剪切-黏結(jié)破壞高延性混凝土短柱擬靜力試驗(yàn)研究

鄧明科 張陽(yáng)璽 熊鑫

摘? ?要：為研究高延性混凝土（HDC）短柱發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)的抗震性能，對(duì)7個(gè)HDC短柱和1個(gè)RC短柱進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，分析軸壓比和配箍率對(duì)HDC短柱滯回特性、承載力、變形能力和耗能能力的影響.試驗(yàn)結(jié)果表明：RC短柱和HDC短柱均發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞，RC短柱沿縱筋的黏結(jié)裂縫充分開展后保護(hù)層大面積剝落，其破壞形態(tài)具有明顯脆性，而HDC短柱沿縱筋的黏結(jié)裂縫在纖維橋聯(lián)作用下得到良好控制，未見保護(hù)層剝落，其破壞表現(xiàn)出延性特征;與RC短柱相比，HDC短柱的變形能力和耗能能力均有明顯提高，HDC短柱的極限位移角提高幅度為43%～112%，極限位移角處累積耗能提高幅度為39%～184%;HDC短柱在不同性能水平下的層間位移參考指標(biāo)明顯大于RC短柱，有利于實(shí)現(xiàn)抗震性能設(shè)計(jì).

關(guān)鍵詞：高延性混凝土;短柱;剪切-黏結(jié)破壞;變形能力;性能水平

中圖分類號(hào)：TU375.3;TU317.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract： To study the seismic performance of high ductile concrete （HDC） short columns failed in shear-bond mode，seven HDC short columns and one RC short column were tested under pseudo static load. The effects of axial load ratio and stirrups ratio on the hysteresis behavior， shear capacity， deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were studied. The experimental results indicate that all the RC short column and HDC short columns were failed in shear-bond，the concrete cover of the RC short column was severely crushed after the bond cracks were fully developed. For the HDC short columns，the bond cracks were effectively confined by the fiber bridging effect and thus no crushing of HDC covers was observed，which indicated the HDC short columns were failed in shear-bond with ductility. Compared with the HDC short column，the deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were significantly improved. The increase of ultimate displacement was 43%～112% and the cumulative energy dissipation increase at the ultimate displacement was 39%～184%. In addition， the drift ratios of HDC short columns were larger than that of the RC column in different performance levels，which was good for achieving performance based seismic design.

Key words： high ductile concrete;short column;shear-bond failure;deformation capacity;performance level

建筑結(jié)構(gòu)地震災(zāi)害中，剪切-黏結(jié)破壞是鋼筋混凝土（RC）柱的重要震害形式之一，該破壞形態(tài)具有明顯脆性特征，構(gòu)件發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，其延性和耗能能力差，通常給建筑結(jié)構(gòu)帶來難以修復(fù)的損傷，甚至造成重大的人員傷亡和嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失.震害調(diào)查發(fā)現(xiàn)[1-5]，當(dāng)RC柱的剪跨比較小、縱筋配筋率較大或縱筋直徑過大時(shí)易發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞;研究表明[6-7]，發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，RC柱的滯回曲線呈現(xiàn)出明顯的“捏縮”效應(yīng)，剛度退化速率快，易發(fā)生于混凝土強(qiáng)度較低的短柱中.此外，構(gòu)件內(nèi)部鋼筋發(fā)生銹蝕，也容易發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞[8].高延性混凝土[9-11]（High Ductile Concrete，HDC）具有拉伸應(yīng)變硬化特性和較高的抗壓變形能力.研究表明[12]，HDC短柱的變形能力和耗能能力顯著高于RC短柱.此外，型鋼HDC短柱發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，試件破壞形態(tài)表現(xiàn)出延性特征，具有較高變形能力和耗能能力[13].

基于以上研究，本文設(shè)計(jì)了7根HDC短柱和1根RC短柱，分析發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，HDC試件和RC試件破壞形態(tài)的區(qū)別，研究軸壓比和配箍率對(duì)HDC短柱承載力、延性、耗能能力的影響.

1? ?試驗(yàn)概況

1.1? ?材料力學(xué)性能

本試驗(yàn)采用的混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C60，HDC由水泥、粉煤灰、石英砂、摻合料和水按一定比例制備而成.其中，水泥為P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥，粉煤灰為Ⅰ級(jí)灰，砂的最大粒徑為1.18 mm，PVA纖維體積摻量為2%，兩種纖維力學(xué)性能指標(biāo)見表1.采用邊長(zhǎng)為100 mm的立方體試塊測(cè)試HDC和混凝土的抗壓強(qiáng)度fcu，HDC抗拉強(qiáng)度通過單軸拉伸試驗(yàn)測(cè)得，表2為HDC和混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度平均值，鋼筋力學(xué)性能見表3.

1.2? ?試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共制作了7個(gè)HDC短柱和1個(gè)RC短柱，試件底部均設(shè)置了尺寸為500 mm×500 mm×25 mm的鋼板，試件縱筋均焊接在鋼板上，試件通過12根高強(qiáng)螺栓與鋼底梁相連.試件根部高200 mm區(qū)域?yàn)榧訌?qiáng)區(qū)，其截面尺寸為350 mm×350 mm，設(shè)置該區(qū)域是防止試件破壞發(fā)生于連接處.加強(qiáng)區(qū)以上部分為試驗(yàn)研究部分，其總高度為600 mm，有效高度H=500 mm，柱截面尺寸均為250 mm×250 mm，水平荷載加載點(diǎn)距柱頂100 mm.為防止試件發(fā)生彎曲破壞，其縱筋均設(shè)計(jì)為8C25以增強(qiáng)試件的抗彎承載力;為防止試件過早發(fā)生剪切破壞，箍筋設(shè)計(jì)為C8@40/60/80，軸壓比

1.3? ?試驗(yàn)裝置與測(cè)試內(nèi)容

采用低周期反復(fù)水平荷載對(duì)試件進(jìn)行加載，加載裝置照片及測(cè)試點(diǎn)布置如圖2所示.首先將試件安裝就位并固定，再通過液壓千斤頂對(duì)柱頂供恒定的豎向壓力，然后通過美國(guó)MTS—500kN作動(dòng)器施加水平往復(fù)荷載.

如圖2（b）所示，在柱頂端加載點(diǎn)處安裝一個(gè)位移計(jì)用于測(cè)量柱頂水平位移;在柱底加強(qiáng)區(qū)安裝一個(gè)百分表量測(cè)試件底部相對(duì)地面的位移;在柱底部交叉布置兩個(gè)位移計(jì)來測(cè)量短柱塑性鉸區(qū)的剪切變形;在塑性鉸區(qū)兩個(gè)側(cè)面各安裝一個(gè)百分表用來量測(cè)短柱的彎曲變形.

進(jìn)行加載時(shí)，首先在試件頂部施加豎向荷載至預(yù)定值并保持不變，然后施加反復(fù)水平荷載，采用力-位移混合控制方式.試驗(yàn)加載過程中，以荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯彎折大致確定試件的屈服點(diǎn)，屈服以前采用荷載控制加載，屈服以后采用位移控制加載，每一級(jí)位移循環(huán)3次，直至試件破壞或荷載下降至最大荷載的85%以下為止.

2? ?試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1? ?試驗(yàn)現(xiàn)象為便于實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象的描述，規(guī)定加載以推方向?yàn)檎?，拉方向?yàn)樨?fù).

1）試件RC1

加載荷載至280 kN時(shí)，試件角部縱筋的混凝土保護(hù)層開始出現(xiàn)細(xì)微黏結(jié)裂縫，隨荷載增加，黏結(jié)裂縫沿縱筋自下而上逐漸增多;加載荷載至400 kN時(shí)，部分斜向黏結(jié)裂縫向下縫延伸至試件中部，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，隨后按位移控制加載.

當(dāng)加載位移至-7.4 cm時(shí)，試件達(dá)到負(fù)方向的峰值荷載-426.57 kN，部分箍筋達(dá)到屈服強(qiáng)度，試件底部受壓區(qū)混凝土保護(hù)層局部輕微壓碎;當(dāng)加載位移至9.2 cm時(shí)，試件達(dá)到正方向的峰值荷載475.13 kN，沿縱筋的黏結(jié)裂縫進(jìn)一步發(fā)展，縱筋仍未屈服;隨加載位移增大，角部縱筋外的黏結(jié)裂縫沿柱身通長(zhǎng)分布，腹部形成交叉主斜裂縫，隨加載循環(huán)次數(shù)累積，試件中部主斜裂縫迅速變寬，承載力迅速下降，試件底部受壓區(qū)混凝土開始?jí)核閯兟?當(dāng)加載位移至-13.4 cm時(shí)，試件中部的混凝土保護(hù)層嚴(yán)重脫落，鋼筋裸露，試件最終發(fā)生具有明顯脆性的剪切-黏結(jié)破壞.

2）試件HDC2

加載荷載至240 kN時(shí)，試件底部開始出現(xiàn)細(xì)微斜裂縫，隨著荷載增加，斜裂縫數(shù)量不斷增多;加載荷載至360 kN時(shí)，沿角部縱筋外側(cè)的保護(hù)層出現(xiàn)較多的黏結(jié)斜裂縫;隨荷載增大，部分斜裂縫向下延伸至試件中部并形成交叉斜裂縫網(wǎng)格;隨后荷載-位移曲線斜率明顯變小，改為按位移控制加載.

加載位移至10.2 cm時(shí)，試件中部斜裂縫增多并出現(xiàn)分叉.加載位移至12.7 cm時(shí)，試件達(dá)到正方向的峰值荷載420.1 kN，斜裂縫繼續(xù)增多，裂縫呈細(xì)密網(wǎng)格狀.加載位移至-13.8 cm時(shí)，試件達(dá)到負(fù)方向的峰值荷載-414.1 kN，多條平行斜裂縫貫通形成主斜裂縫帶.隨加載位移增大，箍筋開始達(dá)到屈服，試件中部不斷有新的斜裂縫產(chǎn)生，沿角部縱筋出現(xiàn)的黏結(jié)裂縫逐漸增多，呈帶狀發(fā)展，并伴有纖維拉斷或拔出而發(fā)出的 聲.加載位移至-17.3 cm時(shí)，試件中部斜裂縫寬度達(dá)2 mm，沿縱筋的黏結(jié)裂縫明顯變寬.加載位移至-21.83 cm時(shí)，試件中部斜裂縫上下貫通，試件最終發(fā)生具有一定延性的剪切-黏結(jié)破壞.

3）試件HDC3～HDC8

試件HDC3～HDC8屈服前的裂縫發(fā)展趨勢(shì)與分布形態(tài)與試件HDC2大致相同.試件屈服后，隨軸壓比增大，斜裂縫與中和軸的夾角減小，沿縱筋出現(xiàn)黏結(jié)裂縫的水平荷載越小;隨配箍率增大，黏結(jié)裂縫和剪切裂縫有減少趨勢(shì).峰值荷載以后，試件中部斜裂縫無明顯變寬，但沿縱筋保護(hù)層的縱向黏結(jié)滑移裂縫逐漸變寬，試件最終均發(fā)生了剪切-黏結(jié)破壞.

2.2? ?裂縫分布及破壞形態(tài)

2.2.1? ?裂縫分布

圖3為試件屈服時(shí)的裂縫分布狀態(tài)，結(jié)合上述試驗(yàn)現(xiàn)象記錄可得：

1）由于HDC材料具有良好的拉伸應(yīng)變-硬化效應(yīng)和多裂縫開展特性，在HDC短柱的加載過程中，試件表面的斜裂縫和沿縱筋的黏結(jié)裂縫數(shù)量明顯多于RC短柱，且其裂縫寬度小于RC短柱.

2）RC短柱的主斜裂縫形成后迅速變寬，HDC短柱的主斜裂縫并不是單條斜裂縫，而是由多條相互平行的斜裂縫貫通形成的主斜裂縫帶;與RC短柱相比，HDC短柱沿縱筋的黏結(jié)裂縫發(fā)展更為充分，也呈帶狀分布.可見，HDC短柱的裂縫控制能力顯著優(yōu)于RC短柱.

3）對(duì)于HDC短柱，隨軸壓比增大，沿縱筋的黏結(jié)裂縫增多，試件腹部的剪切斜裂縫與中和軸角度變小;隨配箍率增大，沿縱筋的黏結(jié)裂縫和剪切斜裂縫的數(shù)量均減少;HDC中的纖維種類對(duì)短柱裂縫形態(tài)分布影響不明顯.

2.2.2? ?破壞形態(tài)分析RC短柱和7個(gè)HDC短柱均發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞，圖4為部分試件破壞時(shí)的照片.

研究表明[7]，發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的RC短柱，黏結(jié)裂縫出現(xiàn)后迅速發(fā)展，黏結(jié)應(yīng)力很快達(dá)到極限強(qiáng)度，縱筋外側(cè)的混凝土大范圍剝落，導(dǎo)致試件承載力和剛度迅速退化，縱筋不能達(dá)到屈服.本試驗(yàn)中的試件RC1的破壞過程與上述研究結(jié)果基本一致，RC短柱破壞形態(tài)見圖4（a）.

HDC短柱發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的過程與RC短柱存在較大區(qū)別.HDC短柱的黏結(jié)裂縫形成后，可受到HDC基體中的纖維橋聯(lián)作用約束，沿縱筋出現(xiàn)更多的黏結(jié)裂縫，且其裂縫寬度較小，并逐漸發(fā)展為黏結(jié)裂縫帶，縱筋與HDC達(dá)到極限黏結(jié)強(qiáng)度后仍具有較高殘余黏結(jié)強(qiáng)度，未見保護(hù)層剝落，其承載力退化較為緩慢，最終破態(tài)由縱筋與HDC的黏結(jié)失效控制，其破壞形態(tài)見圖4（b）、4（c）和4（d）.

試件形成斜裂縫后，RC短柱僅依靠箍筋傳遞裂縫間拉應(yīng)力;HDC中的纖維橋聯(lián)作用，使HDC開裂后具有應(yīng)變硬化特性和多裂縫開展機(jī)制，故HDC短柱腹部的斜裂縫多而細(xì)密且其箍筋應(yīng)變發(fā)展慢于RC試件;達(dá)到峰值荷載時(shí)，RC短柱的部分箍筋已屈服，而HDC短柱的箍筋均未屈服;試件破壞時(shí)，RC短柱保護(hù)層出現(xiàn)大面積剝落，鋼筋嚴(yán)重外露，而HDC短柱保護(hù)層未出現(xiàn)剝落，試件保持良好的完整性.

對(duì)破壞形態(tài)進(jìn)行分析比較，可得以下結(jié)論：

1）得益于HDC的材料延性特點(diǎn)，HDC短柱的脆性破壞特征得到有效改善，短柱保護(hù)層剝落得到了有效避免，使剪切-黏結(jié)破壞具有一定延性特征.

2）對(duì)于HDC短柱，配箍率、軸壓比和HDC中的纖維種類對(duì)試件最終破壞形態(tài)均無明顯影響;配箍率和軸壓比對(duì)試件腹部剪切裂縫的分布有一定影響，其規(guī)律與2.2.1節(jié)中描述一致.

2.3? ?滯回曲線

圖5為各試件的荷載-位移（位移角）滯回曲線.

由圖5可見，荷載較小時(shí)，試件尚處于彈性階段，滯回曲線的加卸載曲線基本重合，滯回環(huán)面積很小，耗能較少.隨著黏結(jié)裂縫和剪切裂縫的形成和發(fā)展，試件累積損傷逐漸增加，滯回環(huán)面積逐漸增大，耗能增加.所有試件的滯回環(huán)形狀均呈“反S”型，具有明顯的“捏攏”效應(yīng)，說明混凝土和HDC與縱向鋼筋之間的滑移變形較大，該現(xiàn)象與各試件的剪切-黏結(jié)破壞形態(tài)相吻合.

試件RC1和試件HDC4的配箍率和軸向荷載相同，峰值荷載前，試件HDC4的滯回曲線較試件RC1更為飽滿，其“捏攏”程度相對(duì)較小;試件RC1達(dá)到峰值荷載后，滯回環(huán)面積增大，但僅經(jīng)歷一級(jí)位移加載循環(huán)試件便發(fā)生破壞，且在該級(jí)位移循環(huán)中，滯回環(huán)面積隨循環(huán)次數(shù)增大，其面積顯著減小;而試件HDC4達(dá)到峰值荷載后，承載力下降較緩慢，滯回環(huán)面積大于試件RC1，且“捏攏”程度較小.可見，發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，HDC短柱的滯回性能顯著好于RC短柱.

對(duì)于HDC短柱，隨軸壓比增大，試件的滯回環(huán)面積有減小趨勢(shì)，峰值荷載后承載力下降更快;隨配箍率增大，試件的滯回環(huán)增大;HDC中所摻纖維種類對(duì)滯回環(huán)面積較大影響，日本纖維配置的試件HDC4的滯回環(huán)面積相對(duì)（HDC8）較大.

2.4? ?骨架曲線

圖6為各試件的骨架曲線.采用通用屈服彎矩法確定各試件的屈服點(diǎn)，以骨架曲線上荷載下降至峰值荷載85% 時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)確定極限點(diǎn).主要試驗(yàn)結(jié)果見表5，其中，Py和Pm分別為屈服荷載和峰值荷載;Δy、Δm和Δu分別為屈服位移、峰值位移和極限位移;采用位移延性系數(shù) 、峰值位移角和極限位移角評(píng)價(jià)試件的變形能力，μ = Δu /Δy，θm = Δm /H，θu = Δu /H，其中H = 500 mm;各荷載及位移均為推、拉方向的平均值.由圖6和表5可得：

1）與RC短柱相比，HDC短柱的位移延性系數(shù)μ可提高9%～57%，峰值位移角θm可提高9%～48%，極限位移角θu可提高43%～112%;試件HDC4與RC1的配箍率和軸力相同，但試件HDC4的位移延性系數(shù)、峰值位移角和極限位移角較試件RC1分別提高36%、45%和96%.說明，對(duì)于發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的短柱，HDC試件的塑性變形能力明顯高于RC試件.

2）對(duì)于HDC短柱，軸壓比增大，試件的峰值位移角、極限位移角和位移延性系數(shù)均減小;配箍率增大，試件的極限位移角和位移延性系數(shù)均增大.

3）試件HDC4和試件HDC8的極限位移角基本相等，可見纖維種類對(duì)短柱變形能力的影響相對(duì)較小.

2.5? ?承載力分析

根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中鋼筋混凝土構(gòu)件的正截面和斜截面承載力計(jì)算方法，計(jì)算得到各試件達(dá)到抗彎承載力（Mu）所需的水平力（Mu /H）和其對(duì)應(yīng)的斜截面承載力（Vu），結(jié)果見表6.由表可見，各試件達(dá)到抗彎承載力之前，相應(yīng)的抗剪承載力已經(jīng)達(dá)到，說明各試件均由剪切破壞控制.

試件RC1的抗剪承載力試驗(yàn)值（Pm）比計(jì)算值（Vu）大15%，其原因可能是試件的縱筋直徑較大且配筋率較大，但計(jì)算中未考慮縱筋的銷栓作用.試件HDC7的試驗(yàn)值比計(jì)算值低20%，其原因是剪切-黏結(jié)破壞發(fā)生，而其箍筋配筋率較大，箍筋未達(dá)到屈服.HDC短柱抗剪承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值之比的平均值為0.95，說明采用GB 50010—2010中計(jì)算鋼筋混凝土構(gòu)件抗剪承載力的計(jì)算公式計(jì)算剪切-黏結(jié)破壞HDC短柱的抗剪承載力偏于不安全.

混凝土和HDC抗壓強(qiáng)度相差約26%（表2），直接比較試件的抗剪承載力不合理，故定義抗剪強(qiáng)度系數(shù)v = Pm /（fcuA），fcu為混凝土或HDC立方體抗壓強(qiáng)度，A為短柱橫截面積.由表6得：

1）HDC短柱的抗剪強(qiáng)度系數(shù)比RC短柱可提高13%～24%，試件HDC4的抗剪強(qiáng)度系數(shù)較試件RC1提高了22%.可見，對(duì)于發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的短柱，若HDC與混凝土抗壓強(qiáng)度基本相同，HDC試件的抗剪強(qiáng)度高于RC試件.

2）隨軸壓比增大，HDC短柱的抗剪承載力提高，但其提高幅度較小，可見，對(duì)發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的HDC短柱，軸壓比對(duì)其抗剪承載力影響較小;隨配箍率增大，HDC短柱抗剪承載力提高.

3）試件HDC4抗剪承載力較試件HDC8提高約6%，可見纖維種類對(duì)HDC短柱抗剪承載力影響相對(duì)較大.

2.6? ?耗能能力

地震荷載中，試件的耗能能力是評(píng)價(jià)其抗震性能的重要指標(biāo);低周期反復(fù)荷載試驗(yàn)中，構(gòu)件的耗能能力可反映某些特征點(diǎn)的累積耗能.表7為各試件達(dá)到峰值荷載和極限位移時(shí)的累積耗能，可見：

1）與RC短柱相比，HDC短柱在峰值荷載點(diǎn)和極限位移點(diǎn)的累積耗能提高幅度分別為35%～224%和39%～184%;試件HDC4在峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的累積耗能較試件RC1分別提高52%和84%.可見，對(duì)于發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的短柱，采用HDC替換普通混凝土可顯著提高其耗能能力.

2）對(duì)于HDC短柱，峰值荷載點(diǎn)的累積耗能隨軸壓比增大而減小;除試件HDC3以外，極限位移處的累積耗能隨軸壓比增大而減小.

3）HDC短柱配箍率增大，其峰值荷載點(diǎn)和極限位移處的累積耗能均提高.

4）峰值荷載處，HDC8累積耗能較HDC4高16%，達(dá)到極限位移時(shí)，HDC4累積耗能較HDC8提高20%，說明日本纖維在提高構(gòu)件塑性變形階段的耗能能力上優(yōu)于國(guó)產(chǎn)纖維.

3? ?性能指標(biāo)

GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中建筑抗震性能化設(shè)計(jì)把結(jié)構(gòu)的性能水平劃分為5個(gè)等級(jí)：基本完好、輕微損壞、中等破壞、接近嚴(yán)重破壞和倒塌.為使發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞的HDC短柱的性能指標(biāo)與GB 50011—2010的抗震性能設(shè)計(jì)目標(biāo)相協(xié)調(diào)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果確定HDC短柱的4個(gè)性能水平和性能指標(biāo).以位移角作為HDC短柱的性能指標(biāo).根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》，4個(gè)性能水平對(duì)應(yīng)的位移角的定義原則如下：

1）基本完好.構(gòu)件基本處于彈性狀態(tài)，一般不需修補(bǔ)即可繼續(xù)使用;試驗(yàn)中，以試件出現(xiàn)第一條明顯的裂紋來確定構(gòu)件的“基本完好”位移角.

2）輕微損傷.構(gòu)件開始出現(xiàn)塑性變形，需修理或稍加修理仍可繼續(xù)使用;試驗(yàn)中，以試件出現(xiàn)多條剪切斜裂縫和多條黏結(jié)裂縫來確定構(gòu)件的“輕微損傷”位移角.

3）中等破壞.構(gòu)件出現(xiàn)一定塑性變形，需進(jìn)行一般修理，采取一定安全措施后可適當(dāng)使用;試驗(yàn)中，以試件達(dá)到峰值荷載、形成交叉主斜裂縫或形成明顯的順筋黏結(jié)裂縫帶來確定構(gòu)件的“中等破壞”位移角.

4）接近嚴(yán)重破壞.構(gòu)件出現(xiàn)明顯的塑性變形，需經(jīng)過大修加固后可恢復(fù)使用;試驗(yàn)中，以試件的主斜裂縫變寬，承載力下降不超過其峰值荷載10%來確定構(gòu)件的“接近嚴(yán)重破壞”位移角.

基于以上原則和依據(jù)，確定各試件的性能指標(biāo)量化值并列于表8.由表8可見，對(duì)于“基本完好”性能水平，RC短柱的位移角為1/336，HDC短柱位移角分布區(qū)間為1/259～1/128，平均值為1/192;對(duì)于“輕微損壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/116，HDC短柱位移角分布區(qū)間為1/103～1/64，平均值為1/83;對(duì)于“中等破壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/68，HDC短柱位移角分布區(qū)間為1/53～1/35，平均值為1/44;對(duì)于“接近嚴(yán)重破壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/55，HDC短柱位移角分布區(qū)間為1/40～1/29，平均值為1/34.

根據(jù)GB 50011—2010附錄M中豎向構(gòu)件實(shí)現(xiàn)性能目標(biāo)的參考指標(biāo)示例，HDC短柱滿足不同性能水平下的承載力參考指標(biāo)時(shí)，其層間位移參考指標(biāo)明顯大于RC短柱，有利于實(shí)現(xiàn)抗震性能設(shè)計(jì).HDC柱“接近嚴(yán)重破壞”性能水平的位移角平均值較RC柱提高61.7%，有利于實(shí)現(xiàn)“大震不倒”.

4? ?結(jié)? ?論

通過對(duì)7根HDC短柱和1根RC短柱進(jìn)行低周期反復(fù)荷載試驗(yàn)，對(duì)比HDC短柱和RC短柱發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)的區(qū)別，分析軸壓比和配箍率對(duì)變形能力、耗能能力、承載力和剛度退化等指標(biāo)的影響，可得以下結(jié)論：

1）RC短柱發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，黏結(jié)裂縫形成便迅速發(fā)展，破壞具有明顯脆性，保護(hù)層嚴(yán)重剝落，縱筋和箍筋外露;得益于HDC材料的受拉開裂應(yīng)變硬化特性，HDC短柱的黏結(jié)裂縫和剪切裂縫均呈細(xì)密帶狀開展，未見保護(hù)層剝落，試件破壞時(shí)仍保持較好整體性，表現(xiàn)為具有一定延性的剪切-黏結(jié)破壞.

2）發(fā)生剪切-黏結(jié)破壞時(shí)，HDC短柱的抗震性能明顯優(yōu)于RC短柱，其滯回環(huán)面積較大，且“捏攏”效應(yīng)較小，峰值荷載后承載力退化較慢，使HDC短柱的耗能能力較RC短柱明顯提高.

3）與RC短柱相比，HDC短柱的剪切-黏結(jié)破壞具有延性特征，其塑性變形能力和耐損傷能力得到明顯提高，承載力退化速率明顯減緩，極限位移角至少可提高43%.

4）HDC短柱滿足不同性能水平下的承載力參考指標(biāo)時(shí)，其層間位移明顯高于RC短柱，有利于實(shí)現(xiàn)抗震性能設(shè)計(jì).

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