地鐵車站中柱抗震性能試驗研究*

馬乾瑛， 趙廣旗， 姜存玉

(長安大學建筑工程學院， 西安 710061)

0 引言

建筑結構中采用的分體柱將截面較大的柱剖分為若干截面較小的柱，以減小柱體的剪切剛度，增加其長細比，從而避免較大柱體出現典型的剪切破壞。然而，針對在地鐵地下車站中采用分體柱的情況，目前尚未有工程實例及相關研究成果。

鋼筋混凝土分體柱就是采用隔板將矩形截面劈分成2根或4根獨立配筋的等截面柱，這樣柱截面尺寸變小，長細比加大，使短柱的剪跨比增大一倍，變短柱為“長柱”[1-2]，柱延性有明顯提高。隨著地鐵建設的大規模發展，針對地鐵地下車站的抗震性能研究也得到了越來越多的重視。針對地鐵地下車站中柱在地震時易發生剪切破壞[3-4]的情況，如果通過增大截面面積來增大強度的方法，則不僅引發了與地鐵車站使用功能之間的矛盾，另一方面其變形能力變差，導致中柱與側墻之間的變形更加不一致，有可能引起脆性破壞。

迄今為止，研究者已經開展了分體柱的抗震性能[5-7]、分體柱框架梁柱節點的抗震性能[8-9]、分體柱框架的抗震性能試驗研究[10]及分體柱非線性有限元分析[11]等，獲得了諸如分體柱的受力機理、剛度取值、抗震性能及分體柱對框架節點受力和抗震性能的影響等初步成果。

地鐵地下車站中柱具有強度高、配筋率大、截面為異形且弱軸受力等特點。本文利用常規的試驗裝置進行了地鐵地下車站普通中柱及相同工況下分體柱的低周往復加載試驗研究，總結了不同柱體的破壞模式，為之后分體柱在實際地鐵工程中的應用提供一些參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據南寧地鐵清平坡站中柱設計配筋，進行1∶2縮尺比例模型制作，為了更好地進行對比測試，分別進行了普通柱PTZ及分體柱FTZ的長柱、短柱設計。

普通柱PTZ由上部加載塊、柱體及下部固定塊組成，其中上部加載塊尺寸為800mm×650mm×250mm；底部固定塊尺寸為1 000mm×850mm×400mm；柱體截面尺寸為500mm×350mm，柱體高度：長柱1 750mm，剪跨比2.5；短柱高度為1 050mm，剪跨比為1.5。分體柱試件模型同樣由上部加載塊、柱體與底部固定塊組成，其中上部加載塊、底部固定塊及柱體高度尺寸與普通柱相同，柱體用10mm厚十字交叉竹膠板分為4個獨立柱體，柱體在上部與加載塊及下部與固定塊交接部位設置100mm的過渡柱區。考慮普通柱PTZ與分體柱FTZ承受相同工況，FTZ柱體的4個獨立柱體共同承擔軸力、彎矩及剪力，因此不考慮分體柱截面減小情況，根據鋼筋截面面積相等原則，將普通柱PTZ截面的鋼筋平均分配到分體柱FTZ的4個獨立柱體中。PTZ及FTZ兩種柱體混凝土強度等級為C50，縱向鋼筋強度等級為HRB400，箍筋強度等級為HRB400，上部500mm和下部500mm范圍內為箍筋加密區。分別根據普通柱PTZ和分體柱FTZ的高度制作兩種高度的普通柱和分體柱。兩種柱體試件參數如表1所示，配筋如圖1～4所示。

試件設計參數 表1

圖2 分體柱長柱FTZ1尺寸及配筋

圖3 普通短柱PTZ2尺寸及配筋

圖4 分體柱短柱FTZ2尺寸及配筋

1.2 材料性能

試件制作流程為：加工鋼筋→粘貼鋼筋應變片→連接應變片引線→綁扎鋼筋籠→安裝模板→澆筑混凝土→養護。

試件制作均采用自密實商品混凝土，接照綁扎鋼筋→支模板→澆筑的順序進行制作，澆筑時先澆筑底部固定塊，養護兩周后，將底部固定塊頂面與柱體連接處進行鑿毛處理，再澆筑柱體和頂部加載塊。在制作試件的同時澆筑3組(每組3個，共9個) 150mm×150mm×150mm的混凝土立方體標準塊，并與試件進行同條件養護。試驗開始前對立方體標準塊進行抗壓強度測試，結果見表2。

混凝土力學性能指標 表2

根據《混凝土結構實驗方法標準》(GB/T 50152—2012)[12]，試件鋼筋骨架采用HRB400級熱軋帶肋鋼筋綁扎制作。在綁扎鋼筋時，留取各類直徑的鋼筋試樣，試樣長300mm，3個試樣為一組，各類直徑鋼筋各取一組。對鋼筋的力學性能進行測定，結果如表3所示。

鋼筋力學性能指標 表3

1.3 加載方案

擬靜力水平加載試驗裝置由豎向加載裝置和水平加載裝置組成。試驗加載裝置示意圖及試驗加載裝置實景圖分別見圖5和圖6。

圖5 試驗加載裝置示意圖

圖6 試驗加載裝置實景圖

試驗采用了恒定軸力條件下，施加水平低周往復荷載的加載方案。按軸壓比為0.2施加荷載，根據截面尺寸和混凝土抗壓強度，豎向荷載取800kN。水平荷載采用固定在反力墻上的MTS電液伺服作動器加載，通過作動器連接頭將作動器與試驗柱連接，從而水平力通過連接頭傳遞給試驗柱。其最大推力為1 000kN，最大拉力為1 000kN。

為避免試件滑移，用壓梁把試件基座固定在地面臺座上，為保證試件頂部在水平推、拉作用時能自由移動和轉動，在豎向千斤頂與水平橫梁之間加設水平移動的滾輪。保持豎向荷載值不變，普通長柱PTZ1和分體長柱FTZ1以10mm為級差施加水平荷載，每級加載往復循環3次，普通短柱PTZ2和分體短柱FTZ2以5mm為級差施加水平荷載，每級加載往復循環3次。當水平荷載降至拉力或推力最大值的85%時認定試件破壞，停止試驗。試件屈服以外圍受壓側縱向鋼筋全部屈服或滯回曲線上出現明顯拐點為準。試驗加載制度如圖7所示。

圖7 試驗加載制度

1.4 試驗數據的采集

本次試驗的測量裝置包括變形測量裝置和應變測量裝置。

柱頂所受的水平荷載利用電液伺服作動器內的力傳感器進行測量；在頂座側面的中間位置設置量程為±150mm(長柱)、±100mm(短柱)水平位移計A，測量柱頂加載點在循環水平荷載下的位移；對于長柱，沿柱高均勻布置2個水平位移計B和C，對于短柱，在柱高中間位置設置水平位移計B，測量試件不同高度處的位移情況；在底座側面設置水平位移計D，觀測試件是否出現整體移動。位移計布置圖見圖8。

圖8 位移計位置

2 試驗現象及破壞形態描述

為了方便描述試驗現象及破壞特征，用T表示“推”，L表示“拉”，第一個數字代表位移的大小，第二個數字代表該位移下的第幾次循環。如“T-5-1”即為柱頂第1次向推的方向產生了5mm的位移。定義：東面為實景圖(圖6)中受拉力的一面，西面為受推力的一面，南面、北面為柱體的兩個側面。

(1)普通長柱PTZ1

加載過程中，T-10-1時，西面距柱底34，56cm處出現長約5.5，9.6cm的橫向裂縫，北面距柱底35，56cm處出現長約10.5，5.5cm的橫向裂縫；L-10-1時，南面距柱底12，46cm處出現長約6，9cm的橫向裂縫，東面距柱底46cm處出現長約40cm的橫向裂縫，北面距柱底36cm處出現長約13cm的裂縫；T-10-3時，原有裂縫有一定延伸，裂縫最大寬度約0.05mm；L-20-1時，南面距離柱底63，96cm處出現長約16，7cm的橫向裂縫，東面在距柱底36～76cm范圍內出現3條橫向貫通裂縫,此時裂縫最大寬度約為0.1mm；T-20-3時，原有裂縫有一定延伸，各面裂縫最大寬度約為0.1mm；L-30-1時，各面裂縫有一定延伸，南面裂縫最大寬度約為0.15mm；L-40-1時，此時各面裂縫最大寬度約0.2mm；L-50-1時，東面、南面和北面部分裂縫均斜向下有所延伸，此時裂縫最大寬度約為0.25mm，此時東面裂縫最大寬度達到0.4mm；T-60-3時，南面、北面斜裂縫向中部延伸，因貫通而形成“X”形裂縫，南面和西面裂縫最大寬度可達0.57mm，北面裂縫最大寬度約為0.35mm；T-80-1時，柱腳處的混凝土被壓碎，而此時裂縫不再出現；T-100-1時，東面、西面距柱腳10cm處的混凝土開始爆起脫落；T-120-1時，柱底混凝土嚴重脫落并露出鋼筋。最終破壞狀態如圖9所示。

圖9 普通長柱PTZ1各面最終破壞狀態

(2)分體長柱FTZ1

柱頂水平推力為70kN時，南面中間隔板處出現即將貫通的豎向裂縫，南面距柱底37，22cm出現長約8cm的橫向裂縫，北面隔板處的裂縫間斷出現，在距柱底20～55cm的范圍內出現8條短小的斜裂縫，西面距柱底37，22cm處出現長約8，6cm的橫向裂縫；柱頂水平拉力為70kN時，南面在柱底和柱中部出現3條橫向裂縫，東面距柱底60，90cm處出現長約25，15cm的橫向裂縫，北面距柱底30cm處出現長約10cm的橫向裂縫；T-10-1～L-20-3時，南面原有橫向裂縫延伸與此面中間豎向裂縫相連，并出現新的橫向裂縫，北面中間間斷豎向裂縫延伸連接出現新的橫向裂縫，東、西面在柱中部和底部出現1條橫向裂縫并逐漸延伸貫通；T-30-1～L-40-3時，南面豎向裂縫在柱頂和柱底向兩邊斜向延伸，北面豎向裂縫即將上下貫通，在柱頂和柱底與斜裂縫相連，東面隔板處出現貫通的豎向裂縫；T-50-1～L-70-3時，南、北面豎向裂縫寬度變大，東、西面橫向裂縫主要在柱腳發展，裂縫寬度明顯比其他裂縫寬；T-80-1～L-100-3時，南面柱腳處裂縫寬度變大，北面柱角側棱處和豎向裂縫兩側的混凝土壓碎，露出隔板，東面和西面柱腳處混凝土剝落，西面隔板處出現橫向裂縫；T-110-1～L-120-3時，南面和北面柱腳處的橫向裂縫和斜裂縫寬度增加，東、西面柱腳處的混凝土被壓碎，保護層混凝土爆起剝落，露出已經明顯屈服的鋼筋。各面最終破壞狀態如圖10所示。

圖10 分體長柱FTZ1各面最終破壞狀態

(3)普通短柱PTZ2

加載過程中，L-5-1時，東面距柱底20cm處出現了1條橫向貫通裂縫；T-5-3時，距柱底座26～46cm范圍內出現4條橫向裂縫；L-5-3時，東面距柱底13，30cm處出現2條橫向裂縫；L-10-3時，東面距柱底63cm處出現了1條橫向貫通裂縫，并通過側棱向南面延伸，南面距柱底46cm處出現新的斜裂縫；T-15-1時，南面距柱底30cm處出現了1條斜向裂縫，北面距柱底10～50cm的范圍內出現4條斜裂縫，西面距離柱底62cm處出現了1條橫向貫通裂縫；L-15-1時，南面距離柱底10cm處出現1條斜裂縫；T-20-1時，西面距柱底70cm處出現橫向裂縫，北面和南面距柱底58cm處分別出現斜向裂縫；L-20-3時，南面距柱底5cm處出現1條斜裂縫；T-25-1時，西面距柱底70cm處的橫向裂縫延伸貫通整個截面；T-30-1時，南面距柱底64cm處出現1條新的斜裂縫，東面距柱頂16cm和26cm處出現新的橫向裂縫，其中1條橫向貫通；T-35-1時，南面和北面距柱頂10～25cm范圍出現斜裂縫；T-35-3時，南面和北面上部的斜裂縫向斜下方延伸，與其他斜裂縫交叉并貫通形成“X”形裂縫；L-40-1時，南面和北面斜裂縫向中部延伸，形成交叉的“X”形裂縫；T-55-2時，柱腳處混凝土被壓碎。各面最終破壞狀態如圖11所示。

圖11 普通短柱PTZ2各面最終破壞狀態

(4)分體短柱FTZ2

加載過程中，T-5-1時，西面距柱底30，50，60cm處出現長約15，17，27cm的橫向裂縫，柱中間隔板處出現長約20cm的豎向裂縫，南面距柱底25cm處出現長約15cm、寬約0.1mm的裂縫，北面中間隔板處原有裂縫向上延伸了約35cm，距柱底12～57cm的范圍內出現4條長約9cm的裂縫，寬度約為0.1mm; T-5-3～L-15-3時，北面中間隔板處的豎向裂縫幾乎貫通整個柱身，豎向裂縫上端和下端向兩邊延伸形成斜裂縫，柱身均勻地出現多條橫向裂縫，這些裂縫與中間豎向裂縫相連，北面裂縫最大寬度約為0.75mm，南面的上部和中部的斜裂縫延伸，在隔板處出現交叉，形成“X”形裂縫，并且在隔板處分叉延伸，南面裂縫最大寬度約為1.15mm；T-20-1～L-30-3時，北面與此面中間豎向裂縫相連的裂縫增多，北面中間豎向裂縫變寬，露出中間隔板，南面隔板處的豎向裂縫與上部和下部的斜裂縫相連，形成貫通柱身上下的斜裂縫；T-40-1～L-60-3時，南面中間隔板處的裂縫擴展，并且隨著往復荷載的作用，裂縫處的混凝土來回搓動將混凝土壓碎，北面豎向裂縫寬度變大，北面右邊側棱柱腳處混凝土壓碎，形成1條向上發展的斜裂縫，東面和西面柱腳處的混凝土壓碎，保護層混凝土爆起剝落，露出已經明顯屈服的鋼筋。各面最終破壞狀態如圖12所示。

圖12 分體短柱FTZ2各面最終破壞狀態

3 試驗結果及分析

3.1 滯回曲線

圖13為普通柱PTZ和分體柱FTZ的滯回曲線?？梢钥闯?

圖13 各柱滯回曲線

(1)試驗加載初期，柱處于彈性階段，無殘余變形，各柱的滯回曲線基本為一條直線。

(2)各柱的滯回曲線都比較飽滿，說明各柱都有較好的耗能性能。普通長柱PTZ1和普通短柱PTZ2在加載初期滯回曲線均呈現梭形；隨著位移的增加，柱混凝土開裂、鋼筋滑移，滯回曲線出現“捏縮”現象，開始向弓形發展；隨著位移進一步的增加，柱出現了大量滑移，使滯回曲線表現為反S形。

(3)對比普通長柱PTZ1和分體長柱FTZ1的滯回曲線得出，普通長柱PTZ1的最大承載力為241.01kN，分體長柱FTZ1的最大承載力為167.2kN。對比普通短柱PTZ2和分體短柱FTZ2的滯回曲線曲線得出，普通短柱PTZ2的最大承載力為345.43kN，分體短柱FTZ2的最大承載力為298.22kN，由此表明，相同截面面積、相似縱筋配筋率時，分體柱比普通柱的水平承載力有所減小，并且柱的剪跨比越大，水平承載力減小得越明顯。相同水平荷載時，分體柱滯回環包圍的面積要大于普通柱，說明相同水平荷載時，分體柱的耗能性能要優于普通柱。

3.2 剛度退化分析

依據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—2015)[13]，混凝土構件的剛度可以用割線剛度來表示，割線剛度Ki應按式(1)計算。

(1)

式中：Pi為第i次加載時的峰值荷載；Xi為第i次加載時峰值位移；Ki為第i次加載時試件的剛度。

經過計算得出，各短柱和各長柱的剛度退化對比如圖14所示。從圖14可以看出，長柱PTZ1和FTZ1，短柱PTZ2和FTZ2的初始剛度相差不大。各柱的剛度退化曲線比較平滑，無大的剛度突變。開始時由于新裂縫的不斷出現及已有裂縫的開展，各柱剛度退化曲線較陡，剛度退化較快。隨著位移的不斷增加，達到極限荷載之后，主要裂縫已經形成，剛度退化曲線變得平緩。各柱在極限荷載之后剛度趨近一致，普通柱PTZ的剛度均略大于分體柱FTZ的剛度。

圖14 剛度退化對比

3.3 骨架曲線

根據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—2015)[13]，混凝土柱的骨架曲線應取荷載-位移曲線中各級加載下第一循環的峰值點所連成的包絡線。各柱的骨架曲線如圖15所示。

圖15 骨架曲線

由圖15可知，在初始階段普通柱和分體柱隨著位移的增加，荷載與位移基本上成線性增長關系，峰值荷載點之后分體柱隨著位移的增加，荷載下降較平緩，而普通柱的荷載下降段較陡峭，斜率較大。

3.4 延性分析

采用幾何法確定各柱的名義屈服點，得出相應屈服位移，極限點為水平荷載下降至峰值荷載的85%時的狀態點，各柱的延性系數如表4所示。

普通柱和分體柱延性系數 表4

通過表4可以得出： 分體長柱FTZ1的最大承載力比普通長柱PTZ1降低了30.7%，分體長柱FTZ1、普通長柱PTZ1的延性系數分別為3.44,2.86，分體長柱FTZ1延性系數比普通長柱PTZ1提高了20.3%。分體短柱FTZ2的最大承載力比普通短柱PTZ2降低了13.6%，分體長柱FTZ2、普通長柱PTZ2的延性系數分別為4.34，3.04，分體短柱FTZ2的延性系數比普通短柱PTZ2提高了42.8%。由此可知，分體柱的延性要優于普通柱。

3.5 能量耗散

各柱的耗能系數E參照圖16，按照式(2)計算，等效黏滯阻尼系數ξeq按照式(3)計算。

(2)

(3)

圖16 能量耗散系數計算圖

對各柱進行能量耗散計算時，取每一級位移加載的第一個循環計算，依據計算公式(2)，(3)得出的普通柱和分體柱在每一級位移加載下的耗能系數E和等效黏滯阻尼系數ξeq如表5和表6所示。

普通長柱與分體長柱耗能性能指標比較 表5

普通短柱與分體短柱耗能性能指標比較 表6

由表5、表6可知，在加載位移10mm時，普通長柱PTZ1的耗能系數、等效黏滯阻尼系數大于分體長柱FTZ1的耗能系數、等效黏滯阻尼系數，在隨后的各級位移作用下普通長柱PTZ1的耗能系數、等效黏滯阻尼系數小于分體長柱FTZ1的耗能系數、等效黏滯阻尼系數，表明普通長柱PTZ1的能量耗散效率低于分體長柱FTZ1的能量耗散效率。分體長柱FTZ1、普通長柱PTZ1的耗能系數分別為1.25,0.87。在加載位移為20～55mm的過程中普通短柱PTZ2的耗能系數、等效黏滯阻尼系數基本保持不變，而分體短柱FTZ2的耗能系數、等效黏滯阻尼系數在此過程中逐漸增大；在加載位移40mm之后普通短柱PTZ2的耗能系數、等效黏滯阻尼系數均小于分體短柱FTZ2的耗能系數、等效黏滯阻尼系數，表明在此過程中隨著位移的增大，普通短柱PTZ2的耗散能量的效率低于分體短柱FTZ2的能量耗散效率，分體長柱FTZ2、普通長柱PTZ2的延性系數分別為1.47.0.59。

4 結論

本文進行了2組共4個1∶2縮尺的典型長、短普通柱與分體柱的低周往復加載試驗，研究地鐵車站中柱的抗震性能，根據破壞試驗結果和數據分析，可得到以下結論：

(1)剪跨比對柱抗震性能的影響很大，剪跨比較小的普通柱其水平承載力較高；剪跨比大的分體柱承載力、位移延性系數均小于相對應的小剪跨比柱的承載力、位移延性系數。

(2)相同截面面積、相似縱筋配筋率時，分體柱比普通柱的水平承載力有所減小，且各級加載位移下分體柱的剛度基本上均小于普通柱的剛度；分體柱的剛度退化較為緩和。

(3)分體柱具有較好的耗能能力，分體長柱FTZ1能量耗散系數達1.25，分體短柱FTZ2能量耗散系數達1.47。

(4)分體柱具有理想的變形能力和延性；分體長柱延性系數達到3.44，分體短柱延性系數達到4.34。