SRC-RC轉(zhuǎn)換柱中鋼與混凝土的共同工作*

伍凱 薛建陽 趙鴻鐵

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

SRC-RC轉(zhuǎn)換柱中鋼與混凝土的共同工作*

伍凱1薛建陽2趙鴻鐵2

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

型鋼混凝土-鋼筋混凝土(SRC-RC)豎向混合結(jié)構(gòu)是下部采用型鋼混凝土(SRC)結(jié)構(gòu)、上部采用鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)的特殊結(jié)構(gòu)形式.SRC-RC轉(zhuǎn)換柱是該結(jié)構(gòu)中用于連接下部SRC柱與上部RC柱的轉(zhuǎn)換構(gòu)件.SRC-RC轉(zhuǎn)換柱由于具有型鋼局部存在于柱中下部的特點(diǎn)，鋼與混凝土之間的共同工作問題較為突出，導(dǎo)致轉(zhuǎn)換柱產(chǎn)生了特殊的破壞方式.通過對16個(gè)SRC-RC轉(zhuǎn)換柱試件和1個(gè)鋼筋混凝土柱對比試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了轉(zhuǎn)換柱中鋼與混凝土的共同工作，給出了力學(xué)模型.研究結(jié)果表明：給出的模型可以較好地的說明型鋼與混凝土之間的內(nèi)力傳遞，并可用于分析轉(zhuǎn)換柱試件的破壞機(jī)理；配鋼率增大，型鋼承擔(dān)更多的剪力，整個(gè)加載過程中混凝土的損傷更為嚴(yán)重；采用型鋼截?cái)辔恢玫木植考用芎脱刂呒用軆煞N方式對部分試件采用箍筋加密措施，均取得了較好的效果，增加箍筋的數(shù)量可以有效緩解型鋼局部存在的不利影響；減小配鋼率有利于改善轉(zhuǎn)換柱的滯回性能和變形能力.

型鋼混凝土；鋼筋混凝土；混合結(jié)構(gòu)；轉(zhuǎn)換柱；破壞機(jī)理；剪力；共同工作

鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)是具有廣闊應(yīng)用前景的結(jié)構(gòu)形式［1-6］.SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)是下部采用型鋼混凝土（SRC）結(jié)構(gòu)、上部采用鋼筋混凝土（RC）結(jié)構(gòu)的特殊結(jié)構(gòu)形式.由于SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)僅在受力較大的底部樓層采用SRC構(gòu)件，上部樓層繼續(xù)使用RC構(gòu)件，在改善結(jié)構(gòu)抗震性能的同時(shí)并沒有明顯增加建筑成本，因此得到了較快的發(fā)展.早期的SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)采用圖1（a）所示的整層過渡方式，型鋼在梁柱節(jié)點(diǎn)位置處截?cái)?，阪神地震中此類結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了較為嚴(yán)重的震害［7］.近些年，國內(nèi)外開始探索以層間轉(zhuǎn)換的方式進(jìn)行從下部型鋼混凝土結(jié)構(gòu)到上部鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的過渡，將型鋼的截?cái)辔恢眠x擇在框架柱的柱身范圍內(nèi)，如圖1（b）所示，并由此形成了型鋼局部存在于柱身的特殊過渡構(gòu)件，可稱之為SRC-RC轉(zhuǎn)換柱.SRC-RC轉(zhuǎn)換柱作為承上啟下的轉(zhuǎn)換構(gòu)件，其受力性能是決定結(jié)構(gòu)抗震性能的核心因素，日本學(xué)者對其抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，但由于試件數(shù)量較少，尚無法全面掌握此類特殊轉(zhuǎn)換構(gòu)件的受力性能，深入的理論分析亟待進(jìn)行［8-10］.由于型鋼僅局部存在于SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的中下部，因此型鋼的局部存在對轉(zhuǎn)換柱的抗震性能具有怎樣的影響，受力過程中型鋼和混凝土如何實(shí)現(xiàn)共同工作，以及型鋼在轉(zhuǎn)換柱中合理延伸長度的確定等均為工程界普遍關(guān)心的問題.

圖1 SRC-RC豎向混合結(jié)構(gòu)過渡方式Fig.1 Transition modes of SRC-RC hybrid structures

本文通過16根SRC-RC轉(zhuǎn)換柱試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了型鋼與混凝土之間的共同工作，建立了力學(xué)模型，分析了鋼與混凝土之間的內(nèi)力傳遞，為轉(zhuǎn)換柱力學(xué)行為及抗震性能的研究提供理論基礎(chǔ)與試驗(yàn)數(shù)據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與試驗(yàn)加載

共完成了16個(gè)SRC-RC轉(zhuǎn)換柱試件和1個(gè)鋼筋混凝土柱對比試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試件采用統(tǒng)一剪跨比=L/（2h0）=2.5（其中L為試件高度，h0為截面的有效高度）.軸壓比（n）與鋼筋混凝土具有相同的計(jì)算方式，n=N/（fcA）.圖2為試件的配鋼與配筋，14號工字鋼的配鋼率為6.11%，10號工字鋼的配鋼率為4.08%，縱筋配筋率為2.28%，截面尺寸為220mm×160mm.表1給出了各試件的設(shè)計(jì)參數(shù).更詳實(shí)的試件概況可參考文獻(xiàn)［11］.

圖2 尺寸與配鋼（單位：mm）Fig.2 Geometry and steel arrangement（Unit：mm）

表1 試件參數(shù)Table1 Parameters of the test specimens

試驗(yàn)采用“建研式”加載，采用荷載與位移雙控制的加載制度.試驗(yàn)時(shí)先在柱頂由油壓千斤頂施加軸壓力到設(shè)定值，并通過WY30B-V型高精度液壓穩(wěn)壓器控制豎向荷載在整個(gè)試驗(yàn)過程中恒定不變.試件達(dá)到屈服荷載前，采用荷載控制，每級荷載循環(huán)一次；試件達(dá)到屈服荷載后，以等幅位移增量控制，位移增量為屈服位移Δy，每級位移循環(huán)3次，直到試件破壞或水平荷載降至最大值的70%時(shí)試驗(yàn)停止.

1.2 試件破壞

剪跨比為2.5的試件，無論型鋼混凝土柱或鋼筋混凝土柱都以彎曲破壞為主，而SRC-RC轉(zhuǎn)換柱較少出現(xiàn)彎曲破壞.頂端和底端抗彎能力的差異和抗剪能力沿柱身縱向的不均勻分布導(dǎo)致了強(qiáng)烈的剪切效應(yīng)，型鋼的局部存在是其根本原因.

圖3給出了部分試件的破壞形態(tài).雖然試件具有較大的剪跨比，剪切作用依然十分明顯，大多數(shù)試件產(chǎn)生了剪切破壞，而箍筋配置對最終的剪切破壞方式有直接影響：箍筋數(shù)量較少的試件產(chǎn)生了大范圍的剪切斜裂縫，貫通試件上部的鋼筋混凝土部分，破壞方式類似于鋼筋混凝土短柱的剪切破壞，如圖3（a）所示；采取箍筋加密措施的轉(zhuǎn)換柱試件表現(xiàn)出不同的破壞方式，破壞位置轉(zhuǎn)移至柱頂部，雖然柱頂局部范圍內(nèi)的剪切裂縫受到箍筋的有效約束，未形成臨界斜裂縫，但微小的裂縫依然將混凝土從內(nèi)部分割成數(shù)塊，混凝土的整體性遭到嚴(yán)重破壞，最終柱頂在軸力、彎矩和剪力的作用下破壞，試件喪失軸向承載能力，部分試件破壞后頂部殘留混凝土呈現(xiàn)“榫頭”狀，如圖3（b）所示.

圖3 試件的破壞形態(tài)Fig.3 Failure patterns of specimens

2 剪力分配

水平力作用下，SRC-RC轉(zhuǎn)換柱內(nèi)部的剪力在型鋼和混凝土之間進(jìn)行分配，并且這種剪力的分配受到型鋼和混凝土共同工作情況的影響.整個(gè)受力過程中，型鋼與混凝土具有相同的側(cè)移曲線υ（x），滿足式（1）.如果同時(shí)考慮彎曲變形和剪切變形，式（2）即為υ（x）的一階導(dǎo)數(shù).將式（2）代入式（1），可得式（3）.

式中：θss、θc分別為型鋼和混凝土的截面轉(zhuǎn)角；Vss、Vc分別為型鋼和混凝土承擔(dān)的剪力；Ass、Ac分別為型鋼和混凝土的截面面積；Gss、Gc分別為型鋼和混凝土的剪切彈性模量；κ為切應(yīng)變的截面形狀系數(shù)，對工字型的型鋼截面κss=Aw/Ass，對矩形的混凝土截面κc=1.2，Aw為型鋼腹板面積.

雖然SRC-RC轉(zhuǎn)換柱承受了較鋼筋混凝土柱更大的剪切作用，但其剪切變形與彎矩變形相比依然很小，特別是對于剪跨比較大的試件，剪切變形可以忽略不計(jì).當(dāng)僅考慮彎曲變形時(shí)，θss=θc，型鋼和混凝土按照式（4）進(jìn)行剪力的分配：

其中：η為折減系數(shù)，用于考慮損傷造成的鋼筋混凝土截面抗彎剛度的降低；EIss、EIc分別為型鋼與混凝土截面的抗彎剛度.

由于在型鋼表面密集設(shè)置了大量應(yīng)變片，因此準(zhǔn)確掌握了試驗(yàn)加載過程中型鋼應(yīng)力的發(fā)展變化及具體分布，并據(jù)此推算獲得了型鋼在不同荷載（P）等級下承受的最大彎矩和剪力.最大荷載作用下，各構(gòu)件型鋼分配到的剪力大小及其在抗剪承載力中所占的比例由表1給出.圖4給出了試件S4-2在4個(gè)不同荷載等級下由式（4）確定的型鋼剪力曲線，同時(shí)給出了型鋼在不同荷載等級下實(shí)際分配到的剪力：外荷載為30 kN時(shí)，Vss為4 kN，折減系數(shù)η為0.70；荷載達(dá)到最大值時(shí)，Vss增長到33 kN，而η降低至0.25.

圖4 試件S4-2的型鋼剪力Fig.4 Shape steel shear force of specimen S4-2

3 共同工作機(jī)理

型鋼與混凝土之間的剪力分配是兩者之間共同工作的必然結(jié)果.在整個(gè)加載過程中，混凝土通過與型鋼的共同工作（更準(zhǔn)確地說是通過兩者之間的相互擠壓）將部分內(nèi)力傳遞給型鋼，迫使型鋼承擔(dān)部分外荷載作用，借以實(shí)現(xiàn)型鋼與混凝土的協(xié)調(diào)變形.

3.1 應(yīng)變分析

圖5給出了具有不同型鋼延伸長度試件型鋼翼緣的應(yīng)變分布圖.

圖5 型鋼翼緣應(yīng)變分布Fig.5 Strain distribution on flange of shape steel

SRC-RC轉(zhuǎn)換柱由于型鋼的局部存在導(dǎo)致反彎點(diǎn)的上移，大致位于0.55～0.65倍的柱高位置.對于型鋼延伸長度系數(shù)ξ=0.4，0.6的試件，型鋼彈性工作階段翼緣應(yīng)變呈線型分布，說明型鋼截?cái)辔恢锰幾饔糜信c加載方向相同的剪力；對于ξ=0.8的試件，由于型鋼延伸長度明顯超過了反彎點(diǎn)，翼緣應(yīng)變呈線二折線型分布，型鋼截?cái)辔恢锰幋嬖谂c加載方向相反的剪力，型鋼柱身作用有與加載方向相同的剪力.

圖6給出了不同長度型鋼的受剪模型.圖中，V1是水平荷載作用下型鋼與混凝土為了實(shí)現(xiàn)剪力分配而產(chǎn)生的與加載方向相同的相互擠壓力的水平分力；V2是型鋼延伸長度超過反彎點(diǎn)時(shí)，由于型鋼截面與混凝土截面曲率不協(xié)調(diào)而受到混凝土反向擠壓力的水平分力.

圖6 型鋼受剪模型Fig.6 Shearmodel of shape steel

由圖5的翼緣應(yīng)變分布可知，柱底型鋼翼緣可達(dá)到屈服狀態(tài)，型鋼承擔(dān)的剪力的大小可由型鋼的屈服彎矩與擠壓合力作用高度的比值確定.對于延伸長度為0.8的轉(zhuǎn)換柱試件，雖然型鋼的實(shí)際長度較長，但V1與V2的合力作用位置相對降低，而兩者的差值即為型鋼承擔(dān)的剪力值，因此型鋼分配到的剪力較ξ=0.6的試件更大.受剪模型以試件SRC4-2-N為例建立了如圖7所示的受剪模型，用于深入研究型鋼與混凝土的共同工作問題.

混凝土通過與型鋼的相互擠壓將內(nèi)力Pss傳遞給型鋼，以實(shí)現(xiàn)型鋼與混凝土共同工作，Vss和Nss為對應(yīng)反力的水平分量和豎向分量，作用于鋼筋混凝土.Vss對于鋼筋混凝土而言相當(dāng)于間接水平荷載作用于柱子截面的中部，使柱內(nèi)部產(chǎn)生了水平方向的拉應(yīng)力，降低了斜截面的抗剪承載能力，從而導(dǎo)致鋼筋混凝土部分出現(xiàn)大傾角的剪切斜裂縫.圖7（d）為型鋼與混凝土剪力傳遞的桁架模型，混凝土通過一定數(shù)量的壓桿將剪力傳遞給型鋼，壓桿的內(nèi)力由箍筋和縱筋的拉力平衡，剪力的傳遞在橫截面兩個(gè)正交方向產(chǎn)生拉應(yīng)力，圖中Ts為縱筋的拉力，Tyv為箍筋的拉力，Pi為第i根壓桿的內(nèi)力，θi為第i根壓桿與柱軸線的夾角.

壓桿在箍筋與縱筋節(jié)點(diǎn)處沿柱軸線方向的分力需要縱筋的拉力平衡，因此縱筋在此節(jié)點(diǎn)兩側(cè)存在由壓桿引起的內(nèi)力突變d Ts，縱筋與混凝土交界面需要提供更多地粘結(jié)力，因此更容易導(dǎo)致鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)失效并產(chǎn)生相對滑移，粘結(jié)裂縫主要出現(xiàn)在鋼筋混凝土部分.隨著型鋼延伸長度的增加，型鋼與混凝土之間的粘結(jié)問題更為突出，粘結(jié)裂縫開始更多的出現(xiàn)在型鋼混凝土部分.當(dāng)型鋼延伸長度增加到0.8倍的柱高時(shí)，部分試件出現(xiàn)了與型鋼混凝土柱類似的粘結(jié)破壞，如圖3（c）所示.

圖7 SRC-RC轉(zhuǎn)換柱內(nèi)力傳遞模型Fig.7 Internal force transfermodel of SRC-RC transfer column

3.2 破壞分析

采用圖8所示的莫爾-庫侖破壞準(zhǔn)則［12-13］.混凝土在剪應(yīng)力和正應(yīng)力的共同作用下，有主拉斷裂破壞和剪切滑移破壞兩種可能：當(dāng)莫爾應(yīng)力圓與豎段直線相切時(shí)則為主拉斷裂破壞，圖中以O(shè)1為圓心的實(shí)線圓表示；當(dāng)莫爾應(yīng)力圓與斜段直線相切時(shí)則為剪切滑移破壞，以O(shè)2為圓心的虛線圓表示.當(dāng)轉(zhuǎn)換柱配箍數(shù)量偏少時(shí)，將產(chǎn)生試件SRC4-2-N和S4-2-N的破壞形態(tài)，混凝土產(chǎn)生主拉斷裂破壞，主拉應(yīng)力成為控制應(yīng)力，應(yīng)力圓上的A點(diǎn)成為破壞面.增加轉(zhuǎn)換柱的箍筋數(shù)量，轉(zhuǎn)換柱的破壞位置轉(zhuǎn)移至柱頂部，在較大的軸壓力和水平方向箍筋的圍壓作用下混凝土產(chǎn)生剪切滑移破壞，剪切應(yīng)力成為控制應(yīng)力，出現(xiàn)試件S4-4和試件SRC4-2-JM的破壞形態(tài).圖3（d）給出了試件S4-4的破壞形態(tài)，應(yīng)力圓上的B點(diǎn)成為破壞面，混凝土沿剪切破壞面產(chǎn)生相對滑移.

在以O(shè)1為圓心的實(shí)線圓中，C點(diǎn)為轉(zhuǎn)換柱的橫截面，坐標(biāo)為（σ0，），σ0為橫截面上的軸向壓應(yīng)力，為水平荷載產(chǎn)生的剪應(yīng)力.如果定義柱軸線與主壓應(yīng)力跡線的夾角為θ（θ≤45°），則C點(diǎn)與A點(diǎn)的夾角為180°-2θ，θ越小，根據(jù)彈性力學(xué)可知對應(yīng)面上的越小，相應(yīng)的剪切破壞荷載就越低，因此主拉斷裂破壞控制的破壞面與柱軸線的夾角應(yīng)該是眾多壓桿中最小的.文獻(xiàn)［14］給出θ的下限為cotθ=2，θ的最小值應(yīng)為26.6°，這與試件SRC4-2-N和S4-2-N臨界剪切裂縫的θ值基本一致.

圖8 應(yīng)力圓與莫爾-庫侖破壞準(zhǔn)則Fig.8 Stress circles and failure criterion of Mohr-Coulomb

型鋼截?cái)辔恢檬菈簵U匯聚的區(qū)域，也是受力最為不利的位置，構(gòu)件的剪切破壞將以此區(qū)域?yàn)槠瘘c(diǎn)并逐漸向上部發(fā)展.圖9給出了試件SRC4-2-N的箍筋應(yīng)變，荷載達(dá)到最大值以前箍筋應(yīng)變值較小，達(dá)到最大荷載后臨界剪切裂縫出現(xiàn)，與剪切裂縫相交的箍筋的應(yīng)變值突然增大，并很快達(dá)到屈服.在整個(gè)加載過程中，型鋼截?cái)辔恢锰幍墓拷钍紫冗_(dá)到屈服并失效，隨著加載的繼續(xù)，型鋼截?cái)辔恢靡陨系墓拷钣上轮辽舷嗬^受拉屈服，剪切裂縫的發(fā)展無法得到有效控制，斜裂縫貫通了整個(gè)鋼筋混凝土部分，構(gòu)件隨即破壞.

圖9 試件SRC4-2-N的箍筋應(yīng)變Fig.9 Stirrups strain of specimen SRC4-2-N

4 箍筋加密與配鋼分析

4.1 箍筋加密

為了避免出現(xiàn)試件SRC4-2-N和試件S4-2-N的“短柱型”破壞，對部分試件采用了必要的箍筋加密措施，包括型鋼截?cái)辔恢玫木植考用芎脱刂呒用軆煞N方式，均取得了較好的效果，試件的破壞方式發(fā)生了轉(zhuǎn)變.

型鋼與混凝土剪力分配依賴壓桿的內(nèi)力傳遞，因此壓桿的數(shù)量和每個(gè)壓桿進(jìn)行內(nèi)力傳遞的效果是影響剪力分配的主要因素.定義壓桿傳遞的剪力與其內(nèi)力的比值為剪力傳遞效率ψ，可由式（5）表示，表示壓桿的單位內(nèi)力所完成的剪力傳遞，式中Vi為第i根壓桿傳遞的剪力值.型鋼的剪力Vss可表示為式（6），m為壓桿的數(shù)量.

在型鋼截?cái)辔恢锰幵黾庸拷畹臄?shù)量從兩方面改善了SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的受剪性能：配置更多的箍筋可以增加壓桿的數(shù)量，每根壓桿完成的剪力傳遞和相應(yīng)產(chǎn)生的內(nèi)力均減小；由于型鋼截?cái)辔恢锰幑拷顢?shù)量的成倍增加，局部范圍內(nèi)的壓桿就可以滿足剪力傳遞的要求，這樣就增大了壓桿θi的最小值，提高了剪力的傳遞效率，減小了壓桿的內(nèi)力，相應(yīng)降低了型鋼局部存在造成混凝土內(nèi)應(yīng)力畸變的不利影響.試驗(yàn)結(jié)果證明這樣的配箍方式避免了“短柱型”破壞，破壞位置轉(zhuǎn)移至柱頂部.

對于采用箍筋沿柱全高加密的SRC-RC轉(zhuǎn)換柱，箍筋數(shù)量的成倍增加雖然無法避免柱頂部的剪切破壞，但試件的抗震性能卻得到了很好的改善，承載能力和變形能力均超過了鋼筋混凝土柱，圖10給出了SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的骨架曲線.

圖10 SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of SRC-RC transfer columns

4.2 配鋼分析

圖11給出了部分試件的滯回曲線.當(dāng)箍筋數(shù)量較少時(shí)，配鋼率對轉(zhuǎn)換柱滯回性能的影響較大，具有較大配鋼率的轉(zhuǎn)換柱試件SRC4-2-N，其滯回曲線的“捏攏”現(xiàn)象較試件S4-2-N更為明顯，整個(gè)加載工作中試件強(qiáng)度衰減現(xiàn)象嚴(yán)重，變形能力很差.增加箍筋的數(shù)量可以減小配鋼率的影響，采用箍筋沿柱全高加密轉(zhuǎn)換柱的抗震性能受配鋼率的影響較小.

圖11 SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的滯回曲線Fig.11 Hysteretic loops of SRC-RC transfer columns

配鋼率較大的轉(zhuǎn)換柱試件，需要更多的箍筋來增加壓桿的數(shù)量，用于有效實(shí)現(xiàn)型鋼與混凝土之間的剪力傳遞，減緩型鋼的局部存在對轉(zhuǎn)換柱造成的不利影響，因此箍筋加密對延性的改善效果非常明顯；配鋼率較小的轉(zhuǎn)換柱試件，由于型鋼分配的剪力偏小，少量的壓桿就能夠完成剪力的傳遞，箍筋數(shù)量的增加對滯回性能的改善效果相對較弱，但更多的箍筋可以有效約束剪切裂縫的發(fā)展，改善滯回曲線的“捏攏”現(xiàn)象和強(qiáng)度衰減問題，使骨架曲線的下降段更加平緩.

5 結(jié)語

通過對16個(gè)SRC-RC轉(zhuǎn)換柱試件和1個(gè)鋼筋混凝土對比試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，得出以下主要結(jié)論：

（1）混凝土通過與型鋼的相互擠壓將內(nèi)力傳遞給型鋼，以實(shí)現(xiàn)型鋼與混凝土的共同工作，與之相對應(yīng)的作用于鋼筋混凝土的反力使柱內(nèi)部產(chǎn)生了水平方向的拉應(yīng)力，降低了斜截面的抗剪承載能力，從而導(dǎo)致鋼筋混凝土部分出現(xiàn)大傾角的剪切斜裂縫.

（2）在型鋼與混凝土的相互作用過程中，混凝土截面抗彎剛度隨著荷載的增大喪失迅速，型鋼分配到的剪力成倍增加；型鋼剪力的大小對SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的位移延性系數(shù)有直接影響；配鋼率較大的轉(zhuǎn)換柱試件，型鋼分擔(dān)了更多的剪力.

（3）型鋼截?cái)辔恢檬菈簵U匯聚的區(qū)域，也是受力最為不利的位置，構(gòu)件的剪切破壞將以此區(qū)域?yàn)槠瘘c(diǎn)并逐漸向上部發(fā)展；在整個(gè)加載過程中，型鋼截?cái)辔恢锰幍墓拷钍紫冗_(dá)到屈服并失效，隨著加載的繼續(xù)，型鋼截?cái)辔恢靡陨系墓拷钣上轮辽现鹨皇芾?，直到試件破?

（4）對部分試件采用了必要的箍筋加密措施，包括型鋼截?cái)辔恢玫木植考用芎脱刂呒用軆煞N不同的方式，均取得了不錯(cuò)的效果，試件的破壞方式發(fā)生了轉(zhuǎn)變，避免了大范圍剪切斜裂縫的出現(xiàn)；試驗(yàn)結(jié)果證明，箍筋數(shù)量的增加可以有效改善SRC-RC轉(zhuǎn)換柱的抗震性能.

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Cooperation of Shape Steel and Concrete in SRC-RC Transfer Column

Wu Kai1Xue Jian-yang2Zhao Hong-tie2
（1.College of Civil and Transportation Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，Jiangsu，China；2.School of Civil Engineering，Xi'an University of Architecture and Technology，Xi'an 710055，Shaanxi，China）

Steel reinforced concrete-reinforced concrete（SRC-RC）vertical hybrid structure is a special form with steel-reinforced concrete（SRC）columns in bottom floors and reinforced concrete（RC）columns in upper floors. SRC-RC transfer columns in the special hybrid structure are used to link the SRC columns below and the RC columns above.As shape steel partially exists in SRC-RC transfer columns，the cooperation problem between the shape steel and the concrete is serious，which causes SRC-RC transfer columns to fail in special patterns.In the investigation，by the low-cycle reversed loading experiments of sixteen SRC-RC transfer columns and one reinforced concrete column，the cooperation between the shape steel and the concrete is discussed and amechanicsmodel is constructed.The results show that（1）the proposed mechanicsmodel can preferably illuminate the transmission of internal force between the shape steel and the concrete and can be used to analyze the failuremechanism of SRCRC transfer columns；（2）with the increase of the ratio of shape steel area to section area，the shape steel bears more shear force and the damage of the concrete ismore serious during the whole loading process；and（3）for some specimens，doubling the amount of stirrup at the area where shape steel is discontinuous or doubling the amount of stirrup all over the column both can obtain a better effect，and the incrementof stirrup can relieve the partially-existed adverse effect of shape steel effectively；and（4）diminishing the ratio of shape steel area to section area helps improve the hysteretic performance and deformation ability of specimens.

steel-reinforced concrete；reinforced concrete；hybrid structure；transfer column；failuremechanism；shear force；co-play

TU398

10.3969/j.issn.1000-565X.2015.07.011

1000-565X（2015）07-0075-09

2014-12-22

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51208175，50978217）；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目（2012M511186）

Foundation items：Supported by the National Natural Science Foundation of China（51208175，50978217）and China Postdoctoral Science Foundation（2012M511186）

伍凱（1980-），男，博士，副教授，主要從事鋼結(jié)構(gòu)、鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)的研究.E-mail：wukai19811240@163.com