Seismic Performance of Concrete Composite Columns of Ultra-High Performance Concrete Precast Pipe
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摘要:
为研究在低周反复荷载下超高性能混凝土（UHPC）预制管混凝土组合柱的抗震性能，进行共计3根UHPC预制管混凝土组合柱和1根钢筋混凝土柱的拟静力试验，分析在不同UHPC强度和核心混凝土有无配筋情况下，各组合柱试件的破坏模式、位移延性、耗能能力、刚度退化等方面抗震性能. 分析结果表明：UHPC预制管混凝土组合柱试件的滞回曲线较为饱满，破坏形态基本相同，均为整体压弯破坏；与传统钢筋混凝土（RC）柱相比，UHPC预制管混凝土组合柱刚度、屈服荷载、延性性能均有提升；随着UHPC强度增大，组合柱试件的滞回曲线更为饱满，耗能能力增强，残余位移小，水平峰值荷载和位移延性系数分别提高了20.60%和6.40%，表现出良好的整体抗震性能；采用ABAQUS程序建立组合柱的有限元分析模型，计算结果与试验结果吻合良好；轴压比、长细比、UHPC强度是影响UHPC预制管混凝土组合柱抗震性能的重要参数，可为同类工程设计提供参考.
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关键词:
- 超高性能混凝土（UHPC） /
- 组合柱 /
- 抗震性能 /
- 拟静力试验 /
- 有限元分析
Abstract:To investigate the seismic performance of concrete composite columns of ultra-high performance concrete (UHPC) precast pipe under low-cycle repeated loads, three concrete composite columns of UHPC precast pipes and one reinforced concrete (RC) column were subjected to quasi-static tests, so as to analyze the seismic performance of each composite column specimen in terms of damage mode, displacement ductility, energy dissipation capacity, and stiffness degradation under different UHPC strengths and core concrete with or without reinforcement. The analysis results show that the hysteresis curves of the concrete composite column specimens of UHPC precast pipe are fuller, and their damage patterns are basically the same, which are both integral compression-bending damage. Compared with those of the conventional RC columns, the stiffness, yield load, and ductility of the concrete composite column of UHPC precast pipe are improved. With the increase in UHPC strength, the hysteresis curves of the composite column specimens are fuller, and the energy dissipation capacity is enhanced. The residual displacement is small, and the horizontal peak load and displacement ductility coefficient increase by 20.6% and 6.4%, which shows good overall seismic performance. The finite element analysis model of the composite column is established by the ABAQUS program, and the calculation results are in good agreement with the test results. Different axial compression ratios, slenderness ratios, and UHPC strengths are important parameters affecting the seismic performance of concrete composite columns of UHPC precast pipes, which can provide a reference for similar engineering designs.
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弦支穹顶[1]是由上部单层网壳和下部索杆体系组合而成的新型杂交空间结构体系，刚柔相济，受力合理，近年来，在大跨度屋盖结构中得到广泛应用[2-3]. 但该结构的矢跨比较小，静力稳定性能是其设计选型的关键因素之一[4].
文献[5]以河北北方学院体育馆弦支穹顶为对象，考虑活载不利布置、初始几何缺陷分布模式和大小等因素，探讨其对结构稳定承载力的影响. 文献[6]采用逆推求解法，得到800 m凯威特巨型网格弦支穹顶的最不利屈曲模态及其阶数. 文献[7]考虑几何非线性、初始几何缺陷及活载的半跨布置，对厚街体育馆弦支穹顶与相应单层网壳的非线性屈曲性能进行了对比研究. 在此基础上，考察初始几何缺陷分布模式及材料弹塑性对弦支穹顶稳定承载力的影响，以此探讨一致缺陷模态法的适用性. 文献[8]引入节点安装偏差、杆件初偏心及索的预应力偏差，并考虑材料弹性模量的变化，提出适用于弦支穹顶稳定性分析的随机缺陷法. 文献[9]提出以N阶特征缺陷模态法作为弦支穹顶初始几何缺陷的施加方法，并给出弹性全过程分析的稳定安全系数取值. 文献[10]对跨度为108 m的弦支穹顶进行弹塑性屈曲分析，提出梁单元的划分方法，考察杆件初弯曲对结构稳定承载力的影响，结果表明，该法可较精确地模拟杆件初弯曲，且计算量增加不大. 文献[11]探讨了杆件初弯曲的分布模式及幅值对单层球壳稳定性的影响，并给出杆件初弯曲幅值的建议取值. 文献[12]对半刚性连接单层网壳进行稳定性分析，考察杆件初弯曲、节点安装偏差及节点刚度对结构稳定性能的影响. 文献[13]指出，H型钢杆件沿弱轴方向的初弯曲对H型钢弦支穹顶的稳定承载力影响较大，因此，该类杆件加工时，应尽量避免沿弱轴方向的初弯曲.
目前，对弦支穹顶结构的缺陷稳定性研究主要集中于整体缺陷（节点安装偏差），而对杆件缺陷（重点针对初弯曲）的研究相对较少，且相关工作尚未涉及这2种缺陷的同时施加对该结构稳定承载力的耦合影响分析. 因此，对考虑杆件初弯曲的弦支穹顶结构开展静力稳定性研究具有重要的科学意义. 为此，本文以多段直梁法模拟杆件初弯曲，对理想结构引入杆件初弯曲，并进行弹塑性全过程分析，探讨不同形状及幅值的杆件初弯曲对弦支穹顶结构非线性屈曲性能的影响程度. 在此基础上，对整体缺陷结构引入杆件初弯曲，考察2种缺陷的共同施加对该结构稳定性能的耦合影响，所得结论可为类似结构的分析与设计提供理论依据.
1. 杆件初弯曲模拟方法
杆件初弯曲是工程实践中难以避免的初始缺陷之一，在轴心压力的作用下，可产生对杆件不利的附加弯矩，进而影响结构的稳定性能. 杆件的初弯曲特征包括初弯曲形状、初弯曲幅值及初弯曲方向角，其空间弯曲示意如图1所示. 图中：$ i $、$ j $均为杆端节点编号，$ \delta $为初弯曲幅值，$ \beta $为初弯曲方向角. 以端节点$ i $为原点$ O $，杆件$ ij $的理想轴线为$ X $轴，设定杆件的局部坐标系为$ O{\text{-}}XYZ $. 在三维空间中定义一个参考点$ A $，以$ Aij $为参考面，其与杆件初弯曲平面的夹角定义为$ \beta $，逆时针为正.
当理想直杆发生初弯曲后，曲杆上某一点偏离$ X $轴的距离为
d=δf(x)， (1) 式中：$ f(x) $为初弯曲形状，$ x $为理想直杆上某一点到原点$ O $的距离.
依据初弯曲形状$ f(x) $、幅值$ \delta $及方向角$ \beta $可定量表征杆件的初弯曲. 假定$ ({x_0},{y_0},{{\textit{z}}_0}) $、$ ({x_1},{y_1},{{\textit{z}}_1}) $分别为理想直杆中的某一点及其发生初弯曲后的坐标，两者满足
{x1=x0,y1=y0+δf(x0)sinβ,z1=z0+δf(x0)cosβ. (2) 本文采用文献[14]提出的多段直梁法来模拟杆件的初弯曲，如图2所示. 多段直梁法即用多段直梁单元形成多段式折线，以此模拟杆件的初弯曲形状. 先将理想直杆打断为$ k $段，再由式（2）计算其发生初弯曲后内部$ k - 1 $个节点的坐标，并重新依次连接各节点，即可模拟杆件的初弯曲.
杆件初弯曲形状$ f(x) $一般可依据理想直杆的屈曲模态选取，而$ \beta $及$ \delta $往往无法预测，可在特定区间以随机采样的方法确定. 其中，$ \beta $可假定在$ [{0^ \circ },{\text{ }}{360^ \circ }) $区间服从均匀分布，即$ \beta \ ～ U[{0^ \circ },{\text{ }}{360^ \circ }) $；对$ \delta $，考虑到相关规范对杆件平直度的要求，可假定其满足极值Ⅰ型分布[15]，相应的分布函数为
F(δ)=1−e−ev(δ−q)， (3) 式中：$ F(\delta ) $为初弯曲幅值$ \delta $的分布函数，q为分布的众值，v为偏度的量测.
若假定杆件初弯曲的最大幅值为$ u $，出现大于此值的概率为2.5%，且$ \delta $为0的概率为1.0%，则有
P(δ>u)=1−F(u)=2.5%， (4) F(0)=1.0%. (5) 联立式（4）、（5），可得$ q = 0.78u $，$ v = 5.9/u $.
以上述概率分布随机生成一系列初弯曲幅值$ \delta $时，有极小的概率生成小于0的数. 在此设定，当随机生成的数小于0时，令该数为0.
2. 分析模型
基于某实际工程，建立跨度为80 m、矢跨比为1/10的凯威特-联方型弦支穹顶分析模型（图3）. 结构的频数为8，其中，凯威特部分为6圈，联方部分为2圈，且下部设置3圈索杆体系. 环向索的初始预应力由内至外分别为102.828、529.749、
1607.767 kN，其确定方法详见文献[16]，限于篇幅，在此不再赘述. 构件和材料规格如表1所示.表 1 构件和材料规格Table 1. Specifications of members and materials结构部位 构件 材质 规格 上部单层
网壳凯威特
部分径向杆 Q355B ϕ219 × 12 环向杆 Q355B ϕ219 × 12 斜杆 Q355B ϕ203 × 10 联方
部分环向杆 Q355B ϕ203 × 10 斜杆 Q355B ϕ194 × 10 撑杆 Q355B ϕ168 × 8 下部索杆
体系环向索 内圈 平行钢丝
束，1670 级ϕ5 × 61 中圈 平行钢丝
束，1670 级ϕ5 × 91 外圈 平行钢丝
束，1670 级ϕ5 × 139 径向索 平行钢丝
束，1670 级ϕ5 × 55 选用稀索体系弦支穹顶，各圈撑杆由内至外的高度分别为4.9、5.7、6.6 m. 上部单层网壳杆件及撑杆的弹性模量均为206 × 103 N/mm2，拉索的弹性模量为195 × 103 N/mm2，屋面附加恒载取0.5 kN/m2，不上人屋面活载取0.5 kN/m2（全跨布置），以等效节点荷载的形式作用于上部单层网壳，荷载组合为1.0恒载 + 1.0活载的标准组合. 采用通用有限元软件ANSYS进行分析，上部单层网壳节点刚接，其杆件、撑杆、拉索分别采用Beam188单元、Link8单元、Link10单元模拟，与外圈径向索相连的周边节点的边界条件为固定铰支座.
3. 理想结构引入杆件初弯曲
文献[17]研究表明，采用多段直梁法模拟杆件初弯曲时，将杆件划分为4段等长直线梁单元，即可满足计算精度要求. 鉴于弦支穹顶结构的缺陷敏感区域主要位于上部单层网壳[18]，在此，本文将该区域的杆件沿杆长均匀划分为4段直线梁单元，以此对弦支穹顶结构进行仅考虑杆件初弯曲的非线性屈曲分析.
采用随机缺陷模态法，对上述模型引入杆件初弯曲，样本容量取100. 其中，杆件初弯曲形状分别取正弦半波$ f(x) = {\text{sin}}({\text{π}}x/l) $及正弦全波$ f(x) = $$ {\text{sin}}(2{\text{π}}x/l) $. 初弯曲幅值最大值分别取lmax/300、lmax/400、lmax/500、lmax/600及lmax/700. 图4为一次模拟所得的初弯曲幅值（以最大值取lmax/300为例）及方向角分布直方图. 其中，lmax为单一模型上部单层网壳中所有杆件长度的最大值. 图5为理想结构引入杆件初弯曲后（初弯曲幅值最大值均为lmax/300）的模型图.
图 4 一次模拟所得的初弯曲幅值及方向角分布直方图Figure 4. Distribution histograms of amplitudes and direction angles of initial curvature from one simulation限于篇幅，在此仅列出以lmax/300为初弯曲幅值最大值，且分别以正弦半波、正弦全波为初弯曲形状，对理想结构引入杆件初弯曲并进行双重非线性分析计算（考虑材料非线性时，采用两段式理想弹塑性本构关系模型），结果如表2所示，其对应的分布直方图如图6所示. 表中：Kmax、Kmin、$ \mu $、$ \sigma $分别为稳定承载力系数的最大值、最小值、平均值和标准差.
表 2 仅考虑杆件初弯曲的稳定承载力系数Table 2. Coefficients of stability bearing capacity considering initial curvature of members only初弯曲形状 稳定承载力系数 正弦半波 3.361，3.328，3.382，3.390，3.391，3.398，
3.377，3.345，3.338，3.355，3.343，3.367，
3.324，3.401，3.344，3.368，3.371，3.353，
3.375，3.350，3.387，3.379，3.340，3.389，
3.389，3.340，3.320，3.313，3.378，3.401，
3.282，3.378，3.404，3.369，3.370，3.331，
3.444，3.371，3.333，3.342，3.310，3.361，
3.394，3.402，3.338，3.314，3.377，3.348，
3.337，3.359，3.383，3.405，3.358，3.351，
3.360，3.383，3.391，3.329，3.349，3.421，
3.365，3.414，3.346，3.386，3.354，3.339，
3.357，3.393，3.418，3.364，3.339，3.361，
3.364，3.339，3.362，3.345，3.384，3.348，
3.346，3.336，3.356，3.403，3.346，3.350，
3.409，3.375，3.379，3.393，3.377，3.326，
3.355，3.312，3.336，3.397，3.382，3.351，
3.332，3.404，3.397，3.385$ {K_{\min }} = 3.282 $，$ {K_{\max }} = 3.444 $，$ \mu = 3.3642 $，$ {\sigma } = 0.028\;8 $ 正弦全波 3.424，3.416，3.406，3.416，3.395，3.387，
3.409，3.357，3.400，3.415，3.410，3.392，
3.406，3.395，3.370，3.369，3.390，3.409，
3.380，3.399，3.370，3.400，3.413，3.422，
3.398，3.385，3.405，3.422，3.424，3.423，
3.377，3.401，3.392，3.403，3.421，3.360，
3.408，3.393，3.407，3.411，3.397，3.440，
3.406，3.390，3.392，3.410，3.381，3.391，
3.411，3.397，3.388，3.397，3.409，3.419，
3.388，3.409，3.403，3.366，3.372，3.388，
3.410，3.399，3.367，3.386，3.427，3.412，
3.394，3.401，3.411，3.402，3.383，3.393，
3.400，3.415，3.392，3.427，3.398，3.421，
3.393，3.373，3.387，3.390，3.409，3.395，
3.384，3.395，3.406，3.414，3.401，3.416，
3.343，3.413，3.376，3.406，3.395，3.394，
3.400，3.410，3.387，3.410$ {K_{\min }} = 3.343 $，$ {K_{\max }} = 3.440 $，$ \mu = 3.3987 $，$ {\sigma } = 0.017\;0 $ 
图 5 理想结构引入杆件初弯曲分布（放大50倍）Figure 5. Distributions of initial curvature of members introduced in perfect structure （enlarged by 50 times）
图 6 稳定承载力系数分布直方图Figure 6. Distribution histograms of coefficients of stability bearing capacity由表2和图6可见：理想结构引入杆件初弯曲后，由随机缺陷模态法分析所得的稳定承载力系数分布直方图呈现中间高、两边低的特征；当初弯曲形状分别为正弦半波、正弦全波时，其对应的稳定承载力系数最小值与最大值之差均小于5%. 由此表明，当初弯曲幅值最大值确定时，理想结构引入不同初弯曲分布模式后，稳定承载力系数变化幅度不明显. 对表2中的两组数据分别进行χ2拟合优度检验，具体计算过程详见文献[16]. 结果表明，两组数据均服从正态分布，其对应保证率为99.87% （$ 3\sigma $原则）的稳定承载力系数分别为
3.2778 、3.3477. 此外，查询计算结果，未引入杆件初弯曲时，理想结构相应的稳定承载力系数为5.0850 . 与其相比，引入杆件初弯曲后，结构的稳定承载力系数分别降低35.54%及34.17%，降幅显著，表明该类弦支穹顶结构对杆件初弯曲较为敏感.结构在不同初弯曲形状、初弯曲幅值最大值下的稳定承载力系数对比如表3所示. 鉴于部分计算结果不满足χ2检验，因此，下文以平均值进行对比，不同参数下稳定承载力系数平均值对比如图7所示.
表 3 仅考虑杆件初弯曲的稳定承载力系数对比Table 3. Comparison of coefficients of stability bearing capacity considering initial curvature of members only初弯曲幅值最大值 初弯曲形状 Kmin Kmax $ \mu $ $ \sigma $ 是否满足 χ2 检验 $ \mu - 3\sigma $ lmax/700 正弦半波 3.365 3.482 3.4243 0.0178 否 正弦全波 3.424 3.473 3.4453 0.0092 是 3.4177 lmax/600 正弦半波 3.344 3.469 3.4141 0.0216 是 3.3493 正弦全波 3.400 3.465 3.4401 0.0102 是 3.4095 lmax/500 正弦半波 3.356 3.461 3.4065 0.0192 是 3.3489 正弦全波 3.401 3.459 3.4334 0.0109 是 3.4007 lmax/400 正弦半波 3.305 3.476 3.3890 0.0305 是 3.2975 正弦全波 3.369 3.443 3.4215 0.0120 是 3.3855 lmax/300 正弦半波 3.282 3.444 3.3642 0.0288 是 3.2778 正弦全波 3.343 3.440 3.3987 0.0170 是 3.3477 由表3及图7可见，当初弯曲幅值最大值相同且以正弦半波为初弯曲形状时，所得的稳定承载力系数平均值均略低于正弦全波. 究其原因，主要是由于杆件以正弦半波为初弯曲形状时，其引起的附加弯矩使杆件产生同向曲率，而以正弦全波为初弯曲形状时，其引起的附加弯矩使杆件产生异向曲率，且前者所引起的杆件弯曲应力更大，因而对结构的稳定性更为不利. 基于此，下文分析中，杆件初弯曲形状均取正弦半波. 此外，不同初弯曲形状下，随着初弯曲幅值最大值的增大，结构的稳定承载力系数平均值均依次减小，且相比于理想结构，其降幅均超过30.00%，最大为33.84%，再次表明该类弦支穹顶结构对杆件初弯曲较为敏感. 工程实践中，对类似结构的稳定性分析建议考虑杆件初弯曲的影响.
图 7 仅考虑杆件初弯曲的稳定承载力系数平均值对比Figure 7. Comparison of mean coefficients of stability bearing capacity considering initial curvature of members only4. 整体缺陷结构引入杆件初弯曲
鉴于实际工程中整体缺陷（节点安装偏差）与杆件初弯曲往往同时存在，因此，有必要考察两者的共同施加对弦支穹顶结构非线性屈曲性能的影响. 仍以图3所示的分析模型为对象，同时考虑整体缺陷与杆件初弯曲，对其进行双重非线性分析. 其中，整体缺陷最大值取结构跨度的1/300，且分别以随机缺陷及特征缺陷为整体缺陷分布模式，其确定过程详见文献[16]，对应的弹塑性稳定承载力系数分别为4.033、3.518，均满足相关规范[19]规定的不小于2.0的要求. 此外，与上文分析一致，仅对上部单层网壳区域引入整体缺陷和杆件初弯曲，初弯曲幅值最大值分别取lmax/300、lmax/400、lmax/500、lmax/600及lmax/700，样本容量同样均取100.
分别对上述不同缺陷分布模式（随机缺陷、特征缺陷）的整体缺陷结构引入杆件初弯曲，限于篇幅，图8仅列出了杆件初弯曲形状均取正弦半波、初弯曲幅值最大值均取lmax/300的模型图.
图 8 整体缺陷结构引入杆件初弯曲分布（放大50倍）Figure 8. Distributions of initial curvature of members introduced in structures with overall imperfection （enlarged by 50 times）采用随机缺陷模态法，对同时考虑整体缺陷与杆件初弯曲的各模型进行双重非线性分析. 不同参数下的稳定承载力系数对比如表4所示，其平均值对比如图9所示.
表 4 同时考虑2种缺陷的稳定承载力系数对比Table 4. Comparison of coefficients of stability bearing capacity considering both kinds of imperfections整体缺陷分布模式 初弯曲幅值最大值 Kmin Kmax $ \mu $ $ \sigma $ 是否满足 χ2 检验 $ \mu - 3\sigma $ 随机缺陷 lmax/700 2.845 2.916 2.8840 0.0142 否 lmax/600 2.841 2.914 2.8809 0.0125 是 2.8434 lmax/500 2.843 2.940 2.8802 0.0137 是 2.8391 lmax/400 2.841 2.913 2.8741 0.0164 是 2.8249 lmax/300 2.833 2.912 2.8737 0.0153 是 2.8278 特征缺陷 lmax/700 2.773 2.848 2.8157 0.0129 否 lmax/600 2.770 2.862 2.8151 0.0157 否 lmax/500 2.769 2.859 2.8146 0.0186 否 lmax/400 2.775 2.899 2.8162 0.0198 是 2.7568 lmax/300 2.759 2.878 2.8077 0.0197 否 
图 9 同时考虑2种缺陷的稳定承载力系数平均值对比Figure 9. Comparison of mean coefficients of stability bearing capacity considering both kinds of imperfections由表4及图9可见：以随机缺陷为整体缺陷分布模式，引入杆件初弯曲后，随着初弯曲幅值最大值的增大，结构的稳定承载力系数平均值依次减小；当初弯曲幅值最大值取lmax/300时，结构的稳定承载力系数平均值为
2.8737 ，相比于仅考虑整体缺陷（随机缺陷为4.033）降低了28.75%，降幅明显. 此外，以特征缺陷为整体缺陷分布模式，相比于随机缺陷，引入杆件初弯曲后，结构的稳定承载力系数平均值并非随着初弯曲幅值最大值的增大而呈依次递减的趋势. 当初弯曲幅值最大值取lmax/300时，结构的稳定承载力系数平均值最小（2.8077 ），相比于仅考虑整体缺陷（特征缺陷为3.518）降低了20.19%，降幅同样较大.分别选取理想结构、仅考虑整体缺陷（随机缺陷、特征缺陷）、仅考虑杆件初弯曲及同时考虑整体缺陷（随机缺陷、特征缺陷）和杆件初弯曲的各模型，考察其对应的荷载-位移曲线. 其中，后两者对应的杆件初弯曲形状均取正弦半波、初弯曲幅值最大值均取lmax/300，且其稳定承载力系数分别位于上文分析所得的相应平均值附近. 不同模型对应的荷载-位移曲线对比如图10所示.
图 10 不同模型对应的荷载-位移曲线对比Figure 10. Comparison of load-displacement curves corresponding to different models由图10可见：仅考虑整体缺陷或杆件初弯曲时，结构的稳定承载力系数分别为4.033（随机缺陷）、3.518（特征缺陷）及3.364，相比于理想结构（5.085），降幅均较大，分别为20.69%、30.82%及33.84%；同时考虑整体缺陷与杆件初弯曲时，结构的稳定承载力系数分别为2.873（随机缺陷）、2.807（特征缺陷），同样相比于理想结构，相应降幅分别为43.50%、44.80%，均小于两者分别引入的降幅之和（54.53%、64.66%）. 由此表明，2种缺陷的同时施加，对弦支穹顶结构的稳定承载力存在耦合影响，一定程度上削弱了两者单独引入时的不利影响. 基于此，工程实践中，对类似结构的缺陷稳定性研究时，建议同时考虑2种缺陷的耦合影响.
5. 结 论
1） 相比于理想结构，仅考虑杆件初弯曲时，弦支穹顶结构的稳定承载力系数平均值降幅显著，表明该结构对杆件初弯曲较为敏感. 工程实践中，对类似结构的稳定性分析建议考虑杆件初弯曲的影响.
2） 相比于正弦全波，以正弦半波为初弯曲形状来引入杆件初弯曲，对弦支穹顶结构稳定性能的影响更为不利.
3） 相比于理想结构，同时考虑整体缺陷与杆件初弯曲时，弦支穹顶结构的稳定承载力系数进一步降低，但其降幅小于两者分别引入的降幅之和，表明2种缺陷的同时施加，对弦支穹顶结构的稳定承载力存在耦合影响，一定程度上削弱了两者单独引入时的不利影响. 工程实践中，对类似结构的缺陷稳定性研究时，建议同时考虑2种缺陷的耦合影响.
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图 11 不同轴压比下各试件骨架曲线
Figure 11. Skeleton curves of specimens under different axial compression ratios
图 12 不同长细比下各试件骨架曲线
Figure 12. Skeleton curves of specimens under different slenderness ratios
图 13 各UHPC强度下试件骨架曲线
Figure 13. Skeleton curves of specimens under different UHPC strengths
图 14 不同核心混凝土强度下试件骨架曲线
Figure 14. Skeleton curves of specimens under different core concrete strengths
图 15 不同UHPC预制管内箍筋间距下试件骨架曲线
Figure 15. Skeleton curves of specimens under different spacing of stirrups in UHPC precast pipe
表 1 试件编号与参数
Table 1. Numbers and parameters of specimens
试件编号 h/mm d/mm fu/MPa 有无配筋 URS100 900 300 100 有 URS140 140 有 UNS140 140 无 Z1 
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表 2 混凝土材料性能表
Table 2. Concrete material properties
MPa 材料 弹性模量 抗压强度 C40 3.34 × 104 41.9 UHPC100 4.01 × 104 101.6 UHPC140 4.35 × 104 140.5
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表 3 钢筋材料性能表
Table 3. Reinforcement material properties
MPa 材料 弹性模量 屈服强度 极限强度 箍筋 2.06 × 105 415.6 554.5 纵筋 1.98 × 105 452.2 613.2
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表 4 试验与数值模拟骨架曲线特征值对比
Table 4. Comparison of skeleton curve eigenvalues of experimental and numerical simulation results
试件编号 弹性刚度/（kN·mm−1） 屈服荷载/kN 水平峰值荷载/kN 峰值荷载位移/mm 试验值 模拟值 误差/% 试验值 模拟值 误差/% 试验值 模拟值 误差/% 试验值 模拟值 误差/% Z1 5.9 6.1 −3.8 73.6 70.4 4.30 87.3 82.4 5.0 32.00 30.04 6.1 URS140 14.5 15.5 −6.9 134.8 134.6 0.14 158.1 157.4 0.4 18.03 17.56 2.6 URS100 12.7 12.4 2.4 109.2 109.6 −0.30 128.3 123.5 3.7 22.10 20.60 6.7 UNS140 15.9 15.4 3.1 107.6 106.8 0.70 131.3 129.8 1.1 18.10 17.60 2.7
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表 5 试件位移延性系数
Table 5. Displacement ductility coefficient of specimens
试件编号 Z1 URS140 URS100 UNS140 位移延性系数 5.12 4.63 4.58 4.05
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表 6 刚度退化特征值表
Table 6. Stiffness degradation eigenvalue
试件 起始刚度/
（kN·mm−1）最终刚度/
（kN·mm−1）刚度退化率/% URS140 30.52 2.04 93 UNS140 27.83 1.69 94 URS100 26.55 1.94 92 Z1 17.96 1.21 93
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[1] 徐子兵. UHPC预制管混凝土组合柱收缩徐变性能研究[D]. 长沙:湖南大学,2021. [2] 徐海宾,邓宗才. 超高性能混凝土在桥梁工程中的应用[J]. 世界桥梁,2012,40(3): 63-67.XU Haibin, DENG Zhongcai. Application of ultra-high performance concrete in bridge engineering[J]. World Bridge, 2012, 40(3): 63-67. [3] 张锡治,章少华,牛四欣. 装配式建筑中预制混凝土管柱的研究与展望[J]. 建筑结构,2018,48(7): 79-86.ZHANG Xizhi, ZHANG Shaohua, NIU Sixin. Research and prospect of precast concrete tubular column in prefabricated buildings[J]. Building Structure, 2018, 48(7): 79-86. [4] 韦建刚,罗霞,谢志涛. 圆高强钢管超高性能混凝土轴压柱稳定性能试验研究[J]. 建筑结构学报,2019,40(增1): 200-206.WEI Jiangang, LUO Xia, XIE Zhitao. Stability of ultra-high performance concrete filled high-strength steel tube columns subjected to axial load[J]. Journal of Building Structures, 2019, 40(S1): 200-206. [5] HUNG C C, CHUEH C Y. Cyclic behavior of UHPFRC flexural members reinforced with high-strength steel rebar[J]. Engineering Structures, 2016, 122(6): 108-120. [6] 邓宗才,贺少锋,姚军锁. 配筋UHPC柱的抗震性能及影响因素分析[J]. 哈尔滨工业大学学报,2021,53(4): 51-61. doi: 10.11918/202005107DENG Zongcai, HE Shaofeng, YAO Junsuo. Analysis of seismic behavior and influencing factors of reinforced UHPC columns[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2021, 53(4): 51-61. doi: 10.11918/202005107 [7] 何乐. UHPC-ST-NC组合桥墩抗震性能研究[D]. 福州:福建工程学院,2022. [8] 梁兴文,史纪从,于婧,等. 免拆超高性能混凝土模板钢筋混凝土柱抗震性能研究[J]. 地震工程学报,2020,42(3): 579-588,606. doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2020.03.579LIANG Xingwen, SHI Jicong, YU Jing, et al. Seismic behavior of reinforced concrete columns with permanent template of ultra-high-performance concrete[J]. China Earthquake Engineering Journal, 2020, 42(3): 579-588,606. doi: 10.3969/j.issn.1000-0844.2020.03.579 [9] 施路遥. 基于UHPC环箍约束的混凝土桥墩抗震加固研究[D]. 南京:东南大学,2018. [10] 贺斌. RPC预制管混凝土组合柱在火灾作用后的抗震性能试验研究[D]. 长沙:湖南大学,2018. [11] 温帅. 新型高强钢筋增强UHPC-NC组合柱抗震性能数值研究[D]. 南昌:华东交通大学,2020. [12] 中国建筑科学研究院有限公司. 混凝土物理力学性能试验方法标准:GB/T 50081—2019[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2019. [13] 钢铁研究总院,冶金工业信息标准研究院. 金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法:GB/T-228.1—2021[S]. 北京:中国标准出版社,2021. [14] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑抗震试验规程:JGJ/T 101—2015[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2015. [15] 马亚峰. 活性粉末混凝土(RPC200)单轴受压本构关系研究[D]. 北京:北京交通大学,2006. [16] 方自虎,甄翌,李向鹏. 钢筋混凝土结构的钢筋滞回模型[J]. 武汉大学学报(工学版),2018,51(7): 613-619.FANG Zihu, ZHEN Yi, LI Xiangpeng. Steel hysteretic model of reinforced concrete structures[J]. Engineering Journal of Wuhan University, 2018, 51(7): 613-619. -
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