低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究

1、.低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究鄭山鎖1斌2侯丕吉1國賢發(fā)1飛1張宏仁1王于( 1 西安建筑科技大學(xué)，陜西西安 710055; 2 西安工業(yè)大學(xué)，陜西西安 710032)摘要: 為了研究地震作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱的損傷演化過程，通過改變軸壓比、體積配箍率、含鋼率、加載制度對(duì) 12 榀型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱試件進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，得到了試件經(jīng)歷不同次數(shù)循環(huán)加載 后其極限承載、變形和極限耗能能力的變化規(guī)律，并從損傷的角度系統(tǒng)地分析了不同設(shè)計(jì)參數(shù)及加載制度對(duì)試件 荷載-位移曲線、骨架曲線、剛度和強(qiáng)度退化、變形能力、滯回耗能等的影響。研究結(jié)果表明，試件的損傷

2、過程可以分 為無損、損傷穩(wěn)定增長、損傷急劇增長三個(gè)階段; 隨著循環(huán)次數(shù)和位移幅值的增加，試件損傷逐漸累積，使其剛度、 強(qiáng)度不斷退化，耗能能力以及極限變形能力不斷降低; 與變幅循環(huán)加載相比，常幅循環(huán)加載下試件的損傷演化過程 較為緩慢，滯回耗能總量相對(duì)較大。研究結(jié)果為進(jìn)一步建立能夠描述型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷程度的地 震損傷模型，揭示損傷對(duì)框架柱力學(xué)性能的影響提供試驗(yàn)支持。關(guān)鍵詞: 型鋼高強(qiáng)高性能混凝土; 框架柱; 試驗(yàn)研究; 損傷中圖分類號(hào): TU398 + 9 TU528 31文章編號(hào): 1000-131X( 2011) 09-0001-10文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼: AExperimental st

3、udy of the damage of SRHSHPC framecolumns under low cycle reversed loadingZheng Shansuo1Wang Bin2Hou Piji1 Guo Xianfa1Yu Fei1Zhang Hongren1( 1 Xian University of Architecture and Technology，Xian 710055，China;2 Xian Technological University，Xian 710032，China)Abstract: Evolution of the damage of SRHSH

4、PC frame columns was investigated through low cycle reversed loading experiments of 12 frame column specimens with various axial compression ratios，stirrups ratios，steel ratios and loading histories The variations of the ultimate bearing capacity，ultimate deformation and ultimate hysteretic energy d

5、issipation of specimens subjected to different numbers of cyclic loading were obtained The influence of design parameters and loading history change on the loading-displacement curve， skeleton curve， strength and stiffness degradation， deformability and energy dissipation capacity were analyzed from

6、 the viewpoint of damage The results show that the damage process of the specimens can be divided three stages: undamaged，gradual stable damage and rapid damage With the increase of the number of cyclic loadings and displacement amplitude， the damage of the specimens accumulated gradually，which caus

7、ed the strength and stiffness degradation and decrease of energy dissipation capacity and ultimate deformability Comparing with the variation of displacement amplitude cycle loading，the process of damage evolution of the specimens was slower than under constant displacement amplitude cycle loading，a

8、nd the total of energy dissipation of specimens was comparably larger The study may provide support for establishing seismic damage model and revealing the effect of damage on the mechanical property of SRHSHPC frame columnsKeywords: steel reinforcement high strength high performance concrete; frame

9、 columns; experimental study; damageE-mail: zhengshansuo 263 net引 言作為鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的一種主要形式，型鋼混 凝土結(jié)構(gòu)以承載能力高、剛度大、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)基金項(xiàng)目: 國家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃( 90815005 ) 、國家自然科學(xué)基金( 50978218) 作者簡介: 鄭山鎖，博士，教授 收稿日期: 2009-11-09：土 木 工程 學(xué) 報(bào)2011 年· 2 ·已被廣泛用于高層、超高層建筑及大跨和重載結(jié)構(gòu)中。而高強(qiáng)高性能混凝土的引入提高了型鋼與混凝 土的協(xié)同工作能力，并較好地解決了工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中

10、普遍存在的重強(qiáng)度而輕耐久性的問題。歷次國內(nèi)外震害調(diào)查表明，框架柱的震害情況往 往比其他構(gòu)件嚴(yán)重，是直接導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞和倒塌的主 要原因之一，因此，全面系統(tǒng)地掌握地震作用下型鋼 混凝土框架柱的抗震性能以及損傷演化過程就顯得 至關(guān)重要。目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)型鋼混凝土框架柱已 經(jīng)進(jìn)行過一定的試驗(yàn)研究和理論分析，如 El-Tawil， S 1、徐世烺2、蔣東紅3、Jerome F Hajjar 4、李俊 華5、Xiao Y 6等，但這些研究均是針對(duì)型鋼普通或 高強(qiáng)混凝土框架柱的基本抗震性能而開展的，而對(duì)型 鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱的抗震特性，尤其是損傷 演化過程卻幾乎未涉及?；诒菊n題組前期進(jìn)行的型鋼高強(qiáng)

11、高性能混凝 土框架柱抗震性能試驗(yàn)研究成果7，本文進(jìn)行了 12 榀不同含鋼率、軸壓比、配箍率、加載路徑下的型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱低周反復(fù)加載試驗(yàn)，旨在從損傷 分析的角度研究型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱在地 震作用下的失效過程，并為揭示損傷對(duì)框架柱力學(xué)性 能( 包括剛度、強(qiáng)度、滯回耗能) 以及不同設(shè)計(jì)參數(shù)和 加載制度對(duì)構(gòu)件損傷的影響提供試驗(yàn)支持。試驗(yàn)概況11 1試件設(shè)計(jì)試驗(yàn)共設(shè)計(jì) 12 榀型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱試件，試件截面尺寸( b × h) 均為 150mm × 210mm，縱筋均采用 HRB335 級(jí)螺紋鋼 410。型鋼均采用實(shí)腹式普通熱軋工字型鋼，材質(zhì)為 Q235

12、，試件含鋼率分為4 6% 、5 7% 、6 8% 三種; 軸壓比分為 0 2、0 4、0 6 三級(jí); 箍筋 采用 HPB235，其體積配箍率分為 0 8% 、1 1% 、1 4% 三 種。試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見表 1，具體截面尺寸如圖 1 所 示。混凝土及鋼材材料參數(shù)見表 2 和表 3。表 1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)表Table 1 Design parameters of specimens截面尺寸( mm × mm)試件編號(hào)型鋼規(guī)格混凝土強(qiáng)度等級(jí)剪跨比 軸壓比 n含鋼率配箍率箍筋配置加載制度SRC-1SRC-2SRC-3SRC-4SRC-5SRC-6SRC-7SRC-8SRC-9SRC-10S

13、RC-11SRC-12150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210150 × 210I 14I 14I 14I 14I 14I 14I 14I 14I 10I 12I 14I 14C80C80C80C80C80C80C80C80C80C80C80C803 03 03 03 03 03 03 03 03 03 03 03 00

14、 40 40 40 40 40 40 20 60 40 40 40 46 8%6 8%6 8%6 8%6 8%6 8%6 8%6 8%4 6%5 7%6 8%6 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%0 8%1 1%1 4%6 1106 1106 1106 1106 1106 1106 1106 1106 1106 1106 808 120單調(diào)加載常幅加載 變幅 + 單調(diào)加載 變幅 + 單調(diào)加載 變幅 + 單調(diào)加載變幅加載 變幅加載 變幅加載 變幅加載 變幅加載 變幅加載變幅加載表 2 混凝土材料性能Table 2 Properties of concre

15、te立方體抗壓強(qiáng)度平均值 fcu ( MPa)軸心抗壓強(qiáng)度平均值 fc ( MPa)彈性模量Ec ( MPa)混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C8083 8975 4942042表 3 鋼材材料性能Properties of steel and reinforcement barsTable 3屈服強(qiáng)度 fy( MPa)極限強(qiáng)度 fu( MPa)彈性模量 Es( MPa)鋼材型號(hào)翼緣腹板10 6 82 07 × 1052 07 × 1052 06 × 1052 07 × 1052 07 × 105319 7312 4386 3397 5354 5491 55

16、02 5495 7438 0457 3型鋼縱筋圖 1 試件截面尺寸及配筋圖Cross section and steel bars of specimens箍筋Fig 1第 44 卷 第 9 期鄭山鎖等·低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究· 3 ·的混合加載: 試件屈服前采用位移控制一次循環(huán)加載，每級(jí)位移的增加幅度為 0 2 y ，達(dá)到屈服位移后， 每級(jí)位移的增加幅度為 y 的倍數(shù)，且每級(jí)位移幅值下 循環(huán)三次。當(dāng)依次完成 y 、2 y 、3 y 循環(huán)加載后，間 歇 10min，再進(jìn)行荷載控制單調(diào)加載，單調(diào)加載的荷載 增幅取試驗(yàn)屈服荷載值的 5

17、% ，加載至柱破壞。試驗(yàn) 加載制度如圖 4( b) 所示。( 4) 位移控制變幅循環(huán)加載: 試件屈服前采用位 移控制一次循環(huán)加載，每級(jí)位移的增加幅度為0 2 y ， 達(dá)到屈服位移后，每級(jí)位移的增加幅度為 y 的倍數(shù)， 且每一級(jí)位移幅值下循環(huán)三次。試驗(yàn)加載制度如圖 4( c) 所示。試驗(yàn)加載裝置及加載制度1 21 2 1 試驗(yàn)加載裝置試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)教育部結(jié)構(gòu)與抗震重 點(diǎn) 實(shí) 驗(yàn) 室 進(jìn) 行。 采用懸臂梁式加 載，首 先，采 用1000kN 液壓千斤頂在柱頂施加恒定的豎向荷載，然后 由 500kN 電液伺服作動(dòng)器施加往復(fù)或單調(diào)水平荷載。 試驗(yàn)臺(tái)承力系統(tǒng)為 L 形反力墻。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由 1000

18、 通 道 7V08 數(shù)據(jù)采集儀采集，試驗(yàn)全過程由 MTS 電液伺 服結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)及微機(jī)控制?？蚣苤虞d裝置如圖2、圖 3 所示。圖 4 試件加載制度Fig 4 Loading history of specimens1 2 2 加載制度各試件加載制度見表 1。本試驗(yàn)中試件 SRC-1 采 用荷載控制單調(diào)加載，試件 SRC-3 SRC-5 采用位移 控制低周反復(fù)加載 + 荷載控制單調(diào)加載，其余試件均 采用位移控制低周反復(fù)加載，具體加載制度如圖 4 所示:( 1) 荷載控制單調(diào)加載: 采用文獻(xiàn)8提供的單調(diào) 加載方式。( 2) 位移控制常幅循環(huán)加載: 幅值取為 2 y ( y 為屈服位移) ，直至試

19、件破壞。試驗(yàn)加載制度如圖 4 ( a) 所示。( 3) 位移控制變幅循環(huán)加載 + 荷載控制單調(diào)加載1 3 主要測(cè)試內(nèi)容加載過程中，主要測(cè)試水平荷載、水平位移，型鋼 翼緣和腹板、縱向鋼筋、箍筋以及混凝土應(yīng)變。所有 測(cè)試數(shù)據(jù)通過 TDS602 數(shù)據(jù)采集儀采集，其中水平荷 載和水平位移同步傳輸?shù)?XY 函數(shù)記錄儀中，以實(shí)時(shí) 繪制荷載-位移( P- ) 滯回曲線。試件破壞特征與過程2試驗(yàn)中，試件的破壞形態(tài)可分為彎曲破壞( 圖 5土 木 工程 學(xué) 報(bào)2011 年· 4 ·( a) ) 和以彎曲破壞為主的彎剪破壞兩種( 圖 5( b) ) 。隨循環(huán)加載次數(shù)的變化關(guān)系如圖 6 所示?？蚣?/p>

20、柱從 A點(diǎn)開始單調(diào)加載直至柱完全破壞，加載路徑為 ABC，其 加載剛度為 K0 ，極限變形為 u，0 。在完成第 i 次循環(huán) 加載、卸載至 E 點(diǎn)后，再從 E 點(diǎn)開始單調(diào)加載，加載路 徑為 EFGH，加載剛度為 Ki ，極限變形為 u，i 。圖中陰 影部分為在完成第 i 次循環(huán)加載后，再從 E 點(diǎn)開始單 調(diào)加載直至柱完全破壞時(shí)所需要的能量，它反映了框 架柱經(jīng)歷數(shù)次循環(huán)后再次單調(diào)加載下的極限耗能能 力。從圖 6 可以看出，由于循環(huán)加載對(duì)框架柱造成的 損傷累積，使得 Ki K0 ，且強(qiáng)度較初始加載時(shí)的強(qiáng)度 降低了 P ，循環(huán)數(shù)次后再次單調(diào)加載時(shí)的極限變形 u，i 小于初始極限變形 u，0 ; 另外

21、，框架柱的極限耗能 能力隨循環(huán)次數(shù)的增加亦在不斷降低。由此可見，框 架柱極限耗能和變形能力隨著循環(huán)加載次數(shù)的增加 而不斷降低。圖 5 試件的破壞形態(tài)Fig 5 Failure pattern of specimens( 1) 彎曲破壞: “荷載控制單調(diào)加載”試件 SRC-1及“位移控制循環(huán)加載 + 荷載控制單調(diào)加載的混合加 載”試件 SRC-3、SRC-4 發(fā)生彎曲破壞。加載初期，在 柱根部首先出現(xiàn)數(shù)條水平細(xì)微裂縫，隨著荷載或位移 值的增加，水平裂縫不斷延伸和開展; 加載后期，柱根 部水平裂縫逐步貫通，且裂縫截面的拉、壓縱筋及型 鋼拉、壓翼緣和腹板逐漸屈服，最后柱根部受壓區(qū)混 凝土被壓碎剝落，

22、縱筋壓曲，水平承載力迅速降低。 但由于型鋼的存在，試件直至破壞并未完全喪失水平 和豎向承載能力，具有良好的二次設(shè)防和變形能力。( 2) 彎剪破壞: “位移控制常幅或變幅循環(huán)加載” 試件 SRC-2 及 SRC-5 SRC-12 均發(fā)生以彎曲破壞為 主的彎剪破壞。加載伊始，在柱根部首先出現(xiàn)數(shù)條水 平裂縫，隨著位移幅值及循環(huán)次數(shù)的增加，沿柱高方 向不斷出現(xiàn)新的水平裂縫，原有裂縫不斷延伸和開 展，同時(shí)，部分水平裂縫發(fā)展為剪切斜裂縫，但斜裂縫 發(fā)展相對(duì)較為緩慢。 試件破壞時(shí)，彎曲水平裂縫貫 通，裂縫截面的拉、壓縱筋及型鋼拉、壓翼緣和大部分 腹板屈服，柱根部受壓區(qū)混凝土保護(hù)層外鼓并大面積 脫落，箍筋、縱

23、筋裸露，部分縱筋壓曲，但由于型鋼的 存在以及型鋼翼緣框?qū)诵膮^(qū)混凝土的約束作用，試 件強(qiáng)度和剛度衰減較為緩慢，延性較好。發(fā)生此類破 壞的試件一般體積配箍率適中或較小，達(dá)到極限承載 力時(shí)，部分箍筋受拉屈服，試件破壞過程相對(duì)較為緩 慢，極限位移較大，具有良好的抗震延性。圖 6 構(gòu)件極限能力隨加載循環(huán)次數(shù)的變化Fig 6 Variation of ultimate capacity of member with loading cycle number圖 7 給出了試件經(jīng)歷不同次數(shù)循環(huán)加載后，再次對(duì)其進(jìn)行單調(diào)加載時(shí)的荷載-位移關(guān)系曲線。圖 7 試件經(jīng)歷不同次數(shù)循環(huán)加載后的荷載-位移關(guān)系曲線Fig 7

24、 Load-displacement curves of specimens subjected to different numbers of cycle loading試驗(yàn)結(jié)果分析33 1 構(gòu)件極限抵御能力隨循環(huán)次數(shù)的變化對(duì)于理想的彈塑性框架柱而言，其極限抵御能力可以看出，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件承載能力第 44 卷 第 9 期鄭山鎖等·低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究· 5 ·顯著降低，同時(shí)，下降段強(qiáng)度衰減加快，說明試件在經(jīng)歷數(shù)次循環(huán)加載之后，其抵御水平荷載的能力大幅降 低。體現(xiàn)在地震中即為當(dāng)框架柱遭遇一定的地震作 用后，其繼續(xù)抵抗地

25、震作用的能力明顯下降，在隨后 不大的地震作用或大震之后的余震作用下可能遭受 嚴(yán)重破壞。3 2 滯回曲線圖 8 給出了位移控制常幅循環(huán)和變幅循環(huán)加載下 試 件屈服后的荷 載-位 移 ( P- ) 滯 回 曲 線。 可 以 看出:( 1) 在 y 、2 y 控制循環(huán)加載下，試件的滯回環(huán)均 不同程度地出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，但隨著位移幅值的增大以 及循環(huán)次數(shù)的增加，該捏攏現(xiàn)象逐步得到改善，當(dāng)位 移幅值達(dá)到 3 y 時(shí)，捏攏現(xiàn)象基本消失，滯回環(huán)呈較 為豐滿的梭形。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因是高強(qiáng)混 凝土受拉時(shí)易開裂，裂縫在推拉往復(fù)荷載作用下不斷 張開與閉合，從而引起滯回環(huán)捏攏。隨著位移幅值的提升和循環(huán)次數(shù)的增加，裂

26、縫不斷延伸和開展，試件損傷不斷累積，然而在較大位移幅值循環(huán)下，伴隨著 保護(hù)層混凝土嚴(yán)重開裂與局部剝落，進(jìn)而退出工作， 型鋼和核心區(qū)混凝土將共同發(fā)揮其強(qiáng)度和剛度作用。 其中型鋼翼緣框?qū)诵膮^(qū)混凝土提供約束，使其抗壓 變形能力顯著提高，同時(shí)由于橫向箍筋對(duì)混凝土的約 束，使得混凝土對(duì)型鋼形成側(cè)向支撐，防止型鋼發(fā)生 整體和局部屈曲，正因?yàn)榇?，在此階段，試件滯回環(huán)較 為豐滿，表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力。( 2) 在位移控制常幅循環(huán)加載試驗(yàn)中，試件的強(qiáng) 度雖隨循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸衰減，但衰減幅度相對(duì) 較小，且比較緩慢。同時(shí)，試件殘余變形較小，剛度退 化現(xiàn)象亦不顯著。但在加載后期，由于混凝土保護(hù)層 的剝落，

27、試件強(qiáng)度和剛度均有一定的衰減。而在位移 控制變幅循環(huán)加載試驗(yàn)中，在 y 的三次循環(huán)完成后， 實(shí)施 2 y 循環(huán)加載時(shí)試件強(qiáng)度有所增加，但與同一位 移下常幅循環(huán)加載的試件相比，隨著循環(huán)次數(shù)的增 加，強(qiáng)度和剛度的退化幅度均相對(duì)較大，隨著位移幅 值的不斷增加，試件損傷累積程度不斷加大，從而強(qiáng) 度和剛度退化越來越明顯。( 3) 軸壓比對(duì)框架柱的損傷影響較為顯著。軸壓 比低的試件，滯回環(huán)呈較為豐滿的梭形，達(dá)峰值荷載 后，滯回曲線比較穩(wěn)定，試件強(qiáng)度和剛度衰減較慢，在 沒有明顯強(qiáng)度衰減情況下，循環(huán)次數(shù)多，極限變形能 力強(qiáng)，耗能能力大。與之相反，軸壓比較高的試件，達(dá) 峰值荷載后滯回環(huán)雖呈豐滿的梭形，但滯回曲線

28、的穩(wěn) 定性較差，強(qiáng)度、剛度衰減較快，極限變形和荷載循環(huán) 次數(shù)都明顯小于軸壓比較低的試件。這主要是因?yàn)?在較高軸力作用下，隨著位移幅值的增大，試件所承 受的 P- 效應(yīng)加劇，從而造成試件損傷進(jìn)一步累積。( 4) 在軸壓比和配箍率相同的情況下，含鋼率越 大的試件，滯回環(huán)越穩(wěn)定，呈豐滿的梭形，且循環(huán)次數(shù)越多，極限變形越大。( 5) 相同條件時(shí)，隨著配箍率的增大，達(dá)峰值荷載 后，試件強(qiáng)度和剛度衰減幅度減小，滯回環(huán)愈為豐滿， 延性好，累積耗能能力增強(qiáng)。骨架曲線骨架曲線能夠以簡潔的方式宏觀反映構(gòu)件在反 復(fù)荷載作用下的損傷過程，即能量耗散、延性、強(qiáng)度、 剛度及其退化等力學(xué)特性，是研究構(gòu)件彈塑性地震反 應(yīng)的重

29、要依據(jù)之一。圖 9 給出本次試驗(yàn)所獲得的各個(gè) 試件骨架曲線的比較。可以看出:( 1) 型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱的損傷是一個(gè) 逐漸演化、累積的過程，大致可以分為三個(gè)階段: 無損 ( 彈性) 階段、損傷穩(wěn)定增長( 帶裂縫工作) 階段、損傷3 3圖 8 試件荷載-位移曲線Fig 8 Load-displacement curves of specimens土 木 工程 學(xué) 報(bào)2011 年· 6 ·急劇增長( 破壞) 階段。( 2) 正向加載骨架曲線和反向加載骨架曲線并非 完全對(duì)稱，正向骨架曲線對(duì)應(yīng)的峰值荷載略高于反向 骨架曲線對(duì)應(yīng)的峰值荷載。主要是由于正向循環(huán)加 載結(jié)束后試件尚

30、存在一定的殘余變形，當(dāng)反向加載 時(shí)，需要首先抵消試件中的殘余變形。另外，正向加 載時(shí)試件已有一定程度的損傷，造成反向加載時(shí)的承 載能力較相應(yīng)正向加載時(shí)的承載能力偏低。( 3) 相同條件下，試件 SRC-1 單調(diào)加載荷載-位移( 6) SRC-6、SRC-11 和 SRC-12 3 個(gè)試件，除配箍率不同外，其余參數(shù)均相同?？梢钥闯?，與含鋼率相類 似，隨著配箍率的增大，試件的峰值荷載有所提高，下 降段較為平緩，強(qiáng)度衰減比較緩慢，變形能力大。這 主要是由于箍筋提供的側(cè)向約束有效地延緩了混凝 土與型鋼之間的剝離現(xiàn)象，改善了核心區(qū)混凝土與型 鋼的協(xié)同工作能力，從而提高了試件的延性。強(qiáng)度衰減強(qiáng)度衰減與試件

31、的損傷發(fā)展過程一致，導(dǎo)致其產(chǎn) 生的根本原因是試件彈塑性性質(zhì)及損傷的發(fā)展。這 種損傷主要表現(xiàn)為混凝土的各種裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展， 型鋼翼緣、腹板和縱、橫向鋼筋的逐漸屈服，型鋼與混 凝土之間的黏結(jié)滑移等。圖 10( a) 給出了不同加載制度下試件強(qiáng)度隨循環(huán) 次數(shù)的變化規(guī)律?？梢钥闯?，位移控制常幅循環(huán)加載 中，從第二次循環(huán)開始試件強(qiáng)度就出現(xiàn)了衰減，且隨 著循環(huán)次數(shù)的增加，強(qiáng)度不斷衰減，但衰減幅度逐漸 減小，P-N 曲線趨于平緩。相反，位移控制變幅循環(huán) 加載中，在 y 的首次循環(huán)中，試件強(qiáng)度尚未見明顯衰 減，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，P-N 曲線基本保持線性衰3 4(P- ) 曲線與試件 SRC-6 循環(huán)加載骨

32、架曲線相比較，在峰值荷載前，曲線的形狀基本重合，且峰值荷載大小相近，但在峰值荷載后，反復(fù)荷載作用下的試件隨 著位移幅值和循環(huán)次數(shù)的增加，其損傷累積較單調(diào)加 載試件嚴(yán)重，致使其強(qiáng)度衰減加快，變形能力減小。( 4) SRC-6、SRC-7 和 SRC-8 3 個(gè)試件，除軸壓比不 同外，其余參數(shù)均相同?？梢钥闯?，軸壓比大的試件， 由于有較好的柱端約束，剛度較大，試件的峰值荷載 有明顯的增加，但曲線下降段較為陡峭，說明其強(qiáng)度 衰減較快，且衰減幅度較大，延性差。( 5) SRC-6、SRC-9 和 SRC-10 3 個(gè)試件，除含鋼率 不同外，其余參數(shù)均相同?？梢钥闯?，隨著含鋼率的 增大，試件的峰值荷載有

33、所提高，但對(duì)于含鋼率較為 接近的試件而言，峰值荷載提高幅度不是十分顯著。 如試件 SRC-6 與試件 SRC-10 相比，含鋼率提高 16% ， 峰值荷載提高 3 5% ，而與 SRC-9 相比，含鋼率提高32% ，其峰值荷載提高 13% 。這主要是由于含鋼率小 的試件，型鋼以及型鋼翼緣框?qū)诵膮^(qū)混凝土的有效 約束作用減小，從而對(duì)試件的承載力提高有限。 另 外，含鋼率較大的試件，達(dá)峰值荷載后，骨架曲線的下 降段較為平緩，表明強(qiáng)度衰減緩慢，變形能力大。減，進(jìn)入 2 循環(huán)后，試件承載力達(dá)到其峰值，但隨即y出現(xiàn)強(qiáng)度明顯衰減，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加，強(qiáng)度衰減加快，P-N 曲線越來越陡峭。圖 10( b)

34、 給出了不同軸壓比下試件強(qiáng)度隨循環(huán)次 數(shù)的變化規(guī)律?？梢钥闯觯S壓比對(duì)試件強(qiáng)度衰減影 響較為顯著。當(dāng)軸壓比為 0 2 時(shí)，隨著循環(huán)次數(shù)的增 加，試件強(qiáng)度的衰減逐步增加，但變化較為平穩(wěn); 當(dāng)軸 壓比為 0 4 時(shí)，試件后期強(qiáng)度衰減有所加大，但 P-N 曲 線仍基本穩(wěn)定; 當(dāng)軸壓比增加到 0 6 時(shí)，構(gòu)件后期強(qiáng)度 衰減急劇加大，P-N 曲線呈不穩(wěn)定發(fā)展。圖 10( c) 給出了不同含鋼率下試件強(qiáng)度隨循環(huán)次 數(shù)的變化規(guī)律。可以看出，隨著含鋼率的增大，同循 環(huán)次數(shù)下試件強(qiáng)度衰減幅度減小，P-N 曲線下降段趨 于平緩，同時(shí)，含鋼率相近試件的 P-N 曲線基本重合。 圖 10( d) 給出了不同配箍率下試

35、件強(qiáng)度隨循環(huán)次 數(shù)的變化規(guī)律?？梢钥闯?，峰值荷載之前，配箍率對(duì) 試件強(qiáng)度的影響并不顯著，峰值荷載基本接近。達(dá)峰 值荷載后，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，配箍率小的試件強(qiáng) 度衰減幅度較大，P-N 曲線下降段相對(duì)較為陡峭。另 外，試件 SRC-12 配箍率雖大于試件 SRC-11，但其強(qiáng)度 衰減幅度卻大于試件 SRC-11，其主要原因是前者箍筋 間距較后者大，導(dǎo)致箍筋對(duì)核心區(qū)混凝土的有效約束 削弱，從而削減了箍筋對(duì)強(qiáng)度衰減的抑制作用。因此 在設(shè)計(jì)中，在配箍率相同或比較接近時(shí)，應(yīng)盡量采用“細(xì)而密”的箍筋配置方法，以提高配箍的有效性。圖 9 試件骨架曲線比較Fig 9 Comparison of skeleto

36、n curves第 44 卷第 9 期鄭山鎖等·低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究· 7 ·( 2) 達(dá)峰值荷載后，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，變幅循環(huán)加載下試件剛度的退化急劇，而常幅循環(huán)加載下試 件剛度的退化相對(duì)緩慢，幅度較小。( 3) 軸壓比對(duì)試件剛度退化的影響比較顯著。在 較高軸壓比下，每一級(jí)位移幅值下的三次循環(huán)中試件 剛度退化均較為明顯。而軸壓比較小試件，同一級(jí)位 移幅值下，第二次較第一次循環(huán)剛度退化較快，第三 次較第二次循環(huán)剛度無明顯退化。( 4) 配箍率、含鋼率較為接近的試件，剛度退化規(guī) 律基本一致; 而配箍率和含鋼率明顯增大的試件，其

37、剛度退化相對(duì)緩慢。3 6 變形能力延性系數(shù)3 6 1結(jié)構(gòu)構(gòu)件在反復(fù)荷載作用下的延性可簡單地定義為: 在無明顯強(qiáng)度退化的情況下，截面或構(gòu)件彈塑 性變形的能力。本文采用位移延性系數(shù)來描述試件 延性，即 = u / y 。按照能量等效法，取彎矩開始 下降時(shí)試件的水平位移為極限位移 u 。根據(jù)試驗(yàn)結(jié) 果，確定本次試驗(yàn)部分試件的位移延性系數(shù)以及彈塑 性層間位移角如表 4 所示。從表 4 還可看出，本次試驗(yàn)除試件 SRC-9 彈塑性 層間位移角 y = 1 /55，小于 1 /50 外，其余試件的彈 塑性層間位移角 y = 1 /40 1 /24，均大于 1 /50。表 明，型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱的延

38、性優(yōu)于鋼筋混 凝土框架柱的延性，而較型鋼普通混凝土框架柱的延 性略差。表 4 部分試件的延性系數(shù)圖 10 試件強(qiáng)度衰減Fig 10 Strength deterioration of specimens3 5 剛度退化與強(qiáng)度相類似，損傷亦引起試件剛度的不斷退 化。從各試件的骨架曲線可以看出，剛度一直處于變 化之中，達(dá)峰值荷載以后，各循環(huán)均具有較大的殘余 變形，而且隨著位移幅值的增加，試件剛度退化現(xiàn)象 不斷加劇。各試件等效剛度 K 退化隨循環(huán)次數(shù) N 的 變化比較如圖 11 所示，圖中的“ ”代表反向加載。 可以看出:( 1) 峰值荷載之前，各試件殘余變形較小，剛度無 明顯退化。達(dá)到峰值荷載后，

39、隨著循環(huán)次數(shù)的增加， 試件剛度顯著退化，后期趨于平穩(wěn)。同時(shí)，正向 K-N 曲線與反向 K-N 曲線不對(duì)稱，且正向最大剛度明顯高 于反向最大剛度。Table 4Ductility factors of some specimens配箍率v ( % )含鋼率s ( % )延性系數(shù)彈塑性層間位移角( rad)試件編號(hào)軸壓比 nSRC-6SRC-7SRC-8SRC-9SRC-10SRC-11SRC-120 40 20 60 40 40 40 40 80 80 80 80 81 11 46 86 86 84 65 76 86 83 644 082 732 333 294 833 860 0280 041

40、0 0200 0180 0250 0420 0353 6 2 影響延性性能的主要因素影響型鋼混凝土框架柱抗震延性的因素較多，本 文在本課題組前期研究成果的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)研究軸壓 比、配箍率、含鋼率對(duì)型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱 延性的影響。( 1) 軸壓比的影響。研究表明，軸壓比是影響結(jié) 構(gòu)構(gòu)件延性的重要參數(shù)之一。圖 12( a) 給出了相同條 件下，試件位移延性系數(shù)隨軸壓比的變化曲線?？梢詧D 11 試件剛度退化Fig 11 Stiffness degradation of specimens土 木 工程 學(xué) 報(bào)2011 年· 8 ·究結(jié)果7，圖 12( c) 給出了試件位移延

41、性系數(shù)隨配箍率的變化曲線?？梢钥闯?，相同條件下，隨著配箍率 的增加，試件的延性系數(shù)增大，且對(duì)具有較低軸壓比 的試件，延性系數(shù)提高的幅度較大，對(duì)具有較高軸壓 比的試件，延性系數(shù)提高的幅度較小。但在配箍一定的條件下，通過加大箍筋間距，同 時(shí)增加箍筋直徑的做法，將顯著削弱試件的延性。如 試件 SRC-11 和 SRC-12 的配箍率分別為 1 1% 和1 4% ，箍筋設(shè)置分別為 6 80 和 8 120。雖然后 者較前者的配箍率大，但位移延性系數(shù)卻小。因此， 在型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱設(shè)計(jì)中，箍筋應(yīng)盡可 能設(shè)置的“細(xì)而密”。另外，研究表明，混凝土強(qiáng)度及剪跨比對(duì)型鋼高 強(qiáng)高性能混凝土框架柱延性影響亦

42、顯著。隨著混凝 土強(qiáng)度的提高，試件的延性系數(shù)減小; 隨著剪跨比的 增大，試件的延性提高?？闯觯S著軸壓比的增大，試件的位移延性系數(shù)減小。對(duì)于具有較高軸壓力作用的型鋼高強(qiáng)高性能混凝土 框架柱試件，在水平循環(huán)荷載作用下，型鋼外圍混凝 土將不斷剝落，致使試件有效承載截面面積逐漸減 小，從而其實(shí)際軸壓比不斷增加，當(dāng)其超過某一臨界 軸壓比時(shí)，隨著水平位移幅值的增大，軸向壓力所引 起的 P- 效應(yīng)加大，附加彎矩加劇了試件強(qiáng)度的衰減， 使得試件極限變形減小，一定程度地削弱了構(gòu)件的延 性。但由于型鋼與橫向箍筋對(duì)核心區(qū)混凝土的有效 約束，使得試件核心區(qū)混凝土處于三向受壓狀態(tài)，其 延性明顯優(yōu)于僅受矩形箍筋約束的混

43、凝土，且型鋼本 身可以被視為一連續(xù)約束的箍筋，因此，與型鋼普通 混凝土框架柱類似，型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱具 有良好的延性。( 2) 含鋼率的影響。含鋼率是影響結(jié)構(gòu)構(gòu)件延性 的又一重要參數(shù)。圖 12( b) 給出了相同條件下試件位 移延性系數(shù)隨含鋼率的變化曲線。可以看出，隨著含 鋼率的增加，試件的延性系數(shù)增大。含鋼率的增加幅 度越大，構(gòu)件延性提高越明顯。( 3) 配箍率的影響。結(jié)合本課題組前期的試驗(yàn)研3 7滯回耗能結(jié)構(gòu)構(gòu)件的滯回耗能能力作為評(píng)價(jià)構(gòu)件抵御損傷累積能力的一個(gè)重要參數(shù)，綜合了循環(huán)次數(shù)和變形對(duì)構(gòu)件損傷的影響，反映了結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震性能的優(yōu) 劣。本文規(guī)定在滯回曲線上兩個(gè)連續(xù)零加載點(diǎn)之間 的

44、間隔部分為一個(gè)半循環(huán)，如圖 13 所示，曲線 OAB 表 示第一個(gè)半循環(huán)，所包圍的面積為滯回耗能 E1 ; 曲線 BCD 表示第二個(gè)半循環(huán)，所包圍的面積為滯回耗能 E2 。圖 14 給出同一破壞準(zhǔn)則( 即彎矩開始下降時(shí)，試 件宣告破壞) ，不同加載制度、軸壓比、含鋼率和配箍 率下，試件在第 i 個(gè)半循環(huán)中的滯回耗能 Ei 隨半循環(huán) 次數(shù)的變化曲線?？梢钥闯?( 1) 加載制度對(duì)試件的耗能能力影響明顯。常幅 循環(huán)加載下，隨著半循環(huán)次數(shù)的增加，試件的耗能能 力基本保持不變。相反，變幅循環(huán)加載下，隨著半循 環(huán)次數(shù)的增加，試件的耗能能力不斷提高，達(dá)峰值荷 載后，由于累積損傷程度的加大，水平荷載下降明顯

45、， 但試件的耗能能力仍有一定的增加。圖 13 滯回耗能與半循環(huán)次數(shù)的定義Fig 13 Definition of hysteretic energy dissipation vshalf-cycle number圖 12 延性系數(shù)隨設(shè)計(jì)參數(shù)的變化Fig 12 Change of ductility factor with design parameter第 44 卷 第 9 期鄭山鎖等·低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究· 9 ·圖 15 試件累積耗能與半循環(huán)次數(shù)的關(guān)系Fig 15 Cumulative energy dissipation

46、of specimens vs half-cycle number圖 14 試件滯回耗能與半循環(huán)次數(shù)的關(guān)系Fig 14 Hysteretic energy dissipation of specimens vs half-cycle number鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱通常發(fā)生彎曲破壞，當(dāng)體積配箍率適中或較小時(shí)亦會(huì)發(fā)生以彎曲破壞為主的 彎剪破壞; 框架柱的滯回環(huán)呈豐滿的梭形，表明其具 有良好的耗能能力和延性; 框架柱的損傷過程可分為 無損、損傷穩(wěn)定增長和損傷急劇增長三個(gè)階段。( 2) 隨著循環(huán)次數(shù)和位移幅值的增加，框架柱損 傷逐漸累積，使其強(qiáng)度和剛度不斷退化，耗能能力以 及極限變形能力不斷降低

47、; 與變幅循環(huán)加載相比，常 幅循環(huán)加載下試件的損傷演化過程較為緩慢，滯回耗 能總量相對(duì)較大。( 3) 隨著軸壓比的增加，框架柱強(qiáng)度、剛度衰減加 快，耗能能力減弱，延性變差。( 4) 隨著含鋼率和配箍率的增大，框架柱的峰值 荷載有所提高，且達(dá)峰值荷載后，構(gòu)件強(qiáng)度和剛度衰 減幅度減小，累積耗能能力增強(qiáng)。( 5) 在配箍率相同條件下，采用“細(xì)而密”的箍筋 配置能有效改進(jìn)試件的耗能能力。( 6) 已有試驗(yàn)研究結(jié)果表明9 10，上述結(jié)論對(duì)于 型鋼普通混凝土框架柱也同樣適用。( 2) 軸壓比對(duì)試件耗能性能影響較大。在初始加載階段，隨循環(huán)次數(shù)的增加，不同軸壓比試件的滯回 耗能能力基本相同。 但到加載后期，軸

48、壓比小的試 件，隨半循環(huán)次數(shù)的增加，耗能能力增加比較明顯，而 軸壓比大的試件，耗能能力增加緩慢。軸壓比越大， 試件后期耗能能力增加越平緩。( 3) 初始加載階段，隨著半循環(huán)次數(shù)的增加，不同 含鋼率和配箍率試件的耗能能力基本相同。但到加 載后期，含鋼率和配箍率較大的試件，隨著半循環(huán)次 數(shù)的增加，其耗能能力不斷增加。其中，提高配箍率 比增加含鋼率更能有效地提升試件的耗能能力。為了進(jìn)一步考察上述關(guān)系，圖 15 給出了不同加載 制度、軸壓比、含鋼率和配箍率下，試件在整個(gè)半循環(huán)中的累積耗能 E(= Ei )與半循環(huán)次數(shù) i 之間的關(guān)系曲線?？梢钥闯?對(duì)于相同試件而言，常幅循環(huán)加載下框架柱破壞 時(shí)的累積耗

49、能總量大于變幅循環(huán)加載下的; 隨著軸壓 比的減小，試件累積耗能總量增加，表明軸壓比越小， 試件累積耗能能力越強(qiáng); 含鋼率越大，試件的累積耗 能總量越大; 在箍筋間距相同的條件下，配箍率越大， 試件的累積耗能總量越大。在配箍率相同條件下，采 用“細(xì)而密”的箍筋配置能有效改進(jìn)試件的耗能能力。參 考文 獻(xiàn)1El-Tawil S，Deierlein G G Strength and ductility ofconcrete encased composite columns J Journal of Structural Engineering，ASCE，1999，125( 9) : 1009-101

50、9 徐世烺，江睿，賈金青，等 鋼骨超高強(qiáng)混凝土短柱抗震 性能試驗(yàn)研究J 大連理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，47 ( 5 ) :699-706 ( Xu Shilang， Jiang Rui， Jia Jinqing，et al Experimental research on steel reinforced ultra high- strength concrete short columns in seismic performanceJ Journal of Dalian University of Technology，2007，472結(jié)論4本文通過低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)高性能混凝土框架柱損傷試驗(yàn)研究，得出以下主要結(jié)論:( 1) 在低周反復(fù)荷載作用下，剪跨比 3 0 的型土 木 工程學(xué)報(bào)2011 年· 10 ·( 5) : 699-706 ( in Chinese) )蔣東紅，王連廣，劉之洋 高強(qiáng)鋼骨混凝土框架柱的抗Proceedings of the Sixth ASCCS International Conference onSteel-Concrete Composite Stru