几种区域约束混凝土柱的抗震性能试验研究＊

2015-08-27蒋亚星曹新明邵建力姚志刚潘金和

贵州大学学报(自然科学版) 2015年5期

蒋亚星，曹新明* ，常亚，邵建力，姚志刚，潘金和

(1.贵州大学空间结构研究中心，贵州贵阳550003;2.贵州建工集团第四建筑工程有限责任公司，

贵州贵阳550004;3.贵州交通职业技术学院，贵州贵阳550008)

随着高层建筑的飞速发展，使得结构设计时出现底部柱子所受荷载很大的情况，而我国GB 5001l—20lO《建筑抗震设计规范》［1］对柱轴压比限定不能超过1.05，这就使得底层柱子会因轴压比的限制而加大截面尺寸，造成材料浪费，甚至也会有可能出现短柱现象。为了解决这类短柱问题，韦爱凤提出了芯柱等构造形式［2］(图1a);基于提高柱子截面的轴向抗压强度和降低构件截面尺寸的原则，台湾的尹衍樑提出并研究了一笔箍、格网箍等多种配箍构造方式［3］(图1 b、c)，但以上结构形式都不能很好的解决高承载力柱和短柱出现的问题。

图1 矩形截面柱配筋形式

针对柱子可能出现的短柱等破坏形态，贵州大学曹新明教授经过悉心研究，提出了区域约束这一新的的概念［4］，配筋形式如图1d 所示。改变传统的配筋形式使得角部的纵筋箍筋组成钢箍骨架并形成约束区域，对其所围合的混凝土进行有效区域约束。这就将传统的中部核心约束区域移至区域约束的四个角部区域，且各个区域约束又结合成一个有机的整体共同工作，很好的提升了试件的抗震性能。

文献［5］表明，良好的区域约束使得试件有良好的抗震性能，在一定程度上，规范规定轴压比可放宽，并建议取值1.2。基础这一研究基础，本文针对1.25 轴压比作用下的四种不同配筋形式的混凝土柱试件做拟静力试验分析对比，以得出区域约束混凝土相对传统井字箍的抗震性能提升幅度。并对比分析改用角钢代替角部钢筋的试件是否对混凝土有良好的约束，及其是否能在一定程度上避免出现因区域约束内的混凝土的脱落而产生的掏空现象。

1 试验设计和试件制作

1.1 设计轴压比与试验轴压比说明

参照《混凝土结构设计规范》(50010 -2010)［6］可知，混凝土立方体抗压强度平均值fcu，混凝土立方体抗压强度标准值fck及混凝土立方体抗压强度设计值fc三者之间的关系为:

轴向力设计值Nd与轴向力试验值Nt之间的关系:

由式1 -1、1 -2、1 -3、1 -4 可得设计轴压比与试验轴压比之间的关系:

式中，δ 为混凝土材料变异系数，γc为混凝土材料分项系数，γG为重力荷载代表值荷载分项系数。参照文献［6］，取γG=1.2;参照文献［1］可知，当混凝土强度C40 时，取γc= 1.4 ，δ = 0.12 。有:

1.2 试件设计

试验设计了4 个试件，分别是普通井字箍约束NTCC，普通矩形箍区域约束NRCC，角钢矩形箍区域约束SRCC，角钢小方箍区域约束SLCC(见表1)。长度均为2500 mm，横截面尺寸为250 mm ×250 mm(如图2)，混凝土设计强度为C40，纵筋分别采用直径为10 mm 和12 mm 的HRB400 钢筋，角部选用L30 ×3 的Q235B 角钢，钢材强度指标见表2。

表1 试件基本参数

表2 钢材强度

图2 试件尺寸及界面配筋

1.3 加载方案

本试验在贵州省结构工程重点实验室进行。试验采用1.25 轴压比，轴压力为1354 kN。选用加载装置如图所示，竖向压力由柱下端设置的2000 kN 千斤顶施加，并用桩基静载仪控制其输出轴向压力。柱中扩大部分与由MTS 液压伺服系统连接，由其提供水平荷载，理论荷载最大值为250 kN，行程±250 mm。柱两端设置为铰支座，使其在水平力作用下柱端弯矩保持为零。

试验加载第一阶段以力控制，每隔20 kN 加载一个循环至试件屈服，随后进入第二阶段以位移控制，以屈服位移整数倍加载3 个循环至试件破坏，加载制图如图所示。

图3 加载方案及加载制度

2 试验现象

2.1 设计轴压比1.25 作用下传统井字箍试件(NTCC)

荷载控制循环阶段，在加载至140 kN 循环时，受拉区出现第一条弯曲斜裂缝。继续加载，受拉区裂缝不断开展并伴随有新裂缝产生，受压区混凝土出现轻微压皱现象。正向加载曲线与正向恢复曲线的间距变得越来越大(负方向却没有出现屈服平台，分析知可能是纵筋与混凝土发生粘结滑移所致)，随后进入位移控制加载。随后以屈服位移16 mm 的整数倍依次加载3 个循环。加载至32 mm 第1 循环时，混凝土受拉区横向裂缝迅速开展，并出现最大水平力219 kN(负向)。此时认为试件已屈服，且受拉区出现横向裂缝贯通。接下来的位移控制循环中刚度退化严重。加载至48 mm 循环阶段中，保护层开始大量脱落。继续加载至64 mm 循环时，受拉钢筋拉断，试件承载力下降至极限荷载的85%，此时认为试件已破坏(如图4a)，停止加载。在整个加载过程中，井字箍并未出现明显外鼓，侧边混凝土部分脱落，核心区混凝土未出现掏空现象。

2.2 设计轴压比1.25 作用下普通矩形箍区域约束试件(NRCC)

荷载控制循环阶段，在加载至100 kN 循环时，受拉区出现第一条弯曲斜裂缝。继续加载，受拉区裂缝不断开展并伴随有新裂缝产生，受压区混凝土出现轻微压皱现象。正向加载曲线与正向恢复曲线的间距变得越来越大(负方向并没出现真正的屈服平台，分析知可能是纵筋与混凝土发生粘结滑移所致)。随后进入位移控制，以屈服位移15 mm的整数倍依次加载3 个循环，在进入30 mm 第1循环时，混凝土受拉区横向裂缝迅速开展，并出现最大水平力226 kN(正向)。此时认为试件已屈服，并且伴随着出现受拉区横向裂缝贯通，接下来的位移控制循环中刚度退化严重。继续加载至45 mm阶段循环中，保护层大量脱落。继续加载至60 mm 和75 mm 时，受拉钢筋拉断，试件承载力下降至极限荷载的85%，此时认为试件已破坏(如图4b)，停止加载。在整个加载过程中，矩形箍并未出现明显外鼓，但角部区域约束内混凝土部分脱落，出现掏空现象。

2.3 设计轴压比1.25 作用下角钢矩形箍区域约束试件(SRCC)

荷载控制循环阶段，在加载至100 kN 循环时，此时受拉区出现第一条弯曲斜裂缝。在随后的加载中，受拉区裂缝不断开展并伴随有新裂缝产生，压区混凝土出现轻微压皱现象。正向加载曲线与正向恢复曲线的间距变得越来越大(负方向却没有出现屈服平台，分析知可能是纵筋与混凝土发生粘结滑移所致)，随后进入位移控制加载。以屈服位移15 mm 的整数倍依次加载3 个循环。在进入30 mm 第1 循环时，混凝土受拉区横向裂缝迅速开展，并出现最大水平力220 kN(负向)。此时认为试件已屈服，并且伴随着出现受拉区横向裂缝贯通。接下来的位移控制循环循环中刚度退化严重。加载至48 mm 循环阶段中，保护层开始大量脱落。继续加载至60 mm 和75 mm 时，受拉钢筋拉断，试件承载力下降至极限荷载的85%，此时认为试件已破坏(如图4c)，加载停止。在整个加载过程中，矩形箍并未出现明显外鼓，角部区域约束内的混凝土因角钢的约束为出现掏空现象。

2 .4 设计轴压比1.25 作用下角钢小方箍区域约束试件(SLCC)

荷载控制循环阶段，在加载至100 kN 阶段加载中，滞回曲线出现明显的平台，此时受拉区出现第一条弯曲裂缝。在随后的加载中，受拉区裂缝不断开展并伴随有新裂缝产生，压区混凝土出现轻微压皱现象。正向加载曲线与正向恢复曲线的间距变得越来越大(负方向却没有出现屈服平台，分析知可能是纵筋与混凝土发生粘结滑移所致)。随后进入位移控制加载，以15 mm 的整数倍依次加载3个循环。在进入30 mm 第1 循环时，混凝土受拉区横向裂缝迅速开展，并出现最大水平力222 kN(正向)，此时认为试件已屈服，并且伴随着出现受拉区横向裂缝贯通。接下来的位移控制循环循环中刚度退化严重。加载至48 mm 循环阶段中，保护层开始大量脱落。继续加载至60 mm 和75 mm时，受拉钢筋拉断，试件承载力下降至极限荷载的85%，此时认为试件已破坏(如图4d)，加载停止。在整个加载过程中，小方箍并未出现明显外鼓，角部区域约束内的混凝土因角钢的约束为出现掏空现象。

图4 试件破坏情况

3 滞回曲线以及耗能能力

3.1 滞回曲线

由试件位移控制阶段滞回曲线(图a - d)可知，所有试件的滞回曲线比较饱满且均为出现明显的聚拢现象，其中数普通矩形箍区域约束(NRCC)和角钢矩形箍区域约束(SRCC)的滞回最为饱满，且区域约束试件(NRCC、SRCC、SLCC)较传统井字箍约束试件(NTCC)有更好的延性。

3.2 耗能能力

由位移控制阶段的荷载位移曲线求得滞回面积，得出各阶段滞回耗能和总滞回耗能见表3。对比分析可知区域约束试件(NRCC、SRCC、SLCC)的滞回耗能远大于传统井字箍约束配筋(NTCC)，且NTCC -1 的滞回耗能集中在前三个屈服位移循环，随后刚度退化很明显，耗能能力明显下降，而区域约束试件由于其良好的约束使得试件有更多的滞回循环和耗能。

对比普通矩形箍区域约束(NRCC)和角钢小方箍区域约束试件(SLCC)滞回耗能可知，虽然角钢小方箍区域约束较传统井字箍耗能能力有很好的提高，但由于边部四个区域约束的小方柱的整体性没普通矩形箍区域约束(NRCC)的好，使得其耗能能力没有矩形箍筋区域约束试件的高。矩形箍筋区域约束试件(NRCC、SRCC)的各个约束区域又通过混凝土及约束箍筋相互联系，形成区域约束与整体约束相结合，充分发挥约束钢筋的作用，有效改善了约束混凝土的工作性能。