鋼管混凝土柱

1、鋼管混凝土柱-鋼梁平面框架抗震性能的試驗(yàn)研究 為了探討鋼管混凝土柱-鋼梁平面框架的抗震性能, 本文進(jìn)行了 12 個(gè)框架試件在恒定軸力和水平反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)研究 主要考察了柱截面形狀(圓形、方形)、含鋼率(圓形:= 0. 06, 0. 103 ; 方形: =0. 125, 0. 126)、柱軸壓比(圓形: n = 0. 06 0. 60; 方形: n =0. 04 0. 60)、梁柱線剛度比(圓形: i =0. 36 0. 58; 方形: i =0. 34 0. 62)等參數(shù)對(duì)其力學(xué)性能的影響。 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)由于具有承載力高 、塑性韌性好、耐火性能較好、施工速度快、綜合效益好等工程特點(diǎn)而在

2、高層超高層建筑和多高層住宅中的應(yīng)用越來越普遍。 鋼管混凝土柱與鋼梁(或鋼-混凝土組合梁) 組成的框架結(jié)構(gòu)是鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中最常用的結(jié)構(gòu)形式之一。以往對(duì)鋼管混凝土構(gòu)件的研究較多 , 而對(duì)鋼管混凝土柱-鋼梁組成的框架體系整體性能的研究并不多。作為鋼管混凝土框架結(jié)構(gòu)中的框架柱, 其力學(xué)性能要受到體系中其他構(gòu)件對(duì)其的約束和影響 ,因此 ,合理地了解鋼管混凝土構(gòu)件在結(jié)構(gòu)體系中的力學(xué)性能 ,進(jìn)行結(jié)構(gòu)體系的試驗(yàn)研究和理論分析是十分必要的。 為了系統(tǒng)地研究更大參數(shù)范圍內(nèi)鋼管混凝土框架的抗震性能, 以柱截面形狀、柱截面含鋼率、柱軸壓比、梁柱線剛度比等為主要參數(shù), 本文進(jìn)行了 4 組共計(jì) 12 個(gè)單層單跨圓形和方

3、形截面鋼管混凝土柱-鋼梁平面框架的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究 。 試件設(shè)計(jì)與制作 框架試件的跨度和高度基本上是實(shí)際工程框架的1/3 尺寸，在梁的剛度選取中已考慮了組合梁及樓板的剛度貢獻(xiàn),這樣即使本文試件中只有鋼梁 ,但其剛度已考慮了樓蓋的貢獻(xiàn),使得本文試驗(yàn)中選用的梁柱線剛度比數(shù)值更具工程代表意義 。 柱采用冷彎薄壁鋼管 ,鋼梁由鋼板焊接而成, 加強(qiáng)環(huán)板及鋼梁腹板均與鋼管焊接 , 并保證焊縫質(zhì)量。 鋼管混凝土中采用了自密實(shí)混凝土 采用與試件中混凝土同條件養(yǎng)護(hù)的標(biāo)準(zhǔn)立方體混凝土試塊達(dá)到 28 天養(yǎng)護(hù)期后 , 依據(jù)普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)( GB/T 50081 2002)測(cè)得平均立方體抗壓強(qiáng)度為

4、42. 7N/mm2 , 彈性模量為 33800N/2mm。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)的立方體抗壓強(qiáng)度為 52. 6N/mm2 。 試驗(yàn)裝置 平面剛接框架 柱腳均采用了外露錨固式剛接構(gòu)造 柱腳底板設(shè)置了加勁肋板 地面上設(shè)置了預(yù)制鋼筋混凝土剛性基礎(chǔ)梁作為框架試件的臺(tái)座 基礎(chǔ)梁通過地錨螺栓固定在剛性地面上 基礎(chǔ)梁中預(yù)埋有高強(qiáng)螺桿 試件每個(gè)柱腳用 10 18 的高強(qiáng)螺栓固定 框架的每個(gè)柱頂軸向力各由 1000kN 液壓千斤頂施加 柱頂與剛性橫梁之間設(shè)有可自由滑動(dòng)的支座 豎向液壓千斤頂固定在滑動(dòng)支座上 ,以保證柱頂發(fā)生水平位移時(shí)軸力能同步移動(dòng) 兩臺(tái)千斤頂由 JFS2 型伺服液壓加載系統(tǒng)控制 在梁端設(shè)置加載端板與固定于

5、反力墻上水平方向的 MTS 液壓伺服作動(dòng)器連接用以施加水平反復(fù)荷載或位移 作動(dòng)器最大靜態(tài)加載值為 500kN ,行程為200mm 。試驗(yàn)裝置示意如圖 2 所示 加載制度 試驗(yàn)開始時(shí), 先取 0. 4N 0 0. 6N 0( N0 為柱頂軸力)加卸載一次, 以消除裝置內(nèi)部初始缺陷的影響 ,再加載至 N 0, 并保持軸力恒定 ,然后在梁端按照加載制度施加水平往復(fù)荷載 。 采用如下加載制度: 試件屈服前采用位移控制加載 , 分別按照 0. 25 y 、0. 5 y 、 0. 7 y 進(jìn)行加載 ;加載至 y 后 , 采用 1 y 、1. 5 y 、2. 0 y 、3. 0 y 、5. 0 y 、7.

6、0 y 、8. 0 y 進(jìn) 行加載。每級(jí)循環(huán)的圈數(shù)也不一樣, 對(duì)于 y 前的三級(jí), 每級(jí)循環(huán) 2 圈,對(duì)于 y 后各級(jí),前面 3 級(jí)( 1 y 、1. 5 y 、2. 0 y)循環(huán) 3 圈 ,其余的循環(huán) 2 圈 主要測(cè)試儀器及測(cè)試指標(biāo) 為了跟蹤梁柱構(gòu)件在試驗(yàn)過程中的應(yīng)力分布及塑性鉸位置,在框架柱底部和上部截面處均設(shè)置了應(yīng)變片 ,底部截面在荷載作用平面內(nèi)和平面外的四個(gè)面上均布置了互成 90 的雙向應(yīng)變片 ,以測(cè)試框架柱底部截面荷載平面內(nèi)及平面外的軸向及橫向應(yīng)變 ,而柱上部截面只在荷載作用平面內(nèi)的兩側(cè)布置了雙向應(yīng)變片。在框架梁兩端截面上下翼緣均布置了沿軸線方向的單向應(yīng)變片, 腹板上布置了雙向應(yīng)變片

7、 。分別在框架梁兩端及每個(gè)框架柱底截面附近布置了測(cè)試曲率的裝置。 試驗(yàn)過程及破壞特征 當(dāng)水平荷載( 位移) 加載到一定數(shù)值時(shí) ,距離加載端較近的鋼梁梁端截面首先屈服, 產(chǎn)生塑性鉸 1 繼續(xù)反向加載，鋼梁另一端屈服并形成反向塑性鉸 2 隨著位移的進(jìn)一步增大，首先在加載側(cè)的柱腳形成塑性鉸 3 反向加載時(shí)在加載的另一側(cè)柱腳形成塑性鉸 4 塑性鉸 3 及 4 位置截面的塑性開展到一定階段時(shí),柱鋼管有局部斷裂,可觀察到內(nèi)部混凝土有局部壓碎,荷載急劇下降,最后框架達(dá)到破壞極限狀態(tài)?；诒疚脑嚰脑O(shè)計(jì)和構(gòu)造特點(diǎn), 所有試件的梁端塑性鉸位置在加強(qiáng)環(huán)板之外約 50mm 范圍內(nèi)的鋼梁截面上,而柱上形成的塑性鉸位置

8、在柱腳加勁肋板高度之上約 30mm 左右的位置圖 4 試件典型破壞形態(tài) 比較圓柱與方柱的不同破壞模態(tài)可看出方柱截面不僅在荷載作用平面內(nèi)的管壁出現(xiàn)較大的鼓曲并伴隨局部斷裂, 在荷載平面外的管壁上也出現(xiàn)輕微的鼓曲 。而圓柱的鼓曲和斷裂主要發(fā)生在荷載作用平面內(nèi), 這主要是因?yàn)閳A鋼管對(duì)內(nèi)部混凝土提供了更好的約束 。 由于各試件柱截面形狀、含鋼率、軸壓比等參數(shù)不同,發(fā)生上述破壞過程時(shí)所對(duì)應(yīng)的加載位移及荷載數(shù)值不同。隨著軸壓比的增加框架延性降低的規(guī)律 。隨著梁柱線剛度比的減小 ,不僅框架承載力下降, 結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展區(qū)域范圍也有所擴(kuò)大。 4 試驗(yàn)結(jié)果及分析圖 5 P-滯回曲線 從中可以看出, 鋼管混凝土柱-

9、鋼梁平面框架的滯回曲線形狀較為飽滿, 沒有明顯的捏縮現(xiàn)象,表現(xiàn)出較好的耗能能力,在加載到極限荷載之后,曲線有較明顯的強(qiáng)度退化, 但剛度退化不明顯, 從而說明其具有良好的抗震性能 。 對(duì)于同組試件,隨著軸壓比的增大,滯回曲線的滯回環(huán)面積明顯減小 ,說明其耗能能力降低 對(duì)于不同組試件( 圓柱框架),隨著含鋼率的增加 ,相同軸壓比時(shí)滯回環(huán)趨于更加飽滿 ,可見隨著含鋼率的增大 ,框架試件的承載力和耗能能力均有提高 。各試件的水平荷載-水平位移 ( P-)骨架曲線如圖 6 所示。 從圖中可發(fā)現(xiàn) 4 組試件中軸壓比 n =0. 3時(shí)較 n 0 時(shí)承載力下降不多; 而軸壓比 n =0. 60 時(shí)承載力較 n

10、 0 時(shí)下降較多 ,同時(shí)骨架曲線下降段變得更為明顯?？梢婋S著軸壓比的增加框架的位移延性有所降低。 對(duì)于不同組方柱框架試件, 隨著柱截面尺寸的增加, 承載力和彈性階段剛度均有明顯的提高 同時(shí) ,當(dāng)含鋼率較小時(shí),軸壓比對(duì)試件水平承載力的影響更加明顯 4. 2 應(yīng)變分析 圖 7a 為試件 CF-23 鋼梁梁端翼緣縱向應(yīng)變與水平荷載關(guān)系曲線 ,可以看出,梁端應(yīng)變?cè)诳蚣芮熬^小 ,且保持彈性, 在鋼梁屈服之后 ,梁端的應(yīng)變發(fā)展很快 圖 7b 為試件 CF-23 柱底外鋼管縱向應(yīng)變與水平荷載關(guān)系曲線,由曲線可看出柱底應(yīng)變?cè)谠嚰熬^小 ,且保持彈性 ,在試件屈服之后 ,鋼管的縱向應(yīng)變發(fā)展很快。

11、 4. 3 水平荷載與梁端及柱端曲率關(guān)系 可以看出 ,在彈性階段梁端及柱腳的曲率很小 ; 當(dāng)梁端進(jìn)入屈服發(fā)生屈曲以后, 梁端曲率才發(fā)展較快 。 柱腳曲率的發(fā)展過程類似 ,但由于柱內(nèi)有混凝土, 框架柱的彎曲變形并沒有鋼梁顯著 ,因此柱腳的曲率在加載位移后期的發(fā)展較鋼梁緩慢, 直到柱鋼管鼓曲非常嚴(yán)重并有局部斷裂時(shí)曲率發(fā)展到最大,而且其最大曲率數(shù)值也較梁端最大曲率小 。 4. 4 框架抗震性能分析 4. 4. 1 屈服及破壞荷載的確定 由于鋼管混凝土柱-鋼梁框架的其荷載-位移曲線沒有明顯的屈服點(diǎn), 目前對(duì)該類結(jié)構(gòu)屈服和破壞的確定尚無統(tǒng)一的準(zhǔn)則 。本文采用文獻(xiàn) 19 確定鋼管混凝土柱屈服點(diǎn)的方法來確定鋼管混凝土框架的屈服點(diǎn)和屈服荷載 , 屈服位移 y 極限荷載Pmax極限位移 maxPu =0. 85Pmax