袁軍海，邵永健，盛煒仲，李國建

（1.蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇蘇州 215011；2.中億豐建設(shè)集團(tuán)股份有限公司，江蘇蘇州 215131）

引言

工程結(jié)構(gòu)中型鋼混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用愈加廣泛，型鋼混凝土結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的抗震性能、良好的耐火性能和耐久性能，并且具有良好的經(jīng)濟(jì)效益，是多地震國家和地區(qū)的首選結(jié)構(gòu)形式。在實(shí)際工程中，構(gòu)件受扭情況不少，但是單獨(dú)受扭矩作用的結(jié)構(gòu)不多，大多數(shù)都處于復(fù)合受扭狀態(tài)下。與此同時(shí)，隨著型鋼混凝土研究的不斷深入和工程應(yīng)用的不斷增多，研究型鋼混凝土構(gòu)件和結(jié)構(gòu)在地震作用下的復(fù)雜受力行為、損傷演化規(guī)律和破壞過程顯得尤為重要。

國內(nèi)學(xué)者針對構(gòu)件的抗震性能進(jìn)行一系列研究，文獻(xiàn)［1］對不同配鋼形式的圓截面型鋼混凝土巨型柱進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明H 型鋼混凝土巨型柱表現(xiàn)出良好的強(qiáng)軸方向性能。文獻(xiàn)［2］進(jìn)行了高軸壓比下型鋼混凝土柱抗震性能試驗(yàn)，結(jié)果表明高軸壓比試件會(huì)使延性性能和耗能能力變差。文獻(xiàn)［3］對7個(gè)彎扭型鋼混凝土柱進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)，研究表明扭彎比對于型鋼混凝土柱抗震性能有顯著的影響，型鋼混凝土柱抗彎承載力及其變形能力在彎扭復(fù)合作用下均降低，決定構(gòu)件破壞形式是扭彎比的大小。文獻(xiàn)［4］對7個(gè)SRC柱進(jìn)行了彎矩和扭矩成比例加載的低周往復(fù)試驗(yàn)，研究表明影響型鋼混凝土柱抗震性能的主要因素是扭彎比。文獻(xiàn)［5］通過對12 根復(fù)合受扭試件的抗震性能試驗(yàn)研究表明，十字型鋼混凝土受扭試件比H 型鋼混凝土試件具有更好的延性。文獻(xiàn)［6］通過3個(gè)復(fù)合受扭型鋼混凝土柱的抗震性能試驗(yàn)研究，揭示了軸壓比和扭彎比對復(fù)合受扭型鋼混凝土柱抗震性能的影響。文獻(xiàn)［7］對不同配箍形式型鋼混凝土柱的抗震性能試驗(yàn)表明，配箍形式對SRC 柱滯回性能有明顯影響，八角復(fù)合箍的配箍形式提高了試件延性。國外相關(guān)學(xué)者針對地震損傷進(jìn)行相關(guān)研究，BANON 等［8］、STEPHAL 等［9］、CHUNG 等［10］都提出以變形為參變量的損傷模型和GOSAIN 等［11］提出基于能量吸收和耗散的損傷評價(jià)模型；PARK 等［12］首先建立構(gòu)件雙參數(shù)累積損傷模型，之后學(xué)者也均沿用其思路。文獻(xiàn)［13］進(jìn)行框架梁的損傷試驗(yàn)研究。但目前對于型鋼混凝土柱的損傷研究很少。

本文通過12根復(fù)合受扭柱的受力損傷試驗(yàn)研究，研究了在低周反復(fù)荷載下，型鋼混凝土柱的破壞形態(tài)、裂縫開展和分布規(guī)律，揭示其損傷演變規(guī)律以及影響因素，進(jìn)一步完善型鋼混凝土復(fù)合受扭構(gòu)件設(shè)計(jì)理論，并為實(shí)際工程應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

共設(shè)計(jì)制作了11根型鋼混凝土柱試件和1根鋼筋混凝土柱對比試件，考慮了柱截面配鋼形式、軸壓比、扭彎比、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、配箍率和配鋼率6個(gè)變化參數(shù)，具體參數(shù)見表1。模型以1/2縮尺設(shè)計(jì)，試件的截面尺寸為300 mm×300 mm，柱高900 mm，柱中H1 是HW150×150×7×10，H2 是在翼緣焊接有84 mm×8 mm 的鋼板，而十字型鋼是2 個(gè)HN200×100×5.5×8 剖切焊接而成，混凝土采用C35 和C40，試件幾何形狀、截面形式和配鋼形式如圖1所示。鋼材材料性能見表2。

圖1 試件的幾何形狀和截面形式Fig.1 Geometric shape and cross section form of the specimen

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Specimen design parameters

表2 鋼材材料性能Table 2 Materialperformance of steelMPa

1.2 加載方案

加載裝置如圖2 所示，采用豎向千斤頂施加軸向力，采用伺服作動(dòng)器施加水平往復(fù)力，試件加載面示意圖如圖3所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test setup

圖3 加載面示意圖Fig.3 Diagram of loading surface

整個(gè)加載過程采用位移控制，加載時(shí)先對試件進(jìn)行預(yù)加載，檢查裝置測量無誤后進(jìn)行正式加載。正式加載時(shí)先按預(yù)定荷載施加豎向軸力，并保持不變。然后水平方向逐級(jí)施加位移，在試件開裂前，每級(jí)位移加載2 mm，往復(fù)循環(huán)1次；開裂后，每級(jí)位移加載4 mm，往復(fù)循環(huán)1次；試件屈服后，每級(jí)位移加載10 mm，往復(fù)循環(huán)3次，直至試件承載力下降至最大水平荷載的85%時(shí)，結(jié)束試驗(yàn)。加載歷程如圖4所示。

圖4 加載歷程Fig.4 Loading history

1.3 測點(diǎn)布置和測試內(nèi)容

測試的內(nèi)容包括：（1）柱頂水平荷載P，由伺服作動(dòng)器系統(tǒng)反饋；（2）試件水平位移，通過電子位移計(jì)量測，如圖5 所示；（3）試驗(yàn)過程中各部位應(yīng)變值，通過應(yīng)變片測量。在其表面距離基礎(chǔ)頂面150 mm 布置4 片柱身混凝土應(yīng)變花；縱筋應(yīng)變片貼在基礎(chǔ)以上100 mm和300 mm位置處，在離基礎(chǔ)上表面近的4根箍筋貼16片箍筋應(yīng)變片，每根箍筋每個(gè)面貼一片；型鋼在距離基礎(chǔ)上表面100 mm、300 mm 位置處布置應(yīng)變花和應(yīng)變片，H 型鋼腹板A 面和C 面布置應(yīng)變花，翼緣各一片應(yīng)變片，十字型鋼2 個(gè)應(yīng)變片和6 個(gè)應(yīng)變花，具體布置如圖6所示。

圖5 位移計(jì)布置圖Fig.5 Displacement meter layout

圖6 應(yīng)變片布置圖Fig.6 Strain gauge layout

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

為方便分析，試件各表面按照D、C、B 和A 進(jìn)行編號(hào)，試件的最終破壞形態(tài)按照這個(gè)順序如圖7 所示，A面為剪力疊加面，B 面為彎曲承壓與扭矩疊加面，C 面為剪力相減面，D 面為彎曲承拉與扭矩疊加面，其各面展開圖如圖8所示。低周反復(fù)荷載下，型鋼混凝土柱破壞特征：首先，所有試件A面均出現(xiàn)初始斜裂縫，隨后B、C 和D 面均也相繼出現(xiàn)，隨著位移幅值的增大，A、B、C 和D 面的斜裂縫不斷增多，并且大都分布在柱的中部，不斷延伸形成貫通斜裂縫并成一定角度。位移幅值進(jìn)一步加大，構(gòu)件逐漸屈服，各表面逐漸形成交叉狀的貫通斜裂縫。構(gòu)件屈服之后，進(jìn)行循環(huán)加載，此時(shí)的貫通裂縫不斷增多，且各面貫通裂縫相連形成螺旋貫通縫。繼續(xù)加載至峰值荷載時(shí)，裂縫間混凝土開始起皮并伴隨有混凝土脫落。繼而試件破壞，此時(shí)，混凝土的脫落情況加重，受扭現(xiàn)象明顯，承載力開始退化，表面形成了大的主裂縫，構(gòu)件破壞嚴(yán)重有大片的混凝土脫落，內(nèi)部鋼筋外露。

圖7 試件最終破壞形態(tài)Fig.7 Ultimate failure pattern of the specimens

圖8 裂縫展開圖Fig.8 Crack expansion plane

分析試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)可知：在本文試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，各試件最終破壞形態(tài)均為扭型破壞。

3 損傷分析

3.1 損傷演變分析

結(jié)構(gòu)損傷程度一般采用損傷指數(shù)D來表示，D可以通過累積損傷模型計(jì)算求得，其取值范圍為（0，1）。依據(jù)能量耗散原理，以結(jié)構(gòu)在無損傷狀態(tài)下外力所做的功為初始標(biāo)量，建立了混凝土結(jié)構(gòu)的整體損傷模型。本文基于此基礎(chǔ)之上將構(gòu)件當(dāng)做一個(gè)系統(tǒng)，建立累積損傷模型如圖9 所示求得型鋼混凝土柱的損傷指數(shù)D［14］。

在理想無損狀態(tài)下，外力所做的功為Wi；在損傷狀態(tài)下，外力所做的功轉(zhuǎn)化為：彈性變形能Wei、塑性變形能Wpi和損傷耗散能WDi，即：

式中：Ke為結(jié)構(gòu)的初始加載剛度；Δi是第i次循環(huán)正負(fù)向最大變形（假設(shè)兩個(gè)方向的變形相等），Δi0第i-1次循環(huán)負(fù)向卸載為零時(shí)的殘余變形；Δi1為第i次循環(huán)的正向卸載為零時(shí)的殘余變形。

綜上所述，損傷指數(shù)D的公式為：

根據(jù)圖9中各面積可表示為：

圖9 試件第i個(gè)循環(huán)的受力狀態(tài)Fig.9 Ith cycle’s stress state of the specimen

根據(jù)試驗(yàn)所得各試件的扭矩-扭率滯回曲線，通過式（5）計(jì)算出型鋼混凝土柱累積損傷指數(shù)見表3。由表3可知：在低周反復(fù)荷載作用下，型鋼混凝土柱極限荷載破壞時(shí)的損傷指數(shù)處于0.884～0.926，鋼筋混凝土柱破壞時(shí)的損傷指數(shù)為0.904。

表3 各試件累積損傷指數(shù)Table 3 Cumulative damage index of the specimens

12 個(gè)試件的損傷指數(shù)曲線如圖10 所示。根據(jù)圖10 和試驗(yàn)相關(guān)現(xiàn)象以及破壞形態(tài)，所有試件的累積損傷可分為3個(gè)階段。加載初期，試件未出現(xiàn)裂縫，其處于彈性階段，損傷指數(shù)接近于0，此時(shí)試件處于無損狀態(tài)；試件開裂后，其處于彈塑性階段，損傷指數(shù)呈線性增長，此時(shí)裂縫開始增多，隨著扭率的增大，損傷指數(shù)不斷增加，但增長速度趨于減緩；加載后期，試件處于破壞階段并且進(jìn)入大變形，損傷指數(shù)上升趨于平緩。當(dāng)損傷指數(shù)接近0.90 左右時(shí)，試件因受扭破壞嚴(yán)重而基本破壞。與型鋼混凝土柱相比，鋼筋混凝土柱其損傷指數(shù)增長速度較快，相同位移荷載下，鋼筋混凝土柱的累積損傷指數(shù)均高于型鋼混凝土柱，并且試件過早達(dá)到最大損傷，而型鋼混凝土柱累積損傷較慢，這說明型鋼混凝土柱可以很好減緩內(nèi)部損傷。

圖10 累積損傷曲線Fig.10 Accumulated damage curves

3.2 累積損傷的影響因素分析

（1）配鋼形式的影響

圖11（a）給出了不同的配鋼形式對試件損傷指數(shù)曲線的影響。結(jié)合圖和表3可知：十字型鋼混凝土柱和H 型鋼型混凝土相比，峰值時(shí)損傷指數(shù)增大了12.6%。這是因?yàn)榍捌诩虞d過程中，試件僅由外層的混凝土參與受扭，損傷基本一致，進(jìn)入彈塑性階段，內(nèi)部的鋼筋和型鋼參與受扭，由于不同的型鋼形式對混凝土約束不同，從而導(dǎo)致受扭能力也有所不同，十字型鋼能承受較大的扭矩自然吸收更多的能量，損傷耗散能量越多，這使得其承受損傷越大。圖11（b）鋼筋混凝土柱與十字型鋼混凝土柱相比，在扭率到達(dá)0.04 rad/m，十字型鋼混凝土柱損傷指數(shù)比鋼筋混凝土柱降低了22.1%，同時(shí)，鋼筋混凝土柱就已經(jīng)到達(dá)累積損傷最大狀態(tài)，所以內(nèi)配型鋼不僅能夠提高試件的抗扭能力，而且能夠減緩其損傷演變速度。

圖11 不同配鋼形式的影響Fig.11 Influence of different steel form

（2）軸壓比的影響

由圖12和表3可知：隨著軸壓比從0.1上升至0.2，H型鋼和十字型鋼混凝土柱開裂時(shí)損傷指數(shù)分別降低了16.7%和16.8%，這與試驗(yàn)現(xiàn)象得出的結(jié)論相吻合（加載前期軸壓比的增大可抑制斜裂縫的產(chǎn)生）。軸壓比大的H 和十字型鋼混凝土柱峰值時(shí)損傷指數(shù)分別增大了2.3%和1.4%，這說明軸壓比的增大可以抑制彈性階段的損傷，但一旦混凝土開裂且裂縫增多，其釋放的能量就越多，從而造成后期試件損傷嚴(yán)重。十字型鋼對混凝土的約束優(yōu)于H型鋼，與混凝土協(xié)同工作抑制內(nèi)部的損傷，以致峰值時(shí)損傷指數(shù)變化更小。

圖12 不同軸壓比的影響Fig.12 Influence of different axial compression ratio

（3）扭彎比的影響

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析得到扭彎比規(guī)律如圖13 所示，根據(jù)圖和表3，HSRCZ-3d 與HSRCZ-2d 相比，SSRCZ-3d 與SSRCZ-2d 相比，扭彎比從1 減少至0.5，H 型鋼混凝土柱峰值時(shí)損傷指數(shù)降低了14.3%，十字型鋼混凝土柱峰值時(shí)損傷指數(shù)降低了10.2%。這說明扭彎比越大，其損傷越嚴(yán)重，扭矩占比較大，從而導(dǎo)致試件內(nèi)部混凝土的微裂縫產(chǎn)生的愈多愈快，最后形成宏觀上試件表面的裂縫，試件的扭轉(zhuǎn)破壞更嚴(yán)重。

圖13 不同扭彎比的影響Fig.13 Influence of different torsion-bending ratio

（4）混凝土強(qiáng)度的影響

圖14 給出了不同混凝土強(qiáng)度對損傷指數(shù)曲線的影響。根據(jù)圖表數(shù)據(jù)分析可知：HSRCZ-1d 與HSRCZ-4d相比，SSRCZ-1d與SSRCZ-4d相比，混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高，損傷指標(biāo)變化幅度在1%左右，這是由于混凝土強(qiáng)度高的試件在彈性階段由外部混凝土受扭，其吸收能量儲(chǔ)存在試件中，開裂后釋放能量導(dǎo)致內(nèi)部損傷變大，后期混凝土破壞嚴(yán)重退出受扭工作，混凝土強(qiáng)度等級(jí)不同導(dǎo)致?lián)p傷指數(shù)變化差異較小。這說明混凝土強(qiáng)度的變化對試件損傷程度影響偏小。

圖14 不同混凝土強(qiáng)度的影響Fig.14 Influence ofconcrete strength

（5）配箍率的影響

圖15 給出了不同配箍率對損傷指數(shù)曲線的影響。根據(jù)圖表數(shù)據(jù)分析可知：隨著箍筋間距從100 mm 減少至75 mm，H 型鋼混凝土柱峰值時(shí)損傷指數(shù)降低了9.4%，十字型鋼混凝土柱峰值時(shí)損傷指數(shù)降低了14.0%，說明加密箍筋可以有效的約束內(nèi)部混凝土，抑制內(nèi)部裂縫的發(fā)展?？傮w而言，在低周反復(fù)荷載下，配箍率越高對混凝土約束作用越強(qiáng)，越能抑制內(nèi)部損傷的發(fā)展，提高配箍率對試件損傷指標(biāo)降低較大。

圖15 不同配箍率的影響Fig.15 Influence ofstirrup ratio

（6）配鋼率的影響

不同配鋼率對損傷指數(shù)曲線的影響如圖16 所示。根據(jù)圖表數(shù)據(jù)分析可知：隨著配鋼率從4.4%升至5.9%，峰值時(shí)損傷指數(shù)降低了9.5%，試件前期損傷指數(shù)曲線基本一致。這是由于后期外部混凝土損傷嚴(yán)重基本退出工作，由內(nèi)部型鋼承擔(dān)受扭，在型鋼翼緣焊接鋼板提高了試件的剛度，從而略微降低其內(nèi)部累積損傷。

圖16 不同配鋼率的影響Fig.16 The influence ofreinforcement ratio

4 結(jié)論

通過11個(gè)型鋼混凝土柱和1個(gè)鋼筋混凝土柱的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)和損傷分析，得到結(jié)論如下：

（1）本文試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，型鋼混凝土柱累積損傷過程可分為3個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。試件累積損傷的規(guī)律：彈性階段損傷基本為0，試件沒有肉眼可見宏觀意義上的裂縫；彈塑性階段試件已開裂，其損傷迅速增大；在后期破壞階段，損傷開始趨于平緩。最終破壞時(shí)的累積損傷指數(shù)為0.884～0.926。

（2）本文試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，試件達(dá)到承載力峰值時(shí)，內(nèi)配十字型鋼相比H 型鋼損傷指數(shù)增大了12.6%。扭彎比從1減少至0.5，配H 和十字型鋼試件損傷指數(shù)分別降低了14.3%和10.2%。箍筋間距從100 mm 降至75 mm，配H和十字型鋼試件損傷指數(shù)分別降低了9.4%和14.0%。內(nèi)配十字型鋼與不配型鋼相比，試件破壞時(shí)損傷指數(shù)可降低22.1%。適當(dāng)配置型鋼、降低扭彎比和提高配箍率達(dá)到降低損傷程度的作用。

（3）本文試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，軸壓比從0.1上升至0.2，試件開裂時(shí)，配H型鋼和十字型鋼試件損傷指數(shù)分別降低了16.7%和16.8%，試件達(dá)到承載力峰值時(shí)，損傷指數(shù)分別增大了2.3%和1.4%。配鋼率從4.4%升至5.9%，配H型鋼試件損傷指數(shù)降低了9.5%?；炷翉?qiáng)度提高，損傷指標(biāo)變化幅度僅在1%左右。說明適當(dāng)小范圍提高軸壓比僅對前期損傷指數(shù)有降低作用，相反提高配鋼率僅對后期損傷指數(shù)起降低作用，而混凝土強(qiáng)度對降低損傷指標(biāo)影響幾乎沒有。