徐鑫，李升才

（華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門361021）

高強(qiáng)箍筋約束混凝土除了擁有普通混凝土所具有特性外，還具有高強(qiáng)度、經(jīng)濟(jì)性、高耐久性、高工作性能和高體積穩(wěn)定性等良好性能.高強(qiáng)度可以減小構(gòu)件的截面尺寸，減少混凝土用量，降低結(jié)構(gòu)自重，增加使用空間，有著良好經(jīng)濟(jì)效益.其良好的工作性可以減少勞動(dòng)強(qiáng)度，加快施工速度，進(jìn)而減少成本.國(guó)內(nèi)外對(duì)高強(qiáng)箍筋約束混凝土進(jìn)行比較多的研究［1－3］，美國(guó)、日本等［4－6］對(duì)高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱的抗震性能進(jìn)行較多的研究，日本已開始將高強(qiáng)箍筋應(yīng)用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的梁、柱中，并取得較好的效果.在國(guó)內(nèi)對(duì)其研究也取得一定的成果，齊虎等［7］研究了箍筋約束混凝土單軸滯回本構(gòu)模型，利用ABAQUS有限元軟件的二次開發(fā)功能，對(duì)6種典型模型進(jìn)行計(jì)算分析，提出騰－鄒模型.史慶軒等［8］通過對(duì)10個(gè)高強(qiáng)箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱在高軸壓比下低周反復(fù)水平地進(jìn)行加載試驗(yàn)，研究其抗震性能.本文通過對(duì)9個(gè)焊接環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱以及1個(gè)綁扎環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行試驗(yàn)，分析研究高軸壓比下，焊接環(huán)式箍筋在低周反復(fù)荷載作用下對(duì)混凝土柱的約束作用.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

1.1.1 試件的設(shè)計(jì) 按照J(rèn)GJ 101－1996《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》［9］的相關(guān)要求，以及華僑大學(xué)試驗(yàn)室的相關(guān)試驗(yàn)設(shè)備能力，選取原型的幾何比例為1∶2的模型作為試件.對(duì)10個(gè)高寬比為5的棱柱體試件進(jìn)行了低周反復(fù)試驗(yàn)，其中HRC－1～HRC－9為焊接環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱，HRC－10為綁扎環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱.10個(gè)棱柱體試件尺寸相同，變化因素有軸壓比、箍筋間距及箍筋類型，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50.采用425號(hào)普通硅酸鹽水泥，粗骨料為粒徑不大于20mm的碎石，細(xì)骨料為普通中砂，其配合比設(shè)計(jì)為水∶水泥∶砂∶石＝220∶500∶536∶1 194.水灰比0.44.箍筋為8，強(qiáng)度等級(jí)為HRB 400，試件截面尺寸為200mm×200mm，柱高為1 000mm，柱下是設(shè)底座梁.HRC－1～HRC－9的箍筋采用焊接環(huán)式復(fù)合箍筋是由兩個(gè)矩形螺旋箍筋組成，HRC－10采用兩個(gè)矩形螺旋箍筋綁扎而成.試件的配筋和尺寸，如圖1所示.

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

1.1.2 材料力學(xué)性能及基本參數(shù)計(jì)算 試件所采用的箍筋和縱筋均采用HRB 400級(jí)，屈服強(qiáng)度為483MPa.為測(cè)試混凝土強(qiáng)度，按箍筋間距分為3組，每組試件制作過程中預(yù)留3個(gè)邊長(zhǎng)為150mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊.

混凝土軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值可根據(jù)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值求得，二者之間關(guān)系為

式（1）中：αc1為棱柱體抗壓強(qiáng)度與立方體抗壓強(qiáng)度的比值；αc2為混凝土考慮脆性的折減系數(shù)；αc1，αc2取值均按現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算［10］；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；fc，u為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值.

柱的實(shí)驗(yàn)軸壓比nt為

式（2）中：Nt為軸向壓力的試驗(yàn)值；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值；A為柱橫截面面積.

配箍特征值λv為

式（3）中：ρv為體積配箍率；fy，v為箍筋的條件屈服強(qiáng)度.材料的基本參數(shù)，如表1所示.

表1 試件參數(shù)表Tab.1 Specimen parameters

圖2 加載裝置Fig.2 Loading setup

本實(shí)驗(yàn)采用電液伺服加載結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)，低周反復(fù)荷載擬靜力加載，加載裝置如圖2所示.水平荷載采用柱端加載方式，豎向荷載由電動(dòng)液壓千斤頂作用于柱頂，并通過穩(wěn)壓控制，以保證柱軸力在試驗(yàn)中恒定，保證在系統(tǒng)加載過程中可隨上部低摩擦滑動(dòng)的小車水平移動(dòng).實(shí)驗(yàn)中試件縱筋與箍筋上布置應(yīng)變片，如圖3所示.通過應(yīng)變片，來測(cè)定應(yīng)變的屈服和破壞過程.通過改變豎向軸力，來控制每組試件的軸壓比.水平反復(fù)荷載是通過1 000kN的MTS作動(dòng)器進(jìn)行加載.實(shí)驗(yàn)時(shí)先控制豎向荷載，達(dá)到所需的軸壓比后穩(wěn)住，并在此后的加載中保持不變.

本實(shí)驗(yàn)在水平加載過程中采取的是位移控制方法.試驗(yàn)前，在柱頂施加1／6的預(yù)定軸向荷載，通過對(duì)柱身同一截面處縱筋應(yīng)變的觀測(cè)，判斷其是否處于軸心受力狀態(tài)，并檢查儀器設(shè)備是否正常工作.試件未屈服時(shí)，各位移幅值循環(huán)加載一次；當(dāng)試件屈服后，各位移幅值循環(huán)加載3次；當(dāng)試件的承載力達(dá)到最大荷載值85%時(shí)，加載結(jié)束.加載過程控制，如圖4所示.加載過程主要測(cè)試的內(nèi)容有：水平位移、水平荷載、采用電子位移計(jì)測(cè)量整個(gè)柱子的側(cè)移、采用電阻應(yīng)變片分別測(cè)量柱內(nèi)縱筋、箍筋的應(yīng)變.

圖3 應(yīng)變片布置圖 Fig.3 Strain gauge arrangement

圖4 加載制度 Fig.4 Schematic diagram of loading system

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過觀察以及實(shí)驗(yàn)儀器記錄，將各個(gè)試件加載過程的各個(gè)階段記錄下來.當(dāng)各試件的承載力達(dá)到最大荷載值85%時(shí)，停止加載所對(duì)應(yīng)的荷載，位移定義為破壞荷載及破壞位移.

2.1 試件破壞過程

以試件HRC－1為例，簡(jiǎn)述其從加載開始到破壞的各階段過程及破壞形態(tài).開始加載階段，試件還處于彈性工作階段，其加載與卸載曲線基本重合且為一條直線.試件在位移角為1／250之前，外表無破壞現(xiàn)象；當(dāng)加載至位移角為1／250時(shí)，試件根部邊緣開始出現(xiàn)水平的微縫；當(dāng)加載至位移角為1／100時(shí)，試件的裂縫數(shù)量開始大量增多，裂縫寬度開始變大；試件加載至1／50時(shí)，正背面之間開始形成通縫，根部混凝土開始剝落；當(dāng)加載至1／35時(shí)，試件根部混凝土進(jìn)一步剝落，裂縫數(shù)目加多，裂縫變寬.當(dāng)位移角到達(dá)1／25時(shí)，加載力達(dá)到了最大值182.56kN，根部混凝土大面積剝落；當(dāng)位移角為1／20時(shí)，加載力不再增加，試件已達(dá)到屈服狀態(tài)，保護(hù)層已大量剝落鋼筋外露.各個(gè)試件破壞過程與HRC－1所述的破壞過程基本相似.不同的是，隨著軸壓比的增加，彎曲裂縫出現(xiàn)滯后，受壓區(qū)豎向裂縫增多；隨著箍筋間距增大，裂縫開展加快，這表明箍筋間距較大將導(dǎo)致對(duì)核心混凝土約束作用不足.

2.2 滯回曲線

試件在低周反復(fù)荷載作用下的過程用荷載－位移圖進(jìn)行描述，即為滯回曲線圖.用曲線圖來反映試件的承載力、剛度、剛度、延性的退化規(guī)律和耗能性能.焊接環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱的三組軸壓比在下不同箍筋間距的滯回曲線圖，如圖5（a），（b），（c）所示.軸壓比為0.55，配筋率為3.33%時(shí)，焊接環(huán)式箍筋與綁扎環(huán)式箍筋的滯回曲線圖，如圖5（d）所示.

圖5 滯回曲線Fig.5 Hysteresis curve

由圖5可知：在試件屈服之前，滯回曲線都表現(xiàn)為狹窄細(xì)長(zhǎng)且殘余變形很小，包圍的面積較小，耗能較少，整體剛度變化不大；但是屈服之后，曲線開始偏向位移軸，滯回環(huán)的面積逐漸增大，耗能逐漸增加，同時(shí)在每級(jí)控制位移下后一次的承載力和剛度均比第一次略有降低；所有試件的滯回曲線都很飽滿，都無明顯捏攏現(xiàn)象.在一定的軸壓比下，試件的滯回曲線隨著箍筋間距的減?。w積配箍率的增加），側(cè)向承載力和屈服力的提高，滯回曲線飽滿，包絡(luò)面積增大，緩解了捏攏現(xiàn)象.最大水平荷載后曲線下降段越平緩，試件在荷載作用下的變形能力越好，在同一軸壓比下，試件隨著配箍率的增加，其延性越好.

由圖5（a）可知：在同軸壓比下，體積配箍率越大，滯回曲線越飽滿.圖5（b）比圖5（a）的飽滿程度優(yōu)勢(shì)更加明顯，體積配箍率更大，下降段更為平緩.圖5（b）中：ρv＝4.24%的滯回曲線的飽滿程度相對(duì)于ρv＝3.33%的滯回曲線更加明顯.同樣，圖5（c）比圖5（a），（b）的優(yōu)勢(shì)也更加明顯.因此，在一定的軸壓比范圍內(nèi)，滯回曲線會(huì)隨著軸壓比的增大，更加飽滿，極限荷載值也有所的提高.以ρv＝4.24%的配箍為例，在軸壓比為0.49下其極限荷載值為175kN；在軸壓比為0.55時(shí)，其極限荷載值為182kN；在軸壓比為0.61時(shí)，其極限荷載值為186kN，分別提高4%，2.19%.由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)合圖5（a），（b），（c）可得：在低軸壓下高配筋的滯回曲線的飽滿程度并不明顯；但隨著軸壓比的提高（在一定限值范圍內(nèi)），滯回曲線的飽滿程度、曲線下降段平緩會(huì)更加明顯.

由圖5（d）可知：在軸壓比和配筋率相同的情況下，焊接環(huán)式箍筋柱的滯回曲線明顯比綁扎的更飽滿、面積更大，體現(xiàn)了焊接環(huán)式箍筋對(duì)混凝土的約束要比綁扎的好.

試件在高軸壓的低周反復(fù)荷載下，環(huán)式箍筋約束高強(qiáng)混凝土柱的滯回曲線仍呈穩(wěn)定豐滿的梭形，具有較好的延性性能；軸壓比、配箍率及箍筋的鏈接類型均對(duì)滯回曲線有顯著的影響.在其他條件相同時(shí)，軸壓比較大的試件，在荷載達(dá)到最大值前，其滯回曲線比軸壓比小的試件更為飽滿.但軸壓比較小或箍筋間距較小的試件，達(dá)到最大荷載后曲線下降較為緩慢，循環(huán)次數(shù)多，強(qiáng)度衰減慢，變形能力大，且達(dá)到極限位移之后滯回曲線仍較為穩(wěn)定，承載力沒有出現(xiàn)明顯的較大幅度的下降，即仍具有一定的承載力和耗能能力.

2.3 骨架曲線

骨架曲線是每次循環(huán)加載達(dá)到的水平力最大峰值的軌跡，反映了構(gòu)件受力與變形的各個(gè)不同階段的特性（強(qiáng)度、剛度、延性、耗能及抗倒塌能力等），也是確定恢復(fù)力模型中特征點(diǎn)的重要依據(jù).軸壓比為0.49，0.55，0.61時(shí)，不同箍筋間距骨架曲線，如圖6（a），（b），（c）所示.軸壓比為0.55，配筋率為3.33%時(shí)，焊接環(huán)式箍筋與綁扎環(huán)式箍筋的骨架曲線，如圖6（d）所示.

圖6 骨架曲線Fig.6 Skeleton curve

由圖6（a）可知以下兩點(diǎn).1）在同一軸壓比下，配箍率越大的試件，其所加最大荷載值越大，在軸壓比為0.49時(shí)，配箍率為ρv＝4.24%所加的荷載最大值為182.56kN；配箍率為ρv＝3.33%所加荷載最大值為175.36kN；配箍率為ρv＝2.59%所加荷載最大值為162.04kN.荷載最大值比較后一個(gè)分別增加了4.11%，8.22%；荷載最大值分別增加了2.57%，7.38%.試件所承受的荷載，會(huì)隨著配箍率增加而增加，但這種增加趨勢(shì)逐漸減?。深A(yù)測(cè)具有一定的限值）.這也說明當(dāng)配箍率增加到一定程度時(shí)，對(duì)構(gòu)件的最大承載力提高有限.2）在同一軸壓比下，配箍率越大的試件，峰值后下降的趨勢(shì)越為平緩.軸壓比為0.55時(shí)，ρv＝4.24%，試件的下降率為11.28%；ρv＝3.33%，試件的下降率為19.9%；ρv＝2.59%試件的下降率為21.17%.因此，配箍率越大的試件，試件的極限承載力有一定的提高，且其達(dá)最大荷載后的極限變形能力增大，下降段趨于平緩.

對(duì)比圖6（a），（b），（c）可以看出：當(dāng)ρv＝4.24%時(shí)，軸壓比為0.49荷載最大值為182.56kN；軸壓比為0.55荷載最大值為187.65kN；軸壓比為0.61荷載最大值為190.83kN，分別增加2.79%，1.67%；當(dāng)ρv＝3.33%時(shí)，依次增加4.28%，2.03%；當(dāng)ρv＝2.59%時(shí)，依次增加4.7%，4.19%.因此，在同一配箍率下，荷載峰值會(huì)隨著軸壓比的增加而有所增加，而且所增加的趨勢(shì)也是逐漸減少的.

從圖6（d）可知：焊接環(huán)式箍筋的混凝土柱子早期剛度比綁扎環(huán)式箍筋的混凝土柱子強(qiáng)，焊接環(huán)式箍筋的混凝土柱子所能承受的最大荷載值也大于綁扎環(huán)式箍筋的混凝土柱.

3 試驗(yàn)結(jié)果

通過對(duì)9個(gè)焊接環(huán)式箍筋的混凝土柱以及1個(gè)綁扎環(huán)式箍筋的混凝土柱的研究，結(jié)合試驗(yàn)的結(jié)果分析得到：跟普通鋼筋混凝土柱相比，焊接環(huán)式箍筋柱的箍筋約束能力更高，所承受的荷載能力更強(qiáng).結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果分析，它的影響因素有配筋率、軸壓比.

3.1 配箍率的影響

在一定的軸壓比下，配箍率越高的滯回曲線越飽滿，骨架曲線中相同位移下所能加的荷載值越大，最大水平荷載后曲線下降段越平緩.這是由于配筋率的增加，提高了箍筋對(duì)核心混凝土的約束作用，從而提高試件的變形能力.在相同的荷載下，高配箍率的試件具有更好的延性和變形能力，所以其滯回曲線也更加飽滿.對(duì)核心混凝土的約束力提高了，也使構(gòu)件承受荷載的能力提高了.因此，骨架曲線中在相同位移下所加的荷載值更大，下降段也更為平緩.

3.2 軸壓比的影響

隨著軸壓比提高，試件前期的滯回曲線變得更飽滿.原因是軸壓比的增大，使混凝土柱的應(yīng)變?cè)龃?，混凝土柱中被箍筋約束住的核心混凝土因泊松比增大而向外膨脹，對(duì)箍筋施加徑向壓應(yīng)力.箍筋對(duì)核心混凝土的反作用應(yīng)力使核心混凝土處于三軸受壓應(yīng)力狀態(tài).而且這種作用隨著軸壓比增大，柱子應(yīng)變也繼續(xù)增大.加大核心混凝土橫向膨脹，使箍筋更多參與進(jìn)去，箍筋約束也更好，其應(yīng)力也不斷加大直到箍筋應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度.所以在箍筋應(yīng)力達(dá)到屈服前，柱子的滯回曲線會(huì)隨著軸壓比增大變得更加飽滿，骨架曲線中相同位移下所加的荷載值也會(huì)提高，延性也更好.但在荷載到達(dá)峰值后，較小軸壓比的混凝土柱中箍筋約束的混凝土由于受到的軸壓較小，混凝土橫向膨脹也比較大軸壓的混凝土柱小.因此，較小軸壓比的混凝土柱達(dá)到峰值荷載后曲線下降較為緩慢，循環(huán)次數(shù)多，強(qiáng)度衰減慢，變形能力大.

4 結(jié)論

對(duì)9個(gè)焊接環(huán)式復(fù)合箍筋混凝土柱以及1個(gè)綁扎環(huán)式復(fù)合箍筋混凝土柱的實(shí)驗(yàn)過程、實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，對(duì)其箍筋的約束作用得出了以下3個(gè)結(jié)論.

1）隨著箍筋配筋率的增加，混凝土柱承受低周反復(fù)承載的能力有所提高，屈服強(qiáng)度有所提高，滯回曲線飽滿，包絡(luò)面積增大，耗能能力增加.

2）隨著鋼筋配筋率的增加，骨架曲線中在相同位移下所能承受的荷載值更大，下降段也更為平緩，延性變得更好.

3）當(dāng)其他條件相同時(shí)，軸壓比較大的試件，在荷載達(dá)到峰值前，其滯回曲線比軸壓比小的試件更為飽滿.但軸壓比較小或箍筋間距較小的試件，達(dá)到峰值荷載后曲線下降較為緩慢，循環(huán)次數(shù)多，強(qiáng)度衰減慢，變形能力大，且達(dá)到極限位移之后滯回曲線仍較為穩(wěn)定，承載力沒有出現(xiàn)明顯的較大幅度的下降，仍具有一定的承載力和耗能能力.

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