負載下軸壓加固柱受力性能試驗

周 樂, 聶曉梅, 王克堯, 鄭 媛

(沈陽大學 建筑工程學院, 遼寧 沈陽 110044)

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負載下軸壓加固柱受力性能試驗

周 樂, 聶曉梅, 王克堯, 鄭 媛

(沈陽大學 建筑工程學院, 遼寧 沈陽 110044)

為了進一步研究負載下外包鋼筋混凝土法加固鋼柱的軸壓力學性能,進行了7根加固柱和1根純鋼柱的軸壓靜載試驗.試驗主要考慮初始負載大小、混凝土強度及箍筋直徑三個參數(shù)對構(gòu)件受力性能的影響.由試驗得出加固柱在軸心載荷下的破壞形態(tài)、載荷-位移曲線及載荷-應變曲線,分析了加固柱的破壞機理和三個變化參數(shù)對其軸壓性能的影響,提出了加固柱軸壓承載力計算公式.結(jié)果表明,加固柱的承載力隨配箍率和混凝土強度的提高而明顯增加;初始負載越大,鋼筋混凝土應變滯后現(xiàn)象越嚴重,加固柱承載力越低.加固柱軸壓承載力的計算時對新增部分材料的強度應進行一定的折減.

加固柱; 軸壓性能; 應變滯后; 極限承載力

為改善在役鋼結(jié)構(gòu)建筑易腐蝕、防火性能差和易發(fā)生局部屈曲等問題,目前工程中主要采用栓焊接并用、外包鋼、外包碳纖維、預應力等加固方式對鋼結(jié)構(gòu)進行加固.但由于施工條件的限制,這些加固方法存在施工難度大、 適用范圍窄、造價偏高等問題,急需新的加固方式來彌補這些加固方法的不足.

文獻[1-2]中指出型鋼混凝土結(jié)構(gòu)具有承載力高、抗震性能好、應用廣泛、施工方便等優(yōu)點.李惠等[3]通過對5根鋼-混組合柱進行了低周往復載荷作用下的軸壓試驗,首次提出型鋼負載下四周包裹鋼筋混凝土的設(shè)想,分析了型鋼的預壓,提高組合柱的抗震性能.在此之后,吳波等[4]通過非線性分析法對截面彎矩-曲率進行分析,建立了三折線模型表示此種構(gòu)件柱截面彎矩-曲率的關(guān)系,并確定了相應模型參數(shù).繼這以后,長沙理工大學[5-6]在低周往復加載方式下對型鋼先負載再外圍混凝土的結(jié)構(gòu),用ANASYS軟件進行了大量的模擬,得到負載鋼-混組合柱在不同軸壓比、型鋼負載比下的破壞形態(tài),并分析了軸壓比、負載比對構(gòu)件抗震性能的影響,得出了此構(gòu)件最適軸壓比、負載比的計算公式.

為分析負載下外包鋼筋混凝土加固后軸壓加固柱的受力機理,研究初始負載混凝土強度及箍筋直徑對加固柱承載力的影響,為加固柱軸心受壓時承載力設(shè)計方法提供參考,本文進行了7根加固柱和1根純鋼柱的軸壓一次性破壞試驗,并結(jié)合有限元模擬和簡單疊加法理論推導,提出適合此種鋼結(jié)構(gòu)加固法的承載力計算公式.

1 試驗概況

1.1 構(gòu)件設(shè)計與制作

試驗中設(shè)計并制作7根SRHC柱構(gòu)件和1根純鋼柱對比構(gòu)件.核心型鋼均采用熱軋Q235級工字鋼,柱高1.2 m.加固柱、縱筋均配置HRB335級鋼筋,配置為4φ14,箍筋采用HPB235級鋼筋,配置依次為φ6.5@100、φ8@100、φ10@100,混凝土采用C40、C60、C80三種強度等級,加固后構(gòu)件的截面尺寸均為200 mm×200 mm,構(gòu)件配筋情況及截面尺寸詳見圖1,主要參數(shù)見表1.參照 GB/T 228—2002 《金屬材料室溫拉伸試驗方法》及文獻[7],測得鋼材的力學性能如表2所示,表中,L為加固柱截面長度,H為加固柱截面高度,Nl、Nu分別是負載下外包鋼筋混凝土加固時鋼柱的初始載荷和屈服載荷.

表1 試驗設(shè)計參數(shù)

圖1 構(gòu)件截面尺寸及配筋

鋼材類型E/GPaνσS/MPaσb/MPa工字型鋼2060．25295．68370?14鋼筋2000．3385．32510?6．5箍筋2100．3235375鋼墊板2060．25235370

1.2 試驗裝置及量測方案

試驗設(shè)備主要分為加載和數(shù)據(jù)采集設(shè)備兩個部分.加載設(shè)備為沈陽建筑大學結(jié)構(gòu)工程試驗室所提供的5 000 kN液壓千斤頂和橫梁立柱及JSF高精度靜態(tài)伺服液壓控制臺組成的加載系統(tǒng),數(shù)據(jù)采集設(shè)備為鞍山東信測試353993D靜態(tài)數(shù)據(jù)采集箱,加載裝置及測點布置見圖2.

此次試驗中構(gòu)件為二次受力,采用兩階段加載方案[8].第一階段,對型鋼進行加載,施加豎向載荷直至達到設(shè)定值后進行鋼筋綁扎,再澆注混凝土使之成型.第二階段,使用可承受5 000 kN的試驗機進行實驗,將所制作滿足要求混凝土加固柱平穩(wěn)放置在實驗設(shè)備上,采用勻速分級進行加載[9]:第一步為預加載,對構(gòu)件進行三次預加載,且每次的預加載值都為1/20Nu,卸載時分兩次進行.第二步為正式加載.預加載卸載完成后,間隔10 min,對構(gòu)件進行正式加載,且加載以破壞載荷的1/10作為增量開始遞增,當構(gòu)件開始出現(xiàn)開裂或即將開裂時,將加載增量由破壞載荷的1/10改為1/20Nu,并繼續(xù)增加載荷直到構(gòu)件破壞.

圖2 加載裝置及測點布置

試驗過程中,在構(gòu)件頂部安裝力傳感器,測量構(gòu)件的軸向載荷.試驗中針對構(gòu)件位移的測量采用YDH-100型位移計測量,為了測量構(gòu)件變形量,在構(gòu)件兩端部、距離上下端部的兩1/4截面和中部布置水平位移計,測量其橫向變形,在構(gòu)件的上下兩個端部布置兩個豎向位移計,以測定構(gòu)件各試驗階段的豎直變形,對于構(gòu)件整體豎向位移的測量由壓力機豎向位移作為校核,測點布置見圖2.

試驗中,對于鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件、受力鋼筋及混凝土表面相應位置上應變的測量,其中沿工字鋼長度1/4、1/2、3/4處的上下翼緣和腹板分別粘貼3個縱向應變片和1個橫向應變片;沿構(gòu)件高度范圍內(nèi)的受力鋼筋中部及1/4截面處各布置1個應變片;混凝土鄰對側(cè)3個面上,相應于型鋼的位置的中部、距離上下端部的兩1/4截面的上下400 mm范圍內(nèi)布置應變片,圖2為測點示意圖.有關(guān)數(shù)據(jù)通過電液伺服試驗機和靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀自動采集,包括受力,位移和應變情況.

2 主要試驗結(jié)果及分析

2.1 構(gòu)件破壞狀態(tài)

各構(gòu)件的破壞形態(tài)如圖3所示,在第一次施加預定大小的軸向載荷時,型鋼一直處于彈性階段.第二次加載初期,加固柱處于彈性階段,型鋼、鋼筋和混凝土三者協(xié)調(diào)工作,變形基本一致,構(gòu)件變化形態(tài)一致.當加載至各構(gòu)件0.5Nu時,細小裂痕開始在構(gòu)件上出現(xiàn),且位于構(gòu)件中部,持續(xù)加載至0.7Nu時,縱向裂縫延伸至構(gòu)件中部,并伴有響聲,此時混凝土及縱筋應變急劇增加,構(gòu)件中部出現(xiàn)大量縱向裂縫.當載荷達到0.95Nu左右時,裂縫急劇增加,響聲連連.繼續(xù)加載,構(gòu)件中部混凝土出現(xiàn)脫落情況,對構(gòu)件強度產(chǎn)生較大影響,隨后構(gòu)件兩端發(fā)生破壞.持續(xù)對構(gòu)件加載,其承載力逐漸減小,承載力下降至峰值載荷的85%時停止加載[10].

與普通型鋼混凝土柱相比,加固柱開始出現(xiàn)較為明顯的粘結(jié)力下降情況,具體表現(xiàn)為出現(xiàn)滑移.此時裂縫豎向分布于型鋼翼緣,特別是在其發(fā)生屈服現(xiàn)象后,繼續(xù)加載不久構(gòu)件就被破壞.SRHC-6、SRHC-7兩構(gòu)件開裂時間相對晚些,混凝土表面出現(xiàn)大量裂縫后,構(gòu)件破壞過程相對遲緩,說明箍筋對箍筋以內(nèi)混凝土及型鋼有重要約束作用,箍筋直徑的增大提高了發(fā)生粘結(jié)滑移后的型鋼與混凝土結(jié)合面的機械咬合力和摩擦阻力.構(gòu)件SRHC-3經(jīng)過較短時間、受到較小載荷增量后便發(fā)生了破壞,表明第一次受力時,型鋼已經(jīng)承受較大載荷,第二次加載時,型鋼承受形變能力有限,從加載到破壞,型鋼作用比較明顯.實驗結(jié)束后,將混凝土剖開后觀察,混凝土被壓碎處型鋼出現(xiàn)少許彎曲、鋼筋壓彎突出,而型鋼翼緣內(nèi)混凝土仍與型鋼緊密接觸,沒有壓碎現(xiàn)象.

構(gòu)件S-8在加載至0.7Nu左右時,型鋼翼緣開始屈曲,繼續(xù)加載至0.8Nu左右時,型鋼腹板開始出現(xiàn)屈曲,加載至Nu左右型鋼柱最終破壞時,呈現(xiàn)出明顯的S型彎曲,繼續(xù)加載,構(gòu)件變形繼續(xù)加大.當載荷下降到0.9Nu左右時,試件徹底失去承載能力.

圖3 構(gòu)件破壞形態(tài)

試驗所得構(gòu)件的載荷-位移曲線見圖4.試驗中做參照的對比件與加固柱有著較為相似的變化趨勢,載荷達到極限載荷之前為線性變化,當達到載荷極限后,承載力漸漸降低,構(gòu)件位移持續(xù)增加.與對比構(gòu)件S-8相比,加固柱承載力均有顯著提高,且隨初始負載的增大而減小,隨混凝土強度和箍筋直徑的提高而減小.混凝土強度為68.96 MPa時,構(gòu)件SRHC-1承載力較對比構(gòu)件S-8提高1 940 kN;初始負載為0.3Nu時,SRC-4(40.5 MPa)、SRHC-5(80 MPa)、SRHC-6(d=8 mm)、SRHC-7(d=10 mm)分別較構(gòu)件SRHC-2承載力提高-22.3%、14.7%、7.68%、20.7%;其他條件(如混凝土強度和配箍率)都相同時,構(gòu)件SRHC-2、SRHC-3較構(gòu)件SRHC-1對應承載力分別下降11.38%、22.48%.

普通型鋼柱在載荷加載至0.9Nu左右前,載荷-位移曲線仍大致呈線性關(guān)系[11],本試驗加固柱是加固至0.75Nu左右前,其載荷-位移曲線仍大致保持線性關(guān)系.構(gòu)件SRHC-2的位移比構(gòu)件SRHC-1增大24.48%,構(gòu)件SRHC-3的軸向位移比構(gòu)件SRHC-1增大63.4 %,說明構(gòu)件軸向位移隨初始負載的增加而增大,這主要是因為初始負載越大,試驗過程中型鋼屈服的越早,剛度降低越快,再加上實際工程中柱的端部受力要大于柱的中部,初始負載大的柱中,同一時刻鋼筋混凝土承受的軸力比其他柱要大,因為型鋼具有延性,在其屈服后的一定時間里仍可以發(fā)生一定形變,導致最后破壞時的位移增大; 構(gòu)件SRHC-4的軸向位移比構(gòu)件SRHC-2提高20.04%,構(gòu)件SRHC-5的軸向位移比構(gòu)件SRHC-2減小23.03%,說明構(gòu)件軸向位移隨混凝土強度的提高而減小,主要是因為同一條件下,混凝土強度越高的構(gòu)件剛度越大,本試驗構(gòu)件是在負載下進行的,鋼筋混凝土會存在應力滯后現(xiàn)象,型鋼最先屈服時新增鋼筋混凝土還沒有得到充分利用,故最后構(gòu)件破壞時混凝土強度越大的構(gòu)件,其最終軸向位移越小.已有研究表明,型鋼與混凝土之間的粘結(jié)度較鋼筋與混凝土要小很多,因此負載下鋼結(jié)構(gòu)加固時需配置一定的鋼筋來保證型鋼與混凝土協(xié)同工作.由圖5可知,配箍直徑最大的構(gòu)件SRHC-7破壞時軸向位移較配箍直徑最小構(gòu)件SRHC-2減小了9.93%,說明配箍直徑的增大對構(gòu)件變形能力沒有明顯的改善. 由此可以推斷實際工程中進行鋼結(jié)構(gòu)加固時, 若原型鋼負載已經(jīng)較大, 則應該盡量卸載, 且混凝土強度和箍筋直徑應該適當選取, 以免造價過高卻達不到預期效果.

圖4 軸向載荷位移曲線

2.3 應變量測

2.3.1 載荷-應變相關(guān)曲線

根據(jù)圖5中載荷-應變曲線可知,加固柱的應變應該分為兩個階段,與原未加固柱相比較,鋼筋混凝土承擔了一部分載荷,型鋼表面的應力分布情況也發(fā)生了改變,所受載荷的增量逐漸減小,應變也隨之減小.若繼續(xù)加載,應變曲線回歸原趨勢,即二次受力構(gòu)件中存在應力重分布現(xiàn)象.對于不同負載大小的構(gòu)件,構(gòu)件破壞時,縱筋、混凝土的破壞應變值隨著初始負載的加大而逐漸減小,說明外圍鋼筋混凝土加固效果隨著初始負載的加大而在減小,也說明負載百分比越大,應變超前或者應力滯后現(xiàn)象越嚴重.對比不同加固混凝土強度等級的應變值可知,初始負載相同時,隨著混凝土強度等級的增加,混凝土極限壓應變逐漸減小,延性增大;對比不同箍筋直徑的構(gòu)件應變值可知,隨著配箍直徑的增大,極限壓應變逐漸增大.由此可見,適當提高配箍直徑可以增大混凝土的延性.

圖5 載荷應變曲線

2.3.2 縱筋應變

構(gòu)件破壞截面處的軸向載荷-縱筋應變曲線如圖6所示.構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6、SRHC-7縱筋在所承受的載荷達到極限破壞載荷的0.8～0.85時達到屈服;構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6縱筋在所承受的載荷達到峰值載荷的0.73左右時進入屈服狀態(tài);構(gòu)件SRHC-3破壞截面處的縱向鋼筋在所承受的載荷達到峰值載荷的0.93左右時進入屈服狀態(tài);構(gòu)件SRHC-5到破壞時縱筋仍未屈服.由各構(gòu)件達到極限載荷時的縱筋應變可知,隨著初始負載的增大,構(gòu)件破壞時縱筋的應變越小,縱筋達到屈服時越接近構(gòu)件破壞時間.構(gòu)件SRHC-3相較于構(gòu)件SRHC-1破壞時縱筋應變減小27%,說明初始負載越大,構(gòu)件達到破壞時新增部分材料利用率越低,從而使構(gòu)件的最終承載力越低;隨著混凝土強度的提高,構(gòu)件破壞時縱筋的應變越小,縱筋達到屈服時越接近構(gòu)件破壞時間.構(gòu)件SRHC-5相較于構(gòu)件SRHC-2,破壞時縱筋應變減小41%,進而說明混凝土強度對構(gòu)件最終承載力影響顯著;SRHC-7相較于構(gòu)件SRHC-2、SRHC-6,加載過程中縱筋應變一直滯后,最終破壞時縱筋應變相差不大.

圖6 軸向載荷應變曲線

2.3.3 混凝土應變

構(gòu)件SRHC-1～SRHC-7破壞截面處,混凝土截面的應變隨軸向載荷的變化規(guī)律如圖7所示.根據(jù)文獻[12]混凝土破壞壓應變約為 0. 002時認為混凝土破壞,而SRHC-3、SRHC-5兩個構(gòu)件破壞時,構(gòu)件破壞截面混凝土表面應變均未達到0.002,故認為這兩個柱破壞時,混凝土都沒有達到預期強度.SRHC-2、SRHC-3相對于SRHC-1,混凝土應變分別減小2.8%,13.2%.由此可知,初始負載越大,構(gòu)件破壞時混凝土應變越小,因為型鋼的初始負載較大,當再對構(gòu)件進行加載時,軸向載荷大多數(shù)由型鋼所承擔,導致其變形減弱,而使構(gòu)件整體的抵御變形的能力減弱,雖然加載時分布在外部鋼筋混凝土上的軸向載荷很少,其也很快被壓碎;根據(jù)SRHC-4、SRHC-2、SRHC-5變化規(guī)律,隨著混凝土強度的提高,在加固柱破壞時,混凝土發(fā)生的應變也就越小;由SRHC-2、SRHC-6、SRHC-7的混凝土應變變化規(guī)律可知,箍筋直徑越大,構(gòu)件破壞時混凝土應變越大,SRHC-6、SRHC-7相對于SRHC-2分別提高20.2%和26.68%,這是由于配筋率越大,混凝土越能被充分利用.

圖7 軸向載荷應變曲線

2.3.4 型鋼應變

根據(jù)圖8可知,構(gòu)件達到峰值載荷時,型鋼受壓承載能力充分發(fā)揮.構(gòu)件SRHC-3柱中,型鋼應變一直超前于其他構(gòu)件,說明初始負載越大,型鋼應變越超前;初始負載大小相同的構(gòu)件,混凝土強度高能延緩型鋼應力超前的現(xiàn)象,但是配箍率大小對此現(xiàn)象影響不大.

圖8 軸向載荷應變曲線

3 軸壓承載力計算

3.1 構(gòu)件各部分承擔的軸力分析

初始負載大小控制在一定范圍內(nèi)時,加固柱的破壞形態(tài)類似于零負載下的型鋼混凝土柱,且最終破壞時鋼筋和型鋼均屈服.可參照我國YB9082—2006《鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[13-14],按疊加法來計算此類加固柱的軸心受壓承載力.

(1) 被加固柱的破壞標志

假設(shè)進行加固前型鋼壓應變?yōu)棣舠s1,加固后二次加載時,εss1達到型鋼的極限壓應變εssu時,型鋼首先屈服退出工作,新增鋼筋混凝土部分可繼續(xù)承受載荷至破壞.當構(gòu)件達到能承受的極限受壓載荷時,型鋼應力達到fssu,而假設(shè)鋼筋和混凝土的應力分別達到σc、σy,由于存在應變滯后現(xiàn)象,σc和σy可能均達不到各自的極限強度值fc、fy,其值取決于εssu和εss1的差值Δεss=εssu-εss1.Δεss越大,σc和σy就越接近其相應的極限強度值,當Δεss=εssu時,相當于零負載型鋼混凝土柱,σc和σy均可達到各自的極限強度值;當Δεss=0時,加固時型鋼已達極限破壞狀態(tài),鋼筋混凝土部分已經(jīng)基本起不上作用.

(2) 基本假定

① 加固后,新加混凝土與原鋼柱為理想情況,符合平截面假定;

② 不考慮混凝土拉應力,混凝土的應力-應變關(guān)系采用ACI 規(guī)范中的Hognestad假定;

上升段拋物線:εc≤ε0,

(1)

下降段直線:εc>ε0,

(2)

式中:εu為極限壓應變,一般取0.003 8.

③ 假定鋼筋和型鋼都為理想的彈塑性材料.其本構(gòu)關(guān)系表達式如下:

(3)

式中:σs為型鋼和鋼筋的應力;εs為應力為σs時對應的應變;Es、fy、εy為型鋼和鋼筋的彈性模量、屈服強度、應力為fy時的應變.

④ 柱長度方向,截面曲率相同,各截面所受軸力相同.

3.2 軸壓承載力計算方法

計算加固柱承載力, 可以分別計算型鋼、 鋼筋混凝土所能承擔的軸向力, 然后將二者累加, 即得構(gòu)件的極限承載力.其中型鋼所承擔的軸向壓力可表示為

(4)

鋼筋混凝土所承擔的軸向壓力為

(5)

因此,加固柱的承載力計算公式為

(6)

式(6)僅適用于初始負載應力較小的軸壓加固柱.試驗表明,鋼柱在加固前,若所承受的載荷未使其進入塑性工作階段時,完全卸載后再加固,加固后的組合柱仍可按普通型鋼混凝土柱進行計算.但在負載狀態(tài)下加固時,鋼筋混凝土應變可能一直滯后于型鋼,型鋼先受力屈服后,鋼筋混凝土很快就破壞,因此計算最終承載力時,需對混凝土和縱向鋼筋進行強度折減.

依據(jù)Hognestad假定,混凝土達到最大強度前的應力-應變關(guān)系為

(7)

為方便地按零負載型鋼混凝土柱來計算承載力,對負載下外包混凝土加固柱,參考各國學者對混凝土結(jié)構(gòu)加固試驗的研究,將混凝土和鋼筋的強度折減系數(shù)的計算公式如下.

加固前:

(8)

(9)

式中:N1為加固前型鋼一期載荷值;σss1為加固時型鋼截面的應力;Ass為型鋼的有效凈面積;Ess為型鋼的彈性模量;β為型鋼初始負載應力水平指標;εssu為型鋼柱極限壓應變;εss1為加固前型鋼壓應變;fssu為型鋼極限抗壓強度;ρss為型鋼穩(wěn)定系數(shù).

加固柱破壞后:

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

式中:Nu為加固柱最終極限承載力;φ為加固柱的整體穩(wěn)定系數(shù);σy為加固柱破壞時鋼筋的壓應力;As為縱向受壓鋼筋的截面積;σc為加固柱破壞時混凝土的壓應力;Ac為混凝土的凈截面積;αy為縱筋強度折減系數(shù),當αy>1時, 取αy=1;αc為混凝土強度折減系數(shù);εc0為混凝土極限抗壓應變,一般取εc0=0.002;Ey為縱向鋼筋的彈性模量.

圖9為αy、αc隨β的變化曲線,當β=1時,αy=αc=0,說明型鋼已屈服時無需再加固;當β=0時, αy=αc=1,可以按照零負載柱進行計算.

將式(14)、式(12)帶入式(10),可得到加固柱的承載力計算公式:

(15)

式中,fy為縱向鋼筋抗壓屈服強度;fc為混凝土抗壓強度標準值.

式中αy和αc的取值是隨著β的變化而變化的,相對于原來疊加法中折減系數(shù)取定值0.8有了一定準確性的提升.

圖9 加固柱αy、αc和β的曲線

3.3 計算值與試驗值的比較

將試驗數(shù)據(jù)代入式(15)可以計算出軸心受壓承載力,計算值與試驗值的比較見表3.

表3 試驗值與計算值的比較

由表3可見SRHC-1～SRHC-5五個構(gòu)件的試驗值、理論計算值吻合較好,說明本文所給的加固柱的軸心受壓承載力計算公式合理可行.構(gòu)件SRHC-6、SRHC-7未考慮構(gòu)件約束作用,因此偏差大.

4 結(jié) 論

本文研究了3種混凝土強度、3種初始負載應力大小及3種箍筋直徑的加固柱,對其進行受壓實驗,將實驗值與計算值作比較,得出以下結(jié)論:

(1) 利用外包鋼筋混凝土法加固軸壓鋼柱構(gòu)是一種新型的鋼結(jié)構(gòu)加固方式,加固后的組合柱與普通型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)的受力具有相似之處;加固后鋼-混凝土組合柱軸心受壓承載力明顯提高,穩(wěn)定性明顯增強,各截面大致符合平截面假定;本文計算方法較為實際可行.

(2) 由試驗發(fā)現(xiàn),隨著初始負載應力的增加,加固后鋼-混凝土組合柱的軸心受壓承載力降低明顯,新增加固材料強度利用率越低,因此,鋼結(jié)構(gòu)加固時,應盡量對原結(jié)構(gòu)進行卸載,以使初始負載應力盡量減小,從而使加固后鋼-混凝土柱完全能夠滿足結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的使用要求;加固后鋼-混凝土組合柱的承載力隨混凝土強度提高而增大,軸向位移減小;隨著箍筋直徑的增大,構(gòu)件承載力和新增鋼筋混凝土應變逐漸增大,但是對軸向位移影響不明顯.

(3) 對實驗進行分析可得,加固后的組合結(jié)構(gòu)其結(jié)合能力稍差,對于如何加強結(jié)構(gòu)結(jié)合能力,提升加固效果,還需進一步研究.

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【責任編輯: 趙 炬】

Axial Compression Behavior of Column While under Load

ZhouLe,NieXiaomei,WangKeyao,ZhengYuan

(School of Architecture and Civil Engineering, Shenyang University, Shenyang 110044, China)

In order to further research the mechanical properties of reinforced columns, experiments of seven reinforced columns and one steel column under monotonic axial compression are carried out. Three related parameters, the initial load size, concrete strength and stirrup diameter, are concerned. The failure patterns, load-displacement curves, and load-strain curves are obtained. The influences of three parameters on axial compression behavior are analyzed. The formula for axial compression load of reinforced column is presented. The results show that the bearing capacity of the column increases significantly with the increase of stirrup ratio and concrete strength. The strain hysteresis of reinforced concrete becomes greater and the load-carrying capacity becomes lower with the increase of initial load. A certain reduction should be done for the new materials in the calculation of axial compression bearing capacity of the reinforced column.

reinforced column; axial compression behavior; strain hysteresis; ultimate bearing capacity

2016-11-17

國家自然科學基金資助項目(51408371); 遼寧省自然科學基金資助項目(2014020098).

周 樂(1978-),女,遼寧營口人,沈陽大學教授,博士,碩士研究生導師.

2095-5456(2017)02-0132-09

TU 375.3

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