型鋼區域約束混凝土柱抗震性能試驗研究*

張 琪， 曹新明， 肖利平， 常 亞， 穆 銳， 曹 靖

(1 貴州大學土木工程學院, 貴陽 550025; 2 貴州理工學院, 貴陽 550003; 3 中國電建集團貴陽勘測設計研究院有限公司, 貴陽 550081; 4 中國人民解放軍陸軍勤務學院軍事設施系，重慶 401331； 5 貴州建工集團有限公司, 貴陽 550003)

0 引言

為了保證柱有足夠的變形能力，避免出現脆性的小偏心受壓破壞[1-2]，抗規[3]規定柱的設計軸壓比不應大于1.05，且對于較高的高層建筑，柱軸壓比限值應適當減小。然而隨著高層和超高層建筑的快速發展，傳統鋼筋混凝土柱很難同時滿足延性和承載力的要求，此時，采用勁性混凝土[4]、鋼管混凝土[5]及鋼筋區域約束混凝土柱[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，鋼筋區域約束混凝土(RCC)柱(截面形式見圖1(b))在設計軸壓比下為1.2時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，型鋼混凝土結構因為其良好的防火性能及混凝土與鋼的組合性能優勢而得到廣泛應用，也有大量的研究成果。劉陽等[9]對型鋼混凝土柱的軸壓比限值研究結果表明，核心型鋼配鋼率為4.0%時，核心型鋼混凝土柱的軸壓比取值最大可達1.2； 陳宗平等[10]在型鋼高強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混凝土柱更好的抗震性能； 王秋維等[11]利用擴大十字型鋼及45°布置十字型鋼兩種新型截面型鋼混凝土柱，獲得明顯優于普通型鋼混凝土柱的延性及耗能能力； 郭子雄等[12]對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受彎、受扭狀態下的構件承載力貢獻有限，此種配筋形式難以充分發揮材料性能。結合區域約束和型鋼混凝土，型鋼區域約束混凝土(SRCC)柱[13]將型鋼置于構件邊緣(典型截面見圖1(c))。置于周邊的型鋼在替代縱筋的同時也能為核心混凝土提供有效約束，既避免往復荷載下的柱混凝土掏空現象，也使混凝土在型鋼的包裹下不容易脫落，充分發揮型鋼在區域約束混凝土柱中的作用。

1 試驗研究

由超高軸壓比區域約束混凝土柱抗震性能試驗研究結果[7]可知，鋼筋約束混凝土柱在設計軸壓比為1.1～ 1.25時仍然有良好的耗能能力，故型鋼區域約束混凝土柱的研究將設計軸壓比取為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域約束混凝土柱進行比較。

1.1 試件設計

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

共進行了6個試件的研究，包括4個型鋼區域約束混凝土試件(SRCC-1～SRCC-4，截面形式見圖1(c))、1個鋼筋區域約束混凝土柱(RCC，截面形式見圖1(b))及1個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，設計混凝土強度等級為C40，頂梁的尺寸為1 000mm×450mm×600mm。鋼筋分別為直徑6mm的HRB400箍筋(6實測屈服強度566MPa)，直徑為12mm和14mm的HRB400縱筋(12實測屈服強度500MPa；14實測屈服強度522MPa)，型鋼采用Q345B級[8槽鋼(實測屈服強度493MPa)，與截面為20mm×6mm的對焊鋼板(鋼板箍實測屈服強度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，由于場地有限，試件分批制作。

圖2 試件尺寸和配筋

試件基本參數 表1

1.2 加載裝置與加載方案

豎向軸壓力由YAW-10000J電液伺服壓剪試驗機加載，理論加載最大值10 000kN，水平力由MTS液壓伺服系統提供，理論加載最大值2 000kN。試件下端固定于試驗機上，水平力加載端的水平橫梁可以自由滑動及轉動，為了防止水平力加載時試件底座與試驗機發生相對位移，在試件底座兩側分別用千斤頂頂緊，加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置

試驗加載時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為級差逐級施加水平力，每級位移循環一次，直至試件中縱向鋼材(鋼筋或槽鋼)屈服。鋼材屈服后以整數倍屈服位移(Δy)為級差逐級施加水平位移，每級位移循環三次，直至試件完全破壞。加載制度如圖4所示。

圖4 試驗加載制度

1.3 測點布置

混凝土應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，四個側面每側布置3個； 在試件的中部，四個側面每側布置2個。縱筋、箍筋、槽鋼及鋼板箍的應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液壓系統自動采集，試件應變測點布置如圖5所示。

圖5 試件應變采集測點布置

2 試驗現象

2.1 裂縫分布

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

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

SRCC組試件斜裂縫與受拉裂縫同時出現，并在柱側面分為三部分，分別是兩側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，未出現箍筋斷裂現象，最終發生壓剪破壞，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層完好(圖7(a))。

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

SRCC組試件在循環加載時首先受壓區角部混凝土開始脫落，然后底部四個面混凝土保護層大面積脫落，最終保護層沿整個柱高完全脫落，且在臨近破壞時試件弱約束區混凝土先行掉落，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柱底部鋼板箍繃斷，破壞截面接近柱底受力最大處。

3 試驗結果分析

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)對于軸壓比為1.1的NCC，RCC和SRCC-1對比組試件(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明顯的下降趨勢，說明試件的剛度在不斷降低，達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)對于箍筋間距相同但軸壓比不同的SRCC-1～SRCC-3對比組試件(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，且承載力呈上升趨勢。

(3)對于軸壓比相同但箍筋間距不同的SRCC-1和SRCC-4對比組試件(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了區域內混凝土的約束作用，能夠保證鋼筋和混凝土很好地協同工作。

3.2 骨架曲線

試件骨架曲線如圖9所示，由圖可知：

(1)所有試件在試驗范圍內的彈性抗側剛度基本一致(圖9(a))。

(2)對于軸壓比為1.1的NCC，RCC和SRCC-1對比組試件(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)對于軸壓比不同的SRCC-1～SRCC-3對比組試件(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一步加大。

(4)對于軸壓比相同箍筋間距不同的SRCC-1,SRCC-4對比組試件(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 試件骨架曲線對比

3.3 水平承載力

各試件水平承載力實測數據見表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計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，可見在試驗的測試范圍內，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)，其中彈性層間角的屈服位移Δy取試件屈服時第一次循環的正、負向位移平均值，極限層間位移角的極限位移Δu取試件正、負向水平荷載下降到85%時對應的位移平均值。計算數據見表2。各試件彈性及彈塑性層間位移角均遠大于高規[14]規定的框架結構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，要遠遠大于NCC試件的1/29和RCC試件的1/21，說明型鋼區域約束混凝土柱的變形能力非常優越。

3.5 延性

位移延性系數μ=Δu/Δy，各試件的位移延性系數μ如表2所示，所有試件延性系數在2～3之間。由于各試件彈性階段變形較大，延性系數大于2時可以滿足實際工程抗震要求。相同軸壓比下，SRCC-1試件的延性系數也是大于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試件的總耗能要遠遠高于NCC和RCC試件，但是箍筋間距的增大使得型鋼區域約束混凝土柱的耗能能力迅速從SRCC-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，有利于結構抗震。

3.7 荷載-應變關系

取柱截面角部鋼材為研究對象，在高軸壓比下縱向鋼材以壓應變為主，提取試件各級水平加載位移下最大水平力及相應的角部縱向鋼材應變，得到荷載-應變的關系，如圖10所示(SRCC-3試件由于加載操作失誤沒有采集到相應有效應變)。其中NCC，RCC試件取角部縱筋應變測點，SRCC組試件取角部槽鋼腹板上應變測點(測點布置見圖5)。

由圖10可知，NCC，RCC試件軸向壓力加載到試驗值時(即圖10中水平力為0處)，角部縱筋壓應變均在0.000 95左右，而SRCC組試件軸向壓力加載到試驗值后，截面邊緣槽鋼腹板的壓應變在0.000 55～0.000 60之間。柱截面角部縱向鋼材壓應變在0.002 0以前各試件基本處于彈性階段，之后進入塑性變形階段。各試件在水平力作用下應變發展規律基本一致，但同一水平力下，約束系數較大的SRCC組試件的壓應變發展相對較慢。

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變達0.003 3時(此時混凝土保護層達極限壓應變)，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展開始加快，且水平承載力逐漸增加。角部縱向鋼材壓應變達0.015時，SRCC-4試件的負向水平承載力達最大值-520.0kN；角部縱向鋼材壓應變達0.018時，SRCC-2試件的負向水平承載力達最大值-669.6kN(圖8)，縱向鋼材壓應變達0.019之后，應變片退出工作，此時其余SRCC-1，SRCC-3,SRCC-4三個試件的水平力均還未達最大值。整個加載過程中約束混凝土柱(NCC，RCC試件及SRCC組試件)的約束區混凝土經歷了很大的塑性變形，考慮內部混凝土和外圍鋼材變形協調，則最大壓應變可達0.018左右。

圖10 水平力-縱向鋼材應變關系

4 結論

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

(2)型鋼區域約束混凝土柱具有較大的彈性及極限層間位移角，試驗軸壓比為1.6的型鋼區域約束混凝土柱的極限層間位移角可達到約為1/12，遠大于規范規定的1/50的極限層間位移角限值，說明在實際工程中型鋼區域約束混凝土柱的軸壓比可以進一步提高，但極限層間位移角在試驗范圍內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確值分別為11.7,11.8)。

(3)相同軸壓比下，型鋼區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，最大壓應變最大可達0.018，遠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域約束混凝土柱具有良好的抗震性能。