低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究

1、低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究郑山锁1斌2侯丕吉1国贤发1飞1张宏仁1王于( 1 西安建筑科技大学，陕西西安 710055; 2 西安工业大学，陕西西安 710032)摘要: 为了研究地震作用下型钢高强高性能混凝土框架柱的损伤演化过程，通过改变轴压比、体积配箍率、含钢率、加载制度对 12 榀型钢高强高性能混凝土框架柱试件进行了低周反复加载试验，得到了试件经历不同次数循环加载 后其极限承载、变形和极限耗能能力的变化规律，并从损伤的角度系统地分析了不同设计参数及加载制度对试件 荷载-位移曲线、骨架曲线、刚度和强度退化、变形能力、滞回耗能等的影响。研究结果表明，试件的损伤过

2、程可以分 为无损、损伤稳定增长、损伤急剧增长三个阶段; 随着循环次数和位移幅值的增加，试件损伤逐渐累积，使其刚度、 强度不断退化，耗能能力以及极限变形能力不断降低; 与变幅循环加载相比，常幅循环加载下试件的损伤演化过程 较为缓慢，滞回耗能总量相对较大。研究结果为进一步建立能够描述型钢高强高性能混凝土框架柱损伤程度的地 震损伤模型，揭示损伤对框架柱力学性能的影响提供试验支持。关键词: 型钢高强高性能混凝土; 框架柱; 试验研究; 损伤中图分类号: TU398 + 9 TU528 31文章编号: 1000-131X( 2011) 09-0001-10文献标识码: AExperimental stu

3、dy 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 SRHSHP

4、C 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 di

5、ssipation 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 cause

7、d 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，an

8、d 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 言作为钢-混凝土组合结构的一种主要形式，型钢混 凝土结构以承载能力高、刚度大、抗震性能好等优点基金项目: 国家自然科学基金重大研究计划( 90815005 ) 、国家自然科学基金( 50978218) 作者简介: 郑山锁，博士，教授 收稿日期: 2009-11-09土 木 工程 学 报2011 年· 2 ·已被广泛用于高层、超高层建筑及大跨和重载结构中。而高强高性能混凝土的引入提高了型钢与混凝 土的协同工作能力，并较好地解决了工程结构设计中 普遍

10、存在的重强度而轻耐久性的问题。历次国内外震害调查表明，框架柱的震害情况往 往比其他构件严重，是直接导致结构破坏和倒塌的主 要原因之一，因此，全面系统地掌握地震作用下型钢 混凝土框架柱的抗震性能以及损伤演化过程就显得 至关重要。目前，国内外学者对型钢混凝土框架柱已 经进行过一定的试验研究和理论分析，如 El-Tawil， S 1、徐世烺2、蒋东红3、Jerome F Hajjar 4、李俊 华5、Xiao Y 6等，但这些研究均是针对型钢普通或 高强混凝土框架柱的基本抗震性能而开展的，而对型 钢高强高性能混凝土框架柱的抗震特性，尤其是损伤 演化过程却几乎未涉及。基于本课题组前期进行的型钢高强高性

11、能混凝 土框架柱抗震性能试验研究成果7，本文进行了 12 榀不同含钢率、轴压比、配箍率、加载路径下的型钢高强高性能混凝土框架柱低周反复加载试验，旨在从损伤 分析的角度研究型钢高强高性能混凝土框架柱在地 震作用下的失效过程，并为揭示损伤对框架柱力学性 能( 包括刚度、强度、滞回耗能) 以及不同设计参数和 加载制度对构件损伤的影响提供试验支持。试验概况11 1试件设计试验共设计 12 榀型钢高强高性能混凝土框架柱试件，试件截面尺寸( b × h) 均为 150mm × 210mm，纵筋均采用 HRB335 级螺纹钢 410。型钢均采用实腹式普通热轧工字型钢，材质为 Q235，试

12、件含钢率分为4 6% 、5 7% 、6 8% 三种; 轴压比分为 0 2、0 4、0 6 三级; 箍筋 采用 HPB235，其体积配箍率分为 0 8% 、1 1% 、1 4% 三 种。试件详细设计参数见表 1，具体截面尺寸如图 1 所 示。混凝土及钢材材料参数见表 2 和表 3。表 1 试件设计参数表Table 1 Design parameters of specimens截面尺寸( mm × mm)试件编号型钢规格混凝土强度等级剪跨比 轴压比 n含钢率配箍率箍筋配置加载制度SRC-1SRC-2SRC-3SRC-4SRC-5SRC-6SRC-7SRC-8SRC-9SRC-10SRC

13、-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 4

14、0 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单调加载常幅加载 变幅 + 单调加载 变幅 + 单调加载 变幅 + 单调加载变幅加载 变幅加载 变幅加载 变幅加载 变幅加载 变幅加载变幅加载表 2 混凝土材料性能Table 2 Properties of concrete

15、立方体抗压强度平均值 fcu ( MPa)轴心抗压强度平均值 fc ( MPa)弹性模量Ec ( MPa)混凝土设计强度等级C8083 8975 4942042表 3 钢材材料性能Properties of steel and reinforcement barsTable 3屈服强度 fy( MPa)极限强度 fu( MPa)弹性模量 Es( MPa)钢材型号翼缘腹板10 6 82 07 × 1052 07 × 1052 06 × 1052 07 × 1052 07 × 105319 7312 4386 3397 5354 5491 5502

16、 5495 7438 0457 3型钢纵筋图 1 试件截面尺寸及配筋图Cross section and steel bars of specimens箍筋Fig 1第 44 卷 第 9 期郑山锁等·低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究· 3 ·的混合加载: 试件屈服前采用位移控制一次循环加载，每级位移的增加幅度为 0 2 y ，达到屈服位移后， 每级位移的增加幅度为 y 的倍数，且每级位移幅值下 循环三次。当依次完成 y 、2 y 、3 y 循环加载后，间 歇 10min，再进行荷载控制单调加载，单调加载的荷载 增幅取试验屈服荷载值的 5%

17、，加载至柱破坏。试验 加载制度如图 4( b) 所示。( 4) 位移控制变幅循环加载: 试件屈服前采用位 移控制一次循环加载，每级位移的增加幅度为0 2 y ， 达到屈服位移后，每级位移的增加幅度为 y 的倍数， 且每一级位移幅值下循环三次。试验加载制度如图 4( c) 所示。试验加载装置及加载制度1 21 2 1 试验加载装置试验在西安建筑科技大学教育部结构与抗震重 点 实 验 室 进 行。 采用悬臂梁式加 载，首 先，采 用1000kN 液压千斤顶在柱顶施加恒定的竖向荷载，然后 由 500kN 电液伺服作动器施加往复或单调水平荷载。 试验台承力系统为 L 形反力墙。试验数据由 1000 通

18、 道 7V08 数据采集仪采集，试验全过程由 MTS 电液伺 服结构试验系统及微机控制。框架柱加载装置如图2、图 3 所示。图 4 试件加载制度Fig 4 Loading history of specimens1 2 2 加载制度各试件加载制度见表 1。本试验中试件 SRC-1 采 用荷载控制单调加载，试件 SRC-3 SRC-5 采用位移 控制低周反复加载 + 荷载控制单调加载，其余试件均 采用位移控制低周反复加载，具体加载制度如图 4 所示:( 1) 荷载控制单调加载: 采用文献8提供的单调 加载方式。( 2) 位移控制常幅循环加载: 幅值取为 2 y ( y 为屈服位移) ，直至试件破

19、坏。试验加载制度如图 4 ( a) 所示。( 3) 位移控制变幅循环加载 + 荷载控制单调加载1 3 主要测试内容加载过程中，主要测试水平荷载、水平位移，型钢 翼缘和腹板、纵向钢筋、箍筋以及混凝土应变。所有 测试数据通过 TDS602 数据采集仪采集，其中水平荷 载和水平位移同步传输到 XY 函数记录仪中，以实时 绘制荷载-位移( P- ) 滞回曲线。试件破坏特征与过程2试验中，试件的破坏形态可分为弯曲破坏( 图 5土 木 工程 学 报2011 年· 4 ·( a) ) 和以弯曲破坏为主的弯剪破坏两种( 图 5( b) ) 。随循环加载次数的变化关系如图 6 所示。框架柱从

20、 A点开始单调加载直至柱完全破坏，加载路径为 ABC，其 加载刚度为 K0 ，极限变形为 u，0 。在完成第 i 次循环 加载、卸载至 E 点后，再从 E 点开始单调加载，加载路 径为 EFGH，加载刚度为 Ki ，极限变形为 u，i 。图中阴 影部分为在完成第 i 次循环加载后，再从 E 点开始单 调加载直至柱完全破坏时所需要的能量，它反映了框 架柱经历数次循环后再次单调加载下的极限耗能能 力。从图 6 可以看出，由于循环加载对框架柱造成的 损伤累积，使得 Ki K0 ，且强度较初始加载时的强度 降低了 P ，循环数次后再次单调加载时的极限变形 u，i 小于初始极限变形 u，0 ; 另外，框

21、架柱的极限耗能 能力随循环次数的增加亦在不断降低。由此可见，框 架柱极限耗能和变形能力随着循环加载次数的增加 而不断降低。图 5 试件的破坏形态Fig 5 Failure pattern of specimens( 1) 弯曲破坏: “荷载控制单调加载”试件 SRC-1及“位移控制循环加载 + 荷载控制单调加载的混合加 载”试件 SRC-3、SRC-4 发生弯曲破坏。加载初期，在 柱根部首先出现数条水平细微裂缝，随着荷载或位移 值的增加，水平裂缝不断延伸和开展; 加载后期，柱根 部水平裂缝逐步贯通，且裂缝截面的拉、压纵筋及型 钢拉、压翼缘和腹板逐渐屈服，最后柱根部受压区混 凝土被压碎剥落，纵筋

22、压曲，水平承载力迅速降低。 但由于型钢的存在，试件直至破坏并未完全丧失水平 和竖向承载能力，具有良好的二次设防和变形能力。( 2) 弯剪破坏: “位移控制常幅或变幅循环加载” 试件 SRC-2 及 SRC-5 SRC-12 均发生以弯曲破坏为 主的弯剪破坏。加载伊始，在柱根部首先出现数条水 平裂缝，随着位移幅值及循环次数的增加，沿柱高方 向不断出现新的水平裂缝，原有裂缝不断延伸和开 展，同时，部分水平裂缝发展为剪切斜裂缝，但斜裂缝 发展相对较为缓慢。 试件破坏时，弯曲水平裂缝贯 通，裂缝截面的拉、压纵筋及型钢拉、压翼缘和大部分 腹板屈服，柱根部受压区混凝土保护层外鼓并大面积 脱落，箍筋、纵筋裸

23、露，部分纵筋压曲，但由于型钢的 存在以及型钢翼缘框对核心区混凝土的约束作用，试 件强度和刚度衰减较为缓慢，延性较好。发生此类破 坏的试件一般体积配箍率适中或较小，达到极限承载 力时，部分箍筋受拉屈服，试件破坏过程相对较为缓 慢，极限位移较大，具有良好的抗震延性。图 6 构件极限能力随加载循环次数的变化Fig 6 Variation of ultimate capacity of member with loading cycle number图 7 给出了试件经历不同次数循环加载后，再次对其进行单调加载时的荷载-位移关系曲线。图 7 试件经历不同次数循环加载后的荷载-位移关系曲线Fig 7 L

24、oad-displacement curves of specimens subjected to different numbers of cycle loading试验结果分析33 1 构件极限抵御能力随循环次数的变化对于理想的弹塑性框架柱而言，其极限抵御能力可以看出，随着循环次数的增加，试件承载能力第 44 卷 第 9 期郑山锁等·低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究· 5 ·显著降低，同时，下降段强度衰减加快，说明试件在经历数次循环加载之后，其抵御水平荷载的能力大幅降 低。体现在地震中即为当框架柱遭遇一定的地震作 用后，其继续抵抗地震作

25、用的能力明显下降，在随后 不大的地震作用或大震之后的余震作用下可能遭受 严重破坏。3 2 滞回曲线图 8 给出了位移控制常幅循环和变幅循环加载下 试 件屈服后的荷 载-位 移 ( P- ) 滞 回 曲 线。 可 以 看出:( 1) 在 y 、2 y 控制循环加载下，试件的滞回环均 不同程度地出现捏拢现象，但随着位移幅值的增大以 及循环次数的增加，该捏拢现象逐步得到改善，当位 移幅值达到 3 y 时，捏拢现象基本消失，滞回环呈较 为丰满的梭形。产生这一现象的主要原因是高强混 凝土受拉时易开裂，裂缝在推拉往复荷载作用下不断 张开与闭合，从而引起滞回环捏拢。随着位移幅值的提升和循环次数的增加，裂缝不

26、断延伸和开展，试件损伤不断累积，然而在较大位移幅值循环下，伴随着 保护层混凝土严重开裂与局部剥落，进而退出工作， 型钢和核心区混凝土将共同发挥其强度和刚度作用。 其中型钢翼缘框对核心区混凝土提供约束，使其抗压 变形能力显著提高，同时由于横向箍筋对混凝土的约 束，使得混凝土对型钢形成侧向支撑，防止型钢发生 整体和局部屈曲，正因为此，在此阶段，试件滞回环较 为丰满，表现出良好的延性和耗能能力。( 2) 在位移控制常幅循环加载试验中，试件的强 度虽随循环次数的增加而逐渐衰减，但衰减幅度相对 较小，且比较缓慢。同时，试件残余变形较小，刚度退 化现象亦不显著。但在加载后期，由于混凝土保护层 的剥落，试件

27、强度和刚度均有一定的衰减。而在位移 控制变幅循环加载试验中，在 y 的三次循环完成后， 实施 2 y 循环加载时试件强度有所增加，但与同一位 移下常幅循环加载的试件相比，随着循环次数的增 加，强度和刚度的退化幅度均相对较大，随着位移幅 值的不断增加，试件损伤累积程度不断加大，从而强 度和刚度退化越来越明显。( 3) 轴压比对框架柱的损伤影响较为显著。轴压 比低的试件，滞回环呈较为丰满的梭形，达峰值荷载 后，滞回曲线比较稳定，试件强度和刚度衰减较慢，在 没有明显强度衰减情况下，循环次数多，极限变形能 力强，耗能能力大。与之相反，轴压比较高的试件，达 峰值荷载后滞回环虽呈丰满的梭形，但滞回曲线的稳

28、 定性较差，强度、刚度衰减较快，极限变形和荷载循环 次数都明显小于轴压比较低的试件。这主要是因为 在较高轴力作用下，随着位移幅值的增大，试件所承 受的 P- 效应加剧，从而造成试件损伤进一步累积。( 4) 在轴压比和配箍率相同的情况下，含钢率越 大的试件，滞回环越稳定，呈丰满的梭形，且循环次数越多，极限变形越大。( 5) 相同条件时，随着配箍率的增大，达峰值荷载 后，试件强度和刚度衰减幅度减小，滞回环愈为丰满， 延性好，累积耗能能力增强。骨架曲线骨架曲线能够以简洁的方式宏观反映构件在反 复荷载作用下的损伤过程，即能量耗散、延性、强度、 刚度及其退化等力学特性，是研究构件弹塑性地震反 应的重要依

29、据之一。图 9 给出本次试验所获得的各个 试件骨架曲线的比较。可以看出:( 1) 型钢高强高性能混凝土框架柱的损伤是一个 逐渐演化、累积的过程，大致可以分为三个阶段: 无损 ( 弹性) 阶段、损伤稳定增长( 带裂缝工作) 阶段、损伤3 3图 8 试件荷载-位移曲线Fig 8 Load-displacement curves of specimens土 木 工程 学 报2011 年· 6 ·急剧增长( 破坏) 阶段。( 2) 正向加载骨架曲线和反向加载骨架曲线并非 完全对称，正向骨架曲线对应的峰值荷载略高于反向 骨架曲线对应的峰值荷载。主要是由于正向循环加 载结束后试件尚存在

30、一定的残余变形，当反向加载 时，需要首先抵消试件中的残余变形。另外，正向加 载时试件已有一定程度的损伤，造成反向加载时的承 载能力较相应正向加载时的承载能力偏低。( 3) 相同条件下，试件 SRC-1 单调加载荷载-位移( 6) SRC-6、SRC-11 和 SRC-12 3 个试件，除配箍率不同外，其余参数均相同。可以看出，与含钢率相类 似，随着配箍率的增大，试件的峰值荷载有所提高，下 降段较为平缓，强度衰减比较缓慢，变形能力大。这 主要是由于箍筋提供的侧向约束有效地延缓了混凝 土与型钢之间的剥离现象，改善了核心区混凝土与型 钢的协同工作能力，从而提高了试件的延性。强度衰减强度衰减与试件的损

31、伤发展过程一致，导致其产 生的根本原因是试件弹塑性性质及损伤的发展。这 种损伤主要表现为混凝土的各种裂缝的产生和发展， 型钢翼缘、腹板和纵、横向钢筋的逐渐屈服，型钢与混 凝土之间的黏结滑移等。图 10( a) 给出了不同加载制度下试件强度随循环 次数的变化规律。可以看出，位移控制常幅循环加载 中，从第二次循环开始试件强度就出现了衰减，且随 着循环次数的增加，强度不断衰减，但衰减幅度逐渐 减小，P-N 曲线趋于平缓。相反，位移控制变幅循环 加载中，在 y 的首次循环中，试件强度尚未见明显衰 减，随着循环次数的增加，P-N 曲线基本保持线性衰3 4(P- ) 曲线与试件 SRC-6 循环加载骨架曲

32、线相比较，在峰值荷载前，曲线的形状基本重合，且峰值荷载大小相近，但在峰值荷载后，反复荷载作用下的试件随 着位移幅值和循环次数的增加，其损伤累积较单调加 载试件严重，致使其强度衰减加快，变形能力减小。( 4) SRC-6、SRC-7 和 SRC-8 3 个试件，除轴压比不 同外，其余参数均相同。可以看出，轴压比大的试件， 由于有较好的柱端约束，刚度较大，试件的峰值荷载 有明显的增加，但曲线下降段较为陡峭，说明其强度 衰减较快，且衰减幅度较大，延性差。( 5) SRC-6、SRC-9 和 SRC-10 3 个试件，除含钢率 不同外，其余参数均相同。可以看出，随着含钢率的 增大，试件的峰值荷载有所提

33、高，但对于含钢率较为 接近的试件而言，峰值荷载提高幅度不是十分显著。 如试件 SRC-6 与试件 SRC-10 相比，含钢率提高 16% ， 峰值荷载提高 3 5% ，而与 SRC-9 相比，含钢率提高32% ，其峰值荷载提高 13% 。这主要是由于含钢率小 的试件，型钢以及型钢翼缘框对核心区混凝土的有效 约束作用减小，从而对试件的承载力提高有限。 另 外，含钢率较大的试件，达峰值荷载后，骨架曲线的下 降段较为平缓，表明强度衰减缓慢，变形能力大。减，进入 2 循环后，试件承载力达到其峰值，但随即y出现强度明显衰减，且随着循环次数的增加，强度衰减加快，P-N 曲线越来越陡峭。图 10( b) 给

34、出了不同轴压比下试件强度随循环次 数的变化规律。可以看出，轴压比对试件强度衰减影 响较为显著。当轴压比为 0 2 时，随着循环次数的增 加，试件强度的衰减逐步增加，但变化较为平稳; 当轴 压比为 0 4 时，试件后期强度衰减有所加大，但 P-N 曲 线仍基本稳定; 当轴压比增加到 0 6 时，构件后期强度 衰减急剧加大，P-N 曲线呈不稳定发展。图 10( c) 给出了不同含钢率下试件强度随循环次 数的变化规律。可以看出，随着含钢率的增大，同循 环次数下试件强度衰减幅度减小，P-N 曲线下降段趋 于平缓，同时，含钢率相近试件的 P-N 曲线基本重合。 图 10( d) 给出了不同配箍率下试件强

35、度随循环次 数的变化规律。可以看出，峰值荷载之前，配箍率对 试件强度的影响并不显著，峰值荷载基本接近。达峰 值荷载后，随着循环次数的增加，配箍率小的试件强 度衰减幅度较大，P-N 曲线下降段相对较为陡峭。另 外，试件 SRC-12 配箍率虽大于试件 SRC-11，但其强度 衰减幅度却大于试件 SRC-11，其主要原因是前者箍筋 间距较后者大，导致箍筋对核心区混凝土的有效约束 削弱，从而削减了箍筋对强度衰减的抑制作用。因此 在设计中，在配箍率相同或比较接近时，应尽量采用“细而密”的箍筋配置方法，以提高配箍的有效性。图 9 试件骨架曲线比较Fig 9 Comparison of skeleton

36、curves第 44 卷第 9 期郑山锁等·低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究· 7 ·( 2) 达峰值荷载后，随着循环次数的增加，变幅循环加载下试件刚度的退化急剧，而常幅循环加载下试 件刚度的退化相对缓慢，幅度较小。( 3) 轴压比对试件刚度退化的影响比较显著。在 较高轴压比下，每一级位移幅值下的三次循环中试件 刚度退化均较为明显。而轴压比较小试件，同一级位 移幅值下，第二次较第一次循环刚度退化较快，第三 次较第二次循环刚度无明显退化。( 4) 配箍率、含钢率较为接近的试件，刚度退化规 律基本一致; 而配箍率和含钢率明显增大的试件，其 刚度

37、退化相对缓慢。3 6 变形能力延性系数3 6 1结构构件在反复荷载作用下的延性可简单地定义为: 在无明显强度退化的情况下，截面或构件弹塑 性变形的能力。本文采用位移延性系数来描述试件 延性，即 = u / y 。按照能量等效法，取弯矩开始 下降时试件的水平位移为极限位移 u 。根据试验结 果，确定本次试验部分试件的位移延性系数以及弹塑 性层间位移角如表 4 所示。从表 4 还可看出，本次试验除试件 SRC-9 弹塑性 层间位移角 y = 1 /55，小于 1 /50 外，其余试件的弹 塑性层间位移角 y = 1 /40 1 /24，均大于 1 /50。表 明，型钢高强高性能混凝土框架柱的延性优

38、于钢筋混 凝土框架柱的延性，而较型钢普通混凝土框架柱的延 性略差。表 4 部分试件的延性系数图 10 试件强度衰减Fig 10 Strength deterioration of specimens3 5 刚度退化与强度相类似，损伤亦引起试件刚度的不断退 化。从各试件的骨架曲线可以看出，刚度一直处于变 化之中，达峰值荷载以后，各循环均具有较大的残余 变形，而且随着位移幅值的增加，试件刚度退化现象 不断加剧。各试件等效刚度 K 退化随循环次数 N 的 变化比较如图 11 所示，图中的“ ”代表反向加载。 可以看出:( 1) 峰值荷载之前，各试件残余变形较小，刚度无 明显退化。达到峰值荷载后，随着

39、循环次数的增加， 试件刚度显著退化，后期趋于平稳。同时，正向 K-N 曲线与反向 K-N 曲线不对称，且正向最大刚度明显高 于反向最大刚度。Table 4Ductility factors of some specimens配箍率v ( % )含钢率s ( % )延性系数弹塑性层间位移角( rad)试件编号轴压比 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 0410

40、0200 0180 0250 0420 0353 6 2 影响延性性能的主要因素影响型钢混凝土框架柱抗震延性的因素较多，本 文在本课题组前期研究成果的基础上，重点研究轴压 比、配箍率、含钢率对型钢高强高性能混凝土框架柱 延性的影响。( 1) 轴压比的影响。研究表明，轴压比是影响结 构构件延性的重要参数之一。图 12( a) 给出了相同条 件下，试件位移延性系数随轴压比的变化曲线。可以图 11 试件刚度退化Fig 11 Stiffness degradation of specimens土 木 工程 学 报2011 年· 8 ·究结果7，图 12( c) 给出了试件位移延性系

41、数随配箍率的变化曲线。可以看出，相同条件下，随着配箍率 的增加，试件的延性系数增大，且对具有较低轴压比 的试件，延性系数提高的幅度较大，对具有较高轴压 比的试件，延性系数提高的幅度较小。但在配箍一定的条件下，通过加大箍筋间距，同 时增加箍筋直径的做法，将显著削弱试件的延性。如 试件 SRC-11 和 SRC-12 的配箍率分别为 1 1% 和1 4% ，箍筋设置分别为 6 80 和 8 120。虽然后 者较前者的配箍率大，但位移延性系数却小。因此， 在型钢高强高性能混凝土框架柱设计中，箍筋应尽可 能设置的“细而密”。另外，研究表明，混凝土强度及剪跨比对型钢高 强高性能混凝土框架柱延性影响亦显著

42、。随着混凝 土强度的提高，试件的延性系数减小; 随着剪跨比的 增大，试件的延性提高。看出，随着轴压比的增大，试件的位移延性系数减小。对于具有较高轴压力作用的型钢高强高性能混凝土 框架柱试件，在水平循环荷载作用下，型钢外围混凝 土将不断剥落，致使试件有效承载截面面积逐渐减 小，从而其实际轴压比不断增加，当其超过某一临界 轴压比时，随着水平位移幅值的增大，轴向压力所引 起的 P- 效应加大，附加弯矩加剧了试件强度的衰减， 使得试件极限变形减小，一定程度地削弱了构件的延 性。但由于型钢与横向箍筋对核心区混凝土的有效 约束，使得试件核心区混凝土处于三向受压状态，其 延性明显优于仅受矩形箍筋约束的混凝土

43、，且型钢本 身可以被视为一连续约束的箍筋，因此，与型钢普通 混凝土框架柱类似，型钢高强高性能混凝土框架柱具 有良好的延性。( 2) 含钢率的影响。含钢率是影响结构构件延性 的又一重要参数。图 12( b) 给出了相同条件下试件位 移延性系数随含钢率的变化曲线。可以看出，随着含 钢率的增加，试件的延性系数增大。含钢率的增加幅 度越大，构件延性提高越明显。( 3) 配箍率的影响。结合本课题组前期的试验研3 7滞回耗能结构构件的滞回耗能能力作为评价构件抵御损伤累积能力的一个重要参数，综合了循环次数和变形对构件损伤的影响，反映了结构构件抗震性能的优 劣。本文规定在滞回曲线上两个连续零加载点之间 的间隔

44、部分为一个半循环，如图 13 所示，曲线 OAB 表 示第一个半循环，所包围的面积为滞回耗能 E1 ; 曲线 BCD 表示第二个半循环，所包围的面积为滞回耗能 E2 。图 14 给出同一破坏准则( 即弯矩开始下降时，试 件宣告破坏) ，不同加载制度、轴压比、含钢率和配箍 率下，试件在第 i 个半循环中的滞回耗能 Ei 随半循环 次数的变化曲线。可以看出:( 1) 加载制度对试件的耗能能力影响明显。常幅 循环加载下，随着半循环次数的增加，试件的耗能能 力基本保持不变。相反，变幅循环加载下，随着半循 环次数的增加，试件的耗能能力不断提高，达峰值荷 载后，由于累积损伤程度的加大，水平荷载下降明显，

45、但试件的耗能能力仍有一定的增加。图 13 滞回耗能与半循环次数的定义Fig 13 Definition of hysteretic energy dissipation vshalf-cycle number图 12 延性系数随设计参数的变化Fig 12 Change of ductility factor with design parameter第 44 卷 第 9 期郑山锁等·低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究· 9 ·图 15 试件累积耗能与半循环次数的关系Fig 15 Cumulative energy dissipation of

46、 specimens vs half-cycle number图 14 试件滞回耗能与半循环次数的关系Fig 14 Hysteretic energy dissipation of specimens vs half-cycle number钢高强高性能混凝土框架柱通常发生弯曲破坏，当体积配箍率适中或较小时亦会发生以弯曲破坏为主的 弯剪破坏; 框架柱的滞回环呈丰满的梭形，表明其具 有良好的耗能能力和延性; 框架柱的损伤过程可分为 无损、损伤稳定增长和损伤急剧增长三个阶段。( 2) 随着循环次数和位移幅值的增加，框架柱损 伤逐渐累积，使其强度和刚度不断退化，耗能能力以 及极限变形能力不断降低;

47、与变幅循环加载相比，常 幅循环加载下试件的损伤演化过程较为缓慢，滞回耗 能总量相对较大。( 3) 随着轴压比的增加，框架柱强度、刚度衰减加 快，耗能能力减弱，延性变差。( 4) 随着含钢率和配箍率的增大，框架柱的峰值 荷载有所提高，且达峰值荷载后，构件强度和刚度衰 减幅度减小，累积耗能能力增强。( 5) 在配箍率相同条件下，采用“细而密”的箍筋 配置能有效改进试件的耗能能力。( 6) 已有试验研究结果表明9 10，上述结论对于 型钢普通混凝土框架柱也同样适用。( 2) 轴压比对试件耗能性能影响较大。在初始加载阶段，随循环次数的增加，不同轴压比试件的滞回 耗能能力基本相同。 但到加载后期，轴压比

48、小的试 件，随半循环次数的增加，耗能能力增加比较明显，而 轴压比大的试件，耗能能力增加缓慢。轴压比越大， 试件后期耗能能力增加越平缓。( 3) 初始加载阶段，随着半循环次数的增加，不同 含钢率和配箍率试件的耗能能力基本相同。但到加 载后期，含钢率和配箍率较大的试件，随着半循环次 数的增加，其耗能能力不断增加。其中，提高配箍率 比增加含钢率更能有效地提升试件的耗能能力。为了进一步考察上述关系，图 15 给出了不同加载 制度、轴压比、含钢率和配箍率下，试件在整个半循环中的累积耗能 E(= Ei )与半循环次数 i 之间的关系曲线。可以看出:对于相同试件而言，常幅循环加载下框架柱破坏 时的累积耗能总

49、量大于变幅循环加载下的; 随着轴压 比的减小，试件累积耗能总量增加，表明轴压比越小， 试件累积耗能能力越强; 含钢率越大，试件的累积耗 能总量越大; 在箍筋间距相同的条件下，配箍率越大， 试件的累积耗能总量越大。在配箍率相同条件下，采 用“细而密”的箍筋配置能有效改进试件的耗能能力。参 考文 献1El-Tawil S，Deierlein G G Strength and ductility ofconcrete encased composite columns J Journal of Structural Engineering，ASCE，1999，125( 9) : 1009-1019

50、徐世烺，江睿，贾金青，等 钢骨超高强混凝土短柱抗震 性能试验研究J 大连理工大学学报，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结论4本文通过低周反复荷载作用下型钢高强高性能混凝土框架柱损伤试验研究，得出以下主要结论:( 1) 在低周反复荷载作用下，剪跨比 3 0 的型土 木 工程学报2011 年· 10 ·( 5) : 699-706 ( in Chinese) )蒋东红，王连广，刘之洋 高强钢骨混凝土框架柱的抗Proceedings of the Sixth ASCCS International Conference onSteel-Concrete Composite Stru