SRC-RC混合結構轉換柱中型鋼與混凝土的抗剪性能*

伍凱 薛建陽 趙鴻鐵

(1.河海大學 土木與交通學院，江蘇 南京 210098;2.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055)

組合結構與混合結構是具有廣闊應用前景的結構形式［1-5］.SRC-RC 豎向混合結構是由型鋼混凝土(SRC)結構與鋼筋混凝土(RC)結構組成的豎向不規(guī)則結構.轉換柱是SRC-RC 豎向混合結構中連接下部SRC 柱與上部RC 柱的過渡構件，型鋼局部存在于轉換柱的中下部.轉換柱的合理設計應實現(xiàn)SRC-RC 豎向混合結構剛度和承載能力的逐級遞減，避免結構出現(xiàn)薄弱層.

型鋼的局部存在導致轉換柱的受力性能和破壞特征明顯有別于常規(guī)的框架柱，型鋼與混凝土之間的剪力分配及兩者之間的相互作用方式是影響轉換柱抗震性能的重要因素.在國內，SRC-RC豎向混合結構已在高層及超高層建筑中得以應用，但對轉換柱的性能研究較少［6-9］;國外學者對轉換柱試件進行了相關的抗震性能試驗［10-14］.提升SRC-RC 豎向混合結構體系的抗震性能，應首先保證轉換構件具有良好的延性性能和耗能能力，避免嚴重的剪切破壞;但截至目前，針對SRC-RC豎向混合結構的分析與研究尚未涉及鋼與混凝土之間的內力傳遞、剪力分配及其對轉換柱受力性能的影響.

文中通過16 根轉換柱試件的低周反復荷載試驗，研究了型鋼與混凝土之間的剪力分配，分析了混凝土在反復荷載作用下的抗剪損傷，以期為轉換柱破壞機理及基本力學行為的研究提供理論基礎與試驗數(shù)據(jù).

1 試驗概況

1.1 試件設計

共設計了16 根柱高L =1 000 mm 的轉換柱試件，剪跨比=2.5，截面尺寸為220 mm×160 mm，并分別配置了14#和10#工字鋼，配鋼率ρss分別為6.11%、4.08%.型鋼在轉換柱中的延伸高度Lss分別為400、600、800 mm，相應的型鋼延伸高度系數(shù)ξ(ξ=Lss/L)為0.4、0.6、0.8.試件截面均設置了4 根16 mm變形縱筋.除試件SRC4-2-N*與試件S4-2-N 外的其他試件均進行了箍筋加密，一部分試件在型鋼截斷區(qū)域進行了局部的箍筋加密，另一部分試件全高箍筋加密.箍筋采用直徑為6.5mm 的光圓鋼筋，箍筋加密區(qū)與常規(guī)箍筋配置區(qū)域的箍筋間距分別取為48、96 mm，體積配箍率ρsv分別為1.92%、0.96%.軸壓比n 分別取為0.2、0.4，n =N/(fcA)，fc為混凝土軸心抗壓強度，N 為軸向壓力，A 為截面面積.所有試件均采用商品混凝土澆筑，實測混凝土立方體抗壓強度平均值為59.1MPa.共使用了兩批鋼材，實測力學性能如表1 所示.

表1 鋼材實測力學性能1)Table 1 Measured mechanical properties of steel

試件的鋼骨架如圖1 所示，試件的設計參數(shù)與部分試驗數(shù)據(jù)如表2 所示.試驗在平移四聯(lián)桿試驗裝置上進行“建研式”加載，并采用了荷載和位移混合控制的方法.

圖1 試件的鋼骨架(單位:mm)Fig.1 Steel skeleton of tested specimens (Unit:mm)

1.2 破壞形態(tài)

雖然剪跨比為2.5，但大多數(shù)轉換柱試件產生了剪切破壞，只有少數(shù)試件發(fā)生了粘結破壞或彎曲破壞.剪切破壞發(fā)生在抗剪能力相對較差的RC 部分，而粘結破壞和彎曲破壞發(fā)生在下部的SRC 部分.圖2 給出了具有代表性的破壞形態(tài)，型鋼與混凝土之間的相互作用及由此產生的剪力傳遞是導致此類破壞的根本原因.

表2 試件設計參數(shù)與試驗數(shù)據(jù)1)Table 2 Parameters of specimens and test data

圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure modes of specimens

2 型鋼與混凝土的剪力分配

由于型鋼局部存在于轉換柱的中下部，兩者之間的內力傳遞需要依靠型鋼與混凝土之間的相互擠壓作用完成，并最終完成內力分配與變形協(xié)調.型鋼的局部存在提高了轉換柱下部截面的承載力和剛度，導致反彎點上移.雖然隨著型鋼延伸高度等參數(shù)的不同，轉換柱的反彎點位置有所波動，但波動幅度不大，大致位于3/5 倍柱高位置附近.反彎點與型鋼截斷點的相對位置關系決定了轉換柱中型鋼與混凝土的剪力分配，如圖3 所示.當型鋼延伸高度不超過3/5 倍柱高時，混凝土通過與型鋼的相互擠壓將剪力V1傳遞至型鋼，V1即為型鋼承擔的剪力大小，其大致作用于型鋼頂部;當型鋼延伸高度超過3/5 倍柱高時，混凝土與型鋼之間的相互作用力除了V1以外(此時其作用點大致位于試件的反彎點附近)，在反彎點以上的區(qū)域，由于彎曲變形的不協(xié)調，兩者之間在型鋼頂部區(qū)域還存在由相互擠壓所產生的剪力V2傳遞，此時V1與V2的差值為型鋼承擔的剪力大小.

圖3 轉換柱中型鋼的受剪模型Fig.3 Shear model of shape steel in transfer columns

圖4 給出了ω 與μ 之間的關系，型鋼分配到的剪力越多，轉換柱的延性性能與變形能力越差.

圖4 型鋼剪力分配系數(shù)與位移延性系數(shù)的關系Fig.4 Relationship between distribution coefficient of shear force in shape steel and displacement ductility coefficient

通過數(shù)據(jù)分析可知，影響型鋼與混凝土之間剪力分配比例的主要因素包括配鋼率、型鋼延伸高度及軸壓比，體積配箍率的影響相對較小.ω 與這些主要因素間的相互關系如圖5 所示.

由圖5(a)給出的ω 與ρss的統(tǒng)計結果可見，ω隨ρss的增大而增大.對于ρss較大的轉換柱試件，型鋼的抗彎承載力較大，型鋼腹板在同等條件下分擔的剪力也相對較大.

由圖5(b)可見，ξ 對轉換柱的剪力分配有較大影響.隨著ξ 的增加，ω 呈現(xiàn)先減小后增大的規(guī)律，ξ=0.6 時ω 降到最小值;ω 隨ξ 的變化速率與ρss有關，ρss較大時變化速率較快.

由圖5(c)可見，ω 隨著軸壓比n 的增大有一定程度的減小.當n =0.2 時，ω 介于0.24～0.69 之間，均值為0.445;當n =0.4 時，ω 介于0.21～0.61之間，均值為0.394.較大的軸壓力雖然加快了粘結裂縫的發(fā)展，但同時延緩了剪切裂縫和彎曲裂縫的發(fā)展，此時混凝土的剛度退化相對較慢，混凝土承擔的彎矩和剪力相對較大，而型鋼分擔的剪力略有減小.

圖5 型鋼剪力分配系數(shù)與各影響因素的關系Fig.5 Relationship between distribution coefficient of shear force in shape steel and influence factors

3 型鋼剪力的作用高度

型鋼承受的剪切力本質上為型鋼與混凝土之間擠壓應力的合力［15］.當型鋼延伸高度不超過試件的反彎點時，若假定擠壓應力為均勻分布，則型鋼剪力作用點位置即為擠壓區(qū)域的中點，擠壓區(qū)高度則為型鋼剪力作用點至型鋼頂端距離的2 倍，因此Lv也從側面反映了擠壓區(qū)面積的大小.圖6(a)給出了ρss與Lv/L 的相互關系.對于配置10#工字鋼的轉換柱試件，Lv/L 介于0.21～0.40 之間，均值為0.309;對于配置14#工字鋼的轉換柱試件，Lv/L 則介于0.23～0.50 之間，均值為0.314.隨著配鋼率的增加，雖然型鋼承擔的剪力增大，但型鋼翼緣寬度同樣增加，因此單位高度上的擠壓面積有所增加;這兩方面的影響基本抵消，型鋼的配鋼率對Lv/L 的影響較小.

圖6 型鋼剪力作用點高度與各影響因素的關系Fig.6 Relationship between shear action spot of shape steel and influence factors

Lv/L 隨著ξ 的增加表現(xiàn)出先升后降的變化規(guī)律，與ω 截然相反，如圖6(b)所示.當ξ 小于0.6時，Vss隨著ξ 的增加而減小，此時型鋼與混凝土之間的擠壓面積減小，型鋼剪力作用點至型鋼頂端的距離相應減小，而型鋼實際的延伸長度增大，因此Lv/L 增大;ξ 超過0.6 后，反彎點以上的型鋼與混凝土之間產生與加載方向相反的擠壓應力，其合力導致Lv/L 開始逐漸減小;ρss對Lv/L 隨ξ 的變化速率有一定影響，ρss越大，Lv/L 變化速率越快.當柱底截面型鋼達到屈服狀態(tài)時，Lv與Vss為反比例關系，Vss可由式(1)計算.因此，隨著ξ 的增加，型鋼承擔的剪力呈現(xiàn)先減小后增大的規(guī)律，與Lv的變化規(guī)律截然相反.

式中，Mss為柱底型鋼彎矩.

雖然軸壓比n 對ω 影響相對較小，但對Lv/L 卻有較大影響.Lv/L 隨著軸壓比n 的增大而減小，如圖6(c)所示.n 增大時，雖然ω 變化幅度不大，但由于試件的承載力有較大幅度的提高，因此型鋼剪力Vss同時增長，鋼與混凝土之間的擠壓面積增大，型鋼剪力作用點至型鋼頂端的距離增大，而Lv/L 相應減小.

4 混凝土抗剪損傷

型鋼剪切力反作用于混凝土截面中部，起到了間接荷載的作用，導致混凝土出現(xiàn)拉應力，加速了其損傷發(fā)展［16-17］.在轉換柱的整個受力過程中，型鋼與混凝土具有相同的側移曲線.假定柱底型鋼與混凝土具有相同的截面曲率，并忽略型鋼的塑性發(fā)展，則兩種材料按式(2)進行剪力分配.混凝土損傷折減系數(shù)η 可由式(3)計算，用于考慮不同剪切荷載作用下混凝土的損傷以及由此引起的混凝土截面抗彎剛度衰減.

式中，Vs、Vc分別為外荷載作用下型鋼和混凝土各自分擔的剪力，Ess、Ec分別為型鋼和混凝土的彈性模量，Iss、Ic分別為型鋼截面和混凝土截面的慣性矩.

16 根轉換柱試件的ηm介于0.119～0.451 之間，混凝土損傷差異較明顯.型鋼配鋼率、型鋼延伸高度、軸壓比等諸多因素均對混凝土的損傷狀態(tài)產生影響.

ω 與ηm的相關性如圖7(a)所示.由圖可得出兩個規(guī)律:(1)配置14#工字鋼的轉換柱試件的ηm小于配置10#工字鋼的試件;(2)ω 越大，ηm越小，兩參數(shù)大體呈線性關系.這兩個規(guī)律共同體現(xiàn)了型鋼剪力對混凝土損傷的影響:配鋼率越大、ω 越大，型鋼分配得到的剪力越大，此時混凝土核心區(qū)承受間接荷載效應越明顯，混凝土損傷越顯著，因此ηm越小.

圖7 混凝土損傷折減系數(shù)與各影響因素的關系Fig.7 Relationship between damage reduction coefficient of concrete and influence factors

ξ 與ηm的關系如圖7(b)所示.由圖可見，隨著ξ 的增加，ηm先增大后減小，表現(xiàn)出與ω 相反的變化規(guī)律.該變化特征本質上反映了型鋼剪力對混凝土損傷的影響，隨著ξ 的增加，型鋼承擔的剪力先降后升，而ηm的變化情況正好相反.

不同軸壓比試件的ηm分布如圖7(c)所示.由圖示結果可見，對于具有相同軸壓比的試件，隨著其余因素的改變，混凝土的損傷表現(xiàn)出較大的波動.當n 較大時，混凝土抗裂性能提升，壓應力延緩了裂縫的出現(xiàn)與發(fā)展，因此其余因素的影響相對較小，ηm的波動性降低.

Lv反映了型鋼配鋼率、型鋼延伸高度、軸壓比以及構造措施等諸多因素對ηm的綜合影響效果，ηm與Lv/L 的關系如圖7(d)所示.由圖示結果可見，隨著Lv/L 的增大，ηm整體表現(xiàn)出增大的趨勢.型鋼作用點位置較高時，混凝土的損傷相對較弱.

圖8 給出了部分試件在不同荷載等級下的η 的理論計算曲線，同時給出了由試驗數(shù)據(jù)分析得出的η 的發(fā)展曲線.

隨著外荷載的增大，型鋼剪力逐漸增加，混凝土承受的間接荷載效應越來越顯著，混凝土損傷越來越嚴重，η 不斷減小，截面抗彎剛度迅速喪失.反過來，混凝土損傷的加劇又降低了混凝土的抗剪能力，導致型鋼剪力進一步增大.如此交錯影響導致混凝土損傷不斷積累，直到試件無法繼續(xù)承擔外荷載而破壞.

試件加載的起始階段，混凝土整體性較好，外荷載較小而混凝土分擔的剪力較大，混凝土損傷發(fā)展緩慢，此時反復荷載形成的滯回環(huán)面積較小，混凝土的損傷耗能較少，滯回曲線如圖9 所示.

當試件屈服后，裂縫較多，發(fā)展較充分，試件在受力過程中的非線性越來越明顯，混凝土損傷耗能增加，滯回環(huán)面積增大;試件加載至最大荷載時，柱底型鋼已經(jīng)屈服;繼續(xù)加載，型鋼剪力基本保持不變，而損傷積累導致混凝土承載力衰減，因此雖然柱頂側移繼續(xù)增大，但試驗荷載開始降低.對于型鋼分擔剪力較多的試件，由于混凝土損傷發(fā)展較快，承載力下降更迅速，骨架曲線下降段陡峭.更多數(shù)量的箍筋此時能夠較好地約束混凝土的裂縫發(fā)展，保持混凝土的整體性，有利于提高試件的延性性能，改善屈服后變形能力和耗能能力.

圖8 型鋼剪力與混凝土損傷折減系數(shù)的關系Fig.8 Relationship between shear force of shape steel and damage reduction coefficient of concrete

在試件屈服后的加載階段，混凝土的裂縫發(fā)展較充分，引起了相對滑移，出現(xiàn)了捏攏現(xiàn)象，導致滯回環(huán)面積不斷減小，試件承受反復荷載的能力越來越弱.引起捏攏現(xiàn)象的相對滑移主要包括型鋼與混凝土之間沿粘結裂縫的滑移以及混凝土之間沿發(fā)展較充分剪切開裂面的滑移.無論是粘結滑移還是剪切滑移，本質上都是接觸面剪切作用的結果，也反映了抗剪損傷的影響.為了提升試件的抗震性能，應首先降低型鋼對混凝土產生的間接荷載效應，以及由此引起的抗剪損傷.

圖9 試件的滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of specimens

5 結論

文中以16 根轉換柱試件為研究對象進行了低周反復荷載試驗，分析了剪力在轉換柱中鋼與混凝土之間的分配規(guī)律，以及型鋼剪力作用點至柱根部的距離，并研究了混凝土在反復荷載作用下的抗剪損傷，得到如下結論:

(1)型鋼的局部存在提高了轉換柱下部截面的承載力和剛度，導致反彎點上移，大致位于3/5 倍柱高處;反彎點與型鋼截斷點的相對位置關系決定了轉換柱中鋼與混凝土的剪力分配.

(2)影響型鋼與混凝土之間剪力分配比例的主要因素包括配鋼率、型鋼延伸高度及軸壓比.型鋼剪力隨著型鋼配鋼率的增大而增大;隨著型鋼延伸高度的增加，型鋼剪力呈現(xiàn)先減小后增大的規(guī)律，延伸高度達到3/5 倍柱高時型鋼剪力降到最小值;型鋼剪力隨軸壓比的增大有一定程度的減小.

(3)型鋼的配鋼率對型鋼剪力的作用點至柱根部的距離影響較小，此距離隨著軸壓比的增大而減小，隨著型鋼延伸高度的增加表現(xiàn)出先升后降的變化規(guī)律.

(4)型鋼剪力反作用于混凝土截面中部，導致拉應力的出現(xiàn)，加速了混凝土的損傷.型鋼配鋼率、型鋼延伸高度、軸壓比等諸多因素均影響混凝土的損傷狀態(tài).混凝土的粘結滑移和剪切滑移都是接觸面剪切作用的結果，本質上反映了抗剪損傷的影響，導致了捏攏現(xiàn)象，降低了試件的耗能能力.混凝土的損傷又反過來降低了其抗剪能力，導致型鋼剪力進一步增大.如此交錯影響導致混凝土損傷不斷積累直到試件破壞.

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