寬厚比對足尺方鋼管混凝土短柱抗震性能影響的試驗研究

金 瀏, 梁 健, 陳鳳娟, 杜修力

(北京工業(yè)大學(xué) 城市減災(zāi)與防災(zāi)防護教育部重點實驗室,北京 100124)

由于鋼管和混凝土之間具有優(yōu)勢互補、協(xié)同工作的能力,使鋼管混凝土(concrete filled steel tubular,CFST)具有承載力高、延性好的優(yōu)勢,進而被廣泛應(yīng)用在工程結(jié)構(gòu)中[1-3]。在服役期內(nèi),鋼管混凝土柱不僅承受軸壓荷載作用,還可能承受到水平地震作用[4-5]。因此,對鋼管混凝土柱抗震性能的研究具有非常重要的意義。

國內(nèi)外學(xué)者[6-9]針對鋼管混凝土柱的抗震性能已經(jīng)開展了較多的研究,并取得了豐碩的成果。這些工作主要聚焦于分析截面形式(圓形、矩形、方形及其他復(fù)雜截面)、軸壓比、材料(混凝土和鋼材)強度、長細(xì)比L/B及寬厚比等因素對柱抗震性能的影響規(guī)律與機制。研究結(jié)果表明:在一定范圍內(nèi),隨著軸壓比的增大,鋼管混凝土柱的水平承載力呈現(xiàn)上升的趨勢;材料強度增大,承載力也表現(xiàn)出上升的趨勢;隨著長細(xì)比的增大,方鋼管混凝土柱的水平承載力減小,由強度破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槭Х€(wěn)破壞。在鋼管混凝土柱抗震性能試驗中,長細(xì)比的范圍多在3.0～6.0。但是,在建筑結(jié)構(gòu)中,由于層高和軸壓比限制的原因,使承重柱的長細(xì)比較小,從而形成短柱。在水平力和軸向力作用下,當(dāng)0.5

近年來,一些研究工作發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)尺寸增大后,鋼管對混凝土的約束作用呈現(xiàn)出下降的趨勢,如鋼管混凝土柱的軸壓[13-14]、偏壓[15]以及壓剪行為[16]等工作。另外,陳鵬研究表明:現(xiàn)行鋼管混凝土柱的規(guī)范公式中未考慮尺寸效應(yīng)的影響;隨著截面尺寸的增大,規(guī)范會高估大尺寸柱的軸壓承載力。因此,對于足尺鋼管混凝土柱,鋼管對其內(nèi)部混凝土的約束作用如何,以及其如何影響鋼管混凝土柱的抗震性能,是值得研究和討論的重要問題。

鑒于此,本文以方鋼管混凝土短柱(柱有效高度與橫截面寬度的比值L/B為2.0)為研究對象,設(shè)計并開展了6個足尺方鋼管混凝土短柱(橫截面寬度B=800 mm)的擬靜力加載試驗,分析了鋼管約束作用(B/t=50,B/t=80,B/t=100)對足尺方鋼管混凝土短柱破壞模式、滯回曲線、延性、剛度以及耗能等抗震性能的影響規(guī)律。在此基礎(chǔ)上,將試驗結(jié)果與各規(guī)范的預(yù)測結(jié)果進行對比分析,旨在為鋼管混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范的修訂和完善提供試驗數(shù)據(jù)和理論支撐。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文設(shè)計了3組不同寬厚比的鋼管混凝土柱,即B/t=50,B/t=80和B/t=100,其對應(yīng)的鋼管約束效應(yīng)系數(shù)ξ分別為0.76,0.46和0.36。本文共設(shè)計足尺方鋼管混凝土柱6個,每組同寬厚比柱2個,鋼管混凝土柱的幾何尺寸如圖1所示。試件橫截面寬度B為800 mm,試件有效高度L均為橫截面寬度的2倍,即1 600 mm。鋼管壁厚t設(shè)計值分別為16 mm,10 mm和8 mm。軸壓比n按照n=N(fyAs+fcAc) 確定,N為作用在試件上的軸壓力。結(jié)合工程實際,本文設(shè)計軸壓比為0.4。

圖1 試件截面及尺寸示意圖(mm)Fig.1 Dimensions and configuration of specimens (mm)

足尺方鋼管混凝土柱的外部鋼管由4塊鋼板焊接為方鋼管,將鋼管柱與加勁肋和底部端板進行焊接以保證底座與試件的剛性連接。構(gòu)件澆筑完成后,將試件上端部用塑料薄膜覆蓋,以模擬實際施工后鋼管的密閉環(huán)境。自然養(yǎng)護28 d后,打磨平整混凝土表面并焊接10 mm厚的頂部端板,保證鋼管與混凝土共同受力。

1.2 材料性能

鋼板采用Q345鋼,按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》[18]制作標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件并進行其力學(xué)性能測試。本次試驗所用鋼材的力學(xué)性能(彈性模量Es、屈服強度fy、抗拉強度fu),如表1所示。

表1 鋼材材性表Tab.1 Material properties of steel

所有試件采用同一強度等級的同一批次的商品混凝土進行澆筑。核心混凝土和預(yù)留混凝土試塊在同條件下進行養(yǎng)護,按照GB/T 50081—2002 《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法》[19]對預(yù)留標(biāo)準(zhǔn)立方體(150 mm×150 mm×150 mm)試塊進行測試。測得試驗時,立方體抗壓強度fcu為63.4 MPa。

1.3 加載裝置與加載制度

本試驗采用北京工業(yè)大學(xué)的40 000 kN多功能電液伺服加載系統(tǒng)進行加載,如圖2所示。加載時,上部與球鉸連接,并通過球鉸施加軸力,通過滑板車的水平往復(fù)運動對試件施加水平荷載。需要指出的是,球鉸中心距離試件上端部的距離約為40～50 mm,對試驗結(jié)果影響可忽略不計。

注: 1.剛性框架; 2.球較; 3.液壓千斤頂;4.試件;5.水平作動器; 6.滑板車。圖2 加載裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of the test device

根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[20],首先依據(jù)軸壓比對試件施加軸向荷載,并在整個加載過程中保持軸力恒定;水平加載采用位移控制的加載方式。根據(jù)位移角θ=Δ/L(Δ為水平位移;L為試件有效高度)進行加載控制,先按照每級位移角0.25%進行加載,每級循環(huán)1次;當(dāng)位移角到達(dá)1.00%時,增量變?yōu)?.5%,每級循環(huán)2次,加載制度如圖3和表2所示。當(dāng)試件破壞嚴(yán)重不能承受軸向荷載,或水平荷載下降超過最大值的15%時停止加載,試驗結(jié)束。

表2 位移角及加載位移幅值Tab.2 Drift ratio and load displacement

圖3 加載制度Fig.3 Loading protocol

1.4 試驗測量

足尺方鋼管混凝土柱測點布置,如圖4所示。

圖4 測點布置Fig.4 Measuring points arrangement

在加載過程中,通過壓力傳感器分別對水平和豎向荷載進行測量。在底座處布置水平位移計,測量在水平力作用下試件的水平位移。在方鋼管混凝土柱下部范圍內(nèi),布置橫向應(yīng)變片,以測量鋼管的環(huán)向應(yīng)變。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

如圖5所示,6個足尺方形鋼管混凝土短柱的破壞形態(tài)大致相似,均產(chǎn)生壓彎破壞,即柱底部鋼管環(huán)狀鼓曲、核心混凝土被壓碎的行為。由圖5可知,鋼管的局部屈曲均位于底座上方約100 mm處,這是由于底座的附加約束作用抑制了底部鋼管截面的變形。

圖5 試件最終破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns of all tested columns

所有鋼管混凝土柱在恒定軸力和低周往復(fù)加載過程中,大致經(jīng)歷了彈性工作階段、彈塑性工作階段以及破壞階段。在彈性工作階段時,試件無明顯現(xiàn)象,鋼管外部平整,水平荷載和水平位移近似呈線性關(guān)系。隨著加載的進行,柱底部鋼管屈服,試件進入彈塑性工作階段,由于在軸壓力和水平力的共同作用下,核心混凝土的泊松比逐漸增大,追上或超過鋼管的泊松比,核心混凝土膨脹變形使外部鋼管受壓,外部鋼管的環(huán)向應(yīng)變也迅速增大,鋼管和混凝土之間的相互作用明顯。繼續(xù)加載,鋼管出現(xiàn)局部屈曲,并逐漸由拉壓面向腹板面發(fā)展,表現(xiàn)出較為顯著的鼓曲變形,同時伴隨有混凝土被壓碎的聲音,鋼管的環(huán)向應(yīng)變持續(xù)增大。之后,鋼管鼓曲持續(xù)發(fā)展并在底部形成環(huán)狀鼓曲,鋼管角部區(qū)域出現(xiàn)了漆皮剝落的現(xiàn)象,最終試件水平力降至峰值水平力的85%時,試驗結(jié)束。

試驗結(jié)束后,拆除外部鋼管可以發(fā)現(xiàn)核心混凝土在鋼管屈曲范圍內(nèi)被壓碎。由圖5可知,鋼管的鼓曲范圍大致為400 mm,在該區(qū)域內(nèi)形成了明顯的塑性鉸區(qū)域,并且貫穿了整個鋼管截面。寬厚比對試件的破壞形態(tài)影響不明顯。

2.2 滯回曲線及骨架曲線

所有試件的水平荷載和水平位移的滯回曲線,如圖6所示。在加載初期,試件基本處于彈性,加載和卸載的循環(huán)曲線基本重合,殘余變形較小,試件耗能較少,剛度退化不明顯。隨水平加載位移增加,受拉側(cè)鋼管屈服,試件進入彈塑性階段。滯回環(huán)包圍的面積逐漸增大,耗能能力也不斷增強,同時殘余變形增大,剛度退化明顯。而后,外部鋼管在柱底部出現(xiàn)鼓曲,核心混凝土逐漸被壓碎,滯回曲線到達(dá)峰值點。當(dāng)水平加載位移進一步增加,水平荷載下降,試件進入下降階段。外部鋼管的鼓曲程度加劇,混凝土被壓潰,滯回曲線的斜率降低,殘余變形明顯增加,剛度退化變緩。各試件的滯回性能大致相同。但試件U-100-1和U-100-2在同級位移下,第2次循環(huán)加載時試件的水平荷載明顯低于第1次加載,表明寬厚比越大,柱的鋼管變形和混凝土累積損傷越快。另外,還可以看出,當(dāng)?shù)竭_(dá)下降段后,大尺寸方鋼管混凝土短柱很快就不能承受豎向和水平荷載而發(fā)生破壞,即在荷載-位移曲線的表現(xiàn)為下降段較短。

圖6 所有鋼管混凝土柱的滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of all tested CFST columns

所有試件的P-Δ骨架曲線如圖7所示。由圖7可知,隨著寬厚比的減小,鋼管約束效應(yīng)提升,方鋼管混凝土短柱水平承載力有所提高。結(jié)合骨架曲線,采用等效能量法[21-22]計算了骨架曲線的屈服點,以峰值荷載及對應(yīng)的位移為峰值點。這里,骨架曲線上水平荷載降至峰值點荷載85%時對應(yīng)的點定義為極限點。各試件特征點的計算結(jié)果如表3所示,包括屈服點對應(yīng)的位移Δy、對應(yīng)的屈服荷載Py, 峰值點對應(yīng)的位移Δm、對應(yīng)的峰值荷載Pm,以及極限點對應(yīng)的位移Δu、對應(yīng)的極限荷載Pu。

表3 試件特征點實測值

圖7 不同寬厚比試件的骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens with different width-to-thickness ratios

當(dāng)寬厚比由50增至80時(對應(yīng)的鋼管約束作用系數(shù)ξ由0.76降低至0.46),本文實測的足尺柱峰值荷載(均值)降低了8.0%,對應(yīng)的峰值位移(均值)由46.2 mm降低至45.1 mm;當(dāng)寬厚比由80增至100時(對應(yīng)的鋼管約束作用系數(shù)ξ由0.46降低至0.36),本文實測的足尺柱峰值荷載(均值)降低了10.6%,對應(yīng)的峰值位移(均值)由45.1 mm降低至35.5 mm。隨著寬厚比的增大,約束效應(yīng)降低,足尺方鋼管混凝土短柱峰值荷載降低,對應(yīng)峰值位移逐漸提前。

2.3 延性性能

本文通過位移延性系數(shù)μ來描述延性,定義為[23]

(1)

本文還采用極限位移轉(zhuǎn)角θ=Δu/L評估足尺方鋼管混凝土短柱的變形能力。本試驗所有試件的位移延性系數(shù)及極限轉(zhuǎn)角,如圖8所示。

圖8 試件延性性能Fig.8 Ductility performance of specimens

由圖8(a)可知,本文所有試件的延性系數(shù)基本介于1.86～2.41,與已有試驗研究中小尺寸柱的位移延性系數(shù)(μ=3.16～6.9)相比,足尺方鋼管混凝土短柱的位移延性系數(shù)較小(在Dong等的研究中,B=450 mm,L/B=2.1和L/B=3.1,n=0.31和n=0.50;在杜喜凱的研究中,B=250 mm,L/B=2.1,n=0.18～0.51)。這是由于相較于小尺寸柱,大尺寸柱的外部鋼管約束效應(yīng)減弱,核心混凝土的強度和延性的提高有限,使大尺寸柱的延性能力降低。實際上,寬厚比反映了外部鋼管對核心混凝土的約束作用,寬厚比大的柱鋼管對核心混凝土的約束較弱,寬厚比小的柱鋼管對核心混凝土約束較強[24]。但在本文試驗中,寬厚比小的足尺方鋼管混凝土柱并沒有表現(xiàn)更大的位移延性系數(shù)。這是因為在加載后期,由于鋼管的鼓曲,軸力在鋼管和核心混凝土上發(fā)生重分布,一部分由鋼管承擔(dān)的軸力轉(zhuǎn)移到核心混凝土上,并且鋼管壁厚越大,轉(zhuǎn)移的軸力越多,從而引起核心混凝土的破壞。在已有研究中進行的鋼管混凝土柱的低周往復(fù)試驗也得到了類似結(jié)論。

圖8(b)為各試件的極限位移轉(zhuǎn)角。由圖8(b)可知,足尺方鋼管混凝土柱的極限位移轉(zhuǎn)角在0.028～0.035內(nèi),能夠滿足GB 50936—2014《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》中框架結(jié)構(gòu)的層間位移角不小于0.020的限值的要求。此外,寬厚比對柱的極限位移轉(zhuǎn)角的影響不明顯。

2.4 剛度退化

采用割線剛度K來描述方鋼管混凝土柱的剛度退化,其表達(dá)式為[25]

(2)

式中:Pi為第i級加載的最大荷載; Δi為第i級加載時最大荷載對應(yīng)的最大位移; “+”和“-”分別為正向加載和負(fù)向加載。足尺方鋼管混凝土柱剛度退化如圖9所示。在加載前期,由于在核心混凝土中不可逆的損傷累積,使剛度衰減較快;隨著加載的進行,由于鋼管和核心混凝土的塑性發(fā)展,以及鋼管和核心混凝土之間的約束效應(yīng)趨于穩(wěn)定,使試件剛度退化逐漸變緩。同時,寬厚比對足尺方鋼管混凝土柱剛度退化曲線的影響不大,不同壁厚的試件剛度退化趨勢基本相同。這與小尺寸方鋼管混凝土柱試驗得到的結(jié)論類似。

圖9 鋼管混凝土柱剛度退化性能Fig.9 Stiffness degradation of the CFST columns

2.5 耗能能力

本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)ξe來衡量結(jié)構(gòu)耗能能力,其表達(dá)式為

(3)

式中:SABCD為滯回環(huán)的面積;SOBE+ODF為滯回環(huán)峰值點對應(yīng)的三角形面積。足尺方鋼管混凝土柱等效黏滯阻尼系數(shù),如圖10所示。

圖10 試件累積耗能系數(shù)Fig.10 Accumulated energy of specimens

由圖10可知,等效黏滯阻尼系數(shù)隨加載圈數(shù)的增加而逐漸增大,在加載結(jié)束時,試件的等效黏滯阻尼系數(shù)處于0.20～0.25。實際上,普通鋼筋混凝土柱的等效黏滯阻尼系數(shù)的范圍通常介于0.15～0.25。總體來說,足尺方鋼管混凝土柱具有良好的耗能能力。從圖10中可以看出,寬厚比對試件的等效黏滯阻尼系數(shù)的影響不顯著。已有試驗表明,小尺寸柱在破壞時的等效黏滯阻尼系數(shù)通常能夠達(dá)到0.4～0.5。小尺寸柱能夠經(jīng)歷較大的塑性變形而水平荷載不明顯下降。與小尺寸柱相比,足尺方鋼管混凝土短柱的等效黏滯阻尼系數(shù)偏小。另外,采用累積耗能E來評估構(gòu)件耗能能力,如圖11所示。隨著截面寬厚比的增大,足尺方鋼管混凝土柱的累積耗能有所減弱。這是因為當(dāng)寬厚比減小時,鋼管壁厚增大,約束效應(yīng)增強,核心混凝土能夠經(jīng)歷更大的塑性變形;在加載后期,寬厚比較小的試件仍然能夠保持較大的塑性變形,從而維持較大的耗能能力。

圖11 試件總耗能Fig.11 Total energy of specimens

2.6 應(yīng)變分析

試驗測得的柱拉壓面(與加載方向垂直)上的環(huán)向應(yīng)變εh隨側(cè)移率的變化曲線,如圖12所示。鋼管的環(huán)向應(yīng)變能夠一定程度地反映鋼管對核心混凝土約束效應(yīng)及其發(fā)展規(guī)律。

圖12 試件環(huán)向應(yīng)變Fig.12 Hoop strain of specimens

在加載前期,鋼管環(huán)向應(yīng)變基本呈線性發(fā)展;之后,由于核心混凝土的橫向變形,鋼管和混凝土之間出現(xiàn)相互作用,使應(yīng)變進一步增大;最終由于鋼管鼓曲變形和混凝土變形的加大,鋼管對核心混凝土的約束效應(yīng)減小,核心混凝土破壞,使方鋼管混凝土短柱承載力喪失而破壞。由圖12可知,鋼管環(huán)向應(yīng)變的發(fā)展區(qū)域大致集中在距底座為300 mm的范圍內(nèi),并且隨著側(cè)移率的增大而增大。主要是由于底部彎矩較大,鋼管和核心混凝土的相互作用也主要發(fā)生在底部區(qū)域,使塑性變形主要集中在柱底部。

另外,由圖12可知,隨著寬厚比的增大,鋼管約束作用系數(shù)的減小,足尺鋼管混凝土柱環(huán)向應(yīng)變達(dá)到屈服時對應(yīng)的側(cè)移率越小。這是由于:①當(dāng)寬厚比增大,鋼管壁厚減小時,約束效應(yīng)減弱,內(nèi)部混凝土膨脹變形致使鋼管屈服提前;②當(dāng)鋼管壁厚減小時,承受軸力的鋼管易于出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象。同時,隨著寬厚比的增大,鋼管壁厚減小,鋼管環(huán)向應(yīng)變快速增大,使其約束效應(yīng)迅速失效,導(dǎo)致承載力降低。

3 承載力分析與討論

本章主要對比中國規(guī)范GB 50936—2014《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》、美國規(guī)范ANSI/AISC 360-16及歐洲規(guī)范EN 1994-1-1的計算結(jié)果與本文足尺鋼管混凝土柱試驗結(jié)果。本文測量了混凝土立方體抗壓強度fcu=63.4 MPa,中國規(guī)范采用混凝土軸心抗壓強度fc=0.64 MPa,fcu=40.6 MPa,美國規(guī)范和歐洲規(guī)范采用圓柱體抗壓強度f′c=0.79 MPa,fcu=47.4 MPa。鋼材強度及彈性模量則按照實際測量值(見表1)進行計算。

(1) 中國規(guī)范考慮壓彎荷載作用時,按照下式進行計算:

(4)

(5)

(6)

式中:βm為等效彎矩系數(shù);Nu和Mu分別為鋼管混凝土柱的軸壓承載力和受彎承載力;Esc和Asc分別為鋼管混凝土構(gòu)件的彈性模量和截面面積;λ為構(gòu)件的長細(xì)比。

(2) 美國規(guī)范按照式(7)計算鋼管混凝土柱的壓彎承載力:

(7)

(8)

式中,Nu和Mu分別為鋼管混凝土柱的軸壓承載力和受彎承載力。

(3) 歐洲規(guī)范采用鋼筋混凝土構(gòu)件的計算方法來計算鋼管混凝土構(gòu)件的壓彎承載力。假定鋼管全截面屈服,基于力和彎矩平衡的理論進行計算。

試驗壓彎承載力Mexp按照式(9)進行計算

Mexp=PL+NΔm

(9)

式中:P和L分別為水平峰值荷載與試件有效高度;N和Δm分別為軸壓力和峰值荷載對應(yīng)的位移。柱附加彎矩與總彎矩的對比結(jié)果, 如圖13所示。

圖13 附加彎矩的比例Fig.13 Proportion of the additional bending moment

由圖13可知,附加彎矩的占比在0.12～0.19,隨著方鋼管混凝土短柱橫截面寬度的增大,二階效應(yīng)引起的附加彎矩不能夠被忽略。中國、美國、歐洲規(guī)范計算獲得的壓彎承載力MGB,MAISC,MEC與本文試驗結(jié)果Mexp的對比情況,如表4所示。

表4 規(guī)范承載力計算值與試驗值比較

由表3和表4可知,當(dāng)寬厚比由50增至100時(對應(yīng)的鋼管約束作用系數(shù)ξ由0.76降低至0.36),本文實測的足尺柱平均水平承載力降低了18.0%;而中國、美國、歐洲規(guī)范計算所得的承載力則分別降低了38.7%,50.3%,30.7%。無論是各規(guī)范計算結(jié)果之間的對比,還是規(guī)范與試驗結(jié)果的對比均是存在較大的差異。范重等對直徑為600 mm、寬厚比為37.5和50的大尺寸圓鋼管混凝土柱開展試驗研究,發(fā)現(xiàn)其水平承載力也僅相差11.3%。對于這種截面尺寸較大,寬厚比對方形鋼管混凝土柱壓彎承載力影響明顯減弱的行為,可能是由于下述原因造成:①隨著截面尺寸的增大,鋼管對核心混凝土的約束效應(yīng)明顯減弱,使核心混凝土強度和延性的提高程度在減弱;②由于附加約束的存在,鋼管會承受較大的軸向力,而對水平力貢獻減少;③當(dāng)截面尺寸增大時,混凝土強度將顯著降低,混凝土貢獻部分減小。另外,隨著寬厚比的減小,鋼管約束效應(yīng)提升,柱壓彎承載力有所提高,但提高的幅度明顯小于相關(guān)規(guī)范值。

由表4和圖14可知,本文試驗結(jié)果比中國規(guī)范和歐洲規(guī)范的計算結(jié)果要小,設(shè)計偏于不安全。現(xiàn)有設(shè)計規(guī)范給出的鋼管混凝土構(gòu)件承載力計算公式多是基于小尺寸鋼管混凝土柱試驗數(shù)據(jù)擬合得到,試驗試件橫截面寬度多介于100～400 mm,尺寸較小。現(xiàn)階段,針對足尺試件的相關(guān)研究較少,現(xiàn)有規(guī)范中未考慮結(jié)構(gòu)尺寸帶來的影響。這可能是中國規(guī)范和歐洲規(guī)范的計算結(jié)果偏于不安全的原因之一。

圖14 試驗結(jié)果與規(guī)范計算結(jié)果的對比Fig.14 Comparisons of bearing capacity between experimental and predicted values

由圖14(a)可知,隨著寬厚比的增大,鋼管壁厚減小,約束效應(yīng)變小時,計算結(jié)果趨近于試驗結(jié)果。在中國規(guī)范中采用統(tǒng)一理論并引入約束效應(yīng)系數(shù)來進行鋼管混凝土柱承載力計算。當(dāng)截面尺寸增大時,隨著寬厚比的減小,約束效應(yīng)系數(shù)可能被過高地估計而產(chǎn)生較大的計算結(jié)果,從而使計算結(jié)果偏大。

由表4和圖14(b)可知,相比于本文試驗結(jié)果,美國規(guī)范的計算結(jié)果偏小。實際上,在美國規(guī)范中根據(jù)寬厚比的不同將截面分為緊湊截面、非緊湊截面以及細(xì)長截面,同時針對不同截面對于混凝土和鋼材強度的取值也不同:由緊湊截面到非緊湊截面再到細(xì)長截面時,混凝土強度由0.85f′c降低到0.7f′c,鋼材強度也從fy降低到fcr(fcr為臨界屈曲應(yīng)力,fcr=9Es/(B/t)2,使方鋼管混凝土柱承載力計算結(jié)果的安全度一再提高。這應(yīng)是其計算結(jié)果小于本文試驗結(jié)果的重要原因。由圖14(c)可知, 隨著寬厚比增大,鋼管壁厚減小,約束效應(yīng)變小時,計算結(jié)果也趨近于試驗結(jié)果。歐洲規(guī)范中計算方鋼管混凝土柱承載力時認(rèn)為鋼管和混凝土均能到達(dá)其強度極限,即屈服強度fy和圓柱體抗壓強度f′c。其未考慮在實際工作時,鋼管處于雙向應(yīng)力狀態(tài)(軸向受壓和環(huán)向受拉),鋼管的實際屈服強度要小于其單軸拉壓屈服強度[28];同時,混凝土強度隨截面尺寸增大而降低,存在一定的尺寸效應(yīng)。因此,計算足尺方鋼管混凝土柱壓彎承載力時,鋼管和核心混凝土的貢獻可能被過高地估計,從而使承載力計算結(jié)果偏大;并且當(dāng)截面寬厚比增大時,鋼管可能發(fā)生屈曲,而不能充分發(fā)揮其強度。

綜合中國、美國、歐洲等規(guī)范與本文試驗結(jié)果的對比情況來看,各規(guī)范承載力計算公式的科學(xué)性和合理性還需進一步討論和商榷,如:是否考慮尺寸效應(yīng)帶來的影響、是否考慮鋼管的雙向應(yīng)力狀態(tài)以及如何考慮鋼管和混凝土的強度取值等。

4 結(jié) 論

本文通過6個足尺方鋼管混凝土柱的抗震性能試驗,分析了鋼管約束作用(寬厚比)對其破壞模式以及抗震性能的影響規(guī)律,并且針對各規(guī)范的壓彎承載力預(yù)測結(jié)果進行了對比分析。得到了如下主要結(jié)論:

(1) 在往復(fù)荷載作用下,本文足尺方鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)與小尺寸試件相似,主要表現(xiàn)為底部鋼管環(huán)狀鼓曲、核心混凝土被壓碎的壓彎破壞模式;寬厚比對破壞模式的影響不明顯。

(2) 相較于小尺寸方鋼管混凝土柱,足尺試件的位移延性系數(shù)較小,且寬厚比的減少并不明顯改善柱的延性能力。與小尺寸柱類似,寬厚比對足尺方鋼管混凝土柱的剛度退化趨勢和等效黏滯阻尼系數(shù)影響不大。但隨著寬厚比的增大,試件的總耗能減小。

(3) 在本足尺試驗中,寬厚比減小、鋼管約束作用系數(shù)提高時,水平承載力提高的幅度明顯小于相關(guān)規(guī)范值。本文實測的柱壓彎承載力低于中國規(guī)范和歐洲規(guī)范的計算值,結(jié)果偏于不安全;而美國規(guī)范計算值則較為保守。

需要說明的是,本文僅研究了寬厚比對足尺試件抗震性能的影響。而對于其他影響因素,如軸壓比、材料強度以及長細(xì)比等,對足尺方鋼管混凝土柱抗震性能的影響有待進一步的研究和討論。