高轴压比下圆钢管再生混凝土柱的抗震性能试验分析

余康康，王成刚，2，袁 泉，冯兴良，崔乐乐

（1.合肥工业大学土木与水利工程学院，安徽 合肥 230009；2.土木工程结构与材料安徽省级重点实验室，安徽 合肥 230009；3.华汇建设集团有限公司，浙江 嵊州 312400）

引言

再生混凝土作为一种新型环保材料，其力学性能［1］、耐久性［2］、收缩与徐变［3］等性能与普通混凝土有较大差异，通过将再生混凝土浇筑于钢管之中形成钢管再生混凝土（RCFS），不仅能有效的解决建筑垃圾的堆放、污染以及资源短缺等问题，而且还继承了钢管混凝土结构力学性能、抗震性能、耐久性均较为优秀的特点，为再生混凝土的利用提供了一种新的途径。

目前，已有部分国内外学者对钢管再生混凝土柱的力学性能与抗震性能进行了相关研究，Konno等［4］、肖建庄等［5］、陈宗平等［6－9］课题组以再生骨料取代率、套箍指标和长细比等为主要研究参数对钢管再生混凝土柱的轴压性能进行了研究，研究表明：钢管对再生混凝土与普通混凝土约束的受力过程基本相同，且均表现出良好的承载能力和变形性能；张向冈等［10］、王宏伟等［11］、贾立夫等［12］、王成刚［13］对钢管再生混凝土柱进行了拟静力试验研究，研究表明：钢管再生混凝土柱表现出良好的滞回性能，且取代率的变化对试件承载力的影响较小；但是针对高轴压比下钢管再生混凝土的力学性能以及抗震性能的研究较少，仅邹昀等［14］、马恺泽等［15］等对高轴压比下钢管混凝土的抗震性能进行了研究，研究表明：在高轴压比下钢管混凝土仍能保持良好的抗震性能。文中通过对7根圆钢管再生混凝土柱进行拟静力试验，研究高轴压比下圆钢管再生混凝土柱在地震作用下的破坏形态、滞回特性、变形能力以及耗能能力等特性。

1 试验概况

1.1 试验材料及参数

试件具体尺寸如图1所示，实验所采用的材料有直焊缝圆钢管、P42.5普通硅酸盐水泥、天然细骨料（普通河砂），自来水以及再生粗骨料。再生粗骨料由建筑物拆除废弃混凝土加工而成，试件的再生粗骨料的取代率有0%和100%共2种，试配强度为C30，混凝土28 d后立方体抗压强度、弹性模量以及其他力学性能指标见表1。试件中所有圆钢管均采用Q235B钢材，直径均为180 mm，其余各详细设计参数见表2。

表2 试件基本参数Table 2 Design parameters of specimens

图1 试件详图Fig.1 Design details of the specimens

表1 再生混凝土抗压强度Table 1 Compressive strength of RAC

1.2 试验的装置及加载方案

1.2.1 试验的加载装置

试验现场的加载布置如图2所示。试件柱顶的恒定轴力由千斤顶施加，千斤顶与反力架横梁间设有两块四氟板以减少千斤顶与反力架间的水平向摩擦力，保证试件柱顶可以自由平动；试件的柱顶与MTS液压伺服作动器通过水平向的螺杆夹具连接，试验时通过MTS液压伺服作动器对试件施加水平向的反复荷载；构件下端与固定端板焊接，通过地脚螺栓约束构件的转动与竖向位移，螺纹拉杆约束构件的横向位移，以此确保构件下端的固结状态。

图2 试验加载装置Fig.2 Test device

试验时在试件柱底钢管壁四周粘贴了3排应变片，分别距柱底50、100、150 mm。如图3所示。

图3 应变片布置Fig.3 The arrangement of strain gages

1.2.2 试验的加载方案

本试验采用力和位移双控制的加载方式，利用MTS电液伺服作动器对圆钢管再生混凝土柱施加水平向低周反复荷载，规定MTS推为正，拉为负，在正式加载之前先按照估算的试件水平向屈服荷载的10%往复加载一周，核查各试验设备工作是否正常。正式加载方式为力和位移双控加载，在加载力不超过估算屈服荷载时为力控加载方式，每级荷载为估算屈服荷载的10%，荷载逐级递增，每一级往复加载一次。当加载受压面钢管壁应变达到屈服后，改变加载方式，为位移控制加载，每级递增位移值取为钢管壁应变达到屈服时正反两方向位移的平均值（取整数），并逐级增加，每一级加载位移往复加载三次，当水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，或者出现显著陡降时，试验停止。

试验时，通过液压千斤顶对试件柱顶施加轴压力，为保持轴压力稳定，试验过程中需要不断控制油压。施加的轴压力数值由试件的设计轴压比反推而得，具体计算公式为，

式中：fc为再生混凝土抗压强度，取为fc=0.88×0.76fcu；fy为钢材实测屈服强度；Ac为核心混凝土横截面面积；As为钢管横截面面积。

2 试验现象及结果分析

2.1 试验过程及现象

本试验9个试件的试验过程和破坏现象相似，以试件YDZB3－3为代表介绍整个试验的过程与破坏现象。在力加载的初期，柱顶水平向力与位移基本呈线性关系，钢管表面未发生变化；在力加载的后期，荷载—位移曲线呈现微微弯曲，钢管壁开始屈服，试件进入弹塑性阶段。当钢管壁屈服后，改为位移加载，位移加载后，触摸钢管根部可感觉到加载方向钢管壁有微鼓现象，但人眼尚难察觉，管壁油漆面未出现变化，如图4（a）；在卸载及反向加载过程中，钢管的微小鼓起能逐渐拉平；再随着柱顶水平位移的逐渐增加，钢管局部屈曲加剧，鼓曲越来越严重，柱底漆面已经发生脱落现象，如图4（c），此时钢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载的85%。试件典型的破坏特征如图4所示；剖开钢管后内部混凝土的破坏形态如图5所示。

图4 试件典型破坏特征Fig.4 Typical failure characteristics of specimens

由图5可见，剖开钢管后可见，在钢管鼓曲处再生混凝土完全破碎，在距柱底60 mm左右形成沿加载方向转动的塑性铰，属于典型的压弯破坏。

图5 再生混凝土的破坏形态Fig.5 Failure modes of RAC

2.2 特征值及延性系数

试件在各个特征点处的特征值如表3所示，其中：Δy为屈服位移；Δmax为峰值点对应的最大位移；Δu为破坏位移；位移延性系数μ=Δu/Δy。文中屈服位移计算方法采用能量等效法（等面积法），如图6所示，图中OAE为试件的骨架曲线，此方法是通过面积相等的原则。首先确定直线OAB，使封闭图形OAO与ABEA面积相等，由此得到B点对应的横坐标即为屈服位移。

表3 特征值和延性系数计算结果Table 3 Calculation results of characteristic value and ductility coefficient

图6 等效屈服点的确定方法Fig.6 The determination method of equivalent yield point

由表3分析可得：

（1）无论是对于钢管混凝土试件还是对于钢管再生混凝土试件，当轴压比增大时，试件的屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载均有所增大，屈服位移无显著变化、峰值位移和破坏位移均变小，试件YDTB3－2相较于试件YDTB3－1延性系数下降了62.27%；试件YDZB3－2相较于试件YDZB3－1延性系数下降了35.75%；试件YDZB3－3相较于YDZB3－1延性系数下降了61.02%，构件的延性显著降低，这是由于当轴压比增大时，试件截面上的压应力和压应变随之增大，使得受压区截面高度增加，导致截面延性系数降低；并且随着轴向力的增大，会使得轴向力引起的P－Δ效应增大，构件在经历最大荷载后的变形难以稳定，导致延性变差。

（2）再生骨料的加入对试件的承载力以及延性无较大影响。

（3）当轴压比为0.4时，随着长细比的增加，试件的各特征点荷载均减小，试件的延性系数明显变小，试件YDZD3－1相较于试件YDZB3－1延性系数降低了58.87%，延性降低；当轴压比为0.7时，随着长细比的增加，试件的屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载均减小，破坏位移增大，试件YDZC3－1相较于试件YDZB3－3延性系数增加了60.69%，延性系数有所增加。

（4）当轴压比为0.7时，壁厚最大的试件YDZB5－1的峰值荷载值和延性系数均明显大于其他两个试件，试件YDZB5－1相较于试件YDZB3－3延性系数增加了57.93%，这是由于：一方面钢管含钢率越大，钢管对于混凝土的约束能力越强，并且钢管对混凝土延性具有一定的改善作用，构件的延性系数就随之增大；另一方面，钢管与混凝土共同承担了轴向力，在轴向力不变的情况下，钢管含钢率越大，分担的轴向力越多，混凝土分担的轴向力就越少，从而减缓了混凝土应变的增加，从而增大了构件的延性。

3 试验结果分析

3.1 滞回性能

本试验在试验过程中通过MTS加载系统记录了各试件柱顶加载点的荷载位移对应关系，绘制了各试件的滞回曲线，如图7所示。

图7 水平荷载－位移滞回曲线Fig.7 Lateral load-deformation hysteretic loops

由图7可见：

（1）在高轴压比的情况下，试件YDTB3－2、YDZB3－2、YDZB3－3、YDZB5－1、YDZB2－1、YDZC3－1的滞回曲线均存在承载力突变现象，正向水平承载力均在第二级位移循环的第一个循环显著增长达到峰值，在第二级位移循环的第二个循环出现明显的承载力下降，说明较大的轴压力会增大构件的水平向承载力，同时降低构件的延性。

（2）在高轴压比的情况下，对比壁厚不同的钢管再生混凝土试件YDZB2－1、YDZB3－3、YDZB5－1，壁厚2 mm的试件YDZB2－1滞回曲线相较于其他试件滞回环包围的面积较小，刚度退化较为严重。

（3）在高轴压比的情况下，对比长细比不同的试件YDZB3－3和YDZC3－1，2个试件的滞回曲线均有突变，而整体差别不大；在低轴压比的情况下，对比长细比不同的试件YDZB3－1和YDZD3－1，长细比为20的试件YDZB3－1滞回环包围的面积较大，长细比为40的试件YDZD3－1滞回曲线存在较大突变，说明在轴压比较小的情况下，长细比增加会加剧试件的刚度退化，显著降低试件的耗能能力。

（4）在高轴压比的情况下，再生粗骨料替代率不同的试件YDTB3－2、YDZB3－3，滞回曲线均较为饱满平滑，再生骨料的加入对滞回曲线基本无影响；在低轴压比的情况下，再生粗骨料替代率不同的试件YDTB3－1和YDZB3－1，滞回曲线形状和走势也大致相似，说明再生粗骨料的掺入对试件的滞回性能影响较小。

3.2 骨架曲线

本次试验不同参数试件骨架曲线对比图见图8。

图8 不同参数试件骨架曲线比较Fig.8 Comparison between skeleton curves of specimens under different parameters

由图8可见：

（1）无论是钢管再生混凝土试件还是钢管混凝土试件，在达到峰值荷载前，高轴压比会使试件出现快速增长段，骨架曲线斜率无明显降低；加载达到峰值点后，试件的承载力会发生突降，且试件的屈服位移、峰值位移以及破坏位移基本均小于低轴压比情况下的试件，而峰值承载力均大于后者。因此，高轴压比会提升试件的峰值承载力而降低试件的延性。

（2）无论在高轴压比还是在低轴压比的情况下，钢管再生混凝土试件的骨架曲线走势与钢管混凝土试件相似，再生粗骨料的加入对试件的骨架曲线基本无影响；

（3）在高轴压比的情况下，长细比为20的试件YDZB3－3与长细比为26.7的试件YDZC3－1的骨架曲线弹性阶段斜率基本相同；在低轴压比的情况下，长细比为20的试件YDZB3－1的弹性阶段刚度明显大于长细比为40的试件YDZD3－1，峰值承载力也大于后者，而下降段较后者也更为平缓；

（4）在高轴压比的情况下，随着钢管壁厚的增加，试件弹性阶段斜率基本相同但是弹塑性上升段刚度有所提升，因此峰值承载力也有所提升。

3.3 耗能能力

文中通过计算试件的等效粘滞阻尼系数来研究分析试件的耗能性能。等效粘滞阻尼系数ξeq的计算方法如下：

式中：S（ABC+CDA）为第i次加载时滞回环与位移轴所围成的总面积，即第i次加载过程中构件吸收消耗的能量；S（OBE+ODF）为第i次加载时峰值点与位移轴所围成三角形的总面积，即第i次加载过程中构件如果保持弹性状态应该吸收消耗的能量。

文中按上式计算方法计算出各试件各级加载循环的ξeq如表4所示。

由表4可见：试件破坏时，其等效粘滞阻尼系数ξeq在0.278～0.364范围之内，而普通混凝土柱破坏时的等效阻尼系数一般在0.1～0.2之间［16］，说明圆钢管再生混凝土柱在水平低周反复荷载作用下具有较为优秀的耗能能力；在低轴压比的情况下，再生混凝土的掺入对试件的等效粘滞阻尼系数基本无影响；在高轴压比的情况下，再生混凝土的掺入会提高试件的等效粘滞阻尼系数，说明耗能能力有所增强；无论是圆钢管普通混凝土柱还是圆钢管再生混凝土柱，轴压比越大，试件在破坏点处的等效粘滞阻尼系数变小，说明耗能能力变差；随着壁厚的增加，试件在破坏点处的等效粘滞阻尼系数越大，说明耗能能力越强。

表4 等效粘滞阻尼系数Table 4 Equivalent viscous damping coefficient

4 结论

（1）圆钢管再生混凝土柱在低周反复荷载作用下，经历了弹性、弹塑性上升和塑性下降3个典型受力阶段，在距柱底一定范围形成沿加载方向转动的塑性铰，属于典型的压弯破坏。

（2）在高轴压比情况下试件的延性较低轴压比情况下有所降低；再生骨料的掺入对试件的延性无较大影响；在低轴压比情况下，随着长细比的增大，试件的延性有所降低，在高轴压比情况下，随着长细比的增大，试件的延性有所增加；壁厚的增加会改善试件的延性。

（3）在轴压比为0.6和0.7的情况下，试件的滞回曲线会出现突降现象，各个试件会以更快的速度达到峰值荷载，且最大承载力要高于轴压比为0.4的情况，然后再迅速下降直至试件破坏。

（4）在轴压比为0.4情况下，圆钢管再生混凝土柱在地震作用下的骨架曲线都较为平滑，有上升段和下降段，试件骨架曲线下降段较平缓，说明试件后期变形能力和延性较好；而当轴压比为0.6和0.7时会使骨架曲线在峰值处出现突变，在提升试件承载力的同时也加速了试件的破坏。

（5）试件破坏时，其等效粘滞阻尼系数ξeq在0.278～0.364范围之内，说明钢管再生混凝土柱在低周反复荷载作用下具有较为优秀的耗能能力，优于钢筋混凝土柱；轴压比的增加会减小试件的等效粘滞阻尼系数。