高轴压比作用下型钢超高强混凝土框架抗震试验研究

贾金青，马英超，封　硕

(大连理工大学 海岸与近海工程国家重点实验室，辽宁 大连　116024)



高轴压比作用下型钢超高强混凝土框架抗震试验研究

贾金青，马英超†，封硕

(大连理工大学 海岸与近海工程国家重点实验室，辽宁 大连116024)

为了研究型钢超高强混凝土框架结构的抗震性能，进行了3榀单层单跨框架结构拟静力试验分析，研究了框架结构在低周反复荷载作用下结构整体的破坏形式和柱根部的破坏过程，并由此分析了与其相对应的滞回曲线和骨架曲线，梁端和柱底的应变，以及各阶段的荷载值和位移值，并通过应变情况判别整体结构的变形情况.通过实验得到框架结构的延性系数、耗能能力、强度退化和刚度退化.结果表明，型钢超高强混凝土框架具有良好的延性，正向和反向的延性系数相差不大，耗能能力良好，强度和刚度退化比较缓慢，滞回曲线饱满；柱子是框架结构消耗地震能量的主要组成部分，而梁的约束也提高了结构的整体性和耗能能力，使结构在承载力下降到极限荷载的80%之后，仍能保持结构整体的稳定性，同时具有一定的耗能能力，保证了结构在大震作用下，仍拥有一定的承载能力，不至瞬间倒塌.

超高强混凝土；框架结构；滞回曲线；破坏机制

型钢超高强高性能混凝土结构目前的研究并不是十分广泛，并且已有的研究仅仅局限在构件的层面，对整体结构的研究仍然很少.本文就是基于此种情况，研究型钢超高强高性能混凝土框架结构的抗震性能.近年来，对型钢混凝土结构在反复荷载作用下的延性、耗能等研究已经取得了一定的成果，如薛伟辰[1]研究了四层两跨高性能混凝土框架的抗震性能；郑山锁[2]进行了型钢高强高性能混凝土框架结构地震损伤试验研究；李忠献[3]研究了翼缘削弱的型钢混凝土框架整体结构的抗震性能；傅传国[4]进行了预应力和非预应力型钢混凝土框架受力及抗震性能的实验研究；郑文忠[5]进行了型钢混凝土梁-角钢混凝土柱框架抗震性能试验研究；熊学玉[6]进行了预应力型钢混凝土框架试验研究和设计理论分析，但这些研究基本局限在普通混凝土层面，对超高强混凝土的研究非常少.在地震作用下，建筑结构的边跨往往破坏得很严重，边节点和边柱都会出现很严重的破坏，严重影响了结构整体性.因此，在构件研究的基础上需要进一步研究型钢超高强混凝土框架结构的整体的抗震性能.本文研究了型钢超高强混凝土框架结构在实验轴压比为0.25，0.38，0.45时，柱和梁在整体结构中的破坏过程，并由此分析了框架的荷载-位移滞回曲线和骨架曲线、刚度退化和破坏机制.破坏过程中梁和柱的破坏对框架结构整体的延性和承载能力的影响.

1　试验概况

本实验依托于国家自然科学基金资助的型钢超高强混凝土结构项目，进行了3榀单层单跨型钢超高强混凝土框架结构在拟静力作用下的抗震试验研究.重点研究在不同轴压比条件下，循环荷载对框架整体的抗震性能影响.

1.1试件设计

本实验共研究3榀单层单跨框架，其具体结构形式如图1，根据《建筑抗震设计规范》，设计梁柱截面强度比为1.2；柱总高度为1 500 mm，长细比为7.5，满足规范要求小于8的规定，避免了在加载过程中柱自身出现侧向曲屈现象，而柱子的计算高度为1 200 mm，长细比等于6；并且梁柱线刚度比小于等于0.45，满足框架结构的整体抗震要求.

其中混凝土柱采用C100超高强混凝土，梁采用C40混凝土.梁的截面尺寸为160 mm×200 mm.箍筋采用HRB400Φ6的矩形箍.柱子的截面尺寸为200 mm×200 mm，纵筋采用HRB400三级螺纹钢12Φ10，箍筋采用八字箍和方箍的复合箍筋HRB400Φ6的钢筋，箍筋间距为60 mm，梁中纵筋采用HRB335 二级钢4Φ16，型钢采用实腹式I10工字钢.柱和梁的箍筋间距均为60 mm.此钢筋和型钢的采用和布置与单个柱子的具体构造一致[7]，主要为了研究对整体结构的抗震影响.

材料属性通过具体材料试验测得，见表1和表2,详细设计参数见表3.

表1　钢材材料性能

表2　混凝土材料性能

表3　试件设计参数

图1　型钢超高强混凝土框架结构及截面配筋图

1.2试验加载制度

1.2.1加载装置

本实验加载原理与单个柱构件的加载原理相近.两反力钢梁主要起承担柱顶反力的作用，液压千斤顶施力的最大量程为2 000 kN，而千斤顶底座与反力钢梁之间的滚轴能更好地协调柱顶的水平位移变化，并保证柱顶受力方向保持不变.水平作动器起到施加水平力的作用，在梁的两端用两根丝杆与作动器相连.为了实现往复加载，地面钢梁和机械千斤顶主要起到约束基础移动的作用.框架加载装置和照片如图2和图3.

1.2.2加载制度

由于本实验是型钢超高强混凝土实验，并且涉及到的实验轴压比含有高轴压比，N分别为0.25,0.38,0.45(相当于设计轴压比0.5,0.75,0.9)，柱顶施加轴力大小分别为1 050 kN,1 600 kN,1 920 kN，参数见表3.故在实验开始时，首先要在柱顶施加目标轴力值的40%，然后持载一段时间后再继续加载至目标值，并在整个实验过程中保持竖向轴力大小不发生变化.施加水平往复力.实验以位移转角(θ=δ/L)为机制，δ代表梁端位移，L代表柱的计算高度，采用拟静力位移控制加载，前3个循环以0.25%为增量，每级幅值循环一次，第四级幅值开始以0.5%位移转角为增量，每个幅值循环3次.具体循环加载见图4.

图2　加载装置

图3　加载照片

图4　循环加载图

1.3测试内容和方案

试验主要测试框架结构的水平位移和相对应的力；梁端塑性铰区纵筋、箍筋的应变，型钢翼缘的应变；柱脚复合箍筋、纵筋的应变，柱脚位移转角.

实验数据是通过串联两台imc 64通道仪器采集的.并且通过连接imc与FCS控制柜，使北京佛力加载系统所施加的力与imc采集的其他数据保持同步，这样便于后期的数据对比和处理.

2　试验破坏过程和破坏形态

2.1SHRC-SRC-N25

实验在轴力加载到目标值的过程中，试件整体并没有发生任何变化，水平作动器位移控制加载，依据δ/L位移转角为加载方式，待加载到0.5%的位移转角时，梁的左端上部和右端下部同时出现细小的竖直裂缝，到0.75%的位移转角时，梁的裂缝没有明显的发展迹象.继续加载到1%位移转角时，梁的左端上部和右端下部的裂缝明显增多，此时两柱脚30 mm范围内，柱脚混凝土保护层开裂出现裂缝，并伴随着清脆响声.继续加载到1.5%～2.5%区间，梁端100 mm范围内混凝土裂缝加宽，节点核心区出现细小斜向裂缝.柱脚局部区域混凝土保护层压碎；当位移转角达到3%时，柱脚推拉两侧混凝土保护层脱落，裂缝主要集中在柱底20 mm～250 mm范围，并在柱底200 mm范围内出现许多斜向裂缝，框架柱发生弯剪破坏.进一步加载到3.5%位移转角，梁端100 mm范围内混凝土压碎脱落，节点核心区45°方向出现斜裂缝.当达到4%位移转角时，梁端没有大的变化，但柱底混凝土竖向裂缝增多.此时，试验承载力已经达到了极限承载力的85%，但本实验并没有就此停止，而是待极限承载力下降到了50%时才停止实验，以便更细致地观察整体框架结构的整体性能.

2.2SHRC-SRC-N38

与SHRC-SRC-N25相比，1%位移转角前，破坏过程相似，但在达到1%位移转角时，柱脚下部出现竖向裂缝.在同幅值下进行比较，水平裂缝减少，且裂缝的分布范围要比SHRC-SRC-N25的分布更加集中，裂缝总体靠近柱的底部.当到达3%位移转角时，柱根部混凝土表面翘曲，竖向裂缝向上延伸更快，破坏情况严重.柱底截面核心区30 mm范围没有发生破坏，同时，梁柱节点核心区出现了微小裂缝.在同幅值下轴压比增大，柱脚破坏更加严重，梁端竖向裂缝更加分散.并且在随后的每个循环中，混凝土破坏的程度都要比SHRC-SRC-N25严重，同时伴随部分碎块的崩出,混凝土破坏的响声更加清脆.

2.3SHRC-SRC-N45

与SHRC-SRC-N25和SHRC-SRC-N38相比，当实验轴压比达到0.45时，框架整体结构的破坏主要是框架柱的破坏，且梁端的破坏程度小，裂缝开裂程度很低，分布比较分散，节点核心区没有裂缝出现.幅值很小时结构就破坏了.柱的裂缝和破坏都更加严重，整体破坏的面积也更大.柱端先形成塑性铰，梁端混凝土开裂，但没有严重的破坏，没有形成塑性铰.上述柱脚和梁端的具体破坏形式见图5.

3　试验结果及分析

3.1滞回曲线

三榀框架的P-δ滞回曲线如图6，在加载初期，框架结构处于弹性变形阶段，每次加载位移很小，变化后几乎没有残余变形.继续加载后应力-应变曲线逐渐弯曲，卸载后存在残余变形，且曲线变形加快.当位移增大到一定值，完成一次加载循环后，应力-应变曲线形成一个环.伴随着加载过程发展，滞回环面积增大，形成一个饱满的梭形.当承载力达到峰值点后，同一幅值承载力下降趋势不明显.同时，伴随发生的是框架结构整体刚度的退化，强度的衰减，粘滞阻尼系数的降低.

(a) N=0.25

(b) N=0.38

(c) N=0.45

不同之处主要是随着轴压比的升高，柱根部裂缝的出现形式和破坏准则发生了变化.在0.25轴压比时，弯曲破坏产生的水平裂缝成为结构破坏的主要原因.当轴压比为0.38时，斜裂缝、水平裂缝共同作用，水平裂缝是主要的破坏裂缝，截面的破坏形式从弯曲破坏变成了压弯剪破坏.当轴压比为0.45时，竖向裂缝、斜裂缝和水平裂缝共同作用，并且竖向裂缝开裂要快于前两个结构，从破坏形式可看出结构属于压弯破坏.

δ/mm

δ/mm

δ/mm

3.2骨架曲线

型钢超高强混凝土框架的骨架曲线分别是框架结构在不同的实验轴压比0.25,0.38,0.45的情况下，滞回曲线各个循环加载第一次达到的水平力最大峰值点，并依次相连得到的包络曲线，见图7.对于SHRC-SRC-N25结构的曲线,初始阶段稳步上升，达到最大载荷时，保持一段平稳的耗能阶段，然后缓慢地下降，下降段光滑平稳，没有明显的拐点，说明结构不会突然发生承载力急剧下降的情况，保证了结构的整体稳定性；对于SHRC-SRC-N38结构曲线，相同位移幅值下，峰值荷载略有增加，承载力拐点明显；而对于SHRC-SRC-N45结构曲线，与前者相比承载力拐点更明显，下降段陡峭.表明试件失去承载力更迅速，整体稳定性也变得很差.说明承载力的提高，对框架整体结构稳定性影响很明显.

δ/mm

上述骨架曲线根据能量等效面积方法计算[7]和取点，具体见图8和表4.

屈服位移计算公式见式(1).图8中梯形OECΔm与曲边形OABCΔm面积相等，推导得

Δy=2(Δu-A/Pm)

(1)

式中，A为曲边形OABCΔm面积.

图8　框架骨架曲线特征点

试件加载方向结构屈服点最大荷载点极限荷载点Fy/kNΔy/mmFm/kNΔm/mmFu/kNΔu/mmSHRC-SRC-N25正向280.7116.72300.3823.26240.339.1反向-300.2-15.38-326.22-20.56-261-37.47SHRC-SRC-N38正向293.7411.5317.2817.18253.829.29反向-260-13.25-284.37-16.16-227.5-31.37 SHRC-SRC-N45正向292.611.34332.613.89266.127.3反向-279.74-13.7-318-19.15-254.4-33.86

3.3强度衰减

从图9中可以看出，N25的试件强度退化相对稳定，在±(10～30 mm)的范围内，强度迅速衰减，是因为结构达到屈服位移，试件本身产生了一定的破坏，随着循环次数的增加，破坏程度也在进一步加剧，同时伴有整体能量的耗散.在达到一定位移之后，同幅值下各循环退化整体稳定，幅值的增长并没有使强度衰减加快，而是处于一个相对稳定的区域变化，说明结构在破坏后整体稳定性很好.N38试件的破坏整体呈下降趋势，强度退化速率加快.N45的退化速率加快，结构达到极限位移之后，每次循环过程中其自身的损伤都非常严重.上述现象可以说明，轴压比的变化直接影响着框架结构的稳定性，在一定变形条件下，结构强度退化与其承载力随反复加载次数增加而降低的特性有关.

δ/mm

3.4刚度退化

刚度退化是加载过程中，随着位移幅值和循环次数的增加，试件刚度逐渐退化，最终达到试件的刚度无法抵抗地震的作用.本文根据文献[8]主要研究了框架在不同轴压比的作用下，结构正、反向最大荷载的绝对值与对应的位移绝对值和的比值.采用平均割线刚度Ki表示，公式如(2).

(2)

式中：+Fi，-Fi为在某一幅值循环往复第i次时，正、反向最大荷载值；+Δi，-Δi是与其相对应的位移；i是循环的次数.

从图10可以看出，3个试件的初始刚度不同，下降后的刚度也不同，只有在15～25 mm位移范围内，三者的割线刚度接近，近似交于一点.此段是3个框架都达到了最大荷载点的范围.图10曲线的变化说明，达到最大荷载时，不同轴压比的试件曲线会交于极限割线刚度点，然后曲线彼此分开；轴压比越大，刚度的初始值也越大，并且3条刚度退化曲线都接近于线性变化，轴压比越大，刚度退化越明显，曲线的斜率越大；在高轴压比下，试件相同幅值每次循环的刚度退化较为明显，没有明显的踏步段，低轴压比的试件第1次和第2次循环刚度退化较快，2，3次循环刚度没有明显的退化.

δ/mm

3.5能量耗散

根据文献[9]的能量耗散准则依据图11，结构整体耗散能量的能力随往复加载逐渐加强，加-卸载循环一次所形成的滞回环面积不断增大，这与结构屈服后整体结构的破坏有密切关系.从图12观察，轴压比高的试件在达到屈服荷载前整体的耗能能力非常相近.而轴压比N25试件变化相对较平稳.框架结构的能量耗散能力与单个型钢混凝土柱子的能量耗散正好吻合[7].

图11　能量耗散准则

δ/mm

结构的延性是通过实际的极限位移Δu和屈服位移Δy的比值求得，公式为μ=Δu/Δy，三榀框架的延性系数见表5.

表5　位移延性系数

三榀框架在不同轴压比的情况下，延性系数相差不大，但总体的延性系数都比较小，和型钢混凝土柱子[10-12]比较相差很大.主要是由于超高强混凝土结构的延性系数很小，并且根据《建筑抗震设计规范》的规定，随着混凝土标号的增加，结构的轴压比限值逐渐下降.本试验的试验轴压比分别为0.25，0.38，0.45，换算成设计轴压比已经远远超过普通混凝土规范的限值.但又因为超高强混凝土主要是在高压力下工作，并且高轴压比框架在屈服时出现压屈的现象，屈服位移可能有所降低，而轴压比增大到一定程度对结构的影响就不够明显，结构的极限位移没有大的变化.因此，高轴压比结构的延性系数可能会比低轴压比的延性系数大一些，但往往不会高出太多.

3.6应变分析

在试验过程中，梁端总是先出现裂缝，但到试验后期，整个试验的结束又是以柱子的承载力为判别依据.故型钢、纵筋、复合箍筋的应变对判断结构的破坏情况有着重要的意义.通过试验观察，随轴压比的升高，梁端的破环逐渐减弱，裂缝间距增大，而柱底部的破坏加剧，裂缝发展的速度加快.本文取SHRC-SRC-N45作为研究对象,如图13.

通过应变情况可以看出，梁端比柱根部先进入屈服状态，即梁端塑性铰先于柱根部出现，满足强柱弱梁的设计要求.进一步分析破坏形式，梁端的破坏属于受拉破坏，而柱子的型钢和纵筋属于受压破坏，复合箍筋在加载前期变形较小；在加载后期，短时间内应变很大，说明柱底部混凝土破坏加剧，同时在极限破坏前八字箍筋所约束部分整体性较好，而方箍先于八字箍屈服，说明方箍所受的混凝土侧向挤压和纵筋屈曲向外的张力大于八字箍筋.

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4　结　论

通过对三榀型钢超高强混凝土框架结构的研究，分析了结构在高轴压比条件下的抗震性能，得到以下结论：

1)低轴压比试件的滞回性能要比高轴压比的好，滞回环饱满，屈服位移后有着较为平缓的下降段.高轴压比试件在屈服位移后，滞回环较为饱满，但其承载力下降得快.滞回曲线峰值点处变化与柱子的滞回曲线有所不同，这反映了框架结构的受力不同于单个型钢混凝土柱子.

2)轴压比越高，位移幅值越小，往复加载过程中强度的衰减越明显.

3)在不同轴压比作用下，轴压比越高，试件的初始刚度越大，加载过程刚度退化也越严重.并且在同一幅值下，2，3次循环的刚度退化也非常明显，没有显著的平台段.

4)结构在每级幅值下，完成一次完整的滞回后，能量耗散总体呈下降趋势，说明在实验过程中，结构本身能量耗散的能力减弱.

5)位移延性系数，在不同轴压比下相差不大，与同种条件的型钢混凝土柱子相比，位移延性系数减少30%～60%.型钢超高强混凝土框架结构轴压比的大小对整体结构的位移延性系数影响相对稳定.

6)随着轴压比的增加，梁端和柱根部的塑性铰从梁端转移到了柱根部，并且轴压比越大，梁端部的破坏就越小.相反，柱根部破坏的就越严重.

7)梁端先于柱底部屈服，结构满足“强柱弱梁”的抗震设计要求.

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Study of Seismic Performance of Steel Ultra High Strength Concrete Frames Under the Effect of High Axial Compression Ratio

JIA Jin-qing,MA Ying-chao†,FENG Shuo

(State Key Lab of Coastal and Offshore Engineering,Dalian Univ of Technology,Dalian,Lianoning116024,China)

In order to study the seismic performance of steel reinforced ultra-high strength concrete frame structure,three quasi-static cyclic tests of steel reinforced super-high strength concrete frames with one-story and one-bay were carried out.The global failure modes as well as the local failure at the bottom column-end under low-cycle reversed load were examined.The hysteretic and skeleton curves were analyzed,and the strain of the beam end and column bottom was evaluated.Meanwhile,the loading and displacement values at different stages were evaluated,and the global deformation of the entire structure was further understood through the development of local strains.Furthermore,the strength,ductility,and energy-dissipation capacity of the frame structures were obtained through the tests.The test results show that the steel reinforced ultra-high strength concrete frames exhibit good ductility and energy dissipation capacity,showing little discrepancy between forward reverse ductility coefficient,slow degradation of strength and stiffness,and plump hysteretic curve.It is also concluded that most of the earthquake energy is dissipated in columns,while the constraint effect of beams improves the global stability of frame structure as well as energy dissipation capability especially after the load-carrying capacity decreases to 80 percent of the ultimate load,which provides the effective load-carrying capacity in structures under severe earthquakes,and thus sudden collapse of the frame structure can be avoided.

ultra-high strength concrete; frame structure; hysteretic curve; failure mechanism

1674-2974(2016)09-0001-09

2015-09-05

国家自然科学基金资助项目(51178078),National Natural Science Foundation of China(51178078)

贾金青(1962-)，男，河北沧州人，大连理工大学教授，博士生导师

†通讯联系人，E-mail: mayingchao1985@163.com

TU398.2

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