型鋼區(qū)域約束混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究*

張 琪， 曹新明， 肖利平， 常 亞， 穆 銳， 曹 靖

(1 貴州大學(xué)土木工程學(xué)院, 貴陽 550025; 2 貴州理工學(xué)院, 貴陽 550003; 3 中國(guó)電建集團(tuán)貴陽勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司, 貴陽 550081; 4 中國(guó)人民解放軍陸軍勤務(wù)學(xué)院軍事設(shè)施系，重慶 401331； 5 貴州建工集團(tuán)有限公司, 貴陽 550003)

0 引言

為了保證柱有足夠的變形能力，避免出現(xiàn)脆性的小偏心受壓破壞[1-2]，抗規(guī)[3]規(guī)定柱的設(shè)計(jì)軸壓比不應(yīng)大于1.05，且對(duì)于較高的高層建筑，柱軸壓比限值應(yīng)適當(dāng)減小。然而隨著高層和超高層建筑的快速發(fā)展，傳統(tǒng)鋼筋混凝土柱很難同時(shí)滿足延性和承載力的要求，此時(shí)，采用勁性混凝土[4]、鋼管混凝土[5]及鋼筋區(qū)域約束混凝土柱[6]，可在一定程度上解決承載力及延性問題。前期的研究[7-8]表明，鋼筋區(qū)域約束混凝土(RCC)柱(截面形式見圖1(b))在設(shè)計(jì)軸壓比下為1.2時(shí)仍具有良好的承載力及延性，能有效解決高軸壓情況下的短柱問題。但隨著柱壓力進(jìn)一步增加，要滿足高承載力及高延性要求的約束鋼筋配筋率過高，施工困難凸顯，不具備可操作性。作為勁性混凝土，型鋼混凝土結(jié)構(gòu)因?yàn)槠淞己玫姆阑鹦阅芗盎炷僚c鋼的組合性能優(yōu)勢(shì)而得到廣泛應(yīng)用，也有大量的研究成果。劉陽等[9]對(duì)型鋼混凝土柱的軸壓比限值研究結(jié)果表明，核心型鋼配鋼率為4.0%時(shí)，核心型鋼混凝土柱的軸壓比取值最大可達(dá)1.2； 陳宗平等[10]在型鋼高強(qiáng)混凝土柱中引入矩形螺旋箍筋，獲得較普通矩形箍筋型鋼高強(qiáng)混凝土柱更好的抗震性能； 王秋維等[11]利用擴(kuò)大十字型鋼及45°布置十字型鋼兩種新型截面型鋼混凝土柱，獲得明顯優(yōu)于普通型鋼混凝土柱的延性及耗能能力； 郭子雄等[12]對(duì)不同配箍形式的型鋼混凝土柱的研究表明，配箍率及配箍形式均對(duì)型鋼混凝土的抗震性能有很大影響。

以上柱形式皆將型鋼置于截面形心位置，但截面形心處鋼材對(duì)受彎、受扭狀態(tài)下的構(gòu)件承載力貢獻(xiàn)有限，此種配筋形式難以充分發(fā)揮材料性能。結(jié)合區(qū)域約束和型鋼混凝土，型鋼區(qū)域約束混凝土(SRCC)柱[13]將型鋼置于構(gòu)件邊緣(典型截面見圖1(c))。置于周邊的型鋼在替代縱筋的同時(shí)也能為核心混凝土提供有效約束，既避免往復(fù)荷載下的柱混凝土掏空現(xiàn)象，也使混凝土在型鋼的包裹下不容易脫落，充分發(fā)揮型鋼在區(qū)域約束混凝土柱中的作用。

1 試驗(yàn)研究

由超高軸壓比區(qū)域約束混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究結(jié)果[7]可知，鋼筋約束混凝土柱在設(shè)計(jì)軸壓比為1.1～ 1.25時(shí)仍然有良好的耗能能力，故型鋼區(qū)域約束混凝土柱的研究將設(shè)計(jì)軸壓比取為1.1，1.3及1.6并與軸壓比為1.1的普通井字箍約束混凝土柱及鋼筋區(qū)域約束混凝土柱進(jìn)行比較。

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)中柱一端固定一端鉸接，先對(duì)柱施加軸向力，然后在柱的頂梁處施加往復(fù)的水平荷載，以此來模擬地震荷載。

共進(jìn)行了6個(gè)試件的研究，包括4個(gè)型鋼區(qū)域約束混凝土試件(SRCC-1～SRCC-4，截面形式見圖1(c))、1個(gè)鋼筋區(qū)域約束混凝土柱(RCC，截面形式見圖1(b))及1個(gè)井字箍普通約束混凝土柱(NCC，截面形式見圖1(a))。試件的截面尺寸為250mm×350mm，凈高900mm，剪跨比為2.57，設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，頂梁的尺寸為1 000mm×450mm×600mm。鋼筋分別為直徑6mm的HRB400箍筋(6實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度566MPa)，直徑為12mm和14mm的HRB400縱筋(12實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度500MPa；14實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度522MPa)，型鋼采用Q345B級(jí)[8槽鋼(實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度493MPa)，與截面為20mm×6mm的對(duì)焊鋼板(鋼板箍實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度429MPa)混合布置。圖2為試件尺寸和配筋情況，表1列出試件的基本參數(shù)，由于場(chǎng)地有限，試件分批制作。

圖2 試件尺寸和配筋

試件基本參數(shù) 表1

1.2 加載裝置與加載方案

豎向軸壓力由YAW-10000J電液伺服壓剪試驗(yàn)機(jī)加載，理論加載最大值10 000kN，水平力由MTS液壓伺服系統(tǒng)提供，理論加載最大值2 000kN。試件下端固定于試驗(yàn)機(jī)上，水平力加載端的水平橫梁可以自由滑動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)，為了防止水平力加載時(shí)試件底座與試驗(yàn)機(jī)發(fā)生相對(duì)位移，在試件底座兩側(cè)分別用千斤頂頂緊，加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置

試驗(yàn)加載時(shí)先施加豎向的軸壓力，然后施加水平力。水平力的加載過程采用單控位移控制，具體為先以1mm為級(jí)差逐級(jí)施加水平力，每級(jí)位移循環(huán)一次，直至試件中縱向鋼材(鋼筋或槽鋼)屈服。鋼材屈服后以整數(shù)倍屈服位移(Δy)為級(jí)差逐級(jí)施加水平位移，每級(jí)位移循環(huán)三次，直至試件完全破壞。加載制度如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)加載制度

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

混凝土應(yīng)變片布置在試件表層，在距離試件底座上表面50mm之上的100mm范圍內(nèi)，四個(gè)側(cè)面每側(cè)布置3個(gè)； 在試件的中部，四個(gè)側(cè)面每側(cè)布置2個(gè)。縱筋、箍筋、槽鋼及鋼板箍的應(yīng)變片布置在距離試件底座上表面50mm截面處，試件水平力及水平位移由MTS液壓系統(tǒng)自動(dòng)采集，試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

圖5 試件應(yīng)變采集測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 裂縫分布

NCC試件的斜裂縫出現(xiàn)在受拉裂縫出現(xiàn)后的2級(jí)位移循環(huán)之后，裂縫主要分布在柱底以上1/3柱高范圍內(nèi)，斜裂縫數(shù)量較少，寬度較寬，裂縫較長(zhǎng)(圖6(a))，且加載后期NCC試件主要以斜裂縫發(fā)展為主，試件剪切現(xiàn)象明顯，試件的破壞為斜裂縫貫通導(dǎo)致的壓剪破壞。

RCC試件的斜裂縫也是出現(xiàn)在受拉裂縫之后，裂縫發(fā)展相對(duì)均勻，中部裂縫延伸到柱頂(圖6(b))，原因是由于區(qū)域約束混凝土柱約束核心區(qū)處于截面四個(gè)角部，裂縫在中部弱約束區(qū)更容易發(fā)展。

SRCC組試件斜裂縫與受拉裂縫同時(shí)出現(xiàn)，并在柱側(cè)面分為三部分，分別是兩側(cè)沿柱高均勻分布的單向斜裂縫及中部的雙向相交X形裂縫，且斜向短裂縫不貫通，分布均勻(圖6(c)～(f))。

圖6 試件裂縫分布情況

2.2 破壞模式

NCC試件在貫通斜裂縫出現(xiàn)之后，柱腳附近縱筋鼓屈，角部混凝土逐漸脫落，角部箍筋松弛，未出現(xiàn)箍筋斷裂現(xiàn)象，最終發(fā)生壓剪破壞，破壞截面處于受力最大的柱底部位，試件中部及上部混凝土保護(hù)層完好(圖7(a))。

RCC試件在循環(huán)加載過程中柱底中部弱約束區(qū)混凝土局部疏松并逐步脫落，但四角保持完整，試件破壞時(shí)箍筋斷裂，且與NCC試件一樣破壞截面在柱底部位(圖7(b))。

SRCC組試件在循環(huán)加載時(shí)首先受壓區(qū)角部混凝土開始脫落，然后底部四個(gè)面混凝土保護(hù)層大面積脫落，最終保護(hù)層沿整個(gè)柱高完全脫落，且在臨近破壞時(shí)試件弱約束區(qū)混凝土先行掉落，試件局部形成分體柱，柱底部鋼板箍繃開，發(fā)生彎曲破壞(圖7(c)～(f))。

圖7 試件破壞模式

值得注意的是，具有較大箍筋間距的SRCC-4試件的破壞形態(tài)與SRCC-1～SRCC-3試件有較大的差異，由于SRCC-4試件的配箍率比配筋率低得多，試件橫向約束較弱，試件的破壞源于柱高中部截面的鋼板箍先于柱底截面鋼板箍繃開，試件壓屈成反S形，試件過早破壞，破壞時(shí)試件底部混凝土及箍筋完好，試件的破壞截面不在受力最大的柱底部位。SRCC-1～SRCC-3試件的破壞是由于較大水平位移加載時(shí)柱底部鋼板箍繃斷，破壞截面接近柱底受力最大處。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

各試件屈服后的滯回曲線如圖8所示，由圖可知：

圖8 試件滯回曲線

(1)對(duì)于軸壓比為1.1的NCC，RCC和SRCC-1對(duì)比組試件(圖8(a)～(c))：SRCC-1試件的滯回曲線比NCC和RCC試件更為飽滿光滑，耗能性能更好，且從NCC試件到RCC試件再到SRCC-1試件水平承載力和極限水平位移顯著上升，但滯回曲線的斜率呈現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì)，說明試件的剛度在不斷降低，達(dá)到峰值荷載后水平承載力下降緩慢，SRCC-1試件的延性更好。

(2)對(duì)于箍筋間距相同但軸壓比不同的SRCC-1～SRCC-3對(duì)比組試件(圖8(c)～(e))：軸壓比分別為1.1，1.3和1.6的SRCC-1，SRCC-2和SRCC-3試件隨著軸壓比增大，滯回曲線呈越來越飽滿的菱形，斜率也隨之小幅度下降，峰值荷載后水平承載力下降變緩，延性得到增強(qiáng)，且承載力呈上升趨勢(shì)。

(3)對(duì)于軸壓比相同但箍筋間距不同的SRCC-1和SRCC-4對(duì)比組試件(圖8(c),(f))：SRCC-1試件的滯回曲線呈飽滿的菱形，而SRCC-4試件的滯回曲線呈捏攏現(xiàn)象，SRCC-1試件比SRCC-4試件有更好的承載力、延性和耗能能力，說明箍筋間距的減小加強(qiáng)了區(qū)域內(nèi)混凝土的約束作用，能夠保證鋼筋和混凝土很好地協(xié)同工作。

3.2 骨架曲線

試件骨架曲線如圖9所示，由圖可知：

(1)所有試件在試驗(yàn)范圍內(nèi)的彈性抗側(cè)剛度基本一致(圖9(a))。

(2)對(duì)于軸壓比為1.1的NCC，RCC和SRCC-1對(duì)比組試件(圖9(b))，SRCC-1試件的水平承載力、延性和變形能力明顯高于NCC和RCC試件。

(3)對(duì)于軸壓比不同的SRCC-1～SRCC-3對(duì)比組試件(圖9(c))，隨著軸壓比的增大，延性和承載力基本維持不變。說明SRCC-1～SRCC-3組試件的軸壓比還可以進(jìn)一步加大。

(4)對(duì)于軸壓比相同箍筋間距不同的SRCC-1,SRCC-4對(duì)比組試件(圖9(d)),箍筋間距較小的SRCC-1試件的承載力和延性更好。

圖9 試件骨架曲線對(duì)比

3.3 水平承載力

各試件水平承載力實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見表2。可以看出，相同軸壓比下，SRCC-1試件的水平承載力最大，其次是RCC，NCC試件的水平承載力最小。試件的水平承載力隨著設(shè)計(jì)軸壓比的增大而增大，水平承載力從SRCC-1試件的618.2kN到SRCC-3試件的655.8kN，可見在試驗(yàn)的測(cè)試范圍內(nèi)，增加軸壓力能提高水平承載力。在軸壓比相同的情況下增大箍筋間距，水平承載力顯著降低，說明增強(qiáng)箍筋約束能提高試件的受彎能力。

試件變形能力及水平承載力 表2

3.4 層間位移角

層間位移角R=Δ/L(Δ為位移，L為柱長(zhǎng))，其中彈性層間角的屈服位移Δy取試件屈服時(shí)第一次循環(huán)的正、負(fù)向位移平均值，極限層間位移角的極限位移Δu取試件正、負(fù)向水平荷載下降到85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移平均值。計(jì)算數(shù)據(jù)見表2。各試件彈性及彈塑性層間位移角均遠(yuǎn)大于高規(guī)[14]規(guī)定的框架結(jié)構(gòu)層間彈塑性位移角限值為1/50的要求，說明各試件具有良好的抗倒塌能力。相同軸壓比下，SRCC-1試件的極限層間位移角為1/10，要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于NCC試件的1/29和RCC試件的1/21，說明型鋼區(qū)域約束混凝土柱的變形能力非常優(yōu)越。

3.5 延性

位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy，各試件的位移延性系數(shù)μ如表2所示，所有試件延性系數(shù)在2～3之間。由于各試件彈性階段變形較大，延性系數(shù)大于2時(shí)可以滿足實(shí)際工程抗震要求。相同軸壓比下，SRCC-1試件的延性系數(shù)也是大于NCC和RCC試件，變形能力更好。

3.6 耗能能力

耗能能力可用滯回環(huán)包圍的面積的大小來衡量[15]，試件的總耗能見表2。從表2中可見，在相同軸壓比下，SRCC-1試件的總耗能要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于NCC和RCC試件，但是箍筋間距的增大使得型鋼區(qū)域約束混凝土柱的耗能能力迅速?gòu)腟RCC-1試件的654.60kJ下降到SRCC-4的222.36kJ，說明良好的約束是SRCC組試件充分發(fā)揮性能的保證和條件。在不同軸壓比下，SRCC組試件的耗能能力隨著軸壓比的提高而明顯提高，且總耗能均在500kJ以上，說明型鋼區(qū)域約束混凝土柱在高軸壓比下具有良好的耗能能力，有利于結(jié)構(gòu)抗震。

3.7 荷載-應(yīng)變關(guān)系

取柱截面角部鋼材為研究對(duì)象，在高軸壓比下縱向鋼材以壓應(yīng)變?yōu)橹鳎崛≡嚰骷?jí)水平加載位移下最大水平力及相應(yīng)的角部縱向鋼材應(yīng)變，得到荷載-應(yīng)變的關(guān)系，如圖10所示(SRCC-3試件由于加載操作失誤沒有采集到相應(yīng)有效應(yīng)變)。其中NCC，RCC試件取角部縱筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，SRCC組試件取角部槽鋼腹板上應(yīng)變測(cè)點(diǎn)(測(cè)點(diǎn)布置見圖5)。

由圖10可知，NCC，RCC試件軸向壓力加載到試驗(yàn)值時(shí)(即圖10中水平力為0處)，角部縱筋壓應(yīng)變均在0.000 95左右，而SRCC組試件軸向壓力加載到試驗(yàn)值后，截面邊緣槽鋼腹板的壓應(yīng)變?cè)?.000 55～0.000 60之間。柱截面角部縱向鋼材壓應(yīng)變?cè)?.002 0以前各試件基本處于彈性階段，之后進(jìn)入塑性變形階段。各試件在水平力作用下應(yīng)變發(fā)展規(guī)律基本一致，但同一水平力下，約束系數(shù)較大的SRCC組試件的壓應(yīng)變發(fā)展相對(duì)較慢。

普通鋼筋混凝土及普通型鋼混凝土柱中，柱截面混凝土極限壓應(yīng)變一般不超過0.003 3。從圖10可以看出，柱截面角部縱向鋼材壓應(yīng)變達(dá)0.003 3時(shí)(此時(shí)混凝土保護(hù)層達(dá)極限壓應(yīng)變)，各試件水平力還較小，隨著水平加載位移的增大，柱截面角部縱向鋼材塑性發(fā)展開始加快，且水平承載力逐漸增加。角部縱向鋼材壓應(yīng)變達(dá)0.015時(shí)，SRCC-4試件的負(fù)向水平承載力達(dá)最大值-520.0kN；角部縱向鋼材壓應(yīng)變達(dá)0.018時(shí)，SRCC-2試件的負(fù)向水平承載力達(dá)最大值-669.6kN(圖8)，縱向鋼材壓應(yīng)變達(dá)0.019之后，應(yīng)變片退出工作，此時(shí)其余SRCC-1，SRCC-3,SRCC-4三個(gè)試件的水平力均還未達(dá)最大值。整個(gè)加載過程中約束混凝土柱(NCC，RCC試件及SRCC組試件)的約束區(qū)混凝土經(jīng)歷了很大的塑性變形，考慮內(nèi)部混凝土和外圍鋼材變形協(xié)調(diào)，則最大壓應(yīng)變可達(dá)0.018左右。

圖10 水平力-縱向鋼材應(yīng)變關(guān)系

4 結(jié)論

(1)型鋼區(qū)域約束混凝土柱可以有效避免柱底斜裂縫貫通而出現(xiàn)的剪切破壞，實(shí)現(xiàn)更有效的約束作用，受力更為均勻。

(2)型鋼區(qū)域約束混凝土柱具有較大的彈性及極限層間位移角，試驗(yàn)軸壓比為1.6的型鋼區(qū)域約束混凝土柱的極限層間位移角可達(dá)到約為1/12，遠(yuǎn)大于規(guī)范規(guī)定的1/50的極限層間位移角限值，說明在實(shí)際工程中型鋼區(qū)域約束混凝土柱的軸壓比可以進(jìn)一步提高，但極限層間位移角在試驗(yàn)范圍內(nèi)隨軸壓比的增大而略有減小(SRCC-2，SRCC-3試件極限層間位移角分母準(zhǔn)確值分別為11.7,11.8)。

(3)相同軸壓比下，型鋼區(qū)域約束混凝土柱相比于NCC柱和RCC柱有更高的承載力、延性和耗能能力。

(4)承載力及抗震性能隨箍筋間距增加而降低，箍筋間距越大，約束作用變小，型鋼區(qū)域約束混凝土柱的抗震性能變差。

(5)在不同軸壓比下，型鋼區(qū)域約束混凝土柱的承載力、延性和耗能能力隨軸壓比的提高而提高，最大壓應(yīng)變最大可達(dá)0.018，遠(yuǎn)大于普通混凝土柱的0.003 3，說明在超高軸壓比下的型鋼區(qū)域約束混凝土柱具有良好的抗震性能。