在混凝土框架结构和框架剪力墙结构中, 结构构件仅承受扭矩或轴力作用的情况较少见, 普遍是以压、弯、剪、扭复合受力的状态存在, 国内外专家学者对钢筋混凝土构件进行了大量试验和理论研究, 如Hamid等^[1]改进了传统钢筋混凝土结构受扭性能的计算模型;Jeng等^[2]改进了剪切状态下混凝土构件的软化膜模型并进行了推广和应用;张誉等^[3]对此进行了深入研究和讨论, 取得了丰硕的研究成果。此外, 国内外学者就型钢混凝土构件^[4,5]、钢管混凝土柱^[6,7]在单调纯扭、压扭、压弯扭及压弯剪扭作用下的受力状态进行了分析, 提出了新的计算模型或计算单元。且对高强混凝土^[8,9]、钢纤维混凝土^[10]等构件的受扭性能及理论计算方法展开了大量研究, 取得了不少成果。但通过查阅相关文献资料发现, 在水平地震荷载作用下, 以压扭复合受力状态存在型钢混凝土柱构件的抗震性能研究较罕见。

查阅相关文献[4,11]及规范对柱试件进行设计:共6个试件, 柱截面为300mm×300mm, 长度均为1 650mm, 其中试验段长1 200mm, 并取450mm作为固定端以此模拟基础, 顶端无约束为自由端以便施加外部载荷。混凝土选用C40, 钢骨选择Q345H型钢, 纵筋取416, 箍筋取10@100, 在固定端内和顶端300mm范围内设置箍筋加密区, 取10@80, 纵筋保护层厚度取35mm;试件设计参数如表1所示。

本文采用理想弹塑性模型构建钢材属性^[12], 如图1所示。

基于我国混凝土规范^[13]中的混凝土本构关系, 根据约束情况将构件截面混凝土部分划分为无约束混凝土、箍筋约束混凝土 (部分约束混凝土) 和钢骨约束混凝土 (强约束混凝土) 3部分, 如图2所示。

1) 无约束混凝土的应力-应变曲线无约束部分的混凝土应力-应变关系曲线如图3所示, 直接采用混凝土规范^[13]中的表达式计算。

2) 箍筋约束下混凝土的应力-应变曲线箍筋约束区域内混凝土受压时的应力-应变曲线方程构建, 以Popovics等^[14]归纳总结的公式为基础, 参考Collins等的研究, 在峰值应力后的下降段时增加修正系数d调整下降段速率:

式中:f_cc为约束混凝土抗压强度;ε_cc为约束混凝土峰值应力对应的应变;ε_c为混凝土压应变;v为近似表征混凝土脆性的常数。

修正系数d考虑构件截面中钢骨约束区域面积与截面面积的比值v及钢骨对构件承载力及延性等性能的提高。

3) 钢骨约束下混凝土应力-应变曲线钢骨约束混凝土主要处于构件截面的核心区域, 该核心区截面尺寸等效为H型钢腹板高度与Z_a的乘积^[15]:

钢骨对混凝土提供的附加有效约束应力主要由翼缘产生。3部分混凝土的本构关系曲线如图3所示。

由图3可知, 当考虑箍筋和钢骨约束作用时, 不同约束部分混凝土的本构关系存在明显差异;其中钢骨约束的混凝土应力峰值最高, 箍筋次之, 这说明钢骨与箍筋的约束作用对提高混凝土性能影响较大。

利用ABAQUS有限元分析软件分析设计试件建模, 混凝土及钢骨材料均采用C3D8R单元模拟, 钢筋采用三维TRUSS单元模拟。采用Embedded Region功能将钢骨和钢筋骨架置于混凝土部件中, 即不考虑钢材部件和混凝土间的黏结滑移。根据相关文献[4]及多次对各部件单元网格尺寸的调试, 最终钢筋骨架取20mm, 混凝土部件取30mm, 钢骨取40mm。模型边界约束条件:固定试件柱脚, 柱顶为自由端;加载方式采用位移加载制度, 将柱悬臂端截面进行耦合, 在耦合中心点上分步施加轴力、扭矩及往复荷载作用, 施加往复荷载时设置9级加载制度, 试件屈服前每级位移加载2.5mm, 从0mm一直加至30mm。最终装配完整的钢骨混凝土柱三维模型如图4所示。

利用ABAQUS进行低周往复水平加载模拟, 加载方向沿H型钢强轴方向, 得到各构件滞回曲线及混凝土、钢骨架等效应变, 如图5所示, 各试件骨架曲线如图6所示, 其中基于骨架曲线推算得到能量耗散系数E与等效黏滞阻尼系数h_e、位移延性系数平均值μ如表2所示。

由图5可知, 在不同因素影响下, 各试件滞回曲线大致呈梭形;正、反向加载后所得滞回曲线不完全对称, 主要因为扭矩的存在, 因为随着加载位移的增大, 试件在水平往复荷载作用下沿H型钢弱轴方向发生失稳破坏;加之轴力作用, 导致试件固定端在加载后期发生混凝土压碎、钢骨屈曲破坏等, 如图5各试件等效应变云图所示。

由图6可知, n=0.2时的滞回曲线形态较n=0.4饱满, 表明n=0.2试件在地震作用下能够发生较大变形, 吸收更多地震能;随着轴压比的增大, 试件极限承载力略降低, 但两者相差不大, 仅为5%, 主要因为外部施加的扭矩较小, 扭矩对试件极限承载力影响较小, 但扭矩使试件产生微小变形, 影响了变形性能和耗能能力。由图5a, 5c, 5d及表2可知, 随着扭矩的增大, 构件滞回曲线的饱满程度不断降低, 其极限荷载值及相应的加载位移逐渐减小, 因为扭矩使构件在地震作用中过早发生失稳破坏, 从而降低承载力和变形能力。由图5a, 5e, 5f及表2可知, 随着含钢量的提高, 滞回曲线更加饱满, 极限荷载逐步提高;当极限荷载过后, 随着加载位移的持续增大, 承载力降低速度变缓, 且具有良好的变形和耗能能力。因为H型钢翼缘和腹板厚度的增大, 提高了试件自身的抗压和抗扭承载力, 与实际相吻合。

基于JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》中评价抗震性能指标的能量耗散系数E与等效黏滞阻尼系数h_e衡量各试件在加载过程中的耗能能力;通过位移延性系数平均值μ反映构件的抗震性能。

由表2可知, 随着轴压比和扭矩的增大, 试件SRC-2～4的E, h_e, μ值较试件SRC-1均逐渐变小, 因为试件SRC-2～4在受到往复荷载作用之前, 试件具有较大的初始应力和变形, 随着水平往复位移的增大, 加速了试件变形的发展并发生失稳破坏, 进而降低了试件的耗能能力和延性性能, 但仍强于钢筋混凝土结构。相反, 随着含钢量的增大, E, h_e, μ值先增大后降低, 因为含钢量的增大在一定程度上提高了试件自身的抗压和抗扭承载力及抵抗变形的能力, 从而提高了试件的耗能强度和延性, 但含钢量增加到一定程度后, 试件到达极限承载力时变形不再发生明显改善。

随着加载位移的增大, 各构件的等效刚度均呈现减小的趋势 (见图7) 。在加载初期 (位移<10mm) , 等效刚度降低速度较快, 原因是试件中混凝土尚未开裂, 且与钢骨架均处于弹性状态;当位移>10mm时, 等效刚度较之前趋于平缓, 这是因为试件混凝土发生开裂, 钢骨架逐步屈服, 随着水平荷载位移的增大, 试件的荷载峰值增长缓慢, 试件刚度退化变缓。

由图7可知, 各试件初始等效刚度值相近;对比SRC-1, 2可知, 轴压比的增大对峰值荷载后的刚度退化有一定减缓作用, 反映峰值荷载向零点水平移动的趋势, 与骨架曲线的变化相吻合。对比SRC-3, 4可知, 扭矩的增大在加载后期时, 刚度退化现象较初期更加明显, 主要原因是较大的扭矩荷载加速了试件的变形和失稳破坏。试件SRC-5, 6较其他试件初始等效刚度值大, 表明含钢量对初始刚度有一定改善, 但对试件刚度退化的影响与轴压比、扭矩无明显区别。

利用ABAQUS对钢骨混凝土构件复合受扭作用下的抗震性能进行分析, 主要得出如下结论。

1) 在压、扭及水平往复荷载的复合作用下, 试件破坏模式相同, 均为固定端混凝土压碎、钢骨架屈曲并发生失稳破坏。

2) 轴压比、扭矩的增大导致滞回曲线的饱满程度、耗能及延性性能下降, 但极限承载力影响较小, 而含钢量的增大在一定程度上提高了试件承载力、耗能及延性性能。

3) 轴压比、扭矩和含钢量三者对试件刚度退化具有相同的降低趋势, 但扭矩对在加载位移>10mm后降低加快。

综上所述, 对于承受较大轴力且存在扭矩影响的柱构件, 在进行相关设计时应控制轴压比, 加以考虑外部荷载产生的扭矩影响。另外, 可适当提高构件的含钢量, 对于提高构件和结构整体抗震性能有一定帮助。