核心型钢混凝土柱抗震性能试验

核心型钢混凝土柱抗震性能试验研究摘要：本文通过对5个1/2比例模型柱试件的低周反复加载试验，研究在高轴压比下配置核心型钢对钢筋混凝土柱的抗震性能的影响。主要研究参数包括轴压比、型钢配钢率和混凝土强度等级。试验结果表明，配置核心型钢能够显著提高混凝土柱的变形能力和耗能能力，并且使混凝土柱在大变形下的轴向承载能力趋于稳定，提高结构在强烈地震下的抗倒塌能力。关键词：核心型钢混凝土柱，抗震性能，试验研究，轴压比1引言核心型钢混凝土结构(CoreSteelReinforcedConcrete，简称CSRC)是指在普通钢筋混凝土柱截面核心设置含钢率较低的实腹式型钢所形成的新型结构形式。这种结构形式可有效的提高大轴压比下抗震性能较差的RC柱的轴压比限值，减小柱截面尺寸并避免出现短柱。同时，由于核心型钢配钢率较低(2~3%)、型钢截面高度较小，梁的纵筋可方便的在节点区贯通，避免在型钢上打孔，降低施工难度。另外，该结构形式的防火性能较好，可以大大节省防火涂料的造价。总之，核心型钢混凝土结构是一种有较大发展潜力和经济效益的结构形式。国内外关于核心型钢混凝土柱的研究报告还很少，文献[1]进行了8个核心型钢混凝土柱试件的低周反复加载试验，核心工字钢截面高度为1/3试件截面高度。研究结果表明，当配钢率为1.62%时，CSRC柱有较好的变形性能和耗能能力，而当配钢率为3.2%时，试验得到的滞回曲线与普通SRC结构的滞回曲线很接近。文献[2]开展的钢管高强混凝土叠合柱研究与核心型钢混凝土柱有类似的作用，他们研究了核心钢管混凝土部分和外围叠合混凝土部分之间的轴力分配，讨论了各主要参数对上述轴力分配关系的影响，最后在对大量计算结果进行分析的基础上，建议了相应的设计名义轴压比限值。在国内，关于CSRC结构或构件的抗震性能试验和理论研究工作尚未开展，因此，很有必要对此开展系统的试验研究工作。2试验概况2.1试件设计试件截面尺寸为250mm×250mm，试件高度为750mm，以模拟施加工程中剪跨比为3的结构框架柱。试件截面配筋均采用812的HRP335钢筋，配筋率为1.81%，箍筋采用6@100，体积配箍率为0.93%。型钢采用3种截面形式，配钢率分别为1.23%、2.88%和4.88%。试件详细尺寸及截面构造见图1。试件参数汇总见表1。试验主要参数为设计轴压比、型钢配钢率和混凝土强度等级。2.2加载及量测方案2.2.1加载装置加载装置如图2所示。竖向荷载由电动液压千斤顶通过电动超高压稳压油泵作用于柱顶，前端球铰允许柱顶转动，竖向千斤顶在水平加载时可以随上部特制低摩阻滑动小车水平移动。水平力的施加通过预埋在试件中的连接件与MTS加载控制系统连接。整个加载过程通过MTS拟动力加载系统施加，采用MTS-GT控制系统控制。图1试件尺寸及截面详图2502502506@100图1试件尺寸及截面详图2502502506@100加载点75011009005025050011003501100预埋的吊装孔302006@12018200型钢定位钢筋3019025030606250805530553040CSRC180301900302501030558055302506010CSRC21253019030250103030130303025010010CSRC3表1试验参数一览表试件名称设计轴压比nf’cu(MP)型钢配钢率aCSRC10.824.191.23%CSRC2-111.024.192.88%CSRC2-221.034.672.88%CSRC2-331.134.672.88%CSRC31.124.194.88%2.2加载及量测方案2.2.1加载装置加载装置如图2所示。竖向荷载由电动液压千斤顶通过电动超高压稳压油泵作用于柱顶，前端球铰允许柱顶转动，竖向千斤顶在水平加载时可以随上部特制低摩阻滑动小车水平移动。水平力的施加通过预埋在试件中的连接件与MTS加载控制系统连接。整个加载过程通过MTS拟动力加载系统施加，采用MTS-GT控制系统控制。图3加载制度循环次数01/5001/2001/50图3加载制度循环次数01/5001/2001/501/251/701/120-1/500-1/200-1/120-1/70-1/50-1/25位移角图2加载装置示意图2.2.2加载制度试验前先施加1/6预定轴向荷载并进行预加载，通过对柱身同一截面处纵筋应变的监测，判断此时是否为轴心受力状态，检查各试验仪器是否工作正常。施加水平荷载前，先施加预定竖向荷载，并保持恒定。水平加载采用低周往复静力加载制度，采用位移控制。具体加载制度如图3所示。2.2.3量测方案图4钢筋编号及应变片布置详图图4钢筋编号及应变片布置详图D9010905510ABCEFGHA1A2B2B1C1D1D2E1E2123456F2F1G1G2H2H1C2水平荷载和竖向荷载直接通过压力传感器量测。电子位移计主要用于量测柱顶水平力作用点的侧向位移及柱底可能发生的滑移。钢筋、型钢应变采用3×5mm电阻应变片量测，具体布置如图4和图5所示。纵筋应变片布置在柱底塑性铰区域。箍筋应变片用来测量可能发生的剪切变形和侧向膨胀。所有力、位移和应变信号均通过MTS-GT控制系统和DH3816数据采集仪自动采集。26060602602606060260260365365625260625X1X2X4X3X5X6X7X8X9X10X11X12X13X14X15X16图5型钢应变片布置详图3试验结果分析3.1试件破坏形态在位移角1/120(6.25mm)时，轴压力较小试件CSRC1受拉纵筋屈服，轴压力较大试件CSRC2-2、CSRC2-3及CSRC3受压纵筋先屈服，对应位移角分别为1/100(7.5mm)、1/150(5mm)和1/100(7.5mm)。此后，弯曲裂缝开始明显向试件根部斜向发展，宽度不断增加。试件CSRC1在1/100位移角(7.5mm)时受压纵筋才屈服。显然，小轴力的试件CSRC1(设计轴压比0.8，实际轴力460.6kN)发生的是大偏压破坏。在位移角1/70(10.7mm)时，所有试件受压区混凝土均开始轻微起皮，随循环数及位移幅值的增加，混凝土逐渐压酥、剥落。试件根部两个方向的水平裂缝全部交叉、贯通。此时，高轴压比的三个试件CSRC2-2、CSRC2-3及CSRC3受拉纵筋相继屈服。弯剪裂缝也不断发展，在试件根部及中部形成大小不一的“X”型交叉裂缝，此时，箍筋应变增加较快，个别箍筋屈服。但由于型钢的存在，没有试件发生剪切破坏。在位移角1/50(15mm)循环时，试件保护层基本剥落，并伴有混凝土的压碎声音。试件CSRC3在1/35位移角(21.4mm)时保护层剥落，同时型钢受压翼缘屈服。此时，试件承载能力开始下降，但下降速度缓慢。在位移角1/35(21.4mm)时，所有试件的保护层均完全剥落，此时，部分纵筋应变采集通道已经溢出，试件CSRC2-2及CSRC2-3受压纵筋已经向外压屈，而试件CSRC1及CSRC3在1/25位移角(30mm)时，纵筋才压屈。可见，轴力越大，核心型钢配钢率越小，纵筋越早被压屈。随循环的不断发展，试件根部纵筋最终全部向外压屈，呈现“灯笼状”破坏状态。试件强度和刚度退化开始加快，直至试验结束。整个试验过程中，轴力基本保持恒定，没有发生突然降低的情况。这说明核心型钢混凝土柱完全可以满足“大震不倒”的抗震要求，在较大层间位移角下保证竖向承载能力无损失或损失很小，保障住户的生命安全。试件破坏的最终形态如图6所示。图6试件最终破坏形态图6试件最终破坏形态(a)CSRC2-2(b)CSRC2-3(c)CSRC33.2滞回曲线特征试验记录的试件典型滞回曲线如图7所示。通过对试件滞回曲线的分析，可以得到以下不同试验参数的滞回特征：(1)初始荷载小于开裂荷载时，所有试件基本处于弹性阶段，卸载后残余变形很小。随着位移幅值的增加，特别是纵向钢筋屈服后，试件进入弹塑性阶段，卸载后存在一定的残余变形。所有滞回曲线在推和拉时均存在不同程度的不对称，部分原因是包兴格效应造成的。(2)进入弹塑性阶段，滞回环捏拢现象并未出现，滞回环非常饱满，试件具有良好的塑性变形能力和滞回耗能能力。这说明，在加载过程中，无较大的剪切裂缝出现，从而没有因为加载和卸载过程中斜裂缝的开展和闭合而导致滞回环捏拢，试验中的现象也证实了这一点。(3)在1/35位移角之前，所有试件(除锚固件失效的CSRC2-1外)在同级位移幅值下，各循环曲线基本重合，强度和刚度退化很小。对比各试件强度和刚度开始明显退化时的位移角，小轴压比的CSRC1为1/25，而大轴压比的CSRC2-2、CSRC2-3和CSRC3分别为1/25、1/35和1/20。试件最后两个循环的承载力降低幅度有以下特征：02550-25(a)CSRC102550-25(a)CSRC1-50(mm)0100200300-100-200-300P(kN)02550-25(b)CSRC2-2-50(mm)0100200300-100-200-300P(kN)02550-25(c)CSRC3-50(mm)0100200300-100-200-300P(kN)图7试件滞回曲线轴压比越大，试件承载力随位移角幅值的增加退化就越快，而随型钢配钢率的增加，这种现象得以改善。也就是说，增加型钢配钢率可以提高CSRC柱在相同轴力下的变形能力和抗倒塌能力，从而可以提高轴压比限值。3.3骨架曲线5个试件的骨架曲线汇总如图8。主要特征点试验结果如表2所示。由图8可见，相同轴压比试件的上升段基本接近。在最高荷载点之后试件水平承载力下降，形成负刚度，它是P-效应及强度和刚度退化的综合反映。试件CSRC2-1由于锚固件失效，导致其骨架曲线的后续段无法得到。其它试件骨架曲线均有明显的强化段，这说明核心型钢混凝土柱在大轴压比下仍然具有良好的变形能力。图图8试件骨架曲线020304050-50-300-2000100200300(mm)P(kN)-100-40-30-20-1010BECOAFD图9等效粘滞系数示意图表2P-骨架曲线特征点试验结果试件nPc(kN)c(mm)Py(kN)y(mm)Pm(kN)Pu(kN)u(mm)＝u/yCSRC10.875.82.51056.25167.5121.631.45.02CSRC2-221.01202.51806.25234.4181.128.994.64CSRC2-331.1953.751955.0179.815221.44.28CSRC31.11072.51627.5212.2178.534.344.583.3耗能性能耗能能力是对抗震性能评价的重要指标。每次循环中滞回环线所围面积代表每次循环耗能大小，表示耗能能力好坏的指标之一是等效粘滞阻尼系数。等效粘滞阻尼系数越大，结构耗能能力越大。等效粘滞阻尼系数he按下式计算。(1)式中，SABC、SCDA为椭圆包围面积，SOBE、SODF为三角形包围面积，分别如图9所示。分别取3个位移角幅值1/50、1/35和1/20的第一个滞回环，按式(1)计算相应的等效粘滞阻尼系数，计算结果列于表3中。表3不同位移幅值下等效粘滞阻尼系数试件编号1/501/351/25CSRC10.1480.1880.246CSRC2-220.1810.2110.296CSRC2-330.2350.278——CSRC30.1280.1870.243由表3可知，轴压比越小、核心型钢配钢率越大，试件的耗能能力越强。试件CSRC3(n=1.1)与试件CSRC1(n=0.8)的耗能能力基本相同，可见核心型钢对试件在高轴压比下耗能能力的贡献。4结论(1)所有试件的设计轴压比均接近或超过混凝土规范的规定限值0.9，但其延性系数仍在4.28～5.02之间。对比文献[3]中剪跨比为3的常规框架柱的试验结果，在设计轴压比为0.9时，其位移延性系数仅有3.86。这说明在重载柱中配置核心型钢能够较大幅度改善轴压比超限柱的变形能力。(2)试件承受较高的竖向荷载并在整个试验过程中，特别是在水平加载下的破坏阶段，即使箍筋拉脱，纵向钢筋压屈成“灯笼状”的情况下，竖向承载力仍保持很好的稳定性。这说明核心型钢混凝土柱在“大震”作用下，进入弹塑性变形阶段具有较好的抵抗竖向荷载的能力，抗倒塌能力较强。(3)核心型钢的配钢率对试件的变形能力有较大影响。配钢率较大的试件CSRC3(设计轴压比1.1)的位移延性系数比配钢率较小的试件CSRC2-3(设计轴压比1.1)大6.6%。(4)试件滞回曲线饱满，无“捏拢”现象发生，试件强度和刚度随位移幅值的增加退化缓慢，试件滞回耗能能力较好。(5)轴压比对试件的抗震性能影响较大。随轴压比的增加，试件的位移延性系数减小，试件CSRC2-2(设计轴压比1.0)的位移延性系数比相同配钢特征的试件CSRC2-3(设计轴压比1.1)大8.4%。但随核心型钢配钢率的增加，轴力对试件变形能力的削弱作用减小。参考文献[1]Junich