方钢管再生混凝土柱的抗震性能试验及设计参数影响分析

(合肥工业大学土木与水利工程学院，安徽合肥230009 安徽交通职业技术学院土木工程系，安徽合肥230051) (长江大学审计处，湖北 荆州 434023)

方钢管再生混凝土柱的抗震性能试验及设计参数影响分析

韩彰龚玉云

(合肥工业大学土木与水利工程学院，安徽合肥230009 安徽交通职业技术学院土木工程系，安徽合肥230051) (长江大学审计处，湖北荆州434023)

为了定量分析不同因素对方钢管再生混凝土柱在低周反复荷载下抗震性能指标的影响，选择再生骨料取代率、含钢率和轴压比为设计变化参数，开展了4根框架柱的拟静力试验。详细观测了框架柱破坏过程中及破坏后的形态，分析了实测滞回曲线，探究了设计变化参数对框架柱承载力、刚度、位移延性系数及耗能能力等抗震性能指标的影响规律。研究表明，方钢管再生混凝土柱的破坏形态同普通钢管混凝土柱相类似，都是柱底部钢管鼓曲、漆皮脱落及核心混凝土被压碎；随着再生骨料取代率的增大，柱的不同阶段的承载力、刚度、延性性能及耗能能力均有所降低；含钢率的增大对试件的位移延性系数、承载力、刚度、耗能能力起到有益作用；随着轴压比的提高，试件的延性性能及耗能能力有所降低，但其极限承载力、刚度却有所增加。

方钢管再生混凝土柱；再生骨料取代率；含钢率；轴压比；抗震性能

自改革开放以来，我国经济发展速度日益加快。房地产业出现空前繁荣，城市化进程也逐步加大，造就了我国每年需要拆除大量现有建筑，造成了大量建筑垃圾需要被处理。通常的处理方法是直接填埋法，但直接填埋法具有很多的缺点，不仅占用大量土地，而且破坏当地生态环境，继而影响当地居民的舒适度。因此，如何合理有效地处理日益增多的建筑垃圾，使得垃圾变废为宝，已成为一道摆在众多科学工作者面前的难题[1～4]。

再生混凝土技术的快速发展和运用为这一难题提供了一条有益的解决思路，该技术将废弃混凝土破碎制作成再生骨料，重新配置成混凝土。为了使这一新技术得到更加广泛的使用，相关学者提出了钢管再生混凝土的概念并进行了相关研究[5～8]，黄一杰等[9]、张向冈等[10]、孟二从等[11]对钢管再生混凝土柱滞回性能进行了较为深入细致的研究。

由于不同学者的再生混凝土来源各不相同，且各自研究的因素均不相同，故其研究成果仅仅具有初探性。因此，十分有必要进一步研究不同影响因素对抗震性能指标的影响程度。为此，笔者基于已进行的4根方钢管再生混凝土柱的抗震性能试验[12]，定量分析了再生骨料替代率、含钢率、轴压比对试件各项抗震性能指标的影响程度，以期为钢管再生混凝土的设计和推广提供理论支撑。

1 试验概况

1.1试件设计

选取再生骨料取代率、轴压比、含钢率(钢管壁厚)为设计变化参数，制作了4根方钢管柱缩尺模型，编号分别为Z-0、Z-1、Z-2、Z-3。柱脚选择外露式柱脚，柱脚上四周用8个加劲肋焊接固定，以增加其稳定性。其中，试件Z-0为钢管普通混凝土柱，管内填充C40等级混凝土，轴压比为0.4，钢管壁厚4mm；试件Z-1为再生骨料取代率为50%的再生钢管混凝土柱，管内填充C40等级混凝土，轴压比为0.4，钢管壁厚4mm；试件Z-2、Z-3再生骨料取代率及核心混凝土等级与试件Z-1相同，而试件Z-2钢管壁厚为6mm，试件Z-3轴压比为0.6。

1.2加载装置及加载制度

加载装置如图1所示，首先通过1000kN油压千斤顶施加竖向轴力，水平荷载采用电液伺服作动器施加，采取荷载-位移双控制的模式。试件屈服之前，采用荷载控制，屈服后采取位移控制。屈服前，循环加载1次，屈服后，循环加载3次。加载至试件极限荷载下降幅度在15%以上，方停止加载。加载制度如图2所示。

图1 加载装置 图2 加载制度

2 破坏特征分析

图3 破坏形态

1)加载过程中，鼓曲部位刚开始出现后还能恢复，之后鼓曲不能恢复，最后鼓曲程度不断加大，直至破坏。

2)方钢管再生混凝土柱破坏形态如图3所示，其破坏形态和普通钢管混凝土柱相类似，钢管底部加劲肋上方40mm处出现鼓曲，鼓曲部位存在明显的鼓曲波，而钢管内核心混凝土被压碎，漆皮脱落较多。

3)未加载前，钢管和核心混凝土黏结性能较好，敲击时声音沉闷，无空鼓声。试件破坏后，发现鼓曲部位的钢管和核心混凝土出现空鼓声，表明其黏结性能变差，存在脱黏现象，且四周脱黏程度不同。在加载方向垂直的平面内柱底部脱黏程度大，此时鼓曲程度也大，其余两面鼓曲程度小，脱黏程度也小。

3 滞回曲线分析

试验测得的滞回曲线如图4所示。由图4可知，各试件滞回曲线均十分饱满，从弓形逐渐发展到梭形，越到加载后期，滞回环越来越饱满，表明其耗能能力越到加载后期变得越好。再生骨料取代率对试件滞回曲线形状、极限承载力影响不大。钢管壁厚越大，其极限承载力随之增大，耗能能力及弹塑性变形能力也变好。轴压比对试件极限承载力的提高有益，但极限荷载下骨架曲线下降较为显著。

图4 滞回曲线

4 设计变化参数影响分析

定量分析不同的设计变化参数对试件承载力、刚度、位移延性系数和耗能能力的影响程度。因破坏荷载均取的是极限荷载下降幅度为15%对应的荷载，故仅分析屈服荷载和极限荷载的变化情况。

4.1再生骨料取代率

1)再生骨料取代率对位移延性系数的影响 再生骨料取代率对位移延性系数的影响如图5所示。由图5可知，试件Z-0是普通钢管混凝土柱，再生骨料取代率为0%，而试件Z-1的再生骨料取代率为50%，两者的位移延性系数分别为3.62、3.25。随着再生骨料取代率从0%上升至50%，试件的位移延性系数却降低了10.22%。可能是由于再生骨料在破碎加工过程中存在微小损伤，导致其变形能力降低。2根试件的位移延性系数均高于3.0，满足抗震性能指标对于位移延性系数的要求，再生骨料取代率为50%时制作出的再生混凝土可以使用在钢管混凝土结构中。

2)再生骨料取代率对承载力的影响 再生骨料取代率对承载力的影响如图6所示。由图6可知，试件Z-0、Z-1在屈服时承载力为57.68、61.66kN，在极限点时承载力为98.91、93.60kN。随着再生骨料取代率的增大，试件在屈服点、极值点承载力分别提高了6.90%、-5.37%。总体看来，变化幅度较小，即再生骨料取代率为50%时，方钢管再生混凝土柱特征点承载力较为稳定。原因有以下2方面：一方面是再生骨料在制作过程中会经过破碎，势必会对骨料造成损伤，而用损伤的骨料配置出的再生混凝土，其材料强度必然比普通混凝土要低；另一方面是再生骨料表面附着有水泥基，其吸水量大于天然骨料，被吸收的水分会引起实际水胶比的降低，继而造成再生混凝土强度会增强，再生骨料取代率为50%，再生骨料和天然骨料各一半，两者因素的互相共同作用，出现了以上现象。基于工程中对承载力的需求，再生骨料取代率为50%的试件极限承载力较普通钢管混凝土柱极限承载力仅下降了5.37%，略大于5%，基本能满足工程精度的需求。所以说，50%取代率下的再生混凝土可用于承重结构中的方钢管混凝土柱。

图5 再生骨料取代率对位移延性系数的影响 图6 再生骨料取代率对承载力的影响

图7 再生骨料取代率对刚度的影响

3)再生骨料取代率对刚度的影响 再生骨料取代率对刚度的影响如图7所示。由图7可知，较试件Z-0相比，随着骨料取代率的提高，试件Z-1在弹性阶段、屈服点、极值点、破坏点的刚度变化幅度分别为-6.19%、-0.92%、-16.67%、-2.29%。试件在极值点时刚度变化幅度较大，这主要是因为该阶段的刚度本身就比较小，接近3.0kN/mm，结果易于受到加载系统的影响。除了极值点处的刚度变化幅度较大，其余阶段的刚度变化幅度均不大。随着再生骨料取代率的增加，试件在不同阶段的刚度均有所降低，但降低幅度有限。

4)再生骨料取代率对耗能能力的影响 评价结构的耗能能力，一般会选择等效黏滞阻尼系数he，滞回曲线越饱满，滞回环包围的面积越大，表示结构的耗能能力越好。有时也会选择滞回环每级循环包围的面积之和来表示耗能能力，称为总耗能Ep。因为每个试件加载过程中经历的历程互不相同，故选择这2种方法来评价各试件的耗能能力。再生骨料取代率对等效黏滞阻尼系数的影响如图8所示，再生骨料取代率对总耗能的影响如图9所示。

图8 再生骨料取代率对等效黏滞阻尼系数的影响 图9 再生骨料取代率对总耗能的影响

由图8、图9可知，随着再生骨料取代率的增加，试件的等效黏滞阻尼系数与总耗能在不同阶段均呈现下降的趋势。与试件Z-0相比，试件Z-1的等效黏滞阻尼系数在屈服点、极值点、破坏点分别下降了10.16%、7.48%、2.86%，总耗能在屈服点、极值点、破坏点分别下降了12.38%、5.67%、8.84%。到破坏阶段时，试件的耗能能力变化幅度很小，其中，试件Z-0、Z-1的等效黏滞阻尼系数为0.35、0.34，均大于钢筋混凝土柱和型钢混凝土柱破坏时所达到的等效黏滞阻尼系数。

4.2含钢率

1)含钢率对位移延性系数的影响 含钢率对位移延性系数的影响如图10所示。由图10可知，试件Z-1、Z-2的位移延性系数分别为3.25、3.81，对比钢管壁厚4mm的试件Z-1，钢管壁厚6mm的试件Z-2位移延性系数较之提高了17.23%。随着钢管壁厚增加，对位移延性系数的影响也会变大。这主要是由于钢管壁厚越大，核心混凝土受更厚的钢管约束后抗压强度提高越多，故整体组合结构的弹塑性变形能力更好，造成其位移延性系数提高较大。

2)含钢率对承载力的影响 含钢率对试件不同阶段承载力的影响如图11所示。由图11可知，对比试件Z-1，试件Z-2在屈服点、极值点的承载力分别提高了36.63%%、33.93%。可见，钢管壁厚的增加对试件不同阶段承载力的提高具有显著的效果，且钢管厚度对屈服点的承载力提高程度更大。这主要是因为，钢管壁厚越大，初始刚度越大，故其屈服时承载力提高程度较大，但对极限点的承载力提高程度出现了降低。这是由于钢管壁厚对核心混凝土的约束作用在钢管鼓曲时出现了降低，也就是说，6mm的钢管壁厚对核心混凝土的约束作用在极值阶段时要小于屈服阶段钢管未鼓曲时的约束作用，但其约束效果仍高于4mm壁厚钢管对核心混凝土的约束作用。

图10 含钢率对位移延性系数的影响 图11 含钢率对承载力的影响

图12 含钢率对刚度的影响

3)含钢率对刚度的影响 含钢率对试件不同阶段刚度的影响如图12所示。由图12可知，对比试件Z-1，试件Z-2在弹性阶段、屈服点、极值点的刚度分别提高了43.39%、54.70%、34.11%、16.24%。钢管壁厚增加的优势在弹性阶段得到了最为显著的呈现，随着加载的继续，壁厚的优势对试件的刚度的提高程度逐步下降，直至破坏时提高程度仅16.24%。这主要得益于钢管壁厚增大对核心混凝土的约束作用越强，弹性阶段时钢管不出现鼓曲，约束作用较强。随着加载的持续，结合试件加载过程中出现的现象可知，钢管鼓曲后的凸出程度变大，继而钢管对混凝土的约束效果出现下降，此时钢管壁厚的优势不明显，故其刚度也逐步出现降低。

4)含钢率对耗能能力的影响 含钢率对等效黏滞阻尼系数的影响如图13所示，含钢率对总耗能的影响如图14所示。由图13、图14可知，随着含钢率的增加，试件的等效黏滞阻尼系数与总耗能在不同阶段均呈现上升的趋势。与试件Z-1相比，试件Z-2的等效黏滞阻尼系数在屈服点、极值点、破坏点分别上升了14.78%、16.67%、23.53%，总耗能在屈服点、极值点、破坏点分别上升了20.19%、24.06%、26.85%，且越到加载后期，其耗能能力提高程度越大。说明钢管壁厚越大，即含钢率越高，对试件的耗能能力的提高越显著。越到加载后期，壁厚越厚的试件弹塑性变形能力越好，加载形成的滞回环越饱满，故其耗能能力提高程度越大。

图13 含钢率对等效黏滞阻尼系数的影响 图14 含钢率对总耗能的影响

4.3轴压比

1)轴压比对位移延性系数的影响 轴压比对试件位移延性系数的影响如图15所示。由图15可知，试件Z-1、Z-3的位移延性系数分别为3.25、3.02，试件Z-3的位移延性系数较试件Z-1下降了7.08%，即随着轴压比的上升，其位移延性系数略有降低，但降低程度较小。这主要是因为在加载前期时，钢管对核心混凝土约束作用较好，轴力由钢管和核心混凝土共同承担。加载后期，二阶效应更加明显，造成了延性性能有所降低。

2)轴压比对承载力的影响 轴压比对试件不同阶段承载力的影响如图16所示。由图16可知，对比试件Z-1，试件Z-3在屈服点、极值点的承载力分别提高了23.70%、19.94%。表明随着轴压比的提升，试件极限承载力得到了提高，且在极值点的提高程度大于屈服点的。这还是因为屈服点时钢管和核心混凝土黏结性能较好，极值点时黏结性能减小，协同工作效果降低所造成的。

图15 轴压比对位移延性系数的影响 图16 轴压比对承载力的影响

图17 轴压比对刚度的影响

3)轴压比对刚度的影响 轴压比对试件不同阶段刚度的影响如图17所示。由图17可知，对比试件Z-1，试件Z-3在弹性阶段、屈服点、极值点、破坏点的刚度分别提高了46.32%、35.01%%、20.57%、20.81%。随着轴压比的增大，试件不同阶段刚度都随之提高，提高率不尽相同，且随着加载的持续，提高程度有所降低。尤其是在极值点及破坏点时，提高率大体相同，较为接近，说明刚度对轴压比的变化十分敏感。

4)轴压比对耗能能力的影响 轴压比对等效黏滞阻尼系数的影响如图18所示，对总耗能的影响如图19所示。由图18、图19可知，随着轴压比的增大，试件的等效黏滞阻尼系数和总耗能随之减小。与试件Z-1相比，试件Z-3的等效黏滞阻尼系数在屈服点、极值点、破坏点分别降低了29.57%、15.15%、5.88%，总耗能在屈服点、极值点、破坏点分别降低了36.89%、17.16%、6.79%，且越到加载后期，其耗能能力下降程度逐渐减小。这是由于轴压比越大，二阶效应越明显，加载形成的滞回环越小，故其面积越小。越到加载后期，形成的滞回环越大，造成耗能能力降低程度减小。基于实际工程中对结构耗能的要求，再生混凝土可用于实际工程的方钢管再生混凝土结构中。

图18 轴压比对等效黏滞阻尼系数的影响 图19 轴压比对总耗能的影响

5 结论

1)方钢管再生混凝土柱的破坏形态同普通钢管混凝土柱相类似，都是柱底部钢管鼓曲、漆皮脱落及核心混凝土被压碎。

2)随着再生骨料取代率的增大，方钢管再生混凝土柱在不同阶段的承载力、刚度、延性性能及耗能能力均有所降低。

3)含钢率的增大，即钢管壁厚加大对位移延性系数、承载力、刚度、耗能能力均有有益作用。

4)随着轴压比的提高，试件的延性性能及耗能能力有所降低，但其极限承载力和刚度却有所增加。

[1]肖建庄.再生混凝土[M].北京：中国建筑工业出版社，2008.

[2] Liu Xuping.Recycling and reuse of waste concrete in China Part II.Structural behavior of recycled aggregate concrete and engineering applications [J].Resourses, Conservation and Recycling, 2009, 53(3): 107～112.

[3] Moreno F, Rubio M C, Martinez-Echevarria M J.Stress-strain relationship in axial conpression for concrete using recycled saturated coarse aggragate [J].Construction and Building Materials, 2011, 25(1): 2335～2342.

[4] 肖建庄，李佳彬，兰阳.再生混凝土技术研究最新进展与评述[J].混凝土，2003(10)：17～20.

[5] Yang Youfu, Han Linhai.Experimental behanior of recycled aggregate concrete filled steel tubular columns [J].Jounal of Constructional Steel Research, 2006, 62(12): 1310～1324.

[6] 吴波，刘伟，刘琼祥，等.薄壁钢管再生混合短柱轴压性能试验研究[J].建筑结构学报，2010，31(8)：22～28.

[7] 陈宗平，张士前，王妮，等.钢管再生混凝土轴压短柱受力性能的试验与理论分析[J].工程力学，2013，30(4)：107～114.

[8] Yang Y F.Behaviour of recycled aggregate concrete filled steel tubular columns under long-term sustained loads [J].Advances in Structural Engineering, 2011, 14(2): 189～206.

[9] 黄一杰，肖建庄.钢管再生混凝土柱抗震性能与损伤评价[J].同济大学学报(自然科学版)，2013，41(3)：330～335.

[10] 张向冈，陈宗平，薛建阳，等.方钢管再生混凝土柱抗震性能试验研究[J].建筑结构学报，2014，35(9)：11～19.

[11] 孟二从，苏益声，陈朋朋，等.低周反复荷载下方钢管再生混凝土柱抗震性能试验研究[J].广西大学学报(自然科学版)，2015，40(4)：790～797.

[12] 张震，吴江，李加乐，等.往复水平荷载下钢管再生混凝土柱的抗震性能试验[J].长江大学学报(自科版)，2016，13(4)：39～43，55.

[编辑]计飞翔

2017-06-30

住房和城乡建设部科技计划项目(2014-K2-021)。

韩彰(1981-)男，硕士，讲师，现主要从事工程结构抗震方面的研究工作。

龚玉云(1990-)，女，硕士，现主要从事工程与项目管理方面的研究工作，1090894559@qq.com。

引著格式韩彰,龚玉云.方钢管再生混凝土柱的抗震性能试验及设计参数影响分析[J].长江大学学报(自科版)，2017,14(21)：54～60.

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