萬海濤， 侯文彬， 禹鈿龍

(河南大學 土木建筑學院， 河南 開封 475004)

隨著現(xiàn)代社會進步和經濟發(fā)展，建筑結構正朝著超高層、超大層的方向發(fā)展，鋼筋混凝土框架結構目前在高層建筑中應用較廣，柱構件是鋼筋混凝土框架結構的主要受力構件，柱構件的性能對結構整體的抗震性能有著重要影響.在國家當前可持續(xù)發(fā)展和推廣綠色建筑的背景下，在結構中推廣使用高強度、高性能鋼筋有利于降低資源消耗，保護生態(tài)環(huán)境.目前，國家正在大力推廣高強鋼筋，但CRB550級鋼筋在抗震結構構件中還很少使用，因此，有必要對CRB550級高強箍筋混凝土柱構件的抗震性能進行研究，為高強鋼筋的應用推廣工作提供參考.

Wang等[1]配制了5個配置HRB600級增強鋼筋的活性粉末混凝土節(jié)點試件，結果表明，HRB600級鋼筋的配置減輕了破壞，降低了強度退化和剛度退化，減少了殘余變形，提高了變形能力和耗能能力；孫雙喜[2]試驗了8根縱筋和箍筋均為1420級PC鋼棒的高強混凝土短柱，結果表明，配置高強鋼棒后構件的承載力和變形能力均有所提高；劉倫等[3]通過對8根配置CRB600H級高強箍筋柱和1根配置HRB400級普通箍筋柱進行低周往復加載試驗，分析了高強箍筋混凝土柱的抗震抗剪性能，結果表明，CRB600H級高強箍筋柱與HRB400級普通箍筋柱相比，抗剪承載力差異不大，但前者具有更好的延性和極限變形能力；劉佳妮等[4]分析了含箍特征值和箍筋形式對CRB600H級高強箍筋框架梁抗震抗剪性能的影響，結果表明，含箍特征值較高的構件，其承載力和變形能力較高，耗能能力較低，箍筋形式對抗剪承載力和變形能力影響不大，箍筋肢數(shù)多的構件耗能能力較高.

對5根軸壓比為0.9的配置不同箍筋的混凝土柱構件進行低周往復加載試驗，并使用有限元軟件ABAQUS對柱構件進行數(shù)值模擬，將5根鋼筋混凝土柱構件的模擬結果與試驗的破壞形態(tài)、骨架曲線進行對比，驗證了有限元模擬結果的可靠性.通過調整縱筋及箍筋直徑、配箍間距、柱截面尺寸等參數(shù)設計并模擬了8根柱構件，從延性性能和耗能性能兩個方面分析評價了RC柱構件的抗震性能，為CRB550級高強鋼筋在中國的推廣及應用提供一定的參考.

1 試驗及有限元模擬概況

1.1 試件設計

為了研究柱構件受力的最不利情況，柱構件的軸壓比全部選用《建筑抗震設計規(guī)范》(GB50011-2010)[5]中規(guī)定的0.90.柱構件截面尺寸分別為350 mm×350 mm與300 mm×300 mm兩種，縱筋選用直徑為16、22 mm的HRB400級鋼筋，箍筋選用直徑為10、12 mm的HRB400級鋼筋與直徑為7.5、9.5 mm的CRB550級鋼筋，采用對稱配筋，柱構件的詳細參數(shù)如表1所示.混凝土強度等級為C30，混凝土保護層厚度為40 mm，按照《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152-2012)[6]對混凝土進行取樣并測試其強度，測得混凝土強度值如表2所示.按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[7]對鋼筋進行拉伸試驗，測得鋼筋強度參數(shù)如表3所示.柱構件通過基礎梁固定，基礎梁尺寸為1 200 mm×600 mm×500 mm.

表1 柱構件參數(shù)Tab.1 Parameters of column components

表2 混凝土強度參數(shù)Tab.2 Parameters of concrete strength (N·mm-2)

1.2 有限元模型建立

使用有限元軟件ABAQUS對上述5根柱構件進行模擬，通過試驗結果與有限元軟件ABAQUS模擬結果之間的對比，來驗證有限元模擬的準確度及可靠性，再通過調整縱筋及箍筋直徑、配箍間距、柱截面尺寸等參數(shù)設計模擬了8根柱構件.所有模擬的柱構件參數(shù)如表4所示.

表3 鋼筋強度參數(shù)

表4 柱構件模型參數(shù)Tab.4 Parameters of column component model

鋼筋混凝土柱構件建模時使用分離式模型，混凝土為三維實體單元C3D8R，鋼筋為三維桁架單元T3D2，如圖1所示.混凝土本構采用混凝土損傷塑性模型，泊松比為0.2.由于本試驗研究不同等級箍筋的性能差異，故CRB550級高強鋼筋采用雙斜線本構模型，HRB400級鋼筋采用理想彈塑性模型，泊松比均為0.3.結合計算精度與運算時間要求，鋼筋混凝土柱構件的網格尺寸設置為50 mm.

圖1 各部件單元圖Fig.1 Unit diagram of each component

2 試驗結果與模擬結果對比

2.1 破壞形態(tài)對比

圖2為柱構件B-1-2M的受壓應變云圖與柱構件B-1-2的試驗破壞形態(tài)圖.將有限元模擬的應變云圖與柱構件低周往復加載試驗的破壞形態(tài)圖進行對比，可以發(fā)現(xiàn)模型底部兩側出現(xiàn)紅色區(qū)域，表明發(fā)生破壞.同時觀察發(fā)現(xiàn)紅色區(qū)域的網格出現(xiàn)一定程度的拉長，說明此處產生了很大的破壞應變，如圖2a所示，與柱構件的破壞形態(tài)圖2b吻合.圖2b中，柱構件發(fā)生了彎曲破壞，在加載初期出現(xiàn)了水平裂縫且隨著荷載增大逐漸變寬，加載后期產生了少量的斜裂縫，最終構件底部和兩側混凝土被壓碎，鋼筋裸露.

圖2 B-1-2M受壓應變云圖與B-1-2破壞形態(tài)Fig.2 Compressive strain nephogram of B-1-2M and failure mode of B-1-2

2.2 骨架曲線對比

圖3 B-1-2與B-1-2M骨架曲線對比Fig.3 Skeleton curve comparison of B-1-2 and B-1-2M

3 柱的耗能性能分析

3.1 延性性能分析

(1)

式中：Δu為試件的極限位移；Δy為試件的屈服位移.μ越大則構件能夠產生的塑性變形就越大，地震對結構的影響就越小.為了保證高層建筑具有足夠的抗震性能，一般要求結構的延性系數(shù)μ>3.

表5 柱構件特征數(shù)據(jù)及延性系數(shù)Tab.5 Characteristic data and ductility coefficient of column components

由表5可以看出：1)所有柱構件的延性系數(shù)均大于3，符合抗震規(guī)范要求，表明高強箍筋混凝土柱構件和普通箍筋混凝土柱構件都具有良好的延性性能.2)按照等強度原則，構件A-1-1M布置了直徑為10 mm的HRB400級箍筋，構件A-1-2M布置了直徑為7.5 mm的CRB550級高強箍筋，后者的箍筋配筋率比前者降低了0.72%，但荷載值和位移值相近，高強箍筋混凝土柱構件的延性系數(shù)比普通箍筋混凝土柱構件的提高了0.9；構件B-1-1M與構件B-1-2M的荷載值和位移值相近，后者延性系數(shù)稍大，表明使用較小直徑的CRB550級高強箍筋替代較大直徑的HRB400級普通箍筋后，鋼筋混凝土柱構件的延性性能會有一定程度的提高.3)對于箍筋種類和直徑相同的柱構件，如構件A-1-1M和構件A-2-1M，前者的延性系數(shù)為4.0，后者為3.7，說明提高柱構件的縱筋配筋率后延性性能會降低，原因是構件的縱筋配筋率提高后剛度增強，延緩了構件屈服，而極限狀態(tài)基本沒有發(fā)生變化，最終導致延性系數(shù)降低，其余構件如A-2-2M的延性系數(shù)比A-1-2M降低了26.5%，構件A-2-3M的延性系數(shù)比A-1-3M降低了15.6%，構件B-2-1M的延性系數(shù)比B-1-2M降低了12.5%，構件B-2-2M的延性系數(shù)比B-1-3M降低了15.9%.4)B組縱向鋼筋直徑為16 mm的HRB400級鋼筋柱構件中，配置同一種箍筋的鋼筋混凝土柱構件延性系數(shù)會隨著箍筋間距的減小和強度的增強而提高，但效果不明顯.

3.2 耗能能力分析

結構的耗能能力是評價其抗震性能的重要指標，鋼筋混凝土結構作為彈塑性結構，在地震作用時能夠吸收地震傳遞的能量.結構在反復荷載作用下，加載時吸收的能量與卸載時釋放能量的差值就是構件在一個循環(huán)加載過程中能量耗散能力，在滯回曲線中表現(xiàn)為滯回環(huán)包圍的面積，如圖4所示.吸收或者耗散的能量越大，結構的抗震性能越好.

圖4 滯回環(huán)面積示意圖Fig.4 Schematic diagram of hysteretic loop area

評價結構的能量耗散能力主要有能量耗能系數(shù)E和等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq兩種指標，計算公式為

(2)

(3)

使用數(shù)據(jù)處理軟件Origin對滯回曲線上各滯回環(huán)進行數(shù)值積分運算，得到構件滯回環(huán)包圍的面積，總滯回耗能是各滯回環(huán)包圍面積的總和，如表6所示.由于各構件的屈服、峰值、極限三個狀態(tài)點的荷載值與位移值各不相同，加載級數(shù)不同，為了能夠采用同一標準對各柱構件的滯回耗能性能進行對比分析，將總滯回耗能除以構件的屈服荷載和屈服位移之積，進行歸一化無量綱處理.

表6 柱構件的滯回耗能Tab.6 Hysteretic energy dissipation of column components

注：Py為試件的屈服荷載.

從表6中可以看出：1)隨著加載級數(shù)的增加，每級滯回耗能增長率在臨近破壞時有下降趨勢.截面尺寸較大的A組構件滯回耗能明顯高于截面尺寸小的B組構件.2)對比三組柱構件A-1-1M和A-1-2M、A-2-1M和A-2-2M、B-1-1M和B-1-2M發(fā)現(xiàn)，按照等強度原則分別配置了CRB550級箍筋和HRB400級箍筋的混凝土柱構件歸一化總滯回耗能值相近，都具有良好的能量耗散能力.

在低周往復加載試驗過程中，鋼筋混凝土柱構件會出現(xiàn)強度和剛度上的退化，這種現(xiàn)象會對柱構件滯回環(huán)面積的大小產生影響.為了表達構件的這個特征，在現(xiàn)代工程抗震中采用等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq來評價構件在地震作用中耗能性能的好壞.構件的等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq越大，其耗能性能就越好.所有模擬柱構件各級加載循環(huán)的等效黏滯阻尼系數(shù)變化情況如圖5所示.

圖5 柱構件的等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.5 Equivalent viscous damping coefficient of column components

對比A、B兩組不同截面的柱構件，等效黏滯阻尼系數(shù)隨著截面尺寸的降低而減小；在縱向配筋率相同的B組構件中，采用同一種類箍筋混凝土柱構件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨著箍筋間距的減小而增大.

較大箍筋直徑的HRB400級箍筋柱構件A-2-1M和較小箍筋直徑的CRB550級箍筋柱構件A-2-2M的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線貼近，說明兩者的耗能能力基本相同；較大箍筋直徑的HRB400級箍筋柱構件A-1-1M和較小箍筋直徑的CRB550級箍筋柱構件A-1-2M的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線出現(xiàn)了上下交錯的情況，說明兩者的耗能能力不相上下.總體上說，按照等強度原則配置了CRB550級高強箍筋的柱構件和配置了HRB400級箍筋的柱構件的等效黏滯阻尼系數(shù)相近，耗能能力相當.

4 結 論

本文通過分析得出以下結論：

1) 通過有限元模擬得到的應變云圖與構件的試驗破壞形態(tài)圖基本相似，且二者的骨架曲線擬合較好，說明有限元模擬可以較為準確地對試驗進行模擬.

2) 配置較小直徑的CRB550級高強箍筋混凝土柱構件的骨架曲線與較大直徑的HRB400級箍筋混凝土柱構件的骨架曲線吻合較好，承載力相差在15%以內，說明CRB550級高強鋼筋可以替代HRB400級普通鋼筋作為鋼筋混凝土柱構件的箍筋.

3) 在延性性能方面，所有柱構件的延性系數(shù)均大于3.0，具有良好的變形能力；在CRB550級高強箍筋等強度替代HRB400級箍筋后，鋼筋混凝土柱構件的延性性能會適當提高.

4) 在能量耗散方面，配置了較小直徑的CRB550級高強箍筋混凝土柱構件與對應的HRB400級普通箍筋混凝土柱構件的歸一化總滯回耗能值、等效黏滯阻尼系數(shù)接近，都具有很好的耗能能力.