李升才，羅小慶，章炯

（華僑大學土木工程學院，福建 泉州 362021）

焊接環(huán)式箍筋約束高強砼柱裂縫開裂

李升才，羅小慶，章炯

（華僑大學土木工程學院，福建 泉州 362021）

對6個輕型節(jié)能鋼-混凝土組合結構柱的低周期反復加載試驗研究，分析各構件的延性、耗能性能、承載力，以及開裂過程和裂縫發(fā)展規(guī)律.結果表明，在軸壓比相同時，高強混凝土柱的延性隨著含箍特征值的增大而增大；而在含箍率相同時，其延性隨軸壓比的提高而明顯下降，軸壓比對延性的影響比箍筋因素要顯著.柱的延性隨著軸壓比的增加而減小.使用高強度焊接環(huán)式箍筋，能有效改善高強混凝土柱的延性，特別是在較高軸壓比下，箍筋的作用更加明顯.

輕型節(jié)能鋼-混凝土組合結構；開裂過程；抗震性能；延性；軸壓比

高強混凝土具有強度高、自重輕、抗?jié)B抗凍性能好等優(yōu)點，廣泛地用于高層和大跨度工程中.但是，它存在著脆性大的結構缺點.如果采用低強度箍筋，其約束能力有時不足以約束高強砼的橫向變形，如箍筋較早屈服，約束失效等.因此，如何提高高強砼結構的抗震性能就成為了擴展其應用的關鍵［1］.國內外有關箍筋約束砼的試驗研究很多，可以看出箍筋對砼強度的提高，結構延性的改善都有重要的作用［1］.輕型節(jié)能鋼-混凝土組合結構，是近年來研制和開發(fā)的一種輕型、節(jié)能、抗震、經濟、適用于多層及高層建筑的全新結構.本文主要研究適用于輕型鋼-混凝土組合結構的，焊接環(huán)式箍筋約束高強砼柱的裂縫發(fā)展規(guī)律.

1 試驗方案

1.1 試件設計

制作6個混凝土（RC）柱試件，縮尺比例為1/2.圖1為試件的截面尺寸和配筋.構造柱的截面尺寸為250mm×250mm，柱高1 000mm，水平力合力點位置距柱底825mm.以模擬實際結構中剪跨比（λ）為3.3的鋼筋混凝土框架柱，柱中配4φ22mm縱向鋼筋，箍筋采用Ⅲ級鋼，箍筋的制作形式以焊接環(huán)式代替螺旋箍筋，箍筋內箍、外箍全部搭接10d焊接.試件的相關參數，如表1所示.表1中，fcu，k為混凝土立方體試塊抗壓強度；nk為軸壓比；N為軸向壓力.

圖1 試件尺寸及截面配筋（單位：mm）Fig.1 Cross-section size and reinforcement of specimen（unit：mm）

表1 試件參數表Tab.1 Specimen parameters

1.2 加載裝置

試驗采用懸臂梁式加載方法［2-4］，柱端施加水平荷

載方式.試驗中，試件的引申儀及位移計的布置方式，

如圖2所示.柱頂用一臺1 000kN的豎向千斤頂施加豎向荷載，千斤頂與反力大梁之間設置滑動小車，可以隨柱頭的水平位移而滾動.柱端水平力由電液伺服加載系統(tǒng)（美國MTS公司）在柱頂端施加水平往復荷載，整個加載過程采用位移控制.

1.3 加載制度

根據標準JGJ 101-1996《建筑抗震試驗方法規(guī)程》［5］，水平加載采用低周反復靜力加載（由電液伺服加載系統(tǒng)自動加載）；數據由DH3816型靜態(tài)應變儀（江蘇東華測試技術有限公司）采集系統(tǒng)自動采集.具體加載制服和每級加載位移幅值，如圖3所示.圖3中：θ為轉角；n為循環(huán)次數.屈服前試件處于彈性階段，殘余變形小，各位移幅值循環(huán)一次，屈服后位移幅值循環(huán)3次，直至試件承載力降至最大承載力的85％后停止加載.

圖3 加載制度示意圖Fig.3 Schematic diagram of loading system

圖2 加載裝置Fig.2 Loading setup

2 加載過程及現象分析

2.1 試件加載過程

在柱頂施加550kN軸壓力，并在試驗程過中保持恒定.然后，由電液伺服加載系統(tǒng)施加水平往復荷載，加載制度為位移控制加載.各試件初裂荷載（Pini）及極限荷載（Plim），如表2所示.表2中：極限荷載為試驗工程中達到的最大荷載.

表2 試件的初裂及極限荷載Tab.2 Initial crack load and ultimate load of specimen

2.2 試件開裂過程分析

各試件的開裂過程［6-8］，如圖4所示.

2.2.1 試件RC-1 當加載到極限荷載的65％左右（即位移角為1/150rad），柱正面出現第1條斜裂縫；隨著荷載的來回往復，當位移角為1/50rad循環(huán)時，柱的核心區(qū)斜裂縫增加向根部發(fā)展，并且開始向柱的左右兩側延伸.同時，在柱反面出現豎向裂縫，左右兩面的根部有輕微的壓碎.鋼筋應變數據顯示，鋼筋開始屈服.

當位移角為1/35～1/25rad，隨著荷載的循環(huán)，僅有少量新裂縫出現并加寬，并且柱反面根部的水平裂縫和豎向裂縫明顯的加寬，混凝土明顯的壓碎及剝落.當位移角在1/20rad循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為試件最大荷載的98％，柱下端的混凝土保護層壓碎，剝落度增高.在1/15rad位移循環(huán)過程中，裂縫明顯的加寬，試件承載力略有降低，柱的根部混凝土沿柱角豎向剝落，主筋外露.

2.2.2 試件RC-2 當加載到極限荷載的50％左右（即位移角為1/250rad）時，柱的正面下端出現第1條水平裂縫；當位移角為1/150rad時，柱的正反面一側出現斜裂縫；當位移角為1/100時，柱的正反面兩邊斜裂縫不斷的增加，裂縫向核心區(qū)發(fā)展.隨著荷載的來回往復，逐漸出現平行于對角線的斜向交叉裂縫，并向柱的左右兩面延伸.

當位移為1/50rad循環(huán)時，柱核心區(qū)的裂縫只有少量的增加，數據顯示鋼筋開始屈服；當位移角為1/35～1/25rad循環(huán)時，主要斜裂縫開始貫通，隨后裂縫為主裂縫增寬延伸，柱的根部混凝土破壞并發(fā)出聲響；當位移角為1/35rad循環(huán)時，裂縫寬度增大，尤其是柱根部的豎向和水平裂縫明顯加寬，柱根部混凝土壓碎并剝落，柱的左右兩面混凝土開始起皮.

當位移角為1/25～1/20rad循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為試件最大荷載的88％，核心區(qū)的裂縫明顯的加寬，柱左右面的混凝土壓碎；在1/15rad位移循環(huán)過程中，試件承載力再次降低，裂縫繼續(xù)在增寬，柱四面根部混凝土沿柱角豎向剝落，主筋外露.

通過與試件RC-1對比，試件RC-2的配筋率低，軸壓比高，出現的第1條裂縫的時間比試件RC-1要早，裂縫發(fā)展較迅速，試件的破壞程度要大.由此可見，試件RC-2的延性比試件RC-1的延性差.

2.2.3 試件RC-3 當加載到極限荷載的50％左右（即位移角為1/250rad）時，柱的正面出現第1條斜裂縫；隨著荷載的來回往復，裂縫發(fā)展的比較快，正反面的裂縫已經向左右兩邊延伸；當位移角為1/50rad循環(huán)時，裂縫增加比較少，柱角出現豎向裂縫，柱隨著荷載的循環(huán)過程中伴隨著響聲.在第3個循環(huán)，柱的根部的裂縫加寬，混凝土開始起皮.此時，柱的縱筋開始屈服.

當位移角為1/35rad循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為最大荷載的98％，柱根部的混凝土被壓碎；當位移角為1/25～1/20rad循環(huán)時，核心區(qū)的裂縫加寬，柱根部的豎向裂縫迅速加寬，試件承載力下降，剛度退化；當位移角為1/15rad循環(huán)時，混凝土保護層沿柱角豎向剝落，壓碎帶明顯，主筋外露.

通過與試件RC-2對比，試件RC-3的配筋率低，軸壓比高，在同一位移角出現第1條裂縫.但是，試件RC-3裂縫發(fā)展的較試件RC-2迅速，試件的破壞程度要大.由此可見，試件RC-3的延性比試件RC-2的延性差.

2.2.4 試件RC-4 當加載到極限荷載的50％左右（即位移角為1/250rad）時，柱的正反面出現水平裂縫；當位移角為1/150～1/100rad時，柱的正面下端出現了豎向裂縫，正反面的斜裂縫增加，向柱的左面延伸；隨著荷載的來回往復，當位移角為1/50rad的第1個循環(huán)時，裂縫繼續(xù)發(fā)展，向左右兩邊延伸；在第2次循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為最大荷載的95％，柱正面根部的豎向裂縫開始加寬，右面的水平裂縫開始貫通，混凝土開始起皮并有輕微的壓碎，數據顯示柱的縱筋開始屈服.

當位移角為1/35循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為最大荷載的98％，柱核心區(qū)的裂縫寬度增加，尤其是柱根部的豎向裂縫明顯加寬，柱根部的混凝土壓碎并開始剝落.在第1次和第3次循環(huán)過程中，混凝土剝落的高度一直在增大；當位移角為1/25～1/20rad循環(huán)時，裂縫有少量的增加，而且裂縫的寬度也在增加，柱根部的混凝土從兩邊開始向柱的中間壓碎并剝落；當位移角為1/15rad循環(huán)時，試件的承載力有明顯的下降，裂縫寬度還在增加，柱正反面根部的混凝土大面積的壓潰剝落，剝落高度也明顯的增高，柱的縱筋和箍筋都外露.

通過與試件RC-1試件對比，配筋率相同，軸壓比大，試件RC-4出現裂縫的時間早，裂縫發(fā)展迅速，試件的承載力下降段早，破壞程度大.因此，軸壓比大的試件延性差.

2.2.5 試件RC-5 當加載到極限荷載的48％左右（即位移角為1/250rad）時，柱的正面右邊出現水平裂縫；當位移角為1/150rad時，柱正反面兩邊均出現斜裂縫，柱反面的斜裂縫沿著柱的左面水平延伸；當位移角為1/100rad時，斜裂縫向中間發(fā)展比較緩慢，柱反面和右面交接處均出現豎向裂縫，正面有一條水平裂縫向右面水平延伸.

隨著荷載的來回往復，當位移角為1/50rad循環(huán)時，裂縫繼續(xù)增加，并向左右兩邊延伸，柱正面的斜裂縫和右面的水平裂縫貫通，反面根部的豎向裂縫寬度明顯的增寬；在第2次循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為最大荷載的96％，柱右面根部的裂縫明顯加寬，混凝土開始起皮并有輕微的壓碎，數據顯示柱的縱筋開始屈服.

當位移角為1/35rad循環(huán)時，試件的承載力開始下降，約為最大荷載的98％，柱核心區(qū)的裂縫有少量的增加，而且寬度同時增大，尤其是柱正反面根部兩角的混凝土壓碎并開始剝落；當位移角為1/25～1/20rad循環(huán)時，裂縫有少量的增加，而且裂縫的寬度也在增加，柱正反面根部的混凝土從兩邊開始向柱的中間壓碎并剝落，柱左右兩面根部的混凝土也壓碎并剝落；當位移角為1/15rad循環(huán)時，試件的承載力有明顯的下降，裂縫寬度還在增加，柱四面根部的混凝土大面積的壓碎剝落，剝落高度也明顯的增高，柱的縱筋和箍筋都外露.

通過與試件RC-2，RC-4對比，配筋率相同，軸壓比大，試件RC-5出現裂縫的時間早，裂縫發(fā)展迅速，試件的承載力明顯下降，破壞程度大，剝落度高.因此，軸壓比大，配筋率小的試件延性差.

2.2.6 試件RC-6 當加載到極限荷載的46％左右（即位移角為1/250rad）時，柱的反面出現第1條水平裂縫；隨著荷載的來回往復，當位移角為1/150rad時，柱的正反兩面出現少量的斜裂縫；當位移角為1/100rad時，正反兩面斜裂縫繼續(xù)增加，從兩邊向中間發(fā)展，同時向左右兩面水平延伸；而當位移角為1/50rad時，斜裂縫進一步的增加，柱的正面左下角和右面均出現豎向裂縫，而且右面的混凝土開始起皮并有輕微的剝落.

當位移角為1/35rad循環(huán)時，試件承載力開始下降，約為最大荷載的94％，裂縫有少量的增加.在第1個循環(huán)時，柱的縱筋開始屈服，核心區(qū)斜裂縫在加寬，尤其是柱的四個角的豎向裂縫和左右面水平裂縫明顯加寬；在第2次和第3次循環(huán)時，裂縫還在繼續(xù)增寬，柱四個角和左右的混凝土壓碎并剝落；當位移角為1/25～1/20rad循環(huán)時，裂縫的寬度一直在增大，柱正反面根部的混凝土從兩邊開始向中間壓碎并剝落，而且柱的四角的剝落度比1/35rad循環(huán)時的高度明顯的增高，左右兩面的混凝土進一步的壓碎；當位移角為1/15rad循環(huán)時，試件的承載力繼續(xù)下降，約為最大荷載的85％，柱根部的混凝土大面積壓潰，主筋和箍筋外露.

通過與試件RC-3，RC-5對比，配筋率相同，軸壓比大，試件RC-6出現裂縫的時間早，裂縫發(fā)展迅速，試件的承載力下降段早，破壞程度大.因此，軸壓比大，配筋率小的試件延性差.

圖4 柱核心區(qū)正反面裂縫分布Fig.4 Distribution of cracks on front and rear sides in core area of column

3 結論

通過對焊接環(huán)式箍筋約束高強砼柱開裂過程，以及裂縫發(fā)展規(guī)律的試驗及分析，對其抗震性能可得到以下3點結論.

（1）箍筋率及軸壓比是影響輕型鋼-砼組合結構柱抗震性能的重要因素.柱的延性隨著軸壓比的增加而減小.如3組試件RC-1和RC-4，RC-2和RC-5，RC-3和RC-6，在配筋率相同，軸壓比不同的情況下，RC-1，RC-2，RC-3柱的開裂破壞程度，明顯比RC-4，RC-5，RC-6要小很多，正好說明在軸壓比小的情況下，柱延性要好.

（2）試件RC-1與試件RC-6對比，試件RC-1的配筋率比試件RC-6的配筋率高，而軸壓比卻小.柱在低周反復荷載作用下，RC-6柱的開裂和破壞程度明顯要大，柱的承載力明顯降低.說明，當軸壓比偏高時，如果配筋率低，則構件的承載力降低，剛度退化快，延性較差.

（3）使用高強度焊接環(huán)式箍筋，能有效改善高強混凝土柱的延性，特別是在較高軸壓比下，箍筋的作用更加明顯.在軸壓比相同時，高強混凝土柱的延性隨著含箍特征值的增大而增大，在含箍率相同時，其延性隨著軸壓比的提高而明顯下降，軸壓比對延性的影響比箍筋因素要顯著.

［1］丁煥龍，姜維山，郝際平.高強箍筋約束混凝土柱變形性能研究［C］//宋玉普，等.現代混凝土基本理論及工程應用.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2008.

［2］趙鴻鐵.鋼與混凝土組合結構［M］.北京：科學出版社，2001.

［3］李俊華.低周期反復荷載作用下型鋼高強混凝土柱受力性能研究［D］.西安：西安建筑科技大學，2005.

［4］林明強.高強型鋼混凝土柱的研究［D］.西安：西安建筑科技大學，2006.

［5］中國建筑科學研究院.JGJ 101-1996建筑抗震試驗方法規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，1997.

［6］中國建筑科學研究院.JGJ 138-2001型鋼混凝土組合結構技術規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2002.

［7］郭經峰，李升才.焊接復合箍筋柱蜂窩梁組合節(jié)點開裂過程及裂縫發(fā)展規(guī)律［C］//宋玉普，等.現代混凝土基本理論及工程應用.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2008.

［8］馮永偉.高強混凝土高強連續(xù)復合螺旋箍筋柱的抗剪性能研究［D］.西安：西安建筑科技大學，2004.

Cracks in High-Strength Concrete Columns with Ring Welded Stirrups

LI Sheng-cai，LUO Xiao-qing，ZHAN GJiong
（College of Civil Engineering，Huaqiao University，Quanzhou 362021，China）

The experiment of the six energy-saving light-steel concrete composite structures is carried out under the low cyclic loading，to analyze the ductility，energy dissipation，load carrying capacity and crack.The main results show：on condition of constant axial compression ratio，the ductility of high-strength reinforced concrete columns increases with increasing the stirrup characteristic value；on condition of constant stirrup characteristic value，the ductility decreases with increasing constant axial compression ratio；the influence of axial compression ratio on the ductility is greater than that of stirrup.Ring welded stirrup with high strength can improve the ductility of column with high strength concrete.Especially for the higher axial compression ratio，the role of stirrups is more obvious.

energy-saving light-steel concrete；composite structure；cracking process；seismic performance；ductility；axial compression ratio

TU 375

A

1000-5013（2010）04-0458-05

（責任編輯：黃仲一 英文審校：方德平）

2009-05-23

李升才（1960-），男，教授，主要從事結構抗震工程的研究.E-mail：lsc50605@hqu.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目（50948036）；廈門市科技計劃項目（3502Z20073035）