新型預(yù)制管混凝土柱抗震性能試驗(yàn)

丁紅巖， 杜闖，2， 張浦陽(yáng)

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072； 2.河北工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300072)

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新型預(yù)制管混凝土柱抗震性能試驗(yàn)

丁紅巖1， 杜闖1，2， 張浦陽(yáng)1

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072； 2.河北工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300072)

采用預(yù)制管代替鋼管混凝土柱中的鋼管形成一種新型的預(yù)制管混凝土柱。為了研究新型預(yù)制管混凝土柱抗震性能，制作了1根預(yù)制管混凝土柱和1根對(duì)比的鋼筋混凝土柱，研究二者在低周往復(fù)荷載作用下的破壞過(guò)程、滯回曲線、骨架曲線、承載力、變形及延性。結(jié)果表明：預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱破壞模式都為彎剪破壞；預(yù)制管混凝土柱滯回曲線呈現(xiàn)梭形，曲線飽滿，具有良好的耗能能力；預(yù)制管混凝土柱的承載力、延性系數(shù)和彈塑性層間位移角比相應(yīng)的鋼筋混凝土柱都大，等效粘滯阻尼系數(shù)鋼筋混凝土柱略大于預(yù)制管混凝土柱。新型預(yù)制混凝土柱具有鋼筋混凝土柱的抗震性能，能夠滿足抗震要求。

預(yù)制管混凝土柱；抗震性能；鋼筋混凝土柱；試驗(yàn)研究；承載力；變形；滯回曲線；骨架曲線

鋼管混凝土柱是在鋼管中填充混凝土而形成的構(gòu)件，當(dāng)建筑結(jié)構(gòu)處在腐蝕或高溫的不利環(huán)境中時(shí)，鋼管易腐蝕或高溫軟化，鋼管混凝土柱顯然不宜繼續(xù)應(yīng)用。采用預(yù)制混凝土管代替鋼管，形成一種新型的預(yù)制管混凝土柱。新型預(yù)制管混凝土柱是一種新型組合結(jié)構(gòu)，由和超等提出[1-2]預(yù)制管混凝土柱由外層混凝土預(yù)制管和核心現(xiàn)澆混凝土組成，預(yù)制管在預(yù)制現(xiàn)場(chǎng)規(guī)?；a(chǎn)成型，在施工現(xiàn)場(chǎng)吊裝后，再澆筑預(yù)制管內(nèi)核心區(qū)混凝土，是一種綜合了預(yù)制和現(xiàn)澆的新型組合柱。其優(yōu)點(diǎn)明顯，預(yù)制管作為免拆模板使用，節(jié)約成本，施工迅速[3-5]，是值得研究的一種新型組合結(jié)構(gòu)。

國(guó)外對(duì)類似預(yù)制管混凝土柱結(jié)構(gòu)研究的是日本，稱為外殼預(yù)制核心現(xiàn)澆裝配整體式RC結(jié)構(gòu)，主要由外殼預(yù)制混凝土核心現(xiàn)澆柱、預(yù)制外殼核心現(xiàn)澆RC梁及預(yù)制板組成[6]，并且已經(jīng)投入實(shí)際工程應(yīng)用。郭純等[7-9]提出一種新型疊合柱，幾段預(yù)制好的預(yù)制管拼接起來(lái)，配筋、澆注混凝土成為一個(gè)整體柱構(gòu)件。此外，張大長(zhǎng)、支正東等引進(jìn)日本的外殼預(yù)制核心現(xiàn)澆裝配整體式RC結(jié)構(gòu)到國(guó)內(nèi)，并對(duì)其進(jìn)行了研究[10-11]。本文研究的新型預(yù)制管混凝土柱與上述構(gòu)件類似，但卻有實(shí)質(zhì)上的差異。無(wú)論郭純、吳方伯提出的新型預(yù)制管混凝土柱還是張大長(zhǎng)等引進(jìn)的日本外殼預(yù)制核心現(xiàn)澆裝配整體式RC結(jié)構(gòu)中的柱，其預(yù)制混凝土管(殼)主要起模板作用，管壁單薄，約束效應(yīng)很差，實(shí)際制造主要采用素混凝土配置鋼絲。郭純等提出的實(shí)際是由幾段預(yù)制管拼接起來(lái)的，類似混凝土下水管道，不是受力構(gòu)件。張大長(zhǎng)等引進(jìn)日本的預(yù)制管柱，管口是方形的，縱筋配置冷拔鋼絲，不是受力鋼筋。本文研究的新型預(yù)制管混凝土柱，其初衷是用來(lái)代替鋼管混凝土柱應(yīng)用在不利環(huán)境中。預(yù)制管配置縱筋和箍筋，預(yù)制管不但起模板作用，而且是主要荷載承擔(dān)者。管口外形方形，內(nèi)口圓形，具有良好的約束能力。而且，根據(jù)需要可以選擇在預(yù)制管中配置螺旋箍筋以提高其約束能力或者在管內(nèi)核心混凝土中配置鋼筋或型鋼以提高其豎向承載能力。因此本文研究的是一種新型組合構(gòu)件。為了了解新型預(yù)制管混凝土抗震性能，采用對(duì)比方法研究相同條件下的預(yù)制管混凝土柱與現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱，為預(yù)制管混凝土柱早日應(yīng)用于實(shí)際工程提供理論支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了兩根配筋及尺寸完全相同的柱，1根為預(yù)制管混凝土柱，1根用于對(duì)比的現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱。柱高均為1 000 mm，截面均為250 mm×250 mm，縱筋為8根直徑12 mm的HRB400鋼筋，箍筋為間距100 mm，直徑為8 mm的HRB400鋼筋。其中預(yù)制管混凝土柱鋼筋配置在預(yù)制管中。試件配筋及尺寸如圖1所示，試件參數(shù)如表1所示，SC1-1代表鋼筋混凝土柱，SC1-2代表預(yù)制管混凝土柱。試件的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30。在澆筑試件的同時(shí)制作3個(gè)100 mm×100 mm×100 mm的混凝土立方體試塊，并在相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，在試件加載時(shí)測(cè)試其立方體抗壓強(qiáng)度。試驗(yàn)所采用的鋼筋為同批次，不同直徑的鋼筋隨機(jī)取3根長(zhǎng)為500 mm 鋼筋試樣用于測(cè)試其力學(xué)性能。鋼筋和混凝土的材料性能如表2、3所示。

表1 試件參數(shù)

預(yù)制管混凝土柱制作主要步驟：先豎直方向綁扎鋼筋，再水平方向放置鋼模板，再澆筑預(yù)制管混凝土，待混凝土初凝后抽模形成外管。待預(yù)制管混凝土完全凝固后，再將其豎起，澆筑核心混凝土。預(yù)制管混凝土柱制作過(guò)程如圖2所示?，F(xiàn)澆鋼筋混凝土柱按照常規(guī)制作。

圖1 試件尺寸及配筋(單位：mm)Fig.1 Specimens dimension and reinforcement(unit: mm)

類型fcu/MPafc/MPaEc/MPaC3033.9125.7731025.3

表3 鋼筋力學(xué)性能

1.2 試件裝置

試驗(yàn)在天津大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室完成的。試驗(yàn)采用低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，先施加豎向荷載，保持不變，再施加水平往復(fù)荷載。試件的加載裝置如圖3所示。安裝過(guò)程如下：先進(jìn)行試件就位，用粉筆在地上畫(huà)出試件位置，再鋪設(shè)水泥砂漿找平，用吊車(chē)吊裝試件就位。就位后，安裝壓梁將試件臺(tái)座固定于地面。安裝豎直千斤頂，連接到門(mén)式鋼架，在門(mén)式鋼架的反力梁與千斤頂之間安裝有滾軸，通過(guò)門(mén)式鋼架施加豎向荷載，并且保持在整個(gè)加載過(guò)程中豎向荷載不變。安裝柱端的加載頭，連接到安裝在反力墻上的雙向拉壓千斤頂，以施加的水平往復(fù)荷載。

圖2 預(yù)制管混凝土柱制作Fig.2 Concrete-filled precast concrete tubular column fabrication

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)測(cè)量的內(nèi)容主要包括軸壓力、混凝土和鋼材的應(yīng)變以及試件的側(cè)向位移。試件在鋼筋籠綁扎完成后，在靠近柱腳上約10 cm處的塑性區(qū)縱筋上粘貼鋼筋變片，以測(cè)量加載過(guò)程中縱筋的應(yīng)力變化?；炷翍?yīng)變片粘貼在試件澆注完成后運(yùn)至試驗(yàn)室，在準(zhǔn)備試驗(yàn)前在試件柱腳附件混凝土側(cè)面粘貼。為了測(cè)量試件位移變化，在試件加載端和試件中間位置處安裝位移計(jì)。柱端水平荷載通過(guò)安裝在雙向拉壓千斤頂上的荷載傳感器進(jìn)行測(cè)定，柱頂豎向荷載通過(guò)安裝在柱頂千斤頂上的荷載傳感器測(cè)定。具體測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖4。其中1為鋼筋應(yīng)變片，2為混凝土應(yīng)變片，3為位移計(jì)，4豎直荷載傳感器，5水平荷載傳感器。所有試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)引線接入DH3820Net靜態(tài)應(yīng)變儀，采用DH3820Net靜態(tài)應(yīng)變儀自動(dòng)記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試驗(yàn)過(guò)程。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置示意圖(單位：mm)Fig.4 Measuring point layout diagram(unit: mm)

1.4 加載制度

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ101-96)按照荷載-位移混合加載制度加載。試件屈服前采用荷載控制，試件屈服后采用變形控制。屈服前每級(jí)荷載循環(huán)1次，5、10、15 kN…循環(huán)一次，直至縱筋屈服，改為位移加載。屈服后每級(jí)循環(huán)3次。1Δ、2Δ、3Δ…，當(dāng)試件承受的荷載下降至最大荷載的85%后，停止試驗(yàn)。

在試驗(yàn)過(guò)程中，每加載一級(jí)后，靜候3～5 min，觀測(cè)試件混凝土的開(kāi)裂情況。用裂縫儀量測(cè)裂縫寬度，用紅藍(lán)兩種顏色筆畫(huà)出往復(fù)荷載下拉壓裂縫開(kāi)展走勢(shì)，并觀察DH3820Net靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)相應(yīng)的實(shí)時(shí)荷載位移曲線情況以及位移計(jì)、鋼筋應(yīng)變片和混凝土應(yīng)變片的讀數(shù)，以掌握和控制試驗(yàn)進(jìn)程，如發(fā)現(xiàn)意外情況，立刻終止試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)破壞現(xiàn)象

預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱試件試驗(yàn)現(xiàn)象類似，大致經(jīng)過(guò)彈性階段；混凝土個(gè)別細(xì)小裂縫萌生階段(起裂縫)；裂縫數(shù)量增多，裂縫長(zhǎng)度延伸，寬度增大階段(裂縫發(fā)展)；個(gè)別小塊混凝土壓碎或開(kāi)裂掉落階段(初步破壞)；成片的混凝土壓碎或開(kāi)裂掉落階段(完全破壞)。彈性階段混凝土滯回曲線基本線性，起裂縫階段滯回曲線開(kāi)始偏離直線。裂縫發(fā)展階段滯回環(huán)較小，荷載不斷增大。初步破壞階段滯回環(huán)在不斷增大，荷載增加到最大。完全破壞階段滯回環(huán)很大，荷載不斷下降。下面以預(yù)制管混凝土柱為代表，較詳細(xì)描述試驗(yàn)過(guò)程現(xiàn)象。

預(yù)制管混凝土柱試件，當(dāng)施加的水平荷載較小時(shí)，側(cè)向變形較小，試件沒(méi)有發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)裂縫，試件處于彈性狀態(tài)。當(dāng)水平荷載達(dá)到35 kN時(shí)，在試件受拉面柱腳根部出現(xiàn)了第一條細(xì)小的水平方向的微裂縫，受壓面沒(méi)有發(fā)現(xiàn)裂縫。當(dāng)荷載增加的40 kN時(shí)，受拉面裂縫變?yōu)槿龡l水平方向的細(xì)小裂縫，最大裂縫寬度為0.12 mm，受壓面也出現(xiàn)了一條細(xì)小的裂縫。此后隨著荷載的增大，新裂縫數(shù)量不斷增加，已有的裂縫長(zhǎng)度不斷延伸，裂縫寬度不斷的增大。當(dāng)荷載達(dá)到50 kN時(shí)后，受拉、受壓面裂縫貫通整個(gè)截面，最大裂縫寬度達(dá)到0.2 mm。此時(shí)柱腳縱筋的應(yīng)變片讀數(shù)達(dá)到2 286 με，縱筋已經(jīng)屈服。柱頂位移約為3 mm。此后由力加載改為位移加載，每個(gè)位移往復(fù)三次。在1Δ第一個(gè)位移循環(huán)時(shí)，試件上裂縫數(shù)量增加，后兩次位移循環(huán)時(shí)，裂縫數(shù)量變化不大，但裂縫寬度在增大，最大裂縫0.25 mm。在2Δ位移加載時(shí)，受拉面有一條明顯貫通的水平裂縫，最大裂縫寬度達(dá)到0.31 mm。受壓面有混凝土個(gè)別碎屑掉落。在3Δ位移加載時(shí)，受拉面裂縫寬度不斷增大，最大裂縫到達(dá)0.5 mm，受壓面混凝土成片的混凝土碎屑掉落。在4Δ位移加載時(shí)，受拉面裂縫寬度不斷增大，裂縫寬度到達(dá)1.0 mm，同時(shí)受拉面柱腳一小塊混凝土裂開(kāi)。受壓面混凝土連片碎屑變成小塊混凝土壓碎剝落。在5Δ位移加載時(shí)，受拉面裂縫最大寬度達(dá)到1.28 mm，受壓面的小塊混凝土成片壓碎剝落。在6Δ位移加載時(shí)，受拉面柱腳小塊混凝土裂開(kāi)即將掉落，拉面最大裂縫寬度達(dá)到1.5 mm，受壓面小塊壓碎混凝土不斷掉落，受壓區(qū)面積不斷增大。在7Δ位移加載時(shí)，受拉面柱腳混凝土塊掉落，壓區(qū)小塊混凝土更加嚴(yán)重剝落。在8Δ位移加載時(shí)，受拉面混凝土成片掉落，受壓面混凝土掉落很多。在9Δ位移加載時(shí)，受拉面和壓面混凝土都成片掉落。從實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)的荷載位移曲線上，明顯已經(jīng)看到荷載下降至最大荷載的85%以上，試驗(yàn)終止。鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱的破壞都屬于典型的彎剪破壞。

鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱最終破壞加載方向側(cè)面、受拉面和受壓面對(duì)比如圖5～7所示。其中紅色裂縫表示受拉面，藍(lán)色裂縫表示受壓面。

圖5 SC1-1、SC1-2加載方向側(cè)面對(duì)比Fig.5 Loading direction side face between SC1-1 and SC1-2

圖6 SC1-1、SC1-2受拉面對(duì)比Fig.6 Comparison of tension zone between SC1-1 and SC1-2

圖7 SC1-1、SC1-2受壓面對(duì)比Fig.7 Comparison of compression zone between SC1-1 and SC1-2

2.2 滯回曲線

預(yù)制管混凝土柱與鋼筋混凝土柱滯回曲線如圖8所示。由圖可見(jiàn)，在預(yù)制管混凝土柱與鋼筋混凝土柱加載初期，混凝土尚未開(kāi)裂，構(gòu)件處于彈性狀態(tài)，滯回曲線基本呈直線，卸載后幾乎沒(méi)有殘余變形。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱滯回曲線表現(xiàn)出大致相同的特點(diǎn)：荷載逐漸增大，剛度逐漸退化，滯回環(huán)的面積逐漸增大，構(gòu)件處于彈塑性狀態(tài)，殘余變形越來(lái)越大，直至達(dá)到最大荷載。此后鋼筋混凝土柱突然承載力下降，滯回曲線出現(xiàn)不連續(xù)變化。這是由于試驗(yàn)中控制的該級(jí)位移加載量過(guò)大造成的。而預(yù)制管混凝土柱位移控制量連續(xù)，因而滯回曲線連續(xù)。但明顯看出鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱的承載力都在下降，滯回環(huán)面積增大的趨勢(shì)進(jìn)一步加劇，構(gòu)件剛度退化顯著。在同一級(jí)位移循環(huán)中，后兩次的承載力下降，滯回環(huán)面積略有減少，表明構(gòu)件強(qiáng)度在退化，耗能能力在退化，這是由于構(gòu)件不斷的累積損傷造成的?？傮w上，鋼筋混凝土柱與預(yù)制管混凝土柱的滯回曲線呈現(xiàn)梭形，曲線飽滿，表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力。

圖8 滯回曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of hysteresis curves

2.3 骨架曲線

鋼筋混凝土柱與預(yù)制管混凝土柱骨架曲線如圖9所示。由圖可見(jiàn)，鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱骨架曲線較為相似，表明鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱的承載力、變形能力和延性相當(dāng)。鋼筋混凝土柱骨架曲線在峰值荷載后下降段較預(yù)制管混凝土柱快，預(yù)制管下降段較為平緩。表明鋼筋混凝土柱的剛度退化迅速，承載力在后期下降嚴(yán)重。

圖9 骨架曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of skeleton curves

2.4 承載力

預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱的開(kāi)裂荷載根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)的第一條裂縫對(duì)應(yīng)的荷載確定。屈服荷載、極限荷載和破壞荷載根據(jù)構(gòu)件的骨架曲線獲得。但骨架曲線中屈服荷載的確定，目前尚無(wú)統(tǒng)一的定義。一般常用三種方法確定：能量等值法、通用屈服彎矩法和變形變化率法。本文采用能量等值法確定構(gòu)件的屈服荷載，破壞荷載取承載力下降15%對(duì)應(yīng)的荷載確定。

根據(jù)以上方法，確定得到鋼筋混凝土柱與預(yù)制管混凝土柱的承載力如表4所示。由表4可以看出，鋼筋混凝土柱與預(yù)制管混凝土柱的開(kāi)裂荷載平均值分別為36.63 kN和38.74 kN，較為接近，相差5.76%。表明在彈性工作階段，二者受力性能類似。構(gòu)件開(kāi)裂進(jìn)入彈塑性階段后，鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱的平均屈服荷載分別為80.02 kN和78.85 kN，相差1.46%；平均極限荷載分別為95.67 kN和90.34 kN，相差5.90%；平均破壞荷載分別為81.32 kN和76.79 kN，相差5.90%?？梢?jiàn)，總體上二者的荷載相差在6%以下，表明從承載力上看，預(yù)制管混凝土柱的承載力和現(xiàn)澆鋼筋混凝土柱較為接近。采用預(yù)制管混凝土柱并沒(méi)有降低構(gòu)件的承載力。

表4 試件承載力

2.5 變形及延性

鋼筋混凝土柱和預(yù)制管混凝土柱的位移、破壞位移角以及延性系數(shù)如表5所示。開(kāi)裂位移Δck、屈服位移Δy、極限位移Δm和破壞位移Δu對(duì)應(yīng)于表4中相應(yīng)荷載時(shí)的位移值。θu為試件破壞時(shí)位移角，θu=Δu/H，H=860 mm，為位移測(cè)點(diǎn)距離柱腳的高度。延性系數(shù)為μ=Δu/Δy。

由表5可見(jiàn)，鋼筋混凝土柱延性系數(shù)為3.24，預(yù)制管混凝土柱的位移延性系數(shù)為4.22，大于鋼筋混凝土柱的位移延性系數(shù)，二者差值為0.98，但二者均大于3.0，滿足延性變形要求。鋼筋混凝土柱的破壞位移角為1/39，預(yù)制管混凝土柱為1/29，大于鋼筋混凝土柱的破壞位移角，二者差值為0.009，但二者也都大于我國(guó)現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》對(duì)鋼筋混凝土框架柱規(guī)定的彈塑性層間位移角1/50的要求，滿足大震不倒。以上指標(biāo)表明新型預(yù)制管混凝土柱的延性和變形能力并不比鋼筋混凝土柱差，完全滿足我國(guó)抗震規(guī)范對(duì)框架柱抗震性能的要求。

表5 試件位移及延性系數(shù)

2.6 耗能能力

通常在工程抗震中，構(gòu)件的耗能能力采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來(lái)判別。預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱等效粘滯阻尼系數(shù)如表6所示。在每級(jí)位移循環(huán)荷載下的等效粘滯阻尼系數(shù)該級(jí)位移下三次的平均值。由表可見(jiàn)，隨著位移加載幅值增大，預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱的等效粘滯阻尼系數(shù)增大，表明二者的耗能能力增大。鋼筋混凝土柱每級(jí)荷載下的等效粘滯阻尼系數(shù)較預(yù)制管混凝土柱略大，但二者等效粘滯阻尼系數(shù)差值基本在0.02～0.08范圍內(nèi)，表明實(shí)際耗能能力差別不大。

表6 試件耗能

3 結(jié)論

通過(guò)比較預(yù)制管混凝土柱與鋼筋混凝土柱在低周往復(fù)荷載下的試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

1)試驗(yàn)柱剪跨比為3.44，預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱都是典型的彎剪破壞。二者滯回曲線呈現(xiàn)梭形，曲線飽滿，具有良好的耗能能力。

2)預(yù)制管混凝土柱的承載力比鋼筋混凝土柱承載力略大，但二者相差不足6%，表明預(yù)制管混凝土柱的有足夠的承載力。

3)預(yù)制管混凝土柱和鋼筋混凝土柱的延性系數(shù)分別為4.22和3.24，二者均大于3.0。彈塑性層間位移角分別為1/39和1/29，滿足大震下框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角1/50的要求。這表明預(yù)制管混凝土柱具有較強(qiáng)的變形能力，能夠滿足抗震要求。

4)同級(jí)位移荷載下的預(yù)制管混凝土柱較鋼筋混凝土柱等效粘滯阻尼系數(shù)略大，但二者差值在5%以內(nèi)，表明耗能能力二者相差不大。

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Experimental investigation of seismic behavior of new concrete-filled precast tubular column

DING Hongyan1， DU Chuang1，2， ZHANG Puyang1

(1. School of Civil Engineering， Tianjin University， Tianjin 300072， China; 2. College of Civil Engineering， Hebei University of Technology， Tianjin 300401， China)

In this paper， we propose a new concrete-filled tubular column using a precast-concrete tube instead of a steel tube in the column. To investigate the relative seismic behavior of this column， we manufactured a concrete-filled precast-concrete tubular column and a reinforced-concrete (RC) column and subjected both to a damage process of low-cyclic loading. We then determined the hysteretic curve， skeleton curve， bearing capacity， deformation， and ductility of each column under these conditions. The results show that both the concrete-filled precast-concrete tubular column and the RC column experienced flexural failure. The hysteretic curve of the concrete-filled precast-concrete tubular column was plump spindle， which indicates that it has good dissipation energy. In comparison to the RC column， this column also exhibited a larger bearing capacity， ductility coefficient， and elastic plastic displacement angle， but the equivalent viscous damping coefficient of the RC column was slightly larger than its counterpart. Thus， we can conclude that the proposed concrete-filled precast-concrete tubular column demonstrates the same good seismic performance as the RC column and can meet seismic requirements.

concrete-filled precast concrete tubular column; seismic behavior； RC column; experimental study; bearing capacity; deformation; hysteretic curve; skeleton curve

2015-12-03.

日期：2017-03-17.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51379142)；河北省科技廳基金項(xiàng)目(15275802).

丁紅巖(1963-)， 男， 教授， 博士生導(dǎo)師； 杜闖(1976-)， 男， 講師，博士.

杜闖， E-mail:duch_1@sina.com.

10.11990/jheu.201512011

TU317.1

A

1006-7043(2017)04-0538-07

丁紅巖，杜闖， 張浦陽(yáng).新型預(yù)制管混凝土柱抗震性能試驗(yàn)[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)， 2017， 38(4): 538-544.

DING Hongyan， DU Chuang， ZHANG Puyang. Experimental investigation of seismic behavior of new concrete-filled precast tubular column[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(4): 538-544.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://kns.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170317.1631.014.html