方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究

D0I:10.13374/.issn1001-053x.2011.08.021 第33卷第8期 北京科技大学学报 Vol.33 No.8 2011年8月 Journal of University of Science and Technology Beijing Aug.2011 方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 徐培蓁12)✉ 聂瑞锋2》 叶列平” 1)清华大学土木工程系，北京1000842)青岛理工大学土木工程学院，青岛266033 ☒通信作者，E-mail:xpzzygl@163.com 摘要为考察方钢管混凝土柱的累积耗能性能，进行了低周反复荷载作用下六根方钢管混凝土柱的力学性能实验研究，分 析了轴压比、含钢率和长细比等参数对方钢管混凝士柱滞回曲线、承载力退化和累积塑性变形率的影响.结果表明：方钢管混 凝土柱具有良好的累积耗能能力.随含钢率的增加，钢管混凝土柱的耗能能力提高：而随轴压比和长细比的增大，钢管混凝土 柱耗能能力却相应降低. 关键词钢筋混凝土：钢管结构：抗震性能：循环荷载；能量损耗：塑性变形 分类号TU398 Experimental study on accumulate energy dissipation performance of concrete filled square steel tubular columns XU Pei-zhen,NIE Ruifeng,YE Lie-ping 1)Department of Civil Engineering,Tsinghua University,Beijingl00084,China 2)School of Civil Engineering,Qingdao Technological University,Qingdao 266033,China Corresponding author,E-mail:xpzzygl@163.com ABSTRACT Six concrete filled square steel tubular (CFSST)columns were tested under low cyclic loads for studying their accumu- late energy dissipation performance.The effects of test parameters,such as slenderness ratio,axial compression ratio and sectional steel ratio,on the hysteretic curves,strength deterioration,and accumulate plastic deformation were analyzed.It is indicated that these columns have a better energy dissipation capacity.The energy dissipation capacity improves with the sectional steel ratio increasing,but it reduces when the axial compression ratio and the slenderness ratio increase. KEY WORDS reinforced concrete:tubular steel structures:seismic behavior:cyclic loads:energy dissipation:plastic deformation 在美国北岭和日本阪神地震后，钢管混凝土结 压比对方钢管混凝土柱延性的影响。陶忠和韩林 构的抗震性能得到了广泛的重视.日本对方钢管混 海在大规模参数分析结果的基础上，考察了轴压 凝土抗震性能方面的研究较早，也较为全面.我 比、长细比、含钢率、钢材屈服极限和混凝上抗压强 国对钢管混凝土结构的研究近年来发展很快，己出 度等参数对方钢管混凝土柱延性系数的影响规律. 版了《钢管混凝土结构设计与施工规程CECS28: 郭立春回对一定轴压下的十六根矩形钢管混凝士土 90》的和《矩形钢管混凝土结构技术规程 进行了低周反复荷载试验，得出在中、高轴压比作用 CECS159》a:但规程中对钢管混凝土的变形计算只 下，截面宽厚比的变化对钢管混凝土柱的位移延性 给出了拉伸、压缩及弯曲的刚度计算公式，对钢管混 影响不大，随宽厚比的增加，试件的延性有所降低 凝土柱的变形性能没有涉及.国内学者通过实验和 张建辉等基于恢复力模型，计算了方钢管混凝土 数值分析对方钢管混凝土的塑性变形性能进行了探 柱的位移延性系数，并分析了长细比、含钢率与轴压 讨，许月华通过实验研究了含钢率、长细比和轴 比对延性系数的影响.以上研究明确了钢管混凝土 收稿日期：201007一13 基金项目：中国博士后科学基金资助项目(20080440398)：国家自然科学基金资助项目(50808104)

第 33 卷 第 8 期 2011 年 8 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 33 No． 8 Aug． 2011 方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 徐培蓁1，2)  聂瑞锋2) 叶列平1) 1) 清华大学土木工程系，北京 100084 2) 青岛理工大学土木工程学院，青岛 266033  通信作者，E-mail: xpzzyg1@ 163． com 摘 要 为考察方钢管混凝土柱的累积耗能性能，进行了低周反复荷载作用下六根方钢管混凝土柱的力学性能实验研究，分 析了轴压比、含钢率和长细比等参数对方钢管混凝土柱滞回曲线、承载力退化和累积塑性变形率的影响． 结果表明: 方钢管混 凝土柱具有良好的累积耗能能力． 随含钢率的增加，钢管混凝土柱的耗能能力提高; 而随轴压比和长细比的增大，钢管混凝土 柱耗能能力却相应降低． 关键词 钢筋混凝土; 钢管结构; 抗震性能; 循环荷载; 能量损耗; 塑性变形 分类号 TU398 Experimental study on accumulate energy dissipation performance of concrete filled square steel tubular columns XU Pei-zhen1，2)  ，NIE Rui-feng2) ，YE Lie-ping1) 1) Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing100084，China 2) School of Civil Engineering，Qingdao Technological University，Qingdao 266033，China  Corresponding author，E-mail: xpzzyg1@ 163． com ABSTRACT Six concrete filled square steel tubular ( CFSST) columns were tested under low cyclic loads for studying their accumu￾late energy dissipation performance． The effects of test parameters，such as slenderness ratio，axial compression ratio and sectional steel ratio，on the hysteretic curves，strength deterioration，and accumulate plastic deformation were analyzed． It is indicated that these columns have a better energy dissipation capacity． The energy dissipation capacity improves with the sectional steel ratio increasing，but it reduces when the axial compression ratio and the slenderness ratio increase． KEY WORDS reinforced concrete; tubular steel structures; seismic behavior; cyclic loads; energy dissipation; plastic deformation 收稿日期: 2010--07--13 基金项目: 中国博士后科学基金资助项目( 20080440398) ; 国家自然科学基金资助项目( 50808104) 在美国北岭和日本阪神地震后，钢管混凝土结 构的抗震性能得到了广泛的重视． 日本对方钢管混 凝土抗震性能方面的研究较早，也较为全面［1--4］． 我 国对钢管混凝土结构的研究近年来发展很快，已出 版了《钢管混凝土结构设计与施工规程 CECS28: 90》［5］ 和 《矩形钢管混凝土结构技术规程 CECS159》［6］; 但规程中对钢管混凝土的变形计算只 给出了拉伸、压缩及弯曲的刚度计算公式，对钢管混 凝土柱的变形性能没有涉及． 国内学者通过实验和 数值分析对方钢管混凝土的塑性变形性能进行了探 讨，许月华［7］通过实验研究了含钢率、长细比和轴 压比对方钢管混凝土柱延性的影响． 陶忠和韩林 海［8］在大规模参数分析结果的基础上，考察了轴压 比、长细比、含钢率、钢材屈服极限和混凝上抗压强 度等参数对方钢管混凝土柱延性系数的影响规律． 郭立春［9］对一定轴压下的十六根矩形钢管混凝土 进行了低周反复荷载试验，得出在中、高轴压比作用 下，截面宽厚比的变化对钢管混凝土柱的位移延性 影响不大，随宽厚比的增加，试件的延性有所降低． 张建辉等［10］基于恢复力模型，计算了方钢管混凝土 柱的位移延性系数，并分析了长细比、含钢率与轴压 比对延性系数的影响． 以上研究明确了钢管混凝土 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2011.08.021

·1038· 北京科技大学学报 第33卷 柱延性系数的数值及其影响因素，但实验与震害现 和《钢管混凝土结构设计与施工规程CECS28: 象表明，结构抗震性能与其所经历的受力历程有关. 90》的规定，在Ⅱ类场地上按7度设防标准设计 在持时较长、往复振动次数较多的强震作用下，结构 试件.柱高分别为2100mm和1700mm,钢管截面 构件的承载力可能因累积损伤效应而降低，进而导 外包尺寸为300mm×300mm(见图2)，厚度根据不 致构件破坏，因此应充分考虑构件累积滞回耗能产 同宽厚比取5mm、7.5mm和10mm三种，钢材选用 生的损伤对钢管混凝土柱性能的影响. Q235,钢管采用两块宽为600mm的钢板折90对接 针对钢管混凝土柱框架结构，笔者等提出了允 焊接.底板采用700mm×500mm×20mm,中心对 许部分柱屈服的整体型屈服机制)，见图1.通过 称的焊接在钢管底部.各试件的具体参数见表1，其 设置承载力较大的边柱来避免层屈服破坏机制，并 中CT代表钢管混凝土构件；轴压比设定为0.2、 允许中柱柱端屈服，从而使得中柱的强柱弱梁条件 0.4和0.6分别用A、B和C表示：5、7.5、10分别表 得以放松，以充分发挥钢管混凝土柱良好的塑性变 示钢管臂厚为5mm、7.5mm和10mm,代表了含钢 形能力及耗能能力.为保证部分柱铰屈服机制的抗 率的不同：L和M分别代表长度为2100mm和 震安全性，要求允许屈服柱在屈服后承载力无显著 1700mm的试件，体现了长细比的变化，试件均为中 降低，且累积耗能不应超过构件的耗能能力，以避免 长柱.在一定轴压下进行低周反复荷载实验，实验 发生层破坏.为此，本文通过六根方钢管混凝土柱 装置如图3所示. 在一定轴力下的低周反复水平荷载下的实验，分析研 B=-300 究了轴压比、含钢率和长细比对钢管混凝土柱的累积 耗能的影响，为基于部分柱铰屈服机制设计的框架结 构中允许屈服的钢管混凝土柱提供设计依据 300 23 1-1靓面 50 500 500 12@150 重12@200 700 1400 图1部分柱铰屈服机制 图2试件尺寸（单位：mm) Fig.1 Yield mechanism of partial column hinges Fig.2 Specimen size (unit:mm) 1实验概况 钢材的屈服强度人是通过对低碳钢标准试件 进行受拉实验所得，混凝土的抗压强度标准值f是 1.1试件参数 通过标准试块实验所得.钢材和混凝土各力学性能 根据《建筑抗震设计规范GB50011一2001》☒ 列于表2. 表1试件参数表 Table 1 Specimen parameters 序号 试样编号 B×tXL/(mm×mm×mm) A MPa fe/MPa N/kN 1 CFT-M7.5A 300×7.5×1700 0.2 19.6 299.2 35 0.108 757 CFT-M7.5B 300×7.5×1700 0.4 19.6 299.2 35 0.108 1515 3 CFT-7.5C 300×7.5×1700 0.6 19.6 299.2 35 0.108 2272 4 CFT-M5 300×5×1700 0.4 19.6 299.2 35 0.070 1187 5 CFT-I0 300×10×1700 0.4 19.6 299.2 35 0.148 1837 6 CFT47.5 300×7.5×2100 0.4 24.2 299.2 0.108 1515 注：B为方钢管的外包边长：t为钢管的厚度：L为试件的加载长度：长细比为入=2√5/B:N为试验时施加的竖向荷载：试件的轴压比为n= N/No,其中N。=A,f+Af:a为试件的含钢率，其中a=B2-(B-2)]/B2

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 柱延性系数的数值及其影响因素，但实验与震害现 象表明，结构抗震性能与其所经历的受力历程有关． 在持时较长、往复振动次数较多的强震作用下，结构 构件的承载力可能因累积损伤效应而降低，进而导 致构件破坏，因此应充分考虑构件累积滞回耗能产 生的损伤对钢管混凝土柱性能的影响． 针对钢管混凝土柱框架结构，笔者等提出了允 许部分柱屈服的整体型屈服机制［11］，见图 1． 通过 设置承载力较大的边柱来避免层屈服破坏机制，并 允许中柱柱端屈服，从而使得中柱的强柱弱梁条件 得以放松，以充分发挥钢管混凝土柱良好的塑性变 形能力及耗能能力． 为保证部分柱铰屈服机制的抗 震安全性，要求允许屈服柱在屈服后承载力无显著 降低，且累积耗能不应超过构件的耗能能力，以避免 发生层破坏． 为此，本文通过六根方钢管混凝土柱 在一定轴力下的低周反复水平荷载下的实验，分析研 究了轴压比、含钢率和长细比对钢管混凝土柱的累积 耗能的影响，为基于部分柱铰屈服机制设计的框架结 构中允许屈服的钢管混凝土柱提供设计依据． 图 1 部分柱铰屈服机制 Fig． 1 Yield mechanism of partial column hinges 1 实验概况 1. 1 试件参数 根据《建筑抗震设计规范 GB50011—2001》［12］ 和《钢管混凝土结构设计与施工规程 CECS28: 90》［5］的规定，在Ⅱ类场地上按 7 度设防标准设计 试件． 柱高分别为 2 100 mm 和 1 700 mm，钢管截面 外包尺寸为 300 mm × 300 mm( 见图 2) ，厚度根据不 同宽厚比取 5 mm、7. 5 mm 和 10 mm 三种，钢材选用 Q235，钢管采用两块宽为 600 mm 的钢板折 90 #对接 焊接． 底板采用 700 mm × 500 mm × 20 mm，中心对 称的焊接在钢管底部． 各试件的具体参数见表 1，其 中 CFT 代表钢管混凝土构件; 轴压比设定为 0. 2、 0. 4 和 0. 6 分别用 A、B 和 C 表示; 5、7. 5、10 分别表 示钢管臂厚为 5 mm、7. 5 mm 和 10 mm，代表了含钢 率的不 同; L 和 M 分别代表长度为 2 100 mm 和 1 700 mm 的试件，体现了长细比的变化，试件均为中 长柱． 在一定轴压下进行低周反复荷载实验，实验 装置如图 3 所示． 图 2 试件尺寸( 单位: mm) Fig． 2 Specimen size ( unit: mm) 钢材的屈服强度 fy 是通过对低碳钢标准试件 进行受拉实验所得，混凝土的抗压强度标准值 fcu是 通过标准试块实验所得． 钢材和混凝土各力学性能 列于表 2． 表 1 试件参数表 Table 1 Specimen parameters 序号 试样编号 B × t × L /( mm × mm × mm) n λ fy / MPa fcu / MPa α N/kN 1 CFT-M7. 5A 300 × 7. 5 × 1 700 0. 2 19. 6 299. 2 35 0. 108 757 2 CFT-M7. 5B 300 × 7. 5 × 1 700 0. 4 19. 6 299. 2 35 0. 108 1 515 3 CFT-M7. 5C 300 × 7. 5 × 1 700 0. 6 19. 6 299. 2 35 0. 108 2 272 4 CFT-M5 300 × 5 × 1 700 0. 4 19. 6 299. 2 35 0. 070 1 187 5 CFT-M10 300 × 10 × 1 700 0. 4 19. 6 299. 2 35 0. 148 1 837 6 CFT-L7. 5 300 × 7. 5 × 2 100 0. 4 24. 2 299. 2 35 0. 108 1 515 注: B 为方钢管的外包边长; t 为钢管的厚度; L 为试件的加载长度; 长细比为 λ = 2 槡3 /B; N 为试验时施加的竖向荷载; 试件的轴压比为 n = N/N0，其中 N0 = Asfy + Ac fc ; α 为试件的含钢率，其中 α =［B2 － ( B － 2t) 2 ］/B2 ． ·1038·

第8期 徐培蓁等：方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 ·1039· 2、 试件达到的极限荷载值为P。,在位移控制加载过程 s1 中，当荷载下降到极限荷载值P.的85%时停止加 载，此时对应的位移取为极限位移△。· 4 1一方钢管混凝土柱：2一门架：3一反力墙：4一作动器：5一竖向千 斤顶：6一加载梁：7一压梁：8一小梁：9一四氯板：10一加载板 图3钢管混凝土柱加载装置示意图 Fig.3 Schematic diagram of the CFT column load device 表2材料的力学性能 图4实验控制参数 Table 2 Mechanical properties of materials MPa Fig.4 Control parameters of test 钢材，Q235 混凝土，C30 1.3实验数据的测量 E. 利用作动器上的力传感器和位移传感器获得钢 299.2 367.52.1×10535.0 23.33.2×104 管混凝土柱往复加载时的荷载一位移滞回曲线.在 注：f为钢材的屈服强度，f为钢材的抗拉强度，E,为钢材的弹性 各钢管混凝土柱底的三个截面（分别距柱底20mm、 模量，为混凝土立方体抗压强度，f为混凝土棱柱体抗压强度，E。 150mm和300mm左右)的外包钢管处粘贴了12片 为混凝土的弹性模量 电阻应变片和4片电阻应变花，见图5 1.2加载方案 实验过程中，首先在柱顶施加轴压力，并保持轴 2实验结果及分析 力恒定到实验结束为止，然后在柱顶施加水平荷载 2.1试件的破坏特征 水平加载采用力一位移控制的混合加载制度：试件 试件的水平变形达到1%~1.5%时，在滞回曲 屈服前取设计屈服荷载（以试件CT-M7.5A为例， 线上开始出现塑性下降段，随之实验转为位移控制， 设计屈服荷载为195.3kN)的1/3、2/3和3/3进行 至试件的水平承载力下降到极限荷载值的85%以 加载，但实验过程中没观测到刚度下降，随后减小级 下，停止实验.试件破坏时，伴随着钢管内发出混凝 差，以20kN为级差继续进行力控制加载，直到加载 土压碎的声音，先是出现如图5所示的前侧或后侧 曲线上出现刚度下降，以此时施加的荷载作为试件 的钢管底端一侧起鼓，然后相对的另一侧也出现起鼓 的实际屈服荷载P,对应的屈服位移取为A,·P,是 现象；随加载控制位移的增加，钢管底端左右两侧也相 整个构件刚刚出现塑性下降段时的荷载值，见图4. 继出现起鼓现象，钢管柱的底端变形呈灯笼状，见图6 试件屈服后，采用1.04.2.04，、3.04，、5.04，、64，、 (a);也有试件在钢管底端前后侧出现起鼓现象后，出 7.04,和8.04进行加载.试件屈服前分三级加载， 现侧焊缝开裂，且随加载控制位移的增加，焊缝开裂严 每级加载循环1次，屈服后每级加载循环2次.取 重，并伴随着混凝土压碎流出，见图6(b) ,受力方问 受力方向 位移传感器 (指向纸外) 指向纸外) 试件 试件 试件 试件 应变片 应变片 应变片 应变片 前侧 后侧 左侧 右侧 图5应变片布置示意图 Fig.5 Layout of strain gauges

第 8 期 徐培蓁等: 方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 1—方钢管混凝土柱; 2—门架; 3—反力墙; 4—作动器; 5—竖向千 斤顶; 6—加载梁; 7—压梁; 8—小梁; 9—四氟板; 10—加载板 图 3 钢管混凝土柱加载装置示意图 Fig． 3 Schematic diagram of the CFT column load device 表 2 材料的力学性能 Table 2 Mechanical properties of materials MPa 钢材，Q235 混凝土，C30 fy fu Es fcu fc Ec 299. 2 367. 5 2. 1 × 105 35. 0 23. 3 3. 2 × 104 注: fy为钢材的屈服强度，fu为钢材的抗拉强度，Es为钢材的弹性 模量，fcu为混凝土立方体抗压强度，fc为混凝土棱柱体抗压强度，Ec 为混凝土的弹性模量． 图 5 应变片布置示意图 Fig． 5 Layout of strain gauges 1. 2 加载方案 实验过程中，首先在柱顶施加轴压力，并保持轴 力恒定到实验结束为止，然后在柱顶施加水平荷载． 水平加载采用力--位移控制的混合加载制度: 试件 屈服前取设计屈服荷载( 以试件 CFT-M7. 5A 为例， 设计屈服荷载为 195. 3 kN) 的 1 /3、2 /3 和 3 /3 进行 加载，但实验过程中没观测到刚度下降，随后减小级 差，以 20 kN 为级差继续进行力控制加载，直到加载 曲线上出现刚度下降，以此时施加的荷载作为试件 的实际屈服荷载 Py，对应的屈服位移取为 Δy ． Py是 整个构件刚刚出现塑性下降段时的荷载值，见图 4． 试件屈服后，采用 1. 0Δy、2. 0Δy、3. 0Δy、5. 0Δy、6Δy、 7. 0Δy和 8. 0Δy进行加载． 试件屈服前分三级加载， 每级加载循环 1 次，屈服后每级加载循环 2 次． 取 试件达到的极限荷载值为 Pu，在位移控制加载过程 中，当荷载下降到极限荷载值 Pu的 85% 时停止加 载，此时对应的位移取为极限位移 Δu ． 图 4 实验控制参数 Fig． 4 Control parameters of test 1. 3 实验数据的测量 利用作动器上的力传感器和位移传感器获得钢 管混凝土柱往复加载时的荷载--位移滞回曲线． 在 各钢管混凝土柱底的三个截面( 分别距柱底 20 mm、 150 mm 和 300 mm 左右) 的外包钢管处粘贴了 12 片 电阻应变片和 4 片电阻应变花，见图 5． 2 实验结果及分析 2. 1 试件的破坏特征 试件的水平变形达到 1% ～ 1. 5% 时，在滞回曲 线上开始出现塑性下降段，随之实验转为位移控制， 至试件的水平承载力下降到极限荷载值的 85% 以 下，停止实验． 试件破坏时，伴随着钢管内发出混凝 土压碎的声音，先是出现如图 5 所示的前侧或后侧 的钢管底端一侧起鼓，然后相对的另一侧也出现起鼓 现象; 随加载控制位移的增加，钢管底端左右两侧也相 继出现起鼓现象，钢管柱的底端变形呈灯笼状，见图 6 ( a) ; 也有试件在钢管底端前后侧出现起鼓现象后，出 现侧焊缝开裂，且随加载控制位移的增加，焊缝开裂严 重，并伴随着混凝土压碎流出，见图6( b) ． ·1039·

·1040· 北京科技大学学报 第33卷 图6破坏现象.(a)CFTM7.5C:(b)CFT-M7.5A Fig.6 Damage phenomena:(a)CFT-M7.5 C:(b)CFT-M7.5A 2.2荷载位移滞回曲线 顶作用点没有作用到试件中心造成的.通过对比各 滞回曲线是结构抗震性能的综合体现，曲线的 试件的P一A滞回曲线，可知随着轴压比的增大（图 饱满程度与构件的耗能能力密切相关.各试件的荷 7(a)~(c)),试件的水平承载力虽有提高，但塑性 载一位移滞回曲线如图7所示，除试件CFTM5(图7 变形能力降低：随着钢管混凝土含钢率的提高（图7 (d))外，其余各试件的P-A滞回曲线均呈现饱满 (c)~(e),试件的水平承载能力和塑性变形能力 的纺锤形.试件CFTM5的P-A滞回曲线显得扁长 都有提高；随着长细比的增加（图7（©），(f)),试件 和不饱满，滞回曲线面积较小，说明该试件滞回耗能 的水平承载能力和塑性变形能力均下降.各试件的 能力较弱，这是由于该试件含钢率低，实验过程中没 屈服位移、屈服荷载、极限位移和极限荷载等特征值 加侧向支撑，该试件安装就位时施加轴压力的千斤 见表3 300叶a 300 400 200 200 c 100 200 100 0 100 0 -100 -100 -100 -200 -200 -200 -300 -300 -300 -120-60060 120 -80 -40 40 80 -80 -40 40 80 A/mm △/mm △/mm 300rd 400r (e) 300r) 300 200 20 100 100 10 NVd -100 -100 -200 -100 -200 -300 -200 400 -30 -30 -80 40 0 40 80 -90-60-300306090 -100 -60-202060100 △Wmm Amm Amm 图7P-A滞回曲线.(a)CFT-M7.5A:(b)CFTM7.5B:(e)CFT-M7.5C:(d)CFT-M5:(e)CFTM10:(CFT-7.5 Fig.7 P-hysteretic curve:(a)CFT-M7.5A:(b)CFT-M7.5B:(e)CFT-M7.5C:(d)CFT-M5:(e)CFT-M10;(f)CFT47.5 2.3承载力退化 应无显著降低，且累积耗能不应超过构件的耗能能力， 基于部分柱铰屈服机制设计的框架结构，允许部 以避免发生层破坏.通过对试件数据分析，研究了承载 分柱屈服耗能，但其要求屈服的钢管混凝土柱承载力 力退化与最大位移及累积滞回耗能的关系，见图8和

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 图 6 破坏现象 . ( a) CFT-M7. 5C; ( b) CFT-M7. 5A Fig． 6 Damage phenomena: ( a) CFT-M7. 5 C; ( b) CFT-M7. 5A 2. 2 荷载--位移滞回曲线 滞回曲线是结构抗震性能的综合体现，曲线的 饱满程度与构件的耗能能力密切相关． 各试件的荷 载--位移滞回曲线如图 7 所示，除试件 CFT-M5( 图 7 ( d) ) 外，其余各试件的 P--Δ 滞回曲线均呈现饱满 的纺锤形． 试件 CFT-M5 的 P--Δ 滞回曲线显得扁长 和不饱满，滞回曲线面积较小，说明该试件滞回耗能 能力较弱，这是由于该试件含钢率低，实验过程中没 加侧向支撑，该试件安装就位时施加轴压力的千斤 顶作用点没有作用到试件中心造成的． 通过对比各 试件的 P--Δ 滞回曲线，可知随着轴压比的增大( 图 7( a) ～ ( c) ) ，试件的水平承载力虽有提高，但塑性 变形能力降低; 随着钢管混凝土含钢率的提高( 图 7 ( c) ～ ( e) ) ，试件的水平承载能力和塑性变形能力 都有提高; 随着长细比的增加( 图 7( c) ，( f) ) ，试件 的水平承载能力和塑性变形能力均下降． 各试件的 屈服位移、屈服荷载、极限位移和极限荷载等特征值 见表 3． 图 7 P--Δ 滞回曲线 . ( a) CFT-M7. 5A; ( b) CFT-M7. 5B; ( c) CFT-M7. 5C; ( d) CFT-M5; ( e) CFT-M10; ( f) CFT-L7. 5 Fig． 7 P-Δ hysteretic curve: ( a) CFT-M7. 5A; ( b) CFT-M7. 5B; ( c) CFT-M7. 5C; ( d) CFT-M5; ( e) CFT-M10; ( f) CFT-L7. 5 2. 3 承载力退化 基于部分柱铰屈服机制设计的框架结构，允许部 分柱屈服耗能，但其要求屈服的钢管混凝土柱承载力 应无显著降低，且累积耗能不应超过构件的耗能能力， 以避免发生层破坏． 通过对试件数据分析，研究了承载 力退化与最大位移及累积滞回耗能的关系，见图 8 和 ·1040·

第8期 徐培蓁等：方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 ·1041· 图9.由于实验加载位移是逐级递增，再加载指向点的 和累积滞回耗能相比较，当加载位移幅值逐级增大时， 承载力即为再加载时达到同一方向最大位移时的承载 再加载指向点的承载力随上一循环最大位移的增大而 力.按上述方法得到了各试件每次循环正向再加载指 增大，而随累积滞回耗能的增大而减小；累积滞回耗能 向点的承载力，并将它们与相应上一循环的最大位移 越大，再加载指向点承载力越小 表3 实验特征值 Table 3 Characteristic value of tests 试件编号 极限荷载，P.kN 屈服荷载，P,kN 极限位移，△./mm 屈服位移，△，mm CFT-M7.5A 273.4 195.3 121.3 20.8 CFT-M7.5B 299.2 231.2 74.6 17.4 CFT-M7.5C 306.0 218.7 74.6 17.5 CFT-M5 230.5 220.0 68.7 18.9 CFT-MIO 382.4 253.0 92.3 19.2 CFT-7.5 228.8 190.0 83.6 21.0 400r 400r 三 300 300 200 200 ■-CT-17.5A 0 -CFT-M7.5A ·CFT-M7.5C ◆-CFT-M7.5C -CFT-M5 100 -CFT-M5 -0-CFT-M10 -CFT-M10 -o-CFT-L7.5 -CFT-L7.5 △-GFT-M7.5B △-CFT-M7.5B 40 80 120 50 100 150 200 上.一循环的最大位移mm 紫积滞回耗能/(MN·m) 图8再加载指向点的承载力与最大位移的关系 图9再加载指向点的承载力与累积滞回耗能的关系 Fig.8 Dependency of the strength of oriented points on peak dis- Fig.9 Dependency of the strength of oriented points on cumulative placement energy dissipation 2.4累积塑性变形率 式中：E,为构件端部累积塑性耗能，通过对实验得到 通过实验得到钢管混凝土柱的累积塑性变形 的滞回曲线在Origin软件中积分，再将积分所得的 率，为部分柱铰屈服机制中允许屈服的柱子提供了 累积耗能减去弹性阶段的耗能求得；M,为构件的屈 设计依据.累积耗能能力可通过下式的累积塑性变 服弯矩；0，为构件端部的弯矩达到M,时的转角.通 形率n反映： 过式(1)计算得到各试件的累积塑性变形率)，见 表4. M,, (1) 表4累积塑性变形率7 Table 4 Cumulative plastic deformation rate n 累积塑性耗能 屈服荷载， 屈服位移， 柱高， 屈服弯矩， 转角， 累积塑性变形 试件编号 E。/kNm P,/kN 4,1m L/m M,/(kN-m) B,/rad 率， CFT-M7.5A 194.8 195.3 0.021 1.7 332.0 0.0124 47.5 CFT-M7.5B 162.0 231.2 0.017 1.7 393.0 0.0100 41.2 CFT-M7.5C 155.6 218.7 0.018 1.7 371.8 0.0103 40.7 CFT-M5 52.5 220.0 0.019 1.7 374.0 0.0112 12.6 CFT-MI0 168.7 253.0 0.019 1.7 430.1 0.0112 35.1 CFT-L7.5 101.9 190.0 0.021 2.1 399.0 0.0100 25.5

第 8 期 徐培蓁等: 方钢管混凝土柱累积耗能性能的实验研究 图9． 由于实验加载位移是逐级递增，再加载指向点的 承载力即为再加载时达到同一方向最大位移时的承载 力． 按上述方法得到了各试件每次循环正向再加载指 向点的承载力，并将它们与相应上一循环的最大位移 和累积滞回耗能相比较，当加载位移幅值逐级增大时， 再加载指向点的承载力随上一循环最大位移的增大而 增大，而随累积滞回耗能的增大而减小; 累积滞回耗能 越大，再加载指向点承载力越小． 表 3 实验特征值 Table 3 Characteristic value of tests 试件编号 极限荷载，Pu /kN 屈服荷载，Py /kN 极限位移，Δu /mm 屈服位移，Δy /mm CFT-M7. 5A 273. 4 195. 3 121. 3 20. 8 CFT-M7. 5B 299. 2 231. 2 74. 6 17. 4 CFT-M7. 5C 306. 0 218. 7 74. 6 17. 5 CFT-M5 230. 5 220. 0 68. 7 18. 9 CFT-M10 382. 4 253. 0 92. 3 19. 2 CFT-L7. 5 228. 8 190. 0 83. 6 21. 0 图 8 再加载指向点的承载力与最大位移的关系 Fig． 8 Dependency of the strength of oriented points on peak dis￾placement 2. 4 累积塑性变形率 通过实验得到钢管混凝土柱的累积塑性变形 率，为部分柱铰屈服机制中允许屈服的柱子提供了 设计依据． 累积耗能能力可通过下式的累积塑性变 形率 η 反映［13］: η = Ep Myθy ( 1) 图 9 再加载指向点的承载力与累积滞回耗能的关系 Fig． 9 Dependency of the strength of oriented points on cumulative energy dissipation 式中: Ep为构件端部累积塑性耗能，通过对实验得到 的滞回曲线在 Origin 软件中积分，再将积分所得的 累积耗能减去弹性阶段的耗能求得; My为构件的屈 服弯矩; θy为构件端部的弯矩达到 My时的转角． 通 过式( 1) 计算得到各试件的累积塑性变形率 η，见 表 4． 表 4 累积塑性变形率 η Table 4 Cumulative plastic deformation rate η 试件编号 累积塑性耗能， Ep /kN·m 屈服荷载， Py /kN 屈服位移， Δy /m 柱高， L /m 屈服弯矩， My /( kN·m) 转角， θy /rad 累积塑性变形 率，η CFT-M7. 5A 194. 8 195. 3 0. 021 1. 7 332. 0 0. 012 4 47. 5 CFT-M7. 5B 162. 0 231. 2 0. 017 1. 7 393. 0 0. 010 0 41. 2 CFT-M7. 5C 155. 6 218. 7 0. 018 1. 7 371. 8 0. 010 3 40. 7 CFT-M5 52. 5 220. 0 0. 019 1. 7 374. 0 0. 011 2 12. 6 CFT-M10 168. 7 253. 0 0. 019 1. 7 430. 1 0. 011 2 35. 1 CFT-L7. 5 101. 9 190. 0 0. 021 2. 1 399. 0 0. 010 0 25. 5 ·1041·

·1042· 北京科技大学学报 第33卷 由表4可知：试件的累积变形性能存在以下规 变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低. 律：随含钢率的增加，累积塑性变形率增大，钢管混 (3)钢管混凝土的累积耗能能力可以满足允许 凝土柱的耗能能力提高；随轴压比的增加累积塑性 部分柱屈服的框架结构的抗震设计. 变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低：随长细 比的增大，累积塑性变形率减小，钢管混凝土柱的耗 参考文献 能能力降低. ] Kawano A,Mstsui C.Tanaka Y.An experimental study on con- 笔者对部分柱铰屈服机制的研究表明，屈服 cretefilled circular tube beam-columns under cyclic horizontal and axial loading.J Struct Constr Eng,2001,547:193 柱的累积塑性变形率受层间柱梁强度比大小、地震 2] Komuro T,Matsumoto S,Narihara H.Construction machinery and 波强度和类型影响较大，见图10.图中四条曲线分 equipment.Constr Mach Equip,2010.46(5):66 别代表不同的地震动记录和地震动强度作用下，最 B] Nakahara H,Sakino K,Kawano A.Bond Behavior of concrete 大累积塑性变形率随层间柱梁强度比变化的趋势. filled steel tubular frames under cyclic horizontal load.J Struct Constr Eng,2008,625:465 图中El8、El9、Nor8和Nor9分别表示结构输入 4]A Seismic Design Guideline Japanese of Steel Framed Structure 8度及9度El-Centro NS地震动和8度及9度 Using CFT Column.Japanese Society of Steel Construction,2006 Northridge地震动的最大累积塑性变形率.即使在9 [5]Zhong S T.The Concretefilled Steel Tubular Structure.3rd ed. 度地震作用下，屈服柱的最大累积塑性变形率需求 Beijing:Tsinghua University Press,2003 (钟善铜.钢管混凝土结构.3版.北京：清华大学出版社， 也不大于16，除CFTM5外其他试件的累积塑性变 2003) 形率都能满足要求.9度Northridge地震动作用下， 6 Han L H,Yang Y F.Modern Steel Tube Concrete Structure.Bei- 层间柱梁强度比小于1.4的屈服柱累积塑性变形率 jing:China Architecture Building Press,2007 需求都超过了试件CFTM5的累积塑性变形率能 (韩林海，杨有福.现代钢管混凝土结构技术北京：中国建筑 工业出版社，2007) 力，可通过设计幅厚较大的柱以提高柱的累积塑性 ] Xu Y H.Analysis of Hysteretic Capability of Concrete Filled Steel 变形率能力 Tube Compression-bending Members [Dissertation].Liaoning: 16 Dalian Jiaotong University,2005 (许月华.钢管混凝土压弯构件滞回性能分析[学位论文] 大连：大连交通大学，2005) [8]Tao Z,Han L H.Research on the load-deformation hysteretic be- 年-1-8 +-9 ·-Nor-8tNor-9 haviors of concrete filled square steel tubes subjected to compres- 8 sion-bending.Ind Build,2000.30(6):13 (陶忠，韩林海.方钢管混凝土压弯构件荷载一位移滞回性能 研究.工业建筑，2000,30(6)：13) 4 9] Guo L C.Study on Seismic Behavior of Rectangular Steel Rein- forced Concrete Column [Dissertation].Shanghai:Tongji Univer- sity,2004 1.0 1.21.41.61.8 (郭力春.矩形钢管混凝土柱抗震性能研究[学位论文].上 层间柱梁强度比 海：同济大学，2004) 图10屈服柱的累积塑性变形率 [Zhang JH.Study on Seismic Behaviors of Concrete Filled Square Fig.10 Cumulative plastic deformation rate of yield columns Steel Tubular Frame Columns [Dissertation].Tianjin:Tianjin University,2005 (张建辉.方钢管混凝土框架柱的抗震性能分析[学位论 3结论 文].天津：天津大学，2005) (1)钢管混凝土屈服后，承载力仍呈非线性上 [11]Xu PZ,Kawano A.Effects of column to beam strength ratio on earthquake responses of CFT moment resistant frames permitting 升态势，在加载后期，承载力保持水平或略微下降， inner columns to yield //8th International Symposium on Struc- 加载位移幅值逐级增大时，承载力随上一循环最大 tural Engineering for Young Experts.Xi'an,2004,545 位移或随累积滞回耗能的增大而单调减小 [12]Ministry of Housing and Urban-Rural Development,People's (2)随含钢率的增加，累积塑性变形率增大，钢 Republic of China.GB50011-2010 Code for Seismic Design of Building.Beijing:China Architecture Building Press,2010 管混凝土柱的耗能能力提高：随轴压比的增大，试件 (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011一2010建筑 的水平承载能力会提高，但塑性变形能力却相应降低， 抗震设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2010) 累积塑性变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低： [13]Akiyama H.Earthquake-resistant Limit-state Design for Build- 随长细比增大，试件的水平承载能力会降低，累积塑性 ings.Tokyo:University of Tokyo Press,1985

北 京 科 技 大 学 学 报 第 33 卷 由表 4 可知: 试件的累积变形性能存在以下规 律: 随含钢率的增加，累积塑性变形率增大，钢管混 凝土柱的耗能能力提高; 随轴压比的增加累积塑性 变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低; 随长细 比的增大，累积塑性变形率减小，钢管混凝土柱的耗 能能力降低． 笔者对部分柱铰屈服机制的研究表明［11］，屈服 柱的累积塑性变形率受层间柱梁强度比大小、地震 波强度和类型影响较大，见图 10． 图中四条曲线分 别代表不同的地震动记录和地震动强度作用下，最 大累积塑性变形率随层间柱梁强度比变化的趋势． 图中 El-8、El-9、Nor-8 和 Nor-9 分别表示结构输入 8 度 及 9 度 El-Centro NS 地 震 动 和 8 度 及 9 度 Northridge 地震动的最大累积塑性变形率． 即使在 9 度地震作用下，屈服柱的最大累积塑性变形率需求 也不大于 16，除 CFT-M5 外其他试件的累积塑性变 形率都能满足要求． 9 度 Northridge 地震动作用下， 层间柱梁强度比小于 1. 4 的屈服柱累积塑性变形率 需求都超过了试件 CFT-M5 的累积塑性变形率能 力，可通过设计幅厚较大的柱以提高柱的累积塑性 变形率能力． 图 10 屈服柱的累积塑性变形率 Fig． 10 Cumulative plastic deformation rate of yield columns 3 结论 ( 1) 钢管混凝土屈服后，承载力仍呈非线性上 升态势，在加载后期，承载力保持水平或略微下降， 加载位移幅值逐级增大时，承载力随上一循环最大 位移或随累积滞回耗能的增大而单调减小． ( 2) 随含钢率的增加，累积塑性变形率增大，钢 管混凝土柱的耗能能力提高; 随轴压比的增大，试件 的水平承载能力会提高，但塑性变形能力却相应降低， 累积塑性变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低; 随长细比增大，试件的水平承载能力会降低，累积塑性 变形率减小，钢管混凝土柱的耗能能力降低． ( 3) 钢管混凝土的累积耗能能力可以满足允许 部分柱屈服的框架结构的抗震设计． 参 考 文 献 ［1］ Kawano A，Mstsui C，Tanaka Y． An experimental study on con￾crete-filled circular tube beam-columns under cyclic horizontal and axial loading． J Struct Constr Eng，2001，547: 193 ［2］ Komuro T，Matsumoto S，Narihara H． Construction machinery and equipment． Constr Mach Equip，2010，46( 5) : 66 ［3］ Nakahara H，Sakino K，Kawano A． Bond Behavior of concrete filled steel tubular frames under cyclic horizontal load． J Struct Constr Eng，2008，625: 465 ［4］ A Seismic Design Guideline Japanese of Steel Framed Structure Using CFT Column． Japanese Society of Steel Construction，2006 ［5］ Zhong S T． The Concrete-filled Steel Tubular Structure． 3rd ed． Beijing: Tsinghua University Press，2003 ( 钟善铜． 钢管混凝土结构． 3 版． 北京: 清华大学出版社， 2003) ［6］ Han L H，Yang Y F． Modern Steel Tube Concrete Structure． Bei￾jing: China Architecture ＆ Building Press，2007 ( 韩林海，杨有福． 现代钢管混凝土结构技术． 北京: 中国建筑 工业出版社，2007) ［7］ Xu Y H． Analysis of Hysteretic Capability of Concrete Filled Steel Tube Compression-bending Members ［Dissertation］． Liaoning: Dalian Jiaotong University，2005 ( 许月华． 钢管混凝土压弯构件滞回性能分析［学位论文］． 大连: 大连交通大学，2005) ［8］ Tao Z，Han L H． Research on the load-deformation hysteretic be￾haviors of concrete filled square steel tubes subjected to compres￾sion-bending． Ind Build，2000，30( 6) : 13 ( 陶忠，韩林海． 方钢管混凝土压弯构件荷载--位移滞回性能 研究． 工业建筑，2000，30( 6) : 13) ［9］ Guo L C． Study on Seismic Behavior of Rectangular Steel Rein￾forced Concrete Column ［Dissertation］． Shanghai: Tongji Univer￾sity，2004 ( 郭力春． 矩形钢管混凝土柱抗震性能研究［学位论文］． 上 海: 同济大学，2004) ［10］ Zhang J H． Study on Seismic Behaviors of Concrete Filled Square Steel Tubular Frame Columns ［Dissertation］． Tianjin: Tianjin University，2005 ( 张建辉． 方钢管混凝土框架柱的抗震性能分析［学 位 论 文］． 天津: 天津大学，2005) ［11］ Xu P Z，Kawano A． Effects of column to beam strength ratio on earthquake responses of CFT moment resistant frames permitting inner columns to yield / / 8th International Symposium on Struc￾tural Engineering for Young Experts． Xi'an，2004，545 ［12］ Ministry of Housing and Urban-Rural Development，People's Republic of China． GB50011—2010 Code for Seismic Design of Building． Beijing: China Architecture ＆ Building Press，2010 ( 中华人民共和国住房和城乡建设部． GB50011—2010 建筑 抗震设计规范． 北京: 中国建筑工业出版社，2010) ［13］ Akiyama H． Earthquake-resistant Limit-state Design for Build￾ings． Tokyo: University of Tokyo Press，1985 ·1042·