以及抗震性能的研究較少，僅鄒昀等［14］、馬愷澤等［15］等對高軸壓比下鋼管混凝土的抗震性能進行了研究，研究表明：在高軸壓比下鋼管混凝土仍能保持良好的抗震性能。文中通過對7根圓鋼管再生混凝土柱進行擬靜力試驗，研究高軸壓比下圓鋼管再生混凝土柱在地震作用下的破壞形態、滯回特性、變形能力以及耗能能力等特性。

1 試驗概況

1.1 試驗材料及參數

試件具體尺寸如圖1所示，實驗所采用的材料有直焊縫圓鋼管、P42.5普通硅酸鹽水泥、天然細骨料（普通河砂），自來水以及再生粗骨料。再生粗骨料由建筑物拆除廢棄混凝土加工而成，試件的再生粗骨料的取代率有0%和100%共2種，試配強度為C30，混凝土28 d后立方體抗壓強度、彈性模量以及其他力學性能指標見表1。試件中所有圓鋼管均采用Q235B鋼材，直徑均為180 mm，其余各詳細設計參數見表2。

表2 試件基本參數Table 2 Design parameters of specimens

圖1 試件詳圖Fig.1 Design details of the specimens

表1 再生混凝土抗壓強度Table 1 Compressive strength of RAC

1.2 試驗的裝置及加載方案

1.2.1 試驗的加載裝置

試驗現場的加載布置如圖2所示。試件柱頂的恒定軸力由千斤頂施加，千斤頂與反力架橫梁間設有兩塊四氟板以減少千斤頂與反力架間的水平向摩擦力，保證試件柱頂可以自由平動；試件的柱頂與MTS液壓伺服作動器通過水平向的螺桿夾具連接，試驗時通過MTS液壓伺服作動器對試件施加水平向的反復荷載；構件下端與固定端板焊接，通過地腳螺栓約束構件的轉動與豎向位移，螺紋拉桿約束構件的橫向位移，以此確保構件下端的固結狀態。

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Test device

試驗時在試件柱底鋼管壁四周粘貼了3排應變片，分別距柱底50、100、150 mm。如圖3所示。

圖3 應變片布置Fig.3 The arrangement of strain gages

1.2.2 試驗的加載方案

本試驗采用力和位移雙控制的加載方式，利用MTS電液伺服作動器對圓鋼管再生混凝土柱施加水平向低周反復荷載，規定MTS推為正，拉為負，在正式加載之前先按照估算的試件水平向屈服荷載的10%往復加載一周，核查各試驗設備工作是否正常。正式加載方式為力和位移雙控加載，在加載力不超過估算屈服荷載時為力控加載方式，每級荷載為估算屈服荷載的10%，荷載逐級遞增，每一級往復加載一次。當加載受壓面鋼管壁應變達到屈服后，改變加載方式，為位移控制加載，每級遞增位移值取為鋼管壁應變達到屈服時正反兩方向位移的平均值（取整數），并逐級增加，每一級加載位移往復加載三次，當水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，或者出現顯著陡降時，試驗停止。

試驗時，通過液壓千斤頂對試件柱頂施加軸壓力，為保持軸壓力穩定，試驗過程中需要不斷控制油壓。施加的軸壓力數值由試件的設計軸壓比反推而得，具體計算公式為，

式中：fc為再生混凝土抗壓強度，取為fc=0.88×0.76fcu；fy為鋼材實測屈服強度；Ac為核心混凝土橫截面面積；As為鋼管橫截面面積。

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗過程及現象

本試驗9個試件的試驗過程和破壞現象相似，以試件YDZB3－3為代表介紹整個試驗的過程與破壞現象。在力加載的初期，柱頂水平向力與位移基本呈線性關系，鋼管表面未發生變化；在力加載的后期，荷載—位移曲線呈現微微彎曲，鋼管壁開始屈服，試件進入彈塑性階段。當鋼管壁屈服后，改為位移加載，位移加載后，觸摸鋼管根部可感覺到加載方向鋼管壁有微鼓現象，但人眼尚難察覺，管壁油漆面未出現變化，如圖4（a）；在卸載及反向加載過程中，鋼管的微小鼓起能逐漸拉平；再隨著柱頂水平位移的逐漸增加，鋼管局部屈曲加劇，鼓曲越來越嚴重，柱底漆面已經發生脫落現象，如圖4（c），此時鋼管的局部鼓起不能再被拉平，水平推拉力已降至接近峰值荷載的85%。試件典型的破壞特征如圖4所示；剖開鋼管后內部混凝土的破壞形態如圖5所示。

圖4 試件典型破壞特征Fig.4 Typical failure characteristics of specimens

由圖5可見，剖開鋼管后可見，在鋼管鼓曲處再生混凝土完全破碎，在距柱底60 mm左右形成沿加載方向轉動的塑性鉸，屬于典型的壓彎破壞。

圖5 再生混凝土的破壞形態Fig.5 Failure modes of RAC

2.2 特征值及延性系數

試件在各個特征點處的特征值如表3所示，其中：Δy為屈服位移；Δmax為峰值點對應的最大位移；Δu為破壞位移；位移延性系數μ=Δu/Δy。文中屈服位移計算方法采用能量等效法（等面積法），如圖6所示，圖中OAE為試件的骨架曲線，此方法是通過面積相等的原則。首先確定直線OAB，使封閉圖形OAO與ABEA面積相等，由此得到B點對應的橫坐標即為屈服位移。

表3 特征值和延性系數計算結果Table 3 Calculation results of characteristic value and ductility coefficient

圖6 等效屈服點的確定方法Fig.6 The determination method of equivalent yield point

由表3分析可得：

（1）無論是對于鋼管混凝土試件還是對于鋼管再生混凝土試件，當軸壓比增大時，試件的屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載均有所增大，屈服位移無顯著變化、峰值位移和破壞位移均變小，試件YDTB3－2相較于試件YDTB3－1延性系數下降了62.27%；試件YDZB3－2相較于試件YDZB3－1延性系數下降了35.75%；試件YDZB3－3相較于YDZB3－1延性系數下降了61.02%，構件的延性顯著降低，這是由于當軸壓比增大時，試件截面上的壓應力和壓應變隨之增大，使得受壓區截面高度增加，導致截面延性系數降低；并且隨著軸向力的增大，會使得軸向力引起的P－Δ效應增大，構件在經歷最大荷載后的變形難以穩定，導致延性變差。

（2）再生骨料的加入對試件的承載力以及延性無較大影響。

（3）當軸壓比為0.4時，隨著長細比的增加，試件的各特征點荷載均減小，試件的延性系數明顯變小，試件YDZD3－1相較于試件YDZB3－1延性系數降低了58.87%，延性降低；當軸壓比為0.7時，隨著長細比的增加，試件的屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載均減小，破壞位移增大，試件YDZC3－1相較于試件YDZB3－3延性系數增加了60.69%，延性系數有所增加。

（4）當軸壓比為0.7時，壁厚最大的試件YDZB5－1的峰值荷載值和延性系數均明顯大于其他兩個試件，試件YDZB5－1相較于試件YDZB3－3延性系數增加了57.93%，這是由于：一方面鋼管含鋼率越大，鋼管對于混凝土的約束能力越強，并且鋼管對混凝土延性具有一定的改善作用，構件的延性系數就隨之增大；另一方面，鋼管與混凝土共同承擔了軸向力，在軸向力不變的情況下，鋼管含鋼率越大，分擔的軸向力越多，混凝土分擔的軸向力就越少，從而減緩了混凝土應變的增加，從而增大了構件的延性。

3 試驗結果分析

3.1 滯回性能

本試驗在試驗過程中通過MTS加載系統記錄了各試件柱頂加載點的荷載位移對應關系，繪制了各試件的滯回曲線，如圖7所示。

圖7 水平荷載－位移滯回曲線Fig.7 Lateral load-deformation hysteretic loops

由圖7可見：

（1）在高軸壓比的情況下，試件YDTB3－2、YDZB3－2、YDZB3－3、YDZB5－1、YDZB2－1、YDZC3－1的滯回曲線均存在承載力突變現象，正向水平承載力均在第二級位移循環的第一個循環顯著增長達到峰值，在第二級位移循環的第二個循環出現明顯的承載力下降，說明較大的軸壓力會增大構件的水平向承載力，同時降低構件的延性。

（2）在高軸壓比的情況下，對比壁厚不同的鋼管再生混凝土試件YDZB2－1、YDZB3－3、YDZB5－1，壁厚2 mm的試件YDZB2－1滯回曲線相較于其他試件滯回環包圍的面積較小，剛度退化較為嚴重。

（3）在高軸壓比的情況下，對比長細比不同的試件YDZB3－3和YDZC3－1，2個試件的滯回曲線均有突變，而整體差別不大；在低軸壓比的情況下，對比長細比不同的試件YDZB3－1和YDZD3－1，長細比為20的試件YDZB3－1滯回環包圍的面積較大，長細比為40的試件YDZD3－1滯回曲線存在較大突變，說明在軸壓比較小的情況下，長細比增加會加劇試件的剛度退化，顯著降低試件的耗能能力。

（4）在高軸壓比的情況下，再生粗骨料替代率不同的試件YDTB3－2、YDZB3－3，滯回曲線均較為飽滿平滑，再生骨料的加入對滯回曲線基本無影響；在低軸壓比的情況下，再生粗骨料替代率不同的試件YDTB3－1和YDZB3－1，滯回曲線形狀和走勢也大致相似，說明再生粗骨料的摻入對試件的滯回性能影響較小。

3.2 骨架曲線

本次試驗不同參數試件骨架曲線對比圖見圖8。

圖8 不同參數試件骨架曲線比較Fig.8 Comparison between skeleton curves of specimens under different parameters

由圖8可見：

（1）無論是鋼管再生混凝土試件還是鋼管混凝土試件，在達到峰值荷載前，高軸壓比會使試件出現快速增長段，骨架曲線斜率無明顯降低；加載達到峰值點后，試件的承載力會發生突降，且試件的屈服位移、峰值位移以及破壞位移基本均小于低軸壓比情況下的試件，而峰值承載力均大于后者。因此，高軸壓比會提升試件的峰值承載力而降低試件的延性。

（2）無論在高軸壓比還是在低軸壓比的情況下，鋼管再生混凝土試件的骨架曲線走勢與鋼管混凝土試件相似，再生粗骨料的加入對試件的骨架曲線基本無影響；

（3）在高軸壓比的情況下，長細比為20的試件YDZB3－3與長細比為26.7的試件YDZC3－1的骨架曲線彈性階段斜率基本相同；在低軸壓比的情況下，長細比為20的試件YDZB3－1的彈性階段剛度明顯大于長細比為40的試件YDZD3－1，峰值承載力也大于后者，而下降段較后者也更為平緩；

（4）在高軸壓比的情況下，隨著鋼管壁厚的增加，試件彈性階段斜率基本相同但是彈塑性上升段剛度有所提升，因此峰值承載力也有所提升。

3.3 耗能能力

文中通過計算試件的等效粘滯阻尼系數來研究分析試件的耗能性能。等效粘滯阻尼系數ξeq的計算方法如下：

式中：S（ABC+CDA）為第i次加載時滯回環與位移軸所圍成的總面積，即第i次加載過程中構件吸收消耗的能量；S（OBE+ODF）為第i次加載時峰值點與位移軸所圍成三角形的總面積，即第i次加載過程中構件如果保持彈性狀態應該吸收消耗的能量。

文中按上式計算方法計算出各試件各級加載循環的ξeq如表4所示。

由表4可見：試件破壞時，其等效粘滯阻尼系數ξeq在0.278～0.364范圍之內，而普通混凝土柱破壞時的等效阻尼系數一般在0.1～0.2之間［16］，說明圓鋼管再生混凝土柱在水平低周反復荷載作用下具有較為優秀的耗能能力；在低軸壓比的情況下，再生混凝土的摻入對試件的等效粘滯阻尼系數基本無影響；在高軸壓比的情況下，再生混凝土的摻入會提高試件的等效粘滯阻尼系數，說明耗能能力有所增強；無論是圓鋼管普通混凝土柱還是圓鋼管再生混凝土柱，軸壓比越大，試件在破壞點處的等效粘滯阻尼系數變小，說明耗能能力變差；隨著壁厚的增加，試件在破壞點處的等效粘滯阻尼系數越大，說明耗能能力越強。

表4 等效粘滯阻尼系數Table 4 Equivalent viscous damping coefficient

4 結論

（1）圓鋼管再生混凝土柱在低周反復荷載作用下，經歷了彈性、彈塑性上升和塑性下降3個典型受力階段，在距柱底一定范圍形成沿加載方向轉動的塑性鉸，屬于典型的壓彎破壞。

（2）在高軸壓比情況下試件的延性較低軸壓比情況下有所降低；再生骨料的摻入對試件的延性無較大影響；在低軸壓比情況下，隨著長細比的增大，試件的延性有所降低，在高軸壓比情況下，隨著長細比的增大，試件的延性有所增加；壁厚的增加會改善試件的延性。

（3）在軸壓比為0.6和0.7的情況下，試件的滯回曲線會出現突降現象，各個試件會以更快的速度達到峰值荷載，且最大承載力要高于軸壓比為0.4的情況，然后再迅速下降直至試件破壞。

（4）在軸壓比為0.4情況下，圓鋼管再生混凝土柱在地震作用下的骨架曲線都較為平滑，有上升段和下降段，試件骨架曲線下降段較平緩，說明試件后期變形能力和延性較好；而當軸壓比為0.6和0.7時會使骨架曲線在峰值處出現突變，在提升試件承載力的同時也加速了試件的破壞。

（5）試件破壞時，其等效粘滯阻尼系數ξeq在0.278～0.364范圍之內，說明鋼管再生混凝土柱在低周反復荷載作用下具有較為優秀的耗能能力，優于鋼筋混凝土柱；軸壓比的增加會減小試件的等效粘滯阻尼系數。