潘 翔

(周口師范學(xué)院，周口466001)

1 引言

對(duì)于多、高層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，為滿(mǎn)足軸壓比限值的要求，往往要求柱截面足夠大，或房屋設(shè)有錯(cuò)層、夾層、嵌砌于柱間的窗下墻或嵌砌于柱間的翼墻等，容易形成短柱或超短柱。震害表明，由于短柱的剛度變得很大，地震作用下將承擔(dān)更多的水平力，從而導(dǎo)致短柱發(fā)生剪切破壞或剪切粘結(jié)破壞的脆性破壞形式。鋼筋混凝土短柱的脆性破壞往往是造成鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)破壞甚至倒塌的一個(gè)重要因素，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中如何避免短柱及對(duì)短柱進(jìn)行有效加強(qiáng)以提高其抗震性能是結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的重要課題之一[1-2]。短柱出現(xiàn)時(shí)，可以通過(guò)多種方法和措施來(lái)提高短柱的承載力及變形能力，改善其抗震性能，從而避免發(fā)生脆性破壞，保證結(jié)構(gòu)安全。許多學(xué)者對(duì)高強(qiáng)混凝土柱的抗震性能進(jìn)行了一系列研究[3-5]，表明在高強(qiáng)混凝土中配置高強(qiáng)鋼筋做箍筋，一方面使得箍筋能對(duì)混凝土起到有效約束作用，以改善高強(qiáng)混凝土的脆性，提高其強(qiáng)度和延性，改善結(jié)構(gòu)的抗震性能，另一方面還可提高鋼筋混凝土構(gòu)件的受剪承載力，同時(shí)還可節(jié)約鋼材。為此，本試驗(yàn)針對(duì)高強(qiáng)箍筋高強(qiáng)混凝土短柱的受剪性能，通過(guò)低周反復(fù)水平加載試驗(yàn)考察高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土短柱的破壞破壞過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變的變化，以期為以后進(jìn)一步研究和高強(qiáng)度材料的推廣應(yīng)用提供依據(jù)和基礎(chǔ)資料。

2 試驗(yàn)材料與研究方法

2.1 試驗(yàn)材料

本次試驗(yàn)的試件共有3組6個(gè)，截面尺寸為250 mm×250 mm，柱高為750 mm，剪跨比為λ=1.5，設(shè)計(jì)的軸壓比為0.5，試件形狀為工字形，如圖1所示。分別采用普通的HRB400級(jí)熱軋帶肋鋼筋(A-1，B-1，C-1)和高強(qiáng)熱處理鋼筋HTB900(A-2，B-2，C-2)，箍筋端部設(shè) 135°彎鉤，并深入核芯混凝土內(nèi)部60 mm?？v筋為8根HRB400級(jí)熱軋帶肋鋼筋。設(shè)計(jì)混凝土強(qiáng)度為C50，保護(hù)層厚15 mm。試件詳細(xì)信息見(jiàn)表1。由混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊測(cè)得的抗壓強(qiáng)度平均值為59.27 MPa，由此可得混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值為43.46 MPa。HRB400和 HTB900鋼筋經(jīng)過(guò)力學(xué)性能測(cè)試，平均抗拉強(qiáng)度分別為455 MPa和960 MPa。這里的軸壓比指柱的軸壓力設(shè)計(jì)值與柱的全截面面積和混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值乘積之比值，即柱的軸心壓力設(shè)計(jì)值與柱的軸心抗壓力設(shè)計(jì)值之比值。試驗(yàn)變化參數(shù)為面積配箍率、箍筋強(qiáng)度、箍筋直徑和箍筋間距。三組試件的面積配箍率分別為0.85%、1%和1.34%;箍筋屈服強(qiáng)度為400 MPa和900 MPa兩種;箍筋直徑共5 mm、6 mm、7mm和8 mm四種;箍筋間距分別為42 mm、46 mm、60 mm 和80 mm，主要為60 mm。

圖1 試件尺寸圖(單位:mm)Fig.1 Specimen size chart(Unit:mm)

表1 試件詳細(xì)參數(shù)表Table 1 Parameter Table of specimens

2.2 測(cè)試方案

加載過(guò)程中量測(cè)內(nèi)容主要包括:試件所受的水平荷載;各級(jí)荷載下柱頂?shù)乃轿灰?試件的滑移;箍筋和縱筋的應(yīng)變值。在試件柱頂設(shè)置一個(gè)位移計(jì)，用來(lái)測(cè)量柱頂在水平荷載作用下的水平位移;在底座梁端部安裝一個(gè)水平位移計(jì)，以測(cè)量試件的整體水平滑移。在底座梁端部安裝一個(gè)水平位移計(jì)，以測(cè)量試件的整體水平滑移;在平行于水平加載方向的北側(cè)柱中部沿45°角方向布置2個(gè)位移計(jì)，用以測(cè)量試件開(kāi)裂后的剪切變形，具體布置位置如圖2所示。為了測(cè)得箍筋應(yīng)變，以便了解鋼筋應(yīng)力的變化，在箍筋上沿試件高度布置4道應(yīng)變片，以一定的間隔隔開(kāi)，應(yīng)變片粘貼位置如圖3所示。正式加載前，試件先進(jìn)行物理對(duì)中和幾何對(duì)中，然后預(yù)加豎向荷載15%，校正試件和儀器儀表后卸載，隔數(shù)分鐘后，正式實(shí)施加載。首先通過(guò)豎向千斤頂施加軸向荷載到預(yù)定值，然后保持該荷載不變，由水平作動(dòng)器施加往復(fù)水平荷載。水平荷載根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—96)[6]采用荷載與位移雙控制。試驗(yàn)過(guò)程中，所有數(shù)據(jù)均通過(guò)TDS-530數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集，其中水平荷載和水平位移同時(shí)傳輸?shù)絏Y函數(shù)記錄儀中，以監(jiān)測(cè)試驗(yàn)過(guò)程。

圖2 位移計(jì)布置圖Fig.2 Layout of displacement meter

圖3 鋼筋應(yīng)變片布置圖(單位:mm)Fig.3 Reinforced arrangement of strain gauges(Unit:mm)

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 破壞過(guò)程及形態(tài)

各組試件的破壞形態(tài)如圖4所示，本次試驗(yàn)的試件均發(fā)生了剪切粘結(jié)破壞，試件的承載力下降至極限承載力的70%以下而發(fā)生破壞。各試件的破壞過(guò)程大體相似，只是隨著箍筋間距和箍筋強(qiáng)度的變化而略有不同。荷載控制階段，混凝土開(kāi)裂之前，試件處于彈性工作階段，其滯回曲線(xiàn)基本重合為一條直線(xiàn);當(dāng)水平荷載增加至200～250kN時(shí)，在垂直于加載方向的東、西兩側(cè)柱頂及柱底受拉區(qū)出現(xiàn)了細(xì)微的水平裂縫，在平行于加載方向的南、北兩側(cè)柱頂及柱底出現(xiàn)了細(xì)微的斜向裂縫，同時(shí)柱中部出現(xiàn)了細(xì)微的豎向裂縫;當(dāng)水平荷載增加至350kN左右時(shí)，試件東、西兩側(cè)受拉區(qū)形成幾條水平通縫，并有新的水平裂縫生成，試件南、北兩側(cè)柱頂及柱底的斜向裂縫向柱中部延伸并且角度逐漸增大，同時(shí)柱中部的豎向裂縫也不斷延伸。水平荷載達(dá)到380kN左右時(shí)，部分縱筋屈服，加載改為位移控制。各試件最終破壞形態(tài)如圖4所示。

圖4 試件破壞形態(tài)Fig.4 Specimen damage pattern

構(gòu)件在低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線(xiàn)是衡量其抗震性能的一個(gè)綜合表現(xiàn)，滯回曲線(xiàn)越飽滿(mǎn)，表明構(gòu)件的耗能能力越強(qiáng)，延性越好。圖5為本試驗(yàn)各個(gè)試件的實(shí)測(cè)柱頂剪力-水平位移滯回曲線(xiàn)。通過(guò)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)無(wú)論普通強(qiáng)度箍筋試件還是高強(qiáng)箍筋試件，它們存在以下共同特點(diǎn)和規(guī)律:試件屈服之前，滯回曲線(xiàn)狹窄細(xì)長(zhǎng)且殘余變形很小，包圍的面積較小，耗能較小，整體剛度變化不大;屈服之后，曲線(xiàn)開(kāi)始偏向位移軸，滯回環(huán)的面積逐漸增大，耗能逐漸增加，同時(shí)每級(jí)位移循環(huán)下，后兩次的承載力和剛度均比第一次略有降低;峰值荷載之后，由于保護(hù)層開(kāi)裂、剝落，試件剛度降低，承載力下降，個(gè)別試件下降的較為明顯。

比較圖中高強(qiáng)箍筋試件(編號(hào)DHC)與普通強(qiáng)度箍筋試件(編號(hào)DNC)的滯回曲線(xiàn)，可知:箍筋強(qiáng)度和配箍率均對(duì)滯回曲線(xiàn)有顯著的影響，相同配箍率情況下，采用高強(qiáng)箍筋的試件荷載循環(huán)次數(shù)明顯多于普通強(qiáng)度箍筋試件，滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)，峰值荷載后曲線(xiàn)下降較為緩慢，強(qiáng)度衰減慢，變形能力大，且達(dá)到極限位移之后滯回曲線(xiàn)仍較為穩(wěn)定，承載力沒(méi)有出現(xiàn)明顯的較大幅度的下降，即仍具有一定的承載力和耗能能力;而普通箍筋試件的荷載循環(huán)次數(shù)少，強(qiáng)度衰減快，變形能力差，極限位移小，試件的延性和耗能能力明顯較高強(qiáng)箍筋試件差。因此，采用高強(qiáng)復(fù)合箍筋約束高強(qiáng)混凝土短柱，是解決高軸壓下高強(qiáng)混凝土短柱脆性破壞的有效措施，可提高高強(qiáng)混凝土短柱在地震作用下的變形能力和耗能能力。

圖5 試件的滯回曲線(xiàn)Fig.5 Hysteretic curves of specimens

3.2 應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)

試驗(yàn)的試件均發(fā)生了剪切粘結(jié)破壞。針對(duì)高強(qiáng)箍筋高強(qiáng)混凝土短柱的受剪性能，得到了6個(gè)試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了處理，表2列出了6個(gè)試件的主要試驗(yàn)結(jié)果，其中，εcc表示最大應(yīng)力對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變，ε85表示應(yīng)力下降到最大應(yīng)力85%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，ε50表示應(yīng)力下降到最大應(yīng)力50%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。荷載-軸向變形曲線(xiàn)中各點(diǎn)的荷載值由試驗(yàn)實(shí)測(cè)值測(cè)得;軸向變形為測(cè)距1275 mm的4個(gè)位移計(jì)所測(cè)變形的平均值。高強(qiáng)箍筋高強(qiáng)混凝土短柱的東南西北四個(gè)方向均貼有應(yīng)變片。應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)中的各點(diǎn)應(yīng)力由荷載值除以各試件的換算混凝土面積得到，換算混凝土面積A0計(jì)算如式(1)所示[6]:

式中，A0為換算混凝土截面面積;Ac為試件截面面積;Es為試件中縱筋的彈性模量;Ec為素混凝土的彈性模量;As為試件截面中縱筋的配筋面積。

各點(diǎn)應(yīng)變?yōu)闇y(cè)距1275 mm的各位移計(jì)所測(cè)得的軸向變形值除以相應(yīng)的實(shí)測(cè)測(cè)距，再取平均值得到。構(gòu)件的應(yīng)力-應(yīng)變值如表2所示。

由表2中可以看出，與普通箍筋約束柱相比，高強(qiáng)箍筋約束柱的試件的峰值應(yīng)力得到不同程度的提高，幅度從0.4～9.6 MPa;高強(qiáng)箍筋約束柱的峰值應(yīng)變也得到了不同程度的增加，幅度在13% ～87%之間;由最大應(yīng)力對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變、最大應(yīng)力85%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變及最大應(yīng)力50%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變可以看出，試件達(dá)到極限承載力前后應(yīng)變發(fā)展較大。

表2 約束混凝土應(yīng)力應(yīng)變值Table 2 The value of stress and strain of confined concrete

3.3 普通箍筋與高強(qiáng)箍筋的應(yīng)力分析

混凝土短柱中箍筋的應(yīng)力(應(yīng)變)大小非常重要，因?yàn)樗f(shuō)明了箍筋強(qiáng)度的發(fā)揮水平、箍筋的約束效率。因此，試驗(yàn)中在柱子中部500 mm高度范圍內(nèi)的箍筋上粘貼了應(yīng)變片。圖6為試件實(shí)測(cè)箍筋應(yīng)變與試件側(cè)向位移角之間的關(guān)系曲線(xiàn)，圖中坐標(biāo)橫軸表示試件側(cè)向位移角，縱軸表示箍筋應(yīng)變，水平線(xiàn)代表箍筋的屈服應(yīng)變，兩條豎直線(xiàn)分別代表構(gòu)件達(dá)到極限承載力和極限變形。

圖6(a)-(f)分別對(duì)應(yīng)試件 A-1、A-2、B-1、B-2、C-1、C-2受剪狀態(tài)下的應(yīng)變與位移角間的關(guān)系。由圖對(duì)比可知，對(duì)于箍筋約束高強(qiáng)混凝土短柱，側(cè)移角為1.5%時(shí)，試件承載力接近峰值點(diǎn)，該過(guò)程中相應(yīng)箍筋應(yīng)變開(kāi)始明顯增長(zhǎng)，當(dāng)試件承載力達(dá)到峰值點(diǎn)時(shí)，普通強(qiáng)度箍筋絕大部分已經(jīng)屈服，而高強(qiáng)箍筋的應(yīng)變大部分在 0.15% ～0.4%之間，并未屈服;此后，隨著試件側(cè)移角進(jìn)一步增大，箍筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)迅速，當(dāng)側(cè)移角達(dá)到2.5%左右時(shí)，普通強(qiáng)度箍筋試件由于絕大部分箍筋屈服從而達(dá)到極限狀態(tài);由于高強(qiáng)箍筋的強(qiáng)度優(yōu)勢(shì)，大部分箍筋達(dá)不到屈服，箍筋對(duì)混凝土的約束較好，可以有效防止裂縫的開(kāi)展，提高了短柱的變形能力，當(dāng)側(cè)移角達(dá)到3.5%左右時(shí)，試件達(dá)到極限狀態(tài);極限狀態(tài)之后，箍筋上的應(yīng)變片幾乎都破壞，無(wú)法繼續(xù)測(cè)量。

由以上分析可知，采用高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土可以達(dá)到比較好的約束效果，高強(qiáng)箍筋的強(qiáng)度優(yōu)勢(shì)可以保證箍筋在構(gòu)件破壞之前不發(fā)生屈服，有較高的安全儲(chǔ)備。

3.4 縱筋的應(yīng)力分析

圖7為試件部分試件實(shí)測(cè)縱筋應(yīng)變與試件側(cè)向位移角之間的關(guān)系曲線(xiàn)。圖7(a)與圖7(b)分別為試件A-1與A-2的應(yīng)變-位移角曲線(xiàn)。由圖可知，當(dāng)試件承載力接近峰值點(diǎn)時(shí)，大部分縱筋的應(yīng)變?cè)?.0% ～1.5%之間，隨著試件側(cè)移角的增加，縱筋的應(yīng)變逐漸增大，當(dāng)試件達(dá)到極限變形時(shí)，縱筋的應(yīng)變達(dá)到2.0%左右，由于試件發(fā)生的是剪切粘結(jié)破壞，所以縱筋并未屈服。對(duì)于配置有高強(qiáng)箍筋的試件A-2，極限變形時(shí)的側(cè)移角明顯高于配置普通箍筋的試件A-1。在配有相同縱筋的情況下，高強(qiáng)箍筋高強(qiáng)混凝土短柱的極限位移明顯大于配置普通箍筋的混凝土柱，變形能力

更強(qiáng)。在提高柱延性方面，箍筋的作用主要是提高抗剪能力，形成約束混凝土從而提高混凝土強(qiáng)度和延性，以及約束縱筋防止其壓屈失穩(wěn)[8-9]。

圖6 受剪狀態(tài)下箍筋應(yīng)變圖Fig.6 Stirrup strain diagram under shear state

圖7 縱筋應(yīng)變圖Fig.7 Strain diagram with longitudinal reinforcement

4 結(jié)論

(1)與普通箍筋約束柱相比，高強(qiáng)箍筋約束柱的試件的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變都得到了不同程度的提高。

(2)箍筋強(qiáng)度和配箍率均對(duì)滯回曲線(xiàn)有顯著的影響，相同配箍率情況下，采用高強(qiáng)箍筋的試件荷載循環(huán)次數(shù)明顯多于普通強(qiáng)度箍筋試件，滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)，峰值荷載后曲線(xiàn)下降較為緩慢，強(qiáng)度衰減慢，變形能力大。

(3)用高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土可以達(dá)到比較好的約束效果，高強(qiáng)箍筋的強(qiáng)度優(yōu)勢(shì)可以保證箍筋在構(gòu)件破壞之前不發(fā)生屈服，有較高的安全儲(chǔ)備。

[1] 史華燕，任曉崧.對(duì)鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)抗震設(shè)計(jì)的討論[J].結(jié)構(gòu)工程師，2014，30(1):7-12.Shi Huayan，Ren Xiaosong.Discussion on seismic design of reinforced concrete frame joints[J].Structural Engineers，2014，30(1):7-12.(in Chinese)

[2] 呂西林，周德源，李思明，等.建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理論與實(shí)例[M].上海:同濟(jì)大學(xué)出版社，2011.Lu Xilin，Zhou Deyuan，Li Siming，et al.Structure seismic design theory and resistance[M].Shanghai:Tongji University Press，2011.(in Chinese)

[3] 孟春光，陸秀麗，耿耀明，等.某超高層抗震性能化設(shè)計(jì)及彈塑性時(shí)程分析[J].結(jié)構(gòu)工程師，2012，28(2):74-79.Meng Chunguang，Lu Xiuli，Geng Yaoming，et al.Performance-based seismic design and dynamic elas toplastic analysis of a super high-rise building[J].Structural Engineers，2012，28(2):73-79.(in Chinese)

[4] 符佳，杜修力，張建偉.大尺寸鋼筋高強(qiáng)混凝土柱的軸心受壓性能[J].建筑結(jié)構(gòu)，2013，43(5):77-81.Fu Jia，Du Xiuli，Zhang Jianwei.Large size reinforced high strength concrete column under axial compression[J].Building Structure，2013，43(5):77-81.(in Chinese)

[5] Budek A M，Priestley M J N，Lee C O.Seismic design of columns with high-strength wire and strand as spiral reinforcement[J].ACI Structural Journal，2002，99(5):660-670.

[6] 中國(guó)建筑科學(xué)研究院.JGJ 101—96建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1997.China Academy of Building Research.JGJ 101-96 Specification of testing methods for earthquake resistant building[S].Beijing:China Architecture and Building Press，1997.(in Chinese)

[7] 王鵬，呂西林，楊梓，等.鋼筋混凝土框架-核心筒結(jié)構(gòu)模擬地震倒塌試驗(yàn)研究[J].結(jié)構(gòu)工程師，2014，30(1):122-129.Wang Peng，Lu Xilin，Yang Zi，et al.Shaking
Table test study of earthquake collapse of a reinforced concrete frame-core tube structure[J].Structural Engineers，2014，30(1):122-129.(in Chinese)

[8] Mo Y L，Wang S J.Seismic behavior of reinforced concrete columns[J].Magazine of Concrete Research，2000，52(6):419-432

[9] Razvi S，Saatcioglu M.Confinement Model For High-Strength Concrete[J]Journal of Structural Engneering，1999，125(3):281-289.