黃 志，郭漢文，張柏丑，李 軍，廖繼勝，彭 龍

（1.湖南科技大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南湘潭 411201；2.湖南省智慧建造裝配式被動(dòng)房工程技術(shù)研究中心，湖南湘潭 411201）

引言

近年來，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)因其優(yōu)越的抗震性能，得到越來越廣泛的應(yīng)用。其中，鋼管混凝土格構(gòu)式柱因其施工方便、承載能力強(qiáng)、延性好、抗沖擊性能好和安全可靠等特點(diǎn)在建筑抗震和抗風(fēng)領(lǐng)域中得到了廣泛應(yīng)用［1-5］。鋼管混凝土格構(gòu)式柱靜力性能方面，研究人員進(jìn)行了大量的分析研究，陳伯望等［6］通過2根四肢圓鋼管混凝土格構(gòu)柱的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，提出了鋼管混凝土格構(gòu)柱退化三折線恢復(fù)力模型，確定了構(gòu)件軸壓比、長(zhǎng)細(xì)比和材料比例系數(shù)等參數(shù)與模型間的關(guān)系；袁輝輝等［7］對(duì)2組鋼管混凝土格構(gòu)式柱1：8縮尺模型進(jìn)行了擬動(dòng)力試驗(yàn)，結(jié)果表明平綴管鋼管混凝土格構(gòu)柱具有良好的抗震性能，且在多次強(qiáng)震后仍能保持一定承載能力；歐智菁等［8］利用OpenSees建立變截面平綴管式鋼管混凝土格構(gòu)柱有限元模型，發(fā)現(xiàn)隨試件高度增大和柱肢坡度減小，混凝土柱極限荷載逐漸降低；龔萬(wàn)莉［9］對(duì)鋼管混凝土格構(gòu)柱-鋼梁平面框架反復(fù)荷載作用下的滯回性能分析，表明隨著軸壓比的增大，結(jié)構(gòu)的極限承載力降低，延性變差，耗能能力下降，而含鋼率和梁柱線剛度比的影響規(guī)律則與之相反；秦明光［10］通過對(duì)鋼管混凝土格構(gòu)柱換算長(zhǎng)細(xì)比和低周反復(fù)水平荷載下的力學(xué)性能進(jìn)行分析，得到反向斜綴條布置形式的鋼管混凝土格構(gòu)柱承載力較高，施工方便，在工程實(shí)踐中可優(yōu)先采用；曹艷等［11］通過對(duì)2個(gè)自密實(shí)方鋼管和1個(gè)自密實(shí)圓鋼管混凝土格構(gòu)柱模型在恒定豎向荷載作用下的水平低周反復(fù)試驗(yàn)，得出綴管與肢柱的焊接連接處是構(gòu)件的薄弱位置、圓鋼管混凝土格構(gòu)柱具有更高的抗震能力的結(jié)論。而在鋼管混凝土格構(gòu)式柱抗震性能方面，袁輝輝等［12］通過7個(gè)試件的擬靜力試驗(yàn)，驗(yàn)證了鋼管混凝土格構(gòu)柱試件具有良好的抗震性能，破壞形態(tài)以整體壓彎破壞為主；蔣麗忠等［13］通過單肢斜撐、交叉斜撐和橫隔板3種連接形式節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)循環(huán)加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)格構(gòu)柱-組合梁破壞類型表現(xiàn)為“強(qiáng)柱弱梁”，節(jié)點(diǎn)滯回曲線比較飽滿，具有良好的抗震性能；歐智菁等［14］利用OpenSees程序，進(jìn)行了四肢變截面平綴管式鋼管混凝土格構(gòu)柱抗震性能的參數(shù)分析，得到了四肢變截面平綴管式的骨架曲線與恢復(fù)力模型的計(jì)算公式，為變截面平綴管式鋼管混凝土格構(gòu)柱彈塑性動(dòng)力響應(yīng)的分析奠定了理論基礎(chǔ)；鄒艷花等［15］通過2根格構(gòu)式鋼管混凝土柱的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)與ANSYS有限元軟件，發(fā)現(xiàn)材料的比例系數(shù)ζ越大，延性越好，一般軸壓比n越大，水平承載力越大。鄧萱奕［16］對(duì)偏心率、長(zhǎng)細(xì)比等因素對(duì)破壞形式的影響做了對(duì)比試驗(yàn)，得出隨長(zhǎng)細(xì)比增加，破壞形式由局部鼓曲轉(zhuǎn)為明顯的整體壓彎破壞，且破壞多發(fā)生在焊接處，并提出提高焊縫質(zhì)量的解決方案。

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土組合構(gòu)件的抗震性能試驗(yàn)研究已經(jīng)有所開展［17-19］，但遠(yuǎn)沒有跟上工程應(yīng)用的步伐。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土格構(gòu)柱的試驗(yàn)研究主要集中于單一綴條/綴管形式試驗(yàn)研究與分析。但鋼管混凝土格構(gòu)式柱在低周反復(fù)水平作用下的破壞形式和影響因素較復(fù)雜，特別是不同綴管形式和數(shù)量對(duì)柱肢的約束等相關(guān)因素的影響，而當(dāng)前國(guó)內(nèi)外研究成果對(duì)鋼管混凝土四肢格構(gòu)式柱不同綴管排列和綴管數(shù)量在往復(fù)荷載作用下的塑性耗能研究很少，仍有待進(jìn)一步的分析。

1 試驗(yàn)概況

該格構(gòu)柱柱肢選用Q235焊接鋼管，綴管選用Q235無縫空鋼管。試件主要構(gòu)造參數(shù)見表1和表2，底座和柱帽均采用C40混凝土澆筑，配置足夠的鋼筋。縱向受力鋼筋采用直徑為16 mm的HRB335級(jí)鋼筋，箍筋采用直徑8 mm的HPB300級(jí)鋼筋。該試驗(yàn)采用正交化設(shè)計(jì)方法，設(shè)試件4個(gè)，截面尺寸均為386 mm×386 mm，各柱構(gòu)件柱肢截面尺寸、節(jié)間距和柱肢間距均相同，內(nèi)部填充混凝土。格構(gòu)柱固定在混凝土底座上，尺寸為600 mm×1 000 mm×250 mm，配置足夠鋼筋，保證其約束作用。頂端為鋼筋混凝土柱帽，尺寸為500 mm×500 mm×500 mm。格構(gòu)柱底部伸入底座180 mm，頂部伸入柱帽100 mm，則柱實(shí)際長(zhǎng)度應(yīng)增加280 mm。

表1 試件實(shí)測(cè)參數(shù)列表Table 1 Details of specimen parameters

表2 試件參數(shù)列表Table 2 Parameters of specimens

1.1 試驗(yàn)裝置及加載制度

格構(gòu)柱下端固定，上端自由，柱腳與鋼筋混凝土底板澆筑成整體，底板通過高強(qiáng)度螺栓固定在地槽，柱頂放置噸位100 t的千斤頂，千斤頂下部設(shè)置加載板，豎向鋼拉桿鉸接并固定于地槽。水平拉力由1 000 kN水平作動(dòng)器提供，作動(dòng)器與柱通過螺栓連接，加載裝置如圖1所示。

本試驗(yàn)采用擬靜力加載方式，對(duì)鋼管混凝土格構(gòu)式柱試件的柱頂施加恒定的軸力，同時(shí)在柱頂端側(cè)面施加水平荷載或位移。分3個(gè)步驟進(jìn)行加載：

（1）施加柱頂軸向壓力。試驗(yàn)采用100 t液壓千斤頂施加軸力。首先取0.4 N～0.6 N（N為試驗(yàn)時(shí)加載在格構(gòu)柱上的軸力值）進(jìn)行預(yù)加載，使構(gòu)件各部進(jìn)入正常工作狀態(tài)，并檢驗(yàn)裝置和儀表是否工作可靠。校準(zhǔn)完畢后，加載至鋼管混凝土格構(gòu)柱的軸向壓力設(shè)計(jì)值，并保持軸力恒定，持荷2～3 min。

（2）施加柱頂水平往復(fù)位移。首先預(yù)加反復(fù)荷載1次，保證設(shè)備工作正常。然后運(yùn)用變幅等幅加載制度進(jìn)行水平位移加載，采用位移控制加載。試件屈服前，按計(jì)算屈服位移的50%為其初始位移分兩次加載至屈服，即0.5Δy、1.0Δy。每級(jí)荷載均循環(huán)3次。屈服后每級(jí)增量為計(jì)算的屈服位移值的倍數(shù)施加，即1Δy、2Δy、3Δy、4Δy、…。

（3）停止加載。當(dāng)出現(xiàn)以下幾種情況時(shí)，可以認(rèn)為試件破壞，停止加載。

1）某級(jí)加載的第1循環(huán)位移對(duì)應(yīng)的荷載低于最大荷載值的85%；

2）加載位超過試件高度的1/200；

3）鋼管混凝土格構(gòu)柱柱腳出現(xiàn)明顯的鼓曲變形，并且伴有撕裂，具有明顯的破壞特征。

1.2 數(shù)據(jù)采集與測(cè)點(diǎn)布置

柱頂安裝1 000 kN測(cè)力傳感器擬施加水平往復(fù)荷載，并布置千斤頂提供豎向荷載，并通過作動(dòng)器獲取荷載值。各試件柱頂、柱肢中截面、柱腳及與水平力一致的方向及對(duì)稱位置布置位移計(jì)，擬獲取各試件不同位置的水平撓度。同時(shí)，在各試件柱肢部分在柱腳、1/4截面和中截面處點(diǎn)A、B、C、D處布置雙向應(yīng)變片，綴管柱中截面上布置縱向應(yīng)變片，如圖2所示。每次循環(huán)中，每級(jí)荷載加載后持續(xù)2～3 min，儀表穩(wěn)定后記錄各測(cè)點(diǎn)讀數(shù)，觀察試件外觀變化，并記錄試驗(yàn)現(xiàn)象。

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件破壞形態(tài)主要呈現(xiàn)為壓剪破壞和壓彎破壞2種。剪跨比較小的試件S1和S2，表現(xiàn)為壓彎剪破壞，壓剪共同作用的破壞。剪跨比較大的試件S3，因受到較大的剪切作用，破壞后柱腳截面出現(xiàn)水平裂縫。長(zhǎng)柱試件S4，表現(xiàn)為壓彎破壞。

圖1 試驗(yàn)加載圖Fig.1 Test loading and structure diagram

圖2 測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Layout of observation point

圖3 試件破壞過程和破壞后圖片F(xiàn)ig.3 Failure of the specimens

試件S1和S2柱破壞過程相似。加載開始時(shí)試件的受力和變形表現(xiàn)穩(wěn)定，位移與荷載變化大致呈正比。加載至32 mm時(shí)，受壓側(cè)柱腳開始出現(xiàn)輕微鼓曲，另一側(cè)2根柱肢未出現(xiàn)局部變形。反向加載時(shí)，原先出現(xiàn)鼓曲變形的一側(cè)的柱腳變形基本恢復(fù)，而受壓側(cè)鼓曲變形不明顯。加載至48 mm時(shí)，柱腳鼓曲變形無法恢復(fù)且開始向環(huán)向發(fā)展。加載至60 mm時(shí)，鼓曲變形較為明顯，且受壓側(cè)出現(xiàn)水平裂縫，少數(shù)混凝土碎末脫落。加載至72 mm時(shí)，水平承載力下降嚴(yán)重，兩側(cè)柱腳肢管出現(xiàn)撕裂，試件破壞。

試件S3柱肢管柱腳局部屈曲出現(xiàn)在最大位移48 mm處。此時(shí)，柱肢局部屈曲可恢復(fù)。加載至72 mm時(shí)，局部屈曲不可完全恢復(fù)，開始出現(xiàn)明顯鼓曲。加載至84 mm時(shí)，水平承載力開始下降，柱肢因較大鼓曲變形出現(xiàn)水平撕裂現(xiàn)象。

試件S4柱在加載過程中整體變形較為明顯。加載至90 mm時(shí)，柱腳開始出現(xiàn)微小局部屈曲，局部變形可在反向加載時(shí)完全恢復(fù)。加載120 mm時(shí)，局部變形不可完全恢復(fù)。加載至150 mm時(shí)，出現(xiàn)明顯面內(nèi)彎曲，柱腳鼓曲較為明顯，但未出現(xiàn)水平裂縫。此時(shí)，因作動(dòng)器正向加載位移達(dá)到限制，試驗(yàn)停止。試件破壞過程和破壞后形態(tài)見圖3。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 荷載-位移滯回曲線

圖4 荷載-位移滯回曲線圖Fig.4 Loading-displacement hysteretic curve

利用ABAQUS建立了各試件有限元模型，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，其加載點(diǎn)荷載-位移滯回曲線見圖4。對(duì)于S1和S2柱，滯回曲線為弓形，形狀較為飽滿，但存在輕微“捏縮”效應(yīng)，表明滯回曲線受到滑移和剪切變形影響，整個(gè)構(gòu)件的塑性變形能力比較強(qiáng)，格構(gòu)柱低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究性能較好，能較好地耗散地震能量。

對(duì)于試件S3柱，滯回曲線呈反S型，不夠飽滿。原因是長(zhǎng)柱混凝土澆筑質(zhì)量相對(duì)較難保證，鋼管與混凝土之間存在較大滑移，特別是加載后期，混凝土壓碎，滑移作用更加明顯，所以在加載后期捏縮效應(yīng)更加明顯。對(duì)于剪跨比不大的構(gòu)件，格構(gòu)柱在水平荷載作用下的剪切變形影響不可忽略。兩者在試件S5柱上共同作用，因此試件S5柱滯回曲線不飽滿，試件耗能能力被削弱。

對(duì)于試件S4柱，滯回曲線表現(xiàn)最為飽滿，接近梭形。因其剪跨比較大，在水平荷載作用下表現(xiàn)出明顯的彎曲性能。相比之下，可以忽略剪切變形的影響。加載后期少量捏縮效應(yīng)由滑移所致，可見長(zhǎng)細(xì)比對(duì)于格構(gòu)柱的抗震性能有較大的影響。

2.2 荷載-位移骨架曲線

4個(gè)試件在低周反復(fù)荷載作用下的荷載-位移骨架曲線均可分為3個(gè)階段，如圖5所示，分別為近似彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。鋼管混凝土格構(gòu)柱的長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件的水平承載力、彈性階段的剛度和極限位移均有較大影響。

圖5 荷載-位移骨架曲線圖Fig.5 Loading-displacement skeleton curve

總體來說，長(zhǎng)細(xì)比越大，彈性階段的剛度較小，水平承載力越低。極限位移越大，延性較好。軸壓比對(duì)構(gòu)件抗震性能的影響集中表現(xiàn)在破壞階段，軸壓比提高，破壞段斜率略微增大。

3 有限元參數(shù)分析

為了探究鋼管混凝土格構(gòu)式柱不同綴管形式的塑性耗能能力，以試驗(yàn)中的鋼管混凝土格構(gòu)柱為原型，利用經(jīng)上述對(duì)比驗(yàn)證后的有限元模型，分別將模型S1中的綴管形式去除橫綴管、去除斜綴管、改變綴管排列方式等5種不同形式，分析其塑性耗能性能。5種不同形式的綴管參數(shù)如表3所示。

表3 模型參數(shù)表Table 3 Key parameters of specimen

不同綴管形式的鋼管混凝土格構(gòu)式柱荷載-位移滯回曲線與原型結(jié)構(gòu)的對(duì)比如圖6所示，由圖可知，MD2與原模型的荷載-位移滯回曲線基本重合，說明單側(cè)斜綴管K字形布置與平行布置對(duì)格構(gòu)柱耗能能力影響不大。MD3荷載-位移滯回曲線不夠飽滿，但骨架曲線與原模型相差較小，可知橫綴管對(duì)格構(gòu)柱塑性耗能能力的貢獻(xiàn)較小。MD4與原模型相比，荷載-位移滯回曲線更扁平，滯回環(huán)明顯偏小，說明有斜綴管形式能較大的提高格構(gòu)式柱耗能性能。MD5的滯回曲線最大值稍低于原模型，但曲線更加飽滿，與原模型耗能能力基本持平，說明斜綴管是否交叉對(duì)耗能能力影響較小。同時(shí)，選取耗能性能較好的3種綴管形式構(gòu)件MD1、MD2和MD5進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果表明：MD1的塑性耗能能力最佳，斜綴管布置形式與前后是否對(duì)稱會(huì)相互影響，抗震性能最好的綴管形式為MD1。

圖6 不同綴管形式荷載-位移滯回曲線對(duì)比圖Fig.6 Comparison of hysteretic curve with different tube shape

圖7 不同綴管形式荷載-位移滯回曲線與骨架曲線圖Fig.7 Comparison of hysteretic curve and skeleton curve with different tube shape

不同綴管形式的鋼管混凝土格構(gòu)式柱荷載-位移滯回曲線和骨架曲線對(duì)比如圖7所示。由圖可知，耗能能力最好的綴管形式為MD1。對(duì)比圖中曲線可知，綴管數(shù)量和結(jié)構(gòu)受力的對(duì)稱性是影響塑性耗能能力的主要因素，綴管數(shù)量越多，參與耗能的綴管越多，耗能能力越好；結(jié)構(gòu)受力越對(duì)稱，滯回曲線越飽滿，塑性耗能能力越強(qiáng)。通過對(duì)比模型MD3與其他形式綴管的滯回曲線可知，斜綴管比橫綴管對(duì)格構(gòu)柱的塑性耗能能力的提高更明顯，橫綴管對(duì)格構(gòu)柱的塑性耗能能力影響較小。由荷載-位移骨架曲線圖可知，在水平低周反復(fù)荷載作用下，6個(gè)模型的骨架曲線均可分為近似彈性階段、彈塑性階段和破壞階段，綴管數(shù)量和綴管布置形式對(duì)格構(gòu)式鋼管混凝土柱的影響都比較大。

4 結(jié)論

進(jìn)行了4根鋼管混凝土格構(gòu)式柱的水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析了四肢鋼管混凝土格式柱可能的破壞形式。通過ABAQUS有限元軟件分析了不同形式綴管的鋼管混凝土格構(gòu)式柱，獲得了不同綴管形式柱的荷載-位移滯回曲線和骨架曲線，通過對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)MD1綴管形式的格構(gòu)式鋼管混凝土柱塑性耗能能力優(yōu)于其他模型。并在研究過程中得到以下結(jié)論：

（1）鋼管混凝土格構(gòu)式柱的綴管結(jié)構(gòu)受力是否對(duì)稱對(duì)滯回曲線的飽滿程度和骨架曲線的最大峰值有一定影響。結(jié)構(gòu)受力越對(duì)稱，荷載-位移滯回曲線越飽滿，結(jié)構(gòu)的塑性耗能能力越好。

（2）在鋼管混凝土格構(gòu)式柱中，設(shè)置斜綴管可使所得的荷載-位移滯回曲線更加飽滿，對(duì)柱的耗能能力提升有明顯作用，相比之下，橫綴管對(duì)柱的塑性耗能能力影響較小，若要提高格構(gòu)柱抗震性能，須合理設(shè)置斜綴管，橫、斜綴管同時(shí)設(shè)置所得的滯回曲線更加飽滿，耗能能力更好。

（3）對(duì)于鋼管混凝土格構(gòu)式柱而言，其綴管形式采用斜綴管比橫綴管的塑性耗能能力提高更明顯，橫綴管形式對(duì)格構(gòu)柱的塑性耗能能力影響較小。