活性粉末混凝土預(yù)制管組合柱抗震性能試驗研究

單波，單宇，劉福財，佟廣權(quán)

(1.湖南大學(xué) a.土木工程學(xué)院；b.綠色先進(jìn)土木工程材料及應(yīng)用技術(shù)湖南省重點實驗室，長沙 410082；2.廣東蓋特奇新材料科技有限公司，廣東 清遠(yuǎn) 511600)

鋼筋混凝土柱作為重要的承重構(gòu)件，要求具有較高的軸向承載能力和可靠的抗震性能，以防止結(jié)構(gòu)在地震作用下出現(xiàn)整體倒塌。一方面，采用高強(qiáng)混凝土可以有效提高混凝土柱的軸向承載力；而另一方面，由于高強(qiáng)混凝土脆性大、韌性差，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)柱的抗震性能劣化[1-4]。因此，需要在提高混凝土柱軸向承載力的同時，改善其抗震性能?；诩s束效應(yīng)的組合柱，是解決這一問題的有效手段，即通過對核心區(qū)的混凝土施加側(cè)向約束，可以有效提高混凝土柱的承載力和延性[5-8]。常用的約束混凝土組合形式主要有鋼管混凝土(CFST)、纖維增強(qiáng)塑料(FRP)約束混凝土、箍筋約束混凝土等。但從性能上來看，這些組合柱都存在不足之處，如CFST耐火性能和耐腐蝕性能存在明顯缺陷[9-11]；FRP本身是溫度敏感性材料，導(dǎo)致FRP約束混凝土柱不適用于溫度相對較高的環(huán)境[12-13]；而對于箍筋約束混凝土柱，在受力過程中混凝土保護(hù)層過早剝落，導(dǎo)致其承載力和抗震性能顯著降低，且不適于裝配式施工[14]?；钚苑勰┗炷?RPC)是一種超高性能混凝土(UHPC)，通過摻入大量超細(xì)活性粉體、取消粗集料、采用超低水膠比，以及摻入鋼纖維等技術(shù)手段，實現(xiàn)了超高強(qiáng)度、高韌性和高耐久性[15-18]，被視為在嚴(yán)酷環(huán)境下理想的結(jié)構(gòu)材料。目前，RPC在建筑工程、水利工程、橋梁工程，甚至是海洋工程中得到應(yīng)用[19-20]。

從材料性能上來看，將RPC用于受壓構(gòu)件最為合理。然而，RPC材料成本遠(yuǎn)高于普通混凝土，將RPC設(shè)計成為實心受壓構(gòu)件并不合理，因為結(jié)構(gòu)柱的承載力很可能由其剛度控制，材料本身超高的抗壓性能得不到有效發(fā)揮，結(jié)構(gòu)柱的經(jīng)濟(jì)性不好[21]。目前，在實際工程中，RPC的應(yīng)用基本上以空心薄壁構(gòu)件或組合構(gòu)件為主要形式[22-23]。為了有效地將RPC的優(yōu)異性能與約束混凝土的形式結(jié)合起來，筆者提出一種基于超高性能水泥基預(yù)制管的組合柱——RPC預(yù)制管混凝土組合柱(Concrete-filled RPC Tube，簡稱CFRT)[24]。其結(jié)構(gòu)形式為：將RPC預(yù)制成配置高強(qiáng)螺旋箍筋的管材，并在預(yù)制管中填充混凝土。在這一體系中，RPC管本身具有高強(qiáng)度和高韌性，直接承受相當(dāng)比例的軸向荷載，同時，管壁內(nèi)的高強(qiáng)箍筋為內(nèi)部混凝土提供側(cè)向約束。因此，CFRT將RPC超高性能、套管混凝土的形式與箍筋約束效應(yīng)有效結(jié)合了起來，具有較為突出的力學(xué)性能以及良好的耐久性、抗火性能、施工便利性和經(jīng)濟(jì)性。

對大尺寸CFRT短柱試件進(jìn)行軸壓試驗[25]，結(jié)果表明RPC管對組合柱的承載力有顯著貢獻(xiàn)，CFRT柱的承載力和延性遠(yuǎn)高于普通箍筋約束混凝土柱，并提出了軸壓承載力計算模型。為評估這一新型組合柱的抗震性能，并為其在地震活躍區(qū)域的應(yīng)用提供依據(jù)，有必要對CFRT柱的抗震性能開展研究。目前，一些研究者對UHPC結(jié)構(gòu)柱或采用UHPC外包增強(qiáng)鋼筋混凝土柱的抗側(cè)力性能開展了相關(guān)試驗[26-30]，結(jié)果表明，UHPC優(yōu)異的抗裂性能對提高結(jié)構(gòu)柱的抗側(cè)能力和耗能能力有顯著作用，這些研究成果對CFRT抗震試驗的開展具有指導(dǎo)作用。

1 試驗設(shè)計

1.1 試件設(shè)計

設(shè)計了4個CFRT柱和1個作為對比的普通箍筋約束混凝土柱，CFRT柱的結(jié)構(gòu)形式如圖1(a)所示。所有試件的外徑均為300 mm，高度為2 220 mm，其中，水平力加載點至柱底的距離L=1 500 mm，如圖1(b)所示。對于CFRT柱，試驗參數(shù)包括RPC管中箍筋間距和內(nèi)部混凝土的強(qiáng)度，如表1所示。表1中，試件編號由試件類型(C代表CFRT柱、R代表對比柱)、箍筋間距(20、40、60 mm)和內(nèi)部混凝土強(qiáng)度等級(L為C40、H為C75)3部分組成。例如：C20L表示RPC管中箍筋間距為20 mm、內(nèi)部混凝土強(qiáng)度等級為C40的CFRT柱。

對于CFRT柱，RPC預(yù)制管外徑D為300 mm，管壁厚度t為25 mm，螺旋箍筋設(shè)置在管截面中心位置(t/2處)。箍筋為直徑6 mm的65錳彈簧鋼，實測屈服強(qiáng)度為1 255 MPa。在內(nèi)部混凝土中，沿RPC管內(nèi)壁均勻地分布12根直徑為12 mm的HRB400級縱筋，實測屈服強(qiáng)度為486 MPa，總的截面配筋率1.92%，如圖1所示。R20L為對比試件，柱身混凝土、箍筋和縱筋的材料及配置方式均與C20L相同。

表1 試件參數(shù)及部分試驗結(jié)果Table 1 Details of specimen and test matrix

圖1 CFRT柱的基本尺寸(單位：mm)Fig.1 Design of CFRT columns (unit: mm)

1.2 原材料

RPC的主要原材包括：42.5的普通硅酸鹽水泥；最大粒徑為3 mm的河砂；直徑為0.12 mm、長度為8 mm的鋼纖維；直徑為45μ m、長度為18 mm的PVA纖維。內(nèi)部混凝土的主要材料為：42.5的普通硅酸鹽水泥，最大粒徑為25 mm的碎石用作粗骨料，細(xì)骨料為河砂。C40等級混凝土的配合比為：水泥∶河砂∶碎石=1∶1.90∶3.10，W/B=0.56，28 d立方體抗壓強(qiáng)度為44.5 MPa。C75等級混凝土的配合比為：水泥∶河砂∶碎石∶硅灰∶石灰石∶高效減水劑=1∶1.23∶2.01∶0.11∶0.11∶0.006，W/B=0.26，28 d立方抗壓強(qiáng)度82.3 MPa。

1.3 試件制作

試驗柱的制作分為工廠RPC管預(yù)制與實驗室混凝土澆筑兩個階段。RPC管采用離心法制作，也就是RPC在離心力作用下密實成型，這對RPC的流變性能有特殊要求。一方面，在RPC攪拌與入模過程中，需要具有一定的流動性能；而另一方面，當(dāng)離心結(jié)束后，必須具備一定的管坯強(qiáng)度，以維持管壁形狀。通過試驗確定RPC的配合比為：水泥∶硅灰∶河砂∶鋼纖維(體積摻量)∶PVA纖維∶高效減水劑∶增稠劑=1.0∶0.25∶2.1∶0.02∶0.004∶0.03∶0.000 5，水灰比W/B為0.17。90 ℃熱水養(yǎng)護(hù)48 h后的立方體抗壓強(qiáng)度(100 mm×100 mm×100 mm)為123.2 MPa。

圖2 離心法制作RPC管制作過程Fig.2 Spinning process of making RPC tube

對于R20L的制作，使用內(nèi)徑為300 mm的塑料管作為模具，先進(jìn)行鋼筋綁扎，然后一次性澆筑成型。

圖3 CFRT試件的制作Fig.3 Prefabrication of CFRT column specimen

2 試驗方法

2.1 加載裝置與測量方案

開展壓彎柱的低周反復(fù)荷載試驗，以懸臂的方式模擬底層框架柱反彎點以下部分在地震中的受力狀態(tài)，如圖4(a)所示。試驗在自制的加載裝置上進(jìn)行，如圖4(b)所示。試件通過兩根錨固鋼梁與螺栓固定在實驗室地板的反力梁上，水平力通過作動器施加。軸向荷載由設(shè)置在柱頂轉(zhuǎn)換鋼梁上的兩個穿心式油缸施加，通過油缸頂升使對拉鋼棒張拉，將軸力施加在柱頂。對拉鋼棒通過單向鉸連接在基礎(chǔ)上，以保證鋼棒在水平力作用下與試件同步轉(zhuǎn)動。軸力由設(shè)置在油缸頂部的壓力傳感器監(jiān)控，水平力通過作動器內(nèi)置的傳感器測定，水平位移由安裝在柱頂?shù)奈灰苽鞲衅鱈VDT測量。裝置照片如圖4(c)所示。

圖4 加載裝置Fig.4 Test setup

為測量試驗過程中的鋼筋應(yīng)變，在試件內(nèi)部預(yù)埋應(yīng)變片。對于RPC管內(nèi)的箍筋，選擇連續(xù)的3道螺旋箍，布置9個應(yīng)變片，其中，第2圈箍筋距離柱底的距離約為D/2(150 mm)，基本對應(yīng)于塑性鉸區(qū)域的中間位置。對于內(nèi)部混凝土中的鋼筋，選擇推、拉平面內(nèi)兩端的兩根縱筋，分布粘貼6個應(yīng)變片，其中，第1個應(yīng)變片的位置與基礎(chǔ)梁頂面齊平，具體布置情況如圖1(b)所示。

試驗過程中，所有的數(shù)據(jù)，包括水平力、水平位移、軸力及鋼筋應(yīng)變，均由DH3821數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄，采樣間隔為0.5 s。

2.2 加載制度

試驗采用恒定軸力下的低周反復(fù)加載，試件的軸力P按其軸向承載力Nu的20%考慮(P=0.2Nu)。CFRT的軸向承載力Nu，由RPC管與內(nèi)部混凝土分別承擔(dān)的軸向荷載構(gòu)成，按照文獻(xiàn)[24]提出的公式進(jìn)行計算。

(1)

(2)

(3)

kd=0.507-6.84ρs

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

ke=Ae/Acc

(9)

(10)

(11)

(12)

t>s′/2

(13a)

α=1,t≤s′/2

(13b)

(14)

對比柱R20L的軸向承載力按Mander約束模型進(jìn)行計算。應(yīng)該說明的是，雖然試件的柱頂軸向力P都是按其計算軸向承載力Nu的20%進(jìn)行取值，但P的大小與約束效應(yīng)密切相關(guān)。配箍率越高，則P也就越大，如表1所示。這一取值方式應(yīng)該與結(jié)構(gòu)柱的實際工作狀況一致，因為結(jié)構(gòu)柱的軸向承載力設(shè)計取值一般需要考慮約束效應(yīng)的增強(qiáng)作用。此外，從表1可以看到，對比柱R20L的軸力P顯著低于C20L，其主要原因是按照Mander約束模型，處于非有效約束區(qū)域(含保護(hù)層)對約束柱的軸向承載力沒有貢獻(xiàn)，在抗壓承載力計算中不予考慮。然而，對CFRT柱，處于非有效約束區(qū)(含保護(hù)層)的RPC管壁部分對其軸向承載力有不可忽視的貢獻(xiàn)。因此，即使R20L與C20L兩個試件的配箍率相同，后者的軸向承載力明顯更高，增加幅度約為56%。

試件的水平加載方式采用位移控制，具體加載制度為：在初期的3個位移峰值下(0.25%L、0.5%L和0.75%L)，采用為單循環(huán)加載。此后，在每個位移峰值下為3次循環(huán)，對應(yīng)于1%L、1.5%L、2%L、3%L、4%L、6%L、8%L和10%L，直至試件完全破壞。

3 試驗結(jié)果

3.1 破壞現(xiàn)象

試驗柱的破壞模式如圖5所示。由于柱的破壞主要集中在下部的塑性鉸區(qū)域，故該圖為柱下部約1.5倍直徑范圍內(nèi)的破壞情況。

圖5 試驗柱的破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns of specimens

對比柱R20L為典型的彎曲破壞模式，其破壞形態(tài)與采用普通箍筋的約束混凝土柱類似[34]，如圖5(a)所示。當(dāng)側(cè)移率(Δ/L)為0.5%時，在受拉一側(cè)距離柱底部1倍直徑范圍內(nèi)開始出現(xiàn)細(xì)小的水平裂縫；隨著側(cè)移率的增大，水平裂縫逐漸增多、變寬，并沿環(huán)向擴(kuò)展，在受壓一側(cè)開始出現(xiàn)豎向裂縫；當(dāng)側(cè)移率達(dá)到1.5%時，水平裂縫沿環(huán)向斜向發(fā)展，形成若干交叉裂縫，同時，混凝土保護(hù)層出現(xiàn)剝落；當(dāng)側(cè)移率為3%時，柱下部混凝土保護(hù)層嚴(yán)重剝落，箍筋外露；當(dāng)側(cè)移率為8%時，水平力大幅度降低，試驗終止。

CFRT柱均表現(xiàn)出較為顯著的彎曲破壞特征。以C20L為例，當(dāng)側(cè)移率為0.75%時，試驗柱受拉一側(cè)開始出現(xiàn)水平裂縫；隨著側(cè)移率的增大，RPC管表面不斷出現(xiàn)細(xì)裂縫，且裂縫的長度和數(shù)量也不斷增長，但裂縫寬度增加不明顯，直至試驗結(jié)束。最終，試件表面出現(xiàn)大量的環(huán)向裂縫，但RPC保護(hù)層未出現(xiàn)明顯的剝落現(xiàn)象，如圖5(b)所示。

其余CFRT柱的破壞過程及形式與C20L類似，在試件柱底部約1倍直徑范圍內(nèi)形成塑性鉸。此外，隨著RPC管內(nèi)箍筋間距的增大，塑性鉸區(qū)域的裂縫相對稀疏，并出現(xiàn)較為明顯的斜裂縫，RPC保護(hù)層也有一定的外鼓現(xiàn)象，但都未出現(xiàn)明顯的剝落，如圖5(b)～圖5(d)所示。這主要得益于鋼纖維的阻裂作用，近距離觀察可以發(fā)現(xiàn)，跨越裂縫處的鋼纖維依然起著橋接作用，如圖5(f)所示。

相比于澆筑普通混凝土的組合試件C20L，內(nèi)部澆筑高強(qiáng)混凝土的C20H試件表面的裂縫對較少，且斜裂縫發(fā)展明顯，如圖5(e)所示。

3.2 滯回曲線

表2列出了各試件推、拉兩個方向中的主要試驗結(jié)果。試件的極限狀態(tài)定義為試驗柱的抗側(cè)能力(基底彎矩)下降到峰值的85%[35]，如圖6所示。圖7給出了各試件的滯回曲線，需要說明的是，圖7中水平力為從作動器測得的水平力中，去除了由于柱頂偏轉(zhuǎn)而使得軸力產(chǎn)生的水平分量(圖4(a))。

表2 試件測試結(jié)果Table 2 Main results of specimens

圖6 延性特征參數(shù)示意圖Fig.6 Characteristic variables of ductility

CFRT柱的滯回曲線較為飽滿，形狀基本類似，可以分為初始彈性段、平緩上升段和相對穩(wěn)定的下降段。RPC管中的箍筋間距(配箍率)對CFRT柱的滯回曲線有一定影響。隨著箍筋間距的增大，滯回曲線的逐步顯現(xiàn)出捏攏現(xiàn)象，特別是C60L試件較為明顯。這表明減小RPC管中的箍筋間距，可以在一定程度上改善CFRT柱的滯回性能。

C20H試件內(nèi)部填充C75等級的高強(qiáng)混凝土，對比C20L試件，可以看到前者的捏攏現(xiàn)象相對明顯，如圖7(b)和圖7(e)所示。此外，在同一側(cè)移率下，C20H第2次循環(huán)的水平力退化幅度更大。主要原因應(yīng)該是所施加在C20H頂部的軸力更高，而其約束效應(yīng)卻更低，即側(cè)向約束應(yīng)力與混凝土強(qiáng)度的比較小[36]。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops

3.3 鋼筋應(yīng)變

選擇C20L來分析CFRT柱的鋼筋應(yīng)變分布與發(fā)展。圖8(a)給出了內(nèi)部混凝土中的縱筋在各級側(cè)移率峰值下(第1次循環(huán))的應(yīng)變值，應(yīng)變符號以拉為正、壓為負(fù)?？梢钥吹?，各測點的應(yīng)變隨側(cè)移率的增大而增加，且在同級荷載下，應(yīng)變分布沿柱高基本成遞減趨勢，但第1測點的應(yīng)變相對于第2測點較小，主要原因應(yīng)該是基礎(chǔ)梁對柱底的側(cè)向約束限制了縱筋的壓曲變形。此外，可以看到縱筋在側(cè)移率達(dá)到3%時進(jìn)入屈服，如前所述，此時RPC管表面已出現(xiàn)大量裂縫。

圖8(b)給出了RPC管中箍筋的應(yīng)變發(fā)展情況(受壓一側(cè))。與縱筋應(yīng)變特征類似，各測點的應(yīng)變隨側(cè)移率的增大而不斷增加。相對而言，側(cè)移率低于1.5%時，箍筋應(yīng)變發(fā)展很有限，而超過1.5%后，箍筋應(yīng)變顯著增大，表明箍筋對內(nèi)部混凝土的約束作用逐步顯現(xiàn)。應(yīng)該注意到各測點的應(yīng)變均未達(dá)到屈服值，意味著RPC管內(nèi)的高強(qiáng)螺旋箍筋可以提供必要的約束能力儲備，這對CFRT柱在經(jīng)歷地震作用后的修復(fù)具有積極意義。

圖8 鋼筋應(yīng)變發(fā)展Fig.8 Strain development of reinforcements

圖8(c)給出了對比柱R20L的箍筋應(yīng)變分布，相比于對應(yīng)的組合柱C20L，當(dāng)側(cè)移率達(dá)到1.5%后，其箍筋應(yīng)變增長量顯著高于后者，這顯然是與其保護(hù)層混凝土剝落所導(dǎo)致的核心區(qū)混凝土實際應(yīng)力增大有密切關(guān)系。

3.4 骨架曲線

圖9給出了各試件的骨架曲線對比，圖中，骨架曲線為滯回曲線的包絡(luò)?？梢钥吹剑谙嗤膫?cè)移率下，C20L骨架曲線上對應(yīng)點的水平力均高于R20L，表明CFRT柱的抗側(cè)能力均優(yōu)于箍筋約束混凝土柱。證明在整個反復(fù)加載過程中，RPC管對組合柱的抗震性能有著顯著的提高作用。

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

對比C20L、C40L和C60L3個試件的骨架曲線可以看到，增大RPC管中的配箍率可以提高CFRT柱的抗側(cè)能力，但幅度相對有限。此外，相比于C20L試件，內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土的C20H柱的水平力峰值一定程度的提高，提高幅度約為10%。

3.5 強(qiáng)度的退化

用同級荷載退化率來衡量試驗柱抗側(cè)能力的穩(wěn)定性，定義為在同一側(cè)移率下，最后一次循環(huán)的水平力峰值與第一次循環(huán)的水平力峰值之比，結(jié)果如圖10所示。需要說明的是，由于前3個側(cè)移率下為單循環(huán)加載，因此，其荷載退化率均為1。

圖10 荷載退化曲線Fig.10 Strength degradation curves

對比R20L與C20L可以看到，CFRT柱的荷載退化率顯著低于普通箍筋約束柱。特別是在側(cè)移率1.0%到2.0%之間，兩者的差異大，這一階段對應(yīng)于R20L柱保護(hù)層混凝土的剝落過程。由于CFRT柱有效避免了這一問題，因而表現(xiàn)出相對穩(wěn)定的抗側(cè)能力。

對于CFRT柱，在側(cè)移率為2%之前，各試件荷載退化曲線基本一致。在側(cè)移率為超過2%之后，隨著箍筋間距減小，CFRT柱的荷載退化相對較慢，表明增加側(cè)向約束有利于保持CFRT柱抗側(cè)能力的穩(wěn)定性。此外，與C20L相比較，內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土的C20H的荷載退化幅度更大，主要原因是高強(qiáng)混凝土的脆性較大。

4 討論

4.1 延性

延性是結(jié)構(gòu)柱抗震性能的重要指標(biāo)，反映構(gòu)件的變形能力。用延性系數(shù)μ來評估試件延性，按式(12)計算[37]。

μ=θu/θy

(15)

式中：θu為極限側(cè)移率，對應(yīng)于下降段0.85倍峰值彎矩點的側(cè)移率；θy為屈服側(cè)移率，對應(yīng)于上升段0.75倍峰值彎矩處割線與峰值彎矩水平切線的交點的側(cè)移率[35]，如圖6所示。

表3給出了推、拉方向的屈服側(cè)移率θy和極限側(cè)移率θu，延性系數(shù)μ為推、拉兩個方向的平均值。從表3可以看到，相比于R20L，C20L的μ值降低約14%。從受力性能上來看，RPC管對組合柱的承載能力提高和變形性能改善有不可忽視的作用，這與普通的箍筋約束混凝土柱存在顯著區(qū)別。因此，將兩者視為不同類型的結(jié)構(gòu)柱是合理的。而對于不同類型的結(jié)構(gòu)柱，可以采用極限側(cè)移率θu來評估其延性[38]。從這一指標(biāo)來看，相比于R20L，C20L的延性超出約5.7%，表明CFRT柱在地震作用下具有更高的變形能力。

表3 試件延性系數(shù)Table 3 Ductility factor of specimens

續(xù)表3

對于CFRT柱，μ隨著箍筋間距的減小而增大，因此，增加CFRT柱的配箍率可以改善組合柱的變形能力。此外，相比于C20L，內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土的C20H柱的延性系數(shù)大約減小了10%，下降幅度并不大。這一結(jié)果與已有高強(qiáng)混凝土柱的抗震試驗結(jié)果有顯著差別。這些試驗表明，相比于普通混凝土，采用高強(qiáng)混凝土的結(jié)構(gòu)柱其延性下降嚴(yán)重，部分研究者甚至認(rèn)為高強(qiáng)混凝土柱不能用于地震活躍區(qū)域[39-40]。因此，從延性來看，在RPC管內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土，對于CFRT體系來說是可以接受的組合方式，其原因可能是RPC管突出的抗裂性能與高強(qiáng)箍筋的約束作用有效限制了內(nèi)部高強(qiáng)混凝土的膨脹與開裂，改善了其脆性。

按照《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016版)，結(jié)構(gòu)柱在罕遇地震下的極限塑性側(cè)移率不能小于0.02[41]。從表2中的數(shù)據(jù)來看，在試驗條件下，CFRT柱的θu在0.042～0.075之間，均明顯高于規(guī)范要求。

4.2 耗能能力

耗能能力是衡量結(jié)構(gòu)柱抗震性能的另一個重要指標(biāo)，一般可以采用累計滯回耗能進(jìn)行評估，對應(yīng)于滯回曲線所圍成的面積。采用同一側(cè)移率的第一循環(huán)來計算累計滯回耗能，結(jié)果如圖11所示。

圖11 累計滯回耗能曲線Fig.11 Curves of cumulative dissipated energy

從試驗結(jié)果來看，C20L的累計滯回耗能超出對比柱R20L約為40%，提高幅度顯著，這主要得益于RPC管中鋼纖維的抗裂作用，以及鋼纖維在拔出過程中耗能貢獻(xiàn)。而對于CFRT柱，提高配箍率對于改善組合柱的耗能能力作用較為顯著。此外，可以看到C20H的累計滯回耗能較之C20L高出約25%。綜合來看，在填充高強(qiáng)混凝土的CFRT柱，其抗震性能不會出現(xiàn)顯著劣化，這與普通的箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱有顯著區(qū)別。

5 結(jié)論

對CFRT柱開展了低周反復(fù)荷載試驗，基于試驗和分析結(jié)果，得到以下主要結(jié)論：

1)CFRT柱在低周反復(fù)荷載作用下表現(xiàn)出典型的彎曲破壞特征，在距柱底約一倍直徑范圍內(nèi)形成塑性鉸。不同于普通的箍筋約束混凝土柱，RPC管表面出現(xiàn)大量細(xì)而密的裂縫，但保護(hù)層沒有明顯的剝落現(xiàn)象。

2)CFRT柱的滯回曲線較為飽滿，可以分為初始彈性段、平緩上升段和相對穩(wěn)定的下降段；而內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土的CFRT試件，其滯回曲線有一定的捏攏現(xiàn)象。

3)CFRT柱的抗震性能顯著優(yōu)于普通的箍筋約束混凝土柱，其初始剛度、抗側(cè)能力、耗能能力均有顯著提高。此外，增加RPC管內(nèi)的配箍率，可以在一定程度上提高CFRT柱的抗震性能。

4)在試驗條件下，CFRT柱的極限側(cè)移率在0.042～0.075之間，高于抗震設(shè)計規(guī)范關(guān)于罕遇地震下結(jié)構(gòu)柱極限塑性側(cè)移率不低于0.02的要求。從抗震性能來看，在RPC管內(nèi)部填充高強(qiáng)混凝土，對于CFRT體系是可以接受的組合方式。