钢管约束钢筋混凝土柱滞回性能试验研究

钢管约束钢筋混凝土柱滞回性能试验研究

0钢管约束钢筋混凝土对比试件的试验研究以钢筋混凝土为约束的钢筋混凝土柱是将钢筋混凝土柱中的钢筋替换为钢筋（柱中只有一根横杆）。管道不直接承受垂直负荷，因此管道和混凝土之间只存在横向相互作用，充分发挥管道对核心混凝土的有效限制。在Tomii等人的最初研究中,钢管约束钢筋混凝土这一构件形式的提出是为了防止钢筋混凝土框架结构中的短柱或边柱发生剪切破坏并提高其延性。Tomii等人进行了4个方钢管约束钢筋混凝土短柱和2个圆钢管约束钢筋混凝土短柱的滞回性能试验研究,并进行了4个箍筋约束混凝土对比试件的试验研究,试件的混凝土轴心抗压强度为40MPa左右,轴压比取0和0.35两种,试件的剪跨比为1。试验结果表明,外包钢管非常有效地提高了钢筋混凝土短柱的受剪承载力、延性和耗能能力,使得钢筋混凝土短柱的破坏模式有由剪切破坏向弯曲破坏转化的趋势。与轴压比为0的试件相比,轴压比为0.35的试件具有更高的承载力,但轴压比对试件的延性并无显著影响。Aboutaha等于1999年进行了3个矩形钢管约束钢筋混凝土中长柱和3个普通钢筋混凝土柱对比试件的试验研究,试验中用的混凝土圆柱体强度为83MPa。试验结果表明,矩形钢管的约束有效改善了高强混凝土柱的延性,因此钢管约束钢筋混凝土这一结构形式对于高强混凝土在抗震结构中的应用具有重要意义。钢管约束钢筋混凝土是一种新型的结构形式:将高强混凝土灌入配有纵向受力钢筋的钢管(圆形或者方形),由纵筋和混凝土承受轴力和弯矩,钢管以承受环向力为主。目前国内外对钢管约束钢筋混凝土柱的滞回性能的研究多集中在短柱方面,而对中长柱压弯构件的研究很少。本文针对这一问题分别对圆形和方形钢管约束钢筋混凝土压弯构件进行了滞回性能研究,建议了构件的截面受弯承载力的计算方法,可为工程实践提供参考。1试验与研究1.1土试件和对比试件试验以框架柱为研究对象,假定柱子为两端固端模型,先对柱子施加竖向轴力,然后在柱子顶端施加反复作用的水平荷载,以模拟地震荷载。试验研究的主要参数为轴压比与混凝土强度等级。本文共进行了两组共10个试件的试验研究,其中第一组为5个圆形截面试件,包括1个内填普通强度混凝土(C30)的圆钢管约束钢筋混凝土试件(CTRC-30-8),3个内填高强混凝土(C60)的圆钢管约束钢筋混凝土试件(CTRC-60-3,CTRC-60-6,CTRC-60-8)和1个普通箍筋约束高强混凝土(C60)对比试件(CRC-60-8);第二组为5个方形截面试件,包括1个内填普通强度混凝土(C30)的方钢管约束钢筋混凝土试件(STRC-30-8),3个内填高强混凝土(C60)的方钢管约束钢筋混凝土试件(STRC-60-3,STRC-60-6,STRC-60-8)和1个普通箍筋约束高强混凝土(C60)对比试件(SRC-60-8)。为使圆形截面构件与方形截面构件具有可比性,两种构件的设计截面面积相同,且方形截面和圆形截面对比试件的设计受弯承载力相同。图1所示为试件的细部图。试验中将柱子两端的混凝土梁固定,以模拟柱子的两端嵌固模型,混凝土梁的截面为400mm×300mm×800mm。圆形对比试件的截面直径为225.7mm,纵筋配置为414,纵筋配筋率为1.54%;柱子两端箍筋加密区长度为200mm,箍筋布置为8@50,体积配箍率为2.31%;非加密区长度为800mm,箍筋布置为8@100,配箍率为1.16%;柱子的长度为1200mm,其长细比为21.3。圆钢管约束钢筋混凝土的核心混凝土直径及纵筋配置与钢筋混凝土对比试件相同,箍筋按构造通长配置,8@100,体积配箍率为1.16%。方形对比试件的截面边长为200mm,纵筋配置为412,纵筋配筋率为1.13%;柱子两端箍筋加密区长度为240mm,箍筋布置为8@40,体积配箍率为2.73%;非加密区长度为720mm,箍筋布置8@80,配箍率为1.36%;柱子的长度为1200mm。方钢管约束钢筋混凝土构件的核心混凝土直径及纵筋配置与钢筋混凝土对比试件相同,箍筋按构造通长配置,8@100,体积配箍率为1.09%。由图1和图2可见,为保证钢管不承担纵向荷载,在柱上下两端距梁下翼缘15mm处将钢管断开。为防止钢管在端部由于混凝土受压外鼓而造成钢管焊缝撕裂,在钢管端部对其加强,加焊了一个高度为20mm,厚度为5.72mm的钢板加强环。两组试件的混凝土立方体抗压强度、钢管屈服强度、钢管尺寸见表1。钢筋实测直径与D为直径或边长,t为钢管厚度,则D/t为钢管的径厚比或宽厚比;fcu为边长100mm的混凝土立方体抗压强度;fy和εy分别为钢管的屈服强度和屈服应变;N为试件的轴力;n0为轴压比,n0=N/(fcoAc),fco为轴心抗压强度(fco与fcu之间的换算关系见文献),Ac为核心混凝土的毛面积;Pu为试验得到的试件的峰值承载力。屈服强度为:圆形截面试件,纵筋直径13.3mm,屈服强度506MPa;箍筋直径8.1mm,屈服强度305MPa;方形截面试件,纵筋直径11.4mm,屈服强度438MPa;箍筋直径8.1mm,屈服强度305MPa。1.2试验测量装置试验在哈尔滨工业大学力学与试验中心进行,采用仿日本建研式加载装置,加载装置简图见图2a。加载装置主要由L形大梁、四连杆机构、反力架和伺服作动器等组成。四连杆机构可使L形大梁在垂直方向和水平方向自由移动,而不发生转动,从而实现了柱顶为嵌固端的边界条件。水平荷载由固定于反力墙上的水平作动器施加,竖向荷载由安装在分配梁上的一个2500kN油压千斤顶施加。千斤顶由油泵通过溢流阀供油,在试验中实时保持轴力的稳定。千斤顶上设一个2000kN的压力传感器以测量轴力。水平反复荷载由液压伺服作动器施加,作动器的最大静态加载值为630kN,最大行程为500mm。分配梁与L形大梁间设有辊轴,以使它们之间能自由滑动。由于四连杆机构不能承担水平方向和垂直方向荷载,所以水平力P和竖向力N即为试件所受的剪力和轴力。图2b为试验测量装置。本次试验的量测内容为荷载-位移曲线和钢管应变变化,因此测量装置包括位移测量装置和应变测量装置。位移测量装置由3个位移传感器组成,用于测量水平位移,位移传感器的布置位置为柱子中部,柱端梁上部和底部。在梁上部和下部布置水平位移传感器可以检验柱端梁有无转动。水平位移传感器固定在延伸杆上,延伸杆通过螺栓固定在底部柱端梁上,这样可以保证位移传感器所测位移为柱顶和柱中相对于柱底的位移,而不包含整个试件的刚体位移。钢管的应变由应变片测得:对于钢管约束钢筋混凝土试件,分别在钢管的两端和中间四面分别布置了横向应变片,并在中间四面布置了纵向应变,即每个试件共布置了16片应变片。1.3分级加载法试件屈服法图3为试验中的水平荷载加载制度。水平荷载的施加采用荷载、位移双控制的方法:试件屈服前,采用荷载控制分级加载,直至试件屈服(试件屈服点是根据数值计算结果由屈服弯矩法预测),对应于每个荷载步循环一次;试件屈服后,采用位移控制,取屈服位移的倍数为级差进行控制加载,对应于每个荷载步循环两次。1.4平面压噬试验现象图4为圆形截面对比试件CRC-60-8和试件CTRC-60-8的破坏模式图。从图中可看出,钢筋混凝土对比试件在端部弯矩最大处保护层严重脱落,箍筋加密区外纵筋失稳,混凝土被严重压溃,从而导致试件的轴力迅速降低为零,并失去水平承载能力。而圆钢管约束混凝土试件的破坏现象不明显,柱端钢管断开处混凝土保护层有剥落现象,但无纵筋失稳现象发生,端部钢管内混凝土有轻微外鼓,但没有压溃,说明钢管在端部受到了良好的横向约束作用。试件CTRC-60-6和CTRC-30-8的破坏模式与试件CTRC-60-8基本相同,而试件CTRC-60-3的轴压比较小,无混凝土压溃现象,只是在端部弯矩最大处混凝土受拉开裂。所有试件的混凝土外鼓或开裂范围都在柱端D/2范围内,说明试件的塑性铰区都在柱端部D/2范围内。图5为方形截面试件SRC-60-8和STRC-60-8的破坏模式图。由图5a可见,钢筋混凝土柱两端弯矩最大处混凝土保护层严重剥落;端部纵筋屈曲,核心混凝土严重压溃。试验中,由于试件的轴压比很大(0.8),峰值荷载后纵筋屈曲,混凝土压溃,导致试件的轴力迅速降低为0,并丧失水平承载能力。图5b为试件STRC-60-8的破坏形态图。由钢管去除后的试验现象可看出,截面角部的混凝土受到较好的约束,没有发生压溃剥落,而两肢纵筋之间的混凝土产生了明显的压溃剥落,这说明方钢管对核心混凝土的约束并不充分。由图中可看出,柱端部的混凝土压溃剥落现象并不明显,而距离端部约D/2处混凝土压溃剥落现象严重,即试件的破坏截面产生在距端部约D/2位置处。峰值荷载后,由于没有纵筋失稳现象产生,试件的轴力保持稳定,无任何轴力降低现象。试件STRC-60-6和STRC-30-8的破坏模式与试件CTRC-60-8基本相同,而试件STRC-60-3的轴压比较小,无混凝土压溃现象,只是在端部弯矩最大处混凝土受拉开裂。由圆钢管约束钢筋混凝土与方钢管约束钢筋混凝土柱的破坏模式对比可见,圆钢管约束混凝土柱中,由于钢管对核心混凝土的约束非常均匀,因此混凝土破坏不严重,无明显压溃现象;而方钢管约束钢筋混凝土柱中,由于钢管对核心混凝土的约束不均匀,在钢管角部约束较强,而在钢管中部约束很弱,导致钢管中部内的混凝土压溃严重。1.5c60的结果分析图6为圆形截面试件柱端荷载(P)-位移(Δ)滞回曲线。由图中可看出,钢筋混凝土对比试件CRC-60-8的滞回曲线包围的面积很小,峰值荷载后,由于保护层剥落和纵筋失稳,试件丧失承载能力,因此试件的延性很差。相同轴压比的圆钢管约束钢筋混凝土试件CTRC-60-8的延性很好,几乎没有任何下降段,抗震性能远优于钢筋混凝土对比试件。而轴压比较小的试件CTRC-60-3的延性也很好,滞回曲线稳定;但滞回曲线捏缩现象严重。相对于混凝土强度等级为C60的试件,混凝土强度等级为C30的试件CTRC-30-8的滞回曲线稍显饱满。图7为各圆形截面试件的骨架曲线。图7a为钢管对骨架曲线的影响,图中可看出,由于圆钢管的有效约束,核心混凝土柱的承载力和延性得到非常显著的提高。图7b为轴压比对圆钢管约束钢筋混凝土压弯试件骨架曲线的影响,由图中可见,随轴压比的提高,试件的承载力明显提高,但轴压比对试件的延性无明显影响;轴压比为0.6的试件在水平位移达到45mm左右时L型加载大梁发生了较大的平面外位移,导致试件发生了较突然的破坏,但此时柱子的层间位移角已经达到1/27,变形能力非常优越。图7c为混凝土强度对骨架曲线的影响,由图中可知,随混凝土强度的提高,试件的承载力明显提高,试件的延性也有提高的趋势,但不明显。图8为圆钢管约束钢筋混凝土柱的荷载-钢管端部环向应变(两端部的平均应变)关系曲线。由图中可看出,随水平荷载的施加,钢管的环向应变逐渐增大,即钢管对核心混凝土的约束应力逐步增加(钢管在试验结束时都未屈服),从而使得核心混凝土的强度和延性不断增加;因此圆钢管约束钢筋混凝土柱的延性很好。对于混凝土强度相同的三个试件,随轴压比的增大,钢管的端部环向应变增大,即钢管对核心混凝土的约束应力增大,核心混凝土的强度和延性不断增加,从而抵消了高轴压比条件下的二阶效应,使得试件的延性很好。对于轴压比相同而混凝土强度不同的试件,随混凝土强度的提高,钢管的端部环向应变增大,即钢管对核心混凝土的约束应力增大,因此随混凝土强度的提高,试件的延性有逐渐增加的趋势。1.6钢管约束钢筋混凝土柱的延性及强度的影响图9为方形截面试件柱端荷载(P)-位移(Δ)滞回曲线。由图中可看出,钢筋混凝土对比试件SRC-60-8的滞回曲线包围的面积很小,峰值荷载后,由于保护层剥落和纵筋失稳,试件丧失承载能力,因此试件的延性很差。相同轴压比的方钢管约束钢筋混凝土试件STRC-60-8的延性较好,下降段缓慢,滞回曲线饱满,抗震性能明显优于钢筋混凝土对比试件。而轴压比较小的试件STRC-60-3的延性很好,滞回曲线稳定;但滞回曲线捏缩现象严重。图10为各方形截面试件的骨架曲线对比。图10a为钢管对骨架曲线的影响,由图中可见,由于方钢管的有效约束,核心混凝土柱的承载力和延性得到非常显著的提高。图10b为轴压比对方钢管约束钢筋混凝土压弯试件骨架曲线的影响,由图中可见,随轴压比的提高,试件的承载力明显提高,但延性下降。图10c为混凝土强度对骨架曲线的影响,由图中可知,随混凝土强度的提高,试件的承载力明显提高,但延性下降。图11为方钢管约束钢筋混凝土柱的荷载-钢管端部横向应变(两端部的平均应变)关系曲线。由图中可看出,随水平荷载的施加,钢管的横向应变逐渐增大,即钢管对核心混凝土的约束应力逐步增加(钢管在试验结束时刚刚屈服),从而使得核心混凝土的强度和延性不断增加,因此方钢管约束钢筋混凝土柱的延性较好。由图中可看出,对于混凝土强度相同的三个试件,随轴压比的增大,峰值荷载点处钢管的端部横向应变增大,即钢管对核心混凝土的约束应力增大,因此随轴压比的增大,峰值点处钢管对核心混凝土的约束效应增加。峰值荷载后,轴压比较大的三个试件混凝土被压溃外鼓,导致钢管的横向应变迅速增加,直至最后屈服;而轴压比为0.34的试件由于混凝土没有压溃外鼓,因此钢管的横向应变较小,没有发生屈服。1.7钢管对核心混凝土的约束应力由于各试件塑性铰的中心截面距离试件端部基本约为D/2,因此各试件的实测截面受弯承载力可由式(1)求得。Mu=Pu(L/2−D/2)+NΔu/2(1)式中,Mu为试件的截面极限受弯承载力;Pu和Δu分别为峰值荷载及峰值位移,L为试件的长度。在传统的钢筋混凝土截面受弯承载力的计算方法中,国内的《混凝土结构设计规范》(GB50010—2002)和美国的混凝土规范ACI318R-02分别规定,混凝土的边缘纤维极限压应变为0.0033和0.003,根据平截面假定和截面平衡条件可计算得到混凝土截面的受弯承载力。对于钢管约束钢筋混凝土压弯构件,由于核心混凝土受到钢管的有效约束,混凝土的峰值应变和极限压应变增大,即使是约束混凝土的峰值应变也远大于素混凝土的极限压应变0.003。由于我国混凝土规范和美国混凝土规范(ACI)中规定非约束混凝土边缘纤维极限压应变为0.0033和0.003,约为非约束混凝土峰值压应变(0.002左右)的1.5倍,因此本文在采用ACI的计算方法时假定钢筋混凝土截面的压区边缘纤维应变为约束混凝土峰值应变εcc的1.5倍,然后根据平截面假定和截面平衡条件可计算截面的极限受弯承载力。本文在计算端部弯矩时,假定钢管端部距梁翼缘D/2范围内,核心混凝土受钢管、加强环和箍筋的均匀约束。经计算,钢管、加强环和箍筋在端部D/2的范围折算成钢管的厚度为原钢管厚度的1.7倍。因此,钢管对核心混凝土的约束应力fr可由式(2)求得。fr=2×(1.7t)σh/(D−2t)(2)式中,σh为试件破坏时钢管的横向应力,对于圆形截面,σh=fy;对于方形截面,σh=95(D/t)0.2≤fy(MPa)。由文献对轴压构件的研究结果可知,方钢管对核心混凝土的约束效应不均匀,因此在计算方钢管对核心混凝土的约束效应时,应采用有效约束应力f′r,方钢管对核心混凝土的有效约束系数ke取为0.635,则有效约束应力的计算式为f′r=0.635fr(3)在求得圆钢管或方钢管对核心混凝土的约束应力后(分别为fr和f′r),可根据Mander模型计算核心约束混凝土的峰值应力,进而求得构件截面受弯承载力。表2为由本文试验结果计算得到的截面受弯承载力与由本文建议的方法计算得到的截面受弯承载力的对比。由表中可看出,本文建议的计算方法可偏于保守地计算构件的截面受弯承载力。本文建议在进行钢管约束钢筋混凝土构件设计时,对于构件的截面受弯承载力,可先根据公式(2)求得钢管的横向拉应力,进而求得钢管对核心混凝土的约束应力;由约束应力可求得核心约束混凝土的抗压强度和峰值应变,最后采用各规范的计算方法计算得到试件的截面受弯承载力。1.8轴压比和延性系数本文采用屈服弯矩法计算各构件的屈服点。试件的位移延性系数μΔ可由式(4)求得。μΔ=Δy/Δ0.85(4)式中,Δy和Δ0.85分别为屈服点位移和水平荷载下降至峰值荷载的85%时的位移(极限层间位移)。表3为由试验结果计算得到的各试件的屈服位移、屈服荷载(Py)和位移延性系数。由表中可看出,圆钢管约束钢筋混凝土的延性系数远大于钢筋混凝土对比试件,而轴压比对圆钢管约束钢筋混凝土延性的影响无规律性。方钢管约束钢筋混凝土的延性系数远大于钢筋混凝土对比试件;而轴压比较小(0.34)试件的延性系数明显大于轴压比较大(0.65和0.8)的两个试件。试件STRC-60-8的延性系数稍低于试件STRC-30-8。由表3可见,在轴压比小于0.6时,圆形和方形钢管约束钢筋混凝土柱的极限层间位移相差不大,但在轴压比为0.8的高轴压比条件下,圆钢管约束钢筋混凝土柱的极限层间位移则明显高于方钢管约束钢筋混凝土柱。1.9轴压比和刚度图12为轴压比为0.8的条件下方形与圆形试件的骨架曲线对比。由图中可看出,圆形与方形钢筋混凝土对比试件的骨架曲线的刚度和承载力基本相同,即对比试件的力学性能基本相同;而相同轴压比的圆钢管约束钢筋混凝土的承载力明显高于方钢管约束钢筋混凝土压弯构件,且圆钢管约束钢筋混凝土柱在峰值荷载后下降非常缓慢,其延性明显优于方钢管约束钢筋混凝土柱。由表1中的试验结果也可见,相同轴压比时,圆钢管约束钢筋混凝土的极限承载力都明显高于方钢管约束钢筋混凝土柱。2滞回曲线的测定采用纤维模型数值方法计算钢管约束钢筋混凝土压弯构件的滞回曲线。在计算构件的荷载-位移曲线之前,必须先进行截面的弯矩(M)-轴力(N)-曲率(ϕ)分析,然后由试件的挠曲线变形假定计算试件的荷载(P)-位移(Δ)关系。2.1心约束混凝土的截面模型由于钢管不承担纵向荷载,因此在钢管约束钢筋混凝土压弯构件的截面弯矩-曲率分析中只考虑核心混凝土和钢筋纵向应力的作用。核心约束混凝土的纵向应力-应变关系采用Mander模型,钢筋的滞回模型见文献。截面分析中采用平截面假定。在截面分析过程中,将截面划分为若干单元(包括混凝土单元和钢筋单元),假定各单元上应力均匀分布,其合力作用点为材料单元形心,采用形心处应变作为材料整个单元的应变;然后采用材料的应力-应变关系曲线求得各单元的应力,进而求得整个截面的轴力和弯矩;具体方法见文献。2.2钢管约束钢筋混凝土压弯构件数值模型分析在构件的P-Δ分析方法中采用的几个基本假定为:(1)假定构件从柱中反弯点处到柱端的变形挠曲线为正弦半波曲线;(2)忽略构件的轴向压缩变形和横向剪切变形的影响。试验结果表明,对于钢管约束钢筋混凝土压弯构件,随水平荷载的施加,钢管对核心混凝土的约束不断增加。图13为试验测得的钢管应变(εsh/εsh0)-柱端转角(Δ/L)曲线;其中,εsh0为轴力施加完毕而水平荷载未施加时的钢管环向应变,εsh为水平荷载施加时钢管的当前环向应变,L为柱子长度。由图中可看出,随水平位移的增大,钢管的环向应变不断增加,对核心混凝土的约束逐渐增大。本文根据试验结果回归得到了柱端转角-钢管环向应变公式。εsh/εsh0=1+Δ/(0.009L)(圆形截面)(5)εsh/εsh0=1+Δ/(0.005L)(方形截面)(6)在钢管约束钢筋混凝土压弯构件的滞回曲线计算过程中,随水平位移的增加,钢管对核心混凝土的约束不断增大,因此计算中需不断变化核心混凝土的骨架曲线。本文在进行计算中假定,一旦钢管的环向应力增大到当前的值,则位移减小时钢管的环向应力保持不变,即假定钢管的环向应力一旦增大至某个值后,则不再减小,这是因为如果混凝土处于弹塑性卸载阶段,当混凝土的应力状态由骨架曲线卸载至0时,混凝土的纵向和环向应变降低很小。在水平荷载施加前的轴力计算中,假定核心混凝土不受横向的约束应力,采用素混凝土的本构关系进行平衡,计算轴力施加结束时的截面纵向应变。对于轴力加载完毕而水平荷载未施加时的钢管环向应变值,在数值计算中采用以下的计算方法:在轴力平衡后,记录截面的压应变值,由混凝土的压应变乘以混凝土的泊松比νc,就得到钢管在轴力加载完毕时的环向应变值。根据本文的试验结果,采用文献中的混凝土泊松比νc表达式{νc=0.2ε/εco≤0.61νc=0.54(εεco)20.61<ε/εco≤3(7)则钢管约束钢筋混凝土压弯构件荷载-位移滞回曲线的计算步骤如下:(1)对构件跨中截面施加外轴力N0,假定跨中截面形心处应变为ε0;由素混凝土及钢筋的本构关系,求出各单元应力σi,将各单元应力集装为内轴力N,验证内外轴力是否满足平衡条件,若不满足则调整ε0,直至满足内外力平衡条件为止,记录轴力作用下跨中截面各单元形心应变;(2)由轴力平衡后的截面应变和混凝土泊松比公式,计算并记录钢管的初始环向应变εsh0;(3)施加水平位移Δ,根据挠曲线公式求得试件跨中曲率ϕ及钢管的环向应变;同时,由钢管的环向应变求得钢管的环向应力及钢管对混凝土的有效约束应力,并进而计算约束混凝土的本构关系;(4)由已求得曲率,根据已建立的截面M-N-ϕ关系求得跨中截面弯矩M;(5)由Δ、M和L,由式(1)求得构件跨中水平力P;进入下一循环,Δ=Δ+δ,回到步骤(3),直至满足计算要求为止。由图6和图9中纤维模型理论计算结果与试验结果的对比可看出,本文的计算结果与试验结果吻合较好。利用本文的纤维模型计算方法可进行详细的参数分析,并在参数分析的基础上给出钢管约束钢筋混凝