钢管再生混凝土柱塑性铰长度试验研究_张向冈_陈宗平_薛建阳.pdf

第 45 卷 第 20 期 2015 年 10 月下 建筑结构 Building Structure Vol 45 No 20 Oct 2015 钢管再生混凝土柱塑性铰长度试验研究 * 张向冈 1， 2， 陈宗平2， 薛建阳2 ( 1 河南理工大学土木工程学院，焦作 454000; 2 广西大学土木建筑工程学院，南宁 530004) 摘要 为研究钢管再生混凝土柱的塑性铰长度， 以再生粗骨料取代率、 长细比、 轴压比和含钢率为变化参数， 对 10 个圆钢管再生混凝土柱和 6 个方钢管再生混凝土柱试件进行拟静力试验。根据试件的破坏形态、 滞回曲线， 并 基于等效塑性铰理论， 提出压弯状态下圆钢管再生混凝土柱和方钢管再生混凝土柱的等效塑性铰长度计算公式。 研究结果表明: 钢管再生混凝土柱破坏形态与普通钢管混凝土柱相似， 钢管底部鼓曲破坏， 底部的核心再生混凝土 被压碎; 钢管再生混凝土柱滞回曲线比较饱满， 其形状从梭形发展到弓形， 当再生粗骨料的取代率分别为 0%， 30%， 70%， 100%时， 试件的滞回曲线受其影响不大; 圆钢管再生混凝土柱等效塑性铰长度是其截面高度的 0. 45 0. 95 倍， 方钢管再生混凝土柱等效塑性铰长度是其截面高度的 0. 65 0. 75 倍。 关键词 圆钢管再生混凝土柱;方钢管再生混凝土柱;拟静力试验;等效塑性铰长度 中图分类号: TU398文献标识码: A 文章编号: 1002- 848X( 2015) 20- 0052- 05 Test study on plastic hinge length of recycled aggregate concrete filled steel tube column Zhang Xianggang1， 2，Chen Zongping2，Xue Jianyang2 ( 1 School of Civil Engineering，Henan Polytechnic University，Jiaozuo 454000，China; 2 College of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China) Abstract: To study plastic hinge length of recycled aggregate concrete filled steel tube column，quasi- static tests were carried out on specimens including ten recycled aggregate concrete filled circular steel tube columns and six recycled aggregate concrete filled square steel tube columns with different replacement ratios of recycled coarse aggregate， slenderness ratios，axial compression ratios and steel ratiosAccording to failure mode and the hysteretic curves， computational formulas of equivalent plastic hinge length were proposed for recycled aggregate concrete filled circular steel tube columns and recycled aggregate concrete filled square steel tube columns under compression and bending based on the theory of equivalent plastic hinge It is shown that the failure modes of specimens are similar to ones of common concrete filled steel tube columns with the buckled steel tube at the bottom and the crushed core recycled aggregate concrete at the bottom The hysteretic curves are plump and their shapes change from fusiform to arch When replacement ratio of recycled coarse aggregate is respectively 0%， 30%， 70% and 100%，influence on the hysteretic curves is little Equivalent plastic hinge lengths of circular specimens are as 0. 45 0. 95 times high as cross section heights，while ones of square specimens are as 0. 65 0. 75 times high as cross section heights Keywords: recycled aggregate concrete filled circular steel tube column; recycled aggregate concrete filled square steel tube column;quasi- static test;equivalent plastic hinge length * 河南省高等学校重点科研项目( 15A560008) ， 河南理工大学博士 基金项目( B2015- 72) 。 作者简介: 张向冈， 博士， 讲师， Email:xgzhang hpu edu cn。 0引言 在强烈地震作用下， 框架柱底部由于受到较大 的弯矩， 容易进入塑性状态， 产生较为严重的变形和 破坏， 该处被称为塑性铰 1， 2 。塑性铰的充分转动 可以耗散地震输入的能量， 以避免建筑物的迅速倒 塌从而引起严重的后果。对塑性铰的研究最早集中 于钢筋混凝土梁式构件， 近年来对钢筋混凝土柱以 及新型构件塑性铰的研究较多3， 4 。 钢管再生混凝土( ecycled Aggregate Concrete Filled Steel Tube， 简称 ACFST) 作为一种新型而又 优良的组合结构形式， 在国内仅对其滞回性能进行 了试验研究 5- 7 ， 并没有发现有关其塑性铰的报道， 相关 研 究 尚 处 于 空 白 状 态。本 文 在 10 个 圆 ACFST 柱和 6 个方 ACFST 柱试件滞回试验的基 础之上， 通过理论分析， 计算压弯状态下 ACFST 柱 的塑性铰长度， 为此类新型结构的设计和推广应用 提供参考和借鉴。 1试验概况 1. 1 试件设计 设计并制作了 16 个试件。圆 ACFST 柱试件 和方 ACFST 柱试件具体设计参数分别见表 1 和表 2。其中， 取代率指再生粗骨料质量与粗骨料( 由天 然粗骨料和再生粗骨料组成， 天然粗骨料和再生粗 第 45 卷 第 20 期张向冈， 等 钢管再生混凝土柱塑性铰长度试验研究 骨料均采用级配连续一致的碎石) 质量的比值。表 1， 2 中， 各试件的套箍系数略有不一致， 这是因为表 征套 箍 系 数 的 再 生 混 凝 土 ( ecycled Aggregate Concrete， 简称 AC) 轴心抗压强度在不同取代率下 有所差异。 圆 ACFST 柱试件设计参数表 1 试件C- 1C- 2C- 3C- 4C- 5C- 6C- 7C- 8C- 9C- 10 取代率 /%03070100 100100100100100100 长细比20. 46 20. 46 20. 46 20. 46 18. 05 15. 64 20. 46 20. 46 20. 46 20. 46 轴压比 n0. 80. 80. 8 0. 80. 80. 80. 80. 70. 60. 5 含钢率0. 12 0. 12 0. 12 0. 12 0. 12 0. 12 0. 07 0. 07 0. 07 0. 07 套箍系数1. 35 1. 36 1. 31 1. 36 1. 36 1. 36 0. 70 0. 70 0. 70 0. 70 方 ACFST 柱试件设计参数表 2 试件S- 1S- 2S- 3S- 4S- 5S- 6 取代率 /%03070 100100100 长细比19. 5119. 5119. 5119. 5119. 5119. 51 轴压比 n0. 80. 8 0. 80. 80. 70. 6 含钢率0. 150. 150. 150. 150. 150. 15 套箍系数1. 611. 621. 561. 621. 621. 62 试件立面图如图 1 所示。其中， 选用的钢材为 Q235， 第一种圆钢管实测内径为 157. 0mm， 实测管 壁厚 度 为 4. 6mm; 第 二 种 圆 钢 管 实 测 内 径 为 157. 1mm， 实测管壁厚度为2. 7mm; 方钢管实测外边 长为 150. 9mm， 实测管壁厚度为 5. 0mm。 图 1试件立面图 试验所采用的材料为直焊缝焊接圆钢管、 方 钢管和 C40AC。再生粗骨料由服役 50 年的预应 力混凝土电线杆经过机械破碎而得。破碎后再生 粗骨 料 粒 径 范 围 为 5 20mm，表 观 密 度 为 2 655kg/m3， 吸水率为 3. 16% 。取代率为 0% 时， 1m3AC 配合比为水泥 砂 粗骨料 水 = 435. 7 564. 3 1 115. 2 204. 8。在保证粗骨料总质量不变 的前提之下， 依据不同的取代率， 改变再生粗骨料 与天然粗骨料的比例。 1. 2 材料性能 针对不同壁厚的钢管， 分别预留 3 个样品进行 拉伸试验; 针对不同的取代率， 分别预留 3 个立方体 标准试块和 3 个棱柱体标准试块， 并与试件同条件 自然养护， 在试件试验的同一时间内， 进行试块力学 性能试验。同组 3 个试块实测数据离散性较小， 对 其取平均值。钢管和 AC 实测的材料性能指标分 别见表 3， 4。表 4 中， 取代率为 100% 时， AC 立方 体抗压强度大于取代率为 0% 时的立方体抗压强 度， 这是因为取代率为 100% 时， 粗骨料全部为再生 粗骨料， 尽管再生粗骨料的天然缺陷会降低试块的 抗压强度， 但此时拌合用水一部分被再生粗骨料内 部的微裂纹或裂缝吸收， 降低了水胶比， 试块的抗压 强度又会得到增大。因水胶比的降低而使得抗压强 度增大的部分多于因再生粗骨料的天然缺陷而使得 抗压强度降低的部分。 钢管实测力学性能指标表 3 钢管类型 屈服强度 fy/MPa 极限抗拉 强度 fu/MPa 弹性模量 Ey/(105MPa) 屈服应变 y / 第一种圆钢管416. 0489. 42. 082 000 第二种圆钢管366. 8431. 61. 981 853 方钢管406. 5478. 32. 181 865 AC 实测强度指标 表 4 取代率 /% 立方体抗压强度 fcu/MPa 轴心抗压强度 fc/MPa fc/fcu 046. 837. 10. 79 3050. 836. 90. 73 7053. 838. 20. 71 10050. 136. 80. 73 1. 3 加载装置 加载装置如图 2 所示。通过 1 500kN 油压千斤 顶在柱顶施加竖向荷载， 并在整个试验全过程中保 持恒定不变。水平加载采用力和位移联合控制的方 式， 试件屈服前， 采用荷载控制分级加载， 直至试件 达到屈服状态， 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， 对应于每级位移循环三次， 直至荷载下降 至峰值荷载的 85%以下停止试验。 图 2加载装置 35 建筑结构2015 年 2宏观破坏特征分析 ( 1) 如图 3 所示， 不管是圆 ACFST 柱试件还 是方 ACFST 柱试件， 其破坏形态均与普通钢管混 凝土柱相似， 钢管底部鼓曲破坏， 试件形成一道较为 明显的鼓曲波。圆 ACFST 柱试件距离试件最底部 4cm 范围内的 AC 被压碎， 方 ACFST 柱试件距离 试件最底部 20cm 范围内的 AC 被压碎。 图 3破坏形态 ( 2) 所有试件外部钢管的成型方式均采用直焊 缝焊接， 在整个加载过程之中， 焊缝均没有开裂， 焊 接水平达到了技术要求。 ( 3) 当方 ACFST 柱试件开始卸载以及负向加 载时， 鼓曲波逐渐被拉平， 同时受压侧钢管鼓曲波越 来越明显， 而相对圆 ACFST 柱试件这种现象并不 明显。加载结束时， 方 ACFST 柱试件钢管角部鼓 曲不大， 但钢管四面均向外发生鼓曲， 钢管底部较为 明显的压弯塑性铰已经形成， 且布满整个钢管截面， 在与推拉方向垂直的侧面上， 钢管的鼓曲程度明显 大于与推拉方向平行的侧面; 圆 ACFST 柱试件钢 管的鼓曲主要集中在与推拉方向垂直的两个侧面 上， 只有轴压比单参数变化试件的塑性铰布满了整 个钢管底部横截面。 3滞回曲线 试验实测的 P- 滞回曲线如图4， 5 所示， 其中， P 为水平荷载， 为柱端水平位移， 为试件屈服特 征点， 为试件峰值特征点， 为试件破坏特征点。 由图 4， 5 可知: ( 1) 所有试件的滞回曲线均比较饱满， 滞回曲 线的形状从梭形发展到弓形， 除圆形轴压比单参数 变化试件( C- 7， C- 8， C- 9， C- 10 试件) 外， 其余试件的 滞回曲线捏缩现象不显著， 表现出良好的稳定性。 ( 2) 对于取代率单参数变化的圆 ACFST 柱试 件、 方 ACFST 柱试件， 其滞回曲线与钢管普通混凝 土柱试件( C- 1， S- 1 试件) 基本相似， 表明当再生粗 骨料的取代率分别为 0%， 30%， 70%， 100% 时， 试 件的滞回曲线受影响不大。 ( 3) 对于轴压比单参数变化的圆 ACFST 柱试 件， 后期滞回曲线的捏缩现象比较显著， 特别是轴压 比较小时， 该现象更为显著。这主要是由于试件的 钢管壁厚较小， 其对核心 AC 的约束作用较弱， 尤 其是后期加载阶段， 钢管底部屈曲现象较为严重， 其 约束作用更是弱上加弱。且轴压比较小时， 核心 AC 的横向变形有可能小于外部钢管的变形， 致使 钢管与 AC 没有达到最紧密的接触状态， 相应地， 钢管对核心 AC 的环向约束也没有达到最佳的 状态。 图 4圆 ACFST 柱试件 P- 滞回曲线 ( 4) 对于轴压比单参数变化的方 ACFST 柱试 件， 滞回曲线捏缩现象并不显著， 与圆 ACFST 柱试 件相比， 各特征点处滞回环饱满程度较小， 其耗能能 45 第 45 卷 第 20 期张向冈， 等 钢管再生混凝土柱塑性铰长度试验研究 图 5方 ACFST 柱试件 P- 滞回曲线 力略低， 这主要是由于方钢管对核心 AC 的约束效 果不如圆钢管明显， 尤其是在方钢管的中部， 其约束 效果更差。 图 6等效塑性铰长度分析简图 ( 5) 对于长细比单参数变化的试件， 随着长细 比的增大， 试件的特征点荷载逐渐减小， 但对应于各 特征点处的滞回环越来越饱满， 耗能性能逐渐提高。 4塑性铰长度计算 基于由 Park 等 8 提出的等效塑性铰理论， 提 出压弯状态下 ACFST 柱的等效塑性铰长度计算公 式。构件的等效塑性铰长度分析简图如图 6 所示。 图 6 中 P 为水平力; N 为竖向力; L 为试件高度; 为曲率; y为屈服曲率; p为塑性曲率; Lp为等效塑 性铰长度; y ， p ， u分别为屈服位移、 塑性位移和 破坏位移; y ， p分别为屈服位移角、 塑性位移角。 由图 6 可见， 实际曲率沿柱高分布模式较为复 杂， 不易用于构件的弹塑性分析， 为便于计算， 将实 际曲率简化为弹性曲率 e和塑性曲率 p两部分。 当柱底截面刚刚达到屈服时， 弹性曲率 e沿柱高线 性分布， 柱底弹性曲率称为屈服曲率 y; 当柱底截 面达到极限状态时， 塑性铰区的曲率分布较为复杂， 在等效塑性铰长度 Lp范围内， 假定塑性曲率 p均匀 分布， 且柱的塑性转动集中于等效塑性铰区域内， 则: p= u y ( 1) p= pLp( 2) u= y + p( L 0 5Lp) ( 3) 式中 u为构件达到破坏时的曲率。 则由式( 1) ( 3) 可得: u= y+ ( u y) Lp( L 0 5Lp) ( 4) 则等效塑性铰长度 Lp为: p= u y = ( u y) Lp( L 0 5Lp)( 5) y计算简图如图 7 所示， 由图 7 可知， y为: y= L 0 xdx = L 0 y L x2dx = y 3 L2( 6) 式中: u和 y分别为构件达到破坏和屈服时的位 移， 可由试验实测得; y为构件达到屈服时的曲率。 根据文献 9 ， 10 ， 圆 ACFST 柱的 u为: u= 0 3 + ( 2 5 5 10 3fy) 0 3 + ( 1 1 2 2 10 3fy) n 20fy/( EyD)( 7) n = N/Nu( 8) Nu= fcAc( 1 + 1 7)( 9) 图 7y计算简图 式中: D 为圆钢管的外径; 为约 束效应系数; n 为轴压比; fc为核 心 AC 的轴心抗压强度; Ac为核 心 AC 的截面面积。 根据文献 10 ， 方 ACFST 柱的 u为: u= 20( 2 n) 0 54fy/( EsB) ( 10) n = N/Nu( 11) Nu= fscAsc( 12) fsc= ( 1 18 + 0 85) fc( 13) 式中: Es为方钢管弹性模量; B 为方钢管的外边长; 为稳定系数; fsc为组合设计强度; Asc为组合面积， Asc= As+ Ac， As为钢材的截面面积。 根据式( 5) ( 13) ， 计算得到的圆 ACFST 柱 试件和方 ACFST 柱试件等效塑性铰长度分别见表 5， 6， 其中 h 为截面高度。由表 5， 6 可知， 在现有参 数的变化范围之内， 圆 ACFST 柱试件等效塑性铰 55 建筑结构2015 年 长度为( 0. 45 0. 95) h， 方 ACFST 柱试件等效塑 性铰长度为( 0. 65 0. 75) h。 圆 ACFST 柱试件等效塑性铰长度表 5 试件C- 1C- 2C- 3C- 4C- 5 Lp/mm92. 1376. 28111. 2575. 7769. 88 Lp/h0. 550. 460. 670. 460. 42 试件C- 6C- 7C- 8C- 9C- 10 Lp/mm 72. 48117. 17100. 29154. 01132. 31 Lp/h0. 440. 710. 610. 940. 80 方 ACFST 柱试件等效塑性铰长度表 6 试件S- 1S- 2S- 3S- 4S- 5S- 6 Lp/mm105. 35112. 16114. 19115. 10108. 8097. 37 Lp/h0. 700. 740. 760. 760. 720. 65 5结论 ( 1) 钢管再生混凝土柱破坏形态与普通钢管混 凝土柱相似， 钢管底部鼓曲破坏， 底部的 AC 被 压碎。 ( 2) 钢管再生混凝土柱滞回曲线比较饱满， 滞 回曲线的形状从梭形发展到弓形， 除轴压比单参数 变化的圆 ACFST 柱试件外， 其余试件滞回曲线的 捏缩现象不显著。 ( 3) 当再生粗骨料取代率分别为 0%， 30%， 70%， 100% 时， ACFST 试件的滞回曲线受其影响 不大。 ( 4) 在现有参数的变化范围之内， 圆 ACFST 柱试件等效塑性铰长度介于( 0. 45 0. 95) h 之间， 方 ACFST 柱试件的等效塑性铰长度介于( 0. 65 0. 75) h 之间。 参考文献 1 沈聚敏， 翁义军， 冯世平 周期反复荷载下钢筋混凝土 压弯构件的性能 J 土木工程学报， 1982， 15( 2) : 53- 64 2 李斌， 杨晓云， 高春彦 矩形钢管混凝土框架的塑性铰 长度研究 J 建筑结构， 2014， 44( 9) : 34- 38 3 杨坤， 史庆轩， 赵均海 高强箍筋高强混凝土柱的塑性 铰长度 J 工程力学， 2013， 30( 2) : 254- 259 4 王震宇， 芦学磊， 李伟， 等 塑性铰区碳纤维约束高强 混凝土圆柱抗震性能的试验研究J 建筑结构， 2009， 39( 2) : 21- 24， 51 5 YANGYOUFU， HANLINHAI， ZHULINTAO Experimental performance of recycled aggregate concrete- filled circular steel tubular columns subjected to cyclic flexural loadings J Advance in Structural Engineering， 2009， 12( 2) : 183- 194 6 YANG YOUFU， ZHU LINTAOecycled aggregate concrete filled steel SHS beam- columns subjected to cyclic loading J Steel and Composite Structures， 2009， 9( 1) : 19- 38 7 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 8 PIESTLEY M，PAK Strength and ductility of concrete bridge columns under seismic loadingJ ACI Structural Journal， 1987， 84( 1) : 61- 76 9 丁发兴， 余志武 钢管混凝土短柱力学性能研究- 实用 计算方法 J 工程力学， 2005， 22( 3) : 134- 138 10 韩林海 钢管混凝土结构- 理论与实践M 2 版 北 京: 科学出版社， 2007 65