顏 軍， 李澤良， 左 工， 李升才

(1.宿遷學(xué)院 建筑工程學(xué)院，江蘇 宿遷 223800； 2.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021)

焊接封閉箍筋可有效約束柱核心區(qū)混凝土，使之處于三向受壓狀態(tài)，具有提高混凝土軸心抗壓強(qiáng)度、減少柱截面尺寸及增強(qiáng)柱在地震作用下的延性及耗能能力等優(yōu)點(diǎn)[1]。同時焊接箍筋沒有彎鉤，方便混凝土的澆筑及振搗，可防止箍筋彎鉤被拉直的現(xiàn)象出現(xiàn)[2]。李升才等[3-6]主要針對高軸壓比下焊接箍筋柱的受力性能展開系統(tǒng)的研究，分析了不同軸壓比、箍筋間距等因素對該柱的延性、耗能及抗剪性能的影響，并提出了相應(yīng)的恢復(fù)力模型。楊勇等[7-10]對焊接箍筋混凝土長、短柱與綁扎箍筋混凝土柱的抗震性能進(jìn)行了對比試驗(yàn)研究，結(jié)果顯示：焊接復(fù)合箍筋長、短柱的延性及耗能性能均較好，抗剪承載能力滿足我國現(xiàn)有規(guī)范的規(guī)定。李智能等[11-12]應(yīng)用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方式對焊接箍筋混凝土柱的軸壓性能展開了分析，結(jié)果顯示焊接箍筋混凝土柱的軸壓承載力高于規(guī)范的計算值。上述研究工作較為全面的研究了焊接箍筋柱的抗震性能，但均未對焊接箍筋混凝土結(jié)構(gòu)的變形能力及不同性能水平的抗震變形允許值展開系統(tǒng)研究。因此，本文針對焊接封閉箍筋混凝土柱在剪跨比、軸壓比、配箍率及混凝土強(qiáng)度等因素影響下的抗震性能及抗震性態(tài)指標(biāo)進(jìn)行研究，為焊接封閉箍筋混凝土柱的地震反應(yīng)分析和工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

共設(shè)計制作13個1/2縮尺比例的焊接封閉箍筋混凝土柱(Butt-welded Closed Composite Stirrups Concrete Columns，BCCSC)試件。所有試件，截面尺寸均為250 mm×250 mm，試驗(yàn)所用混凝土強(qiáng)度采用C40和C50兩種，其強(qiáng)度指標(biāo)見表1，所用鋼筋均為HRB400級，縱筋直徑為20 mm，箍筋直徑為8 mm和10 mm兩種，其強(qiáng)度指標(biāo)見表2。由《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[13]規(guī)定焊接箍筋的間距最大不超過80mm，最小也不能小于40 mm，同時考慮方便施工，故取箍筋間距為40 mm， 60 mm及80 mm。李升才等已對高軸壓比(n≥0.7)及較小剪跨比(λ≤2.0)的焊接箍筋柱展開相關(guān)的研究，故選取軸壓比為0.2，0.4和0.6，剪跨比為2.6，3.6和4.6。試件詳細(xì)設(shè)計參數(shù)見表3，試件尺寸及配筋見圖1。

表1 混凝土強(qiáng)度指標(biāo)Tab.1 Test mechanical properties of concrete

表2 鋼筋材料性能Tab.2 Properties of steel

圖1 試件尺寸及截面配筋Fig.1 Sizes and reinforcement details of specimens

表3 試件詳細(xì)設(shè)計參數(shù)Tab.3 Design details of specimens

1.2 加載制度及量測內(nèi)容

為測試各試件的抗震性能，采用擬靜力試驗(yàn)方法[14]。試驗(yàn)采用MTS電液伺服加載結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，加載裝置如圖2所示，加載裝置照片如圖3所示。豎向荷載由千斤頂通過超高壓穩(wěn)壓油泵施加于柱頂并保持在整個試驗(yàn)過程中恒定不變，在柱頂通過MTS施加水平荷載，水平加載時柱頂與低摩阻滑動小車相連進(jìn)行水平移動，柱底采用地錨螺桿與剛性地面相連，確保在加載過程中試件底部不發(fā)生整體水平滑移。

具體加載制度如下：屈服前按照位移角分別為1/800，1/500，1/250，1/200，1/150…位移進(jìn)行加載，每級位移循環(huán)1次；屈服后分別按照1.0Δy，1.5Δy，2.0Δy，2.5Δy，3.0Δy…位移進(jìn)行加載，每級位移循環(huán)3次，直至試件所加荷載下降至最大荷載的85%左右，停止加載。

在試驗(yàn)過程中主要針對試件裂縫開展及分布情況、試件的荷載-位移滯回曲線、柱根部縱筋及箍筋的應(yīng)變等進(jìn)行觀測。

①—反力梁；②—低摩阻滑動軌道；③—低摩阻滑動小車；④—加載墊梁；⑤—千斤頂；⑥—作動器；⑦—連接試件端板；⑧—試件；⑨—地錨螺桿；⑩—反力墻圖2 加載裝置示意圖Fig.2 Test load set-up

圖3 加載裝置照片F(xiàn)ig.3 Test set-up

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

各試件的裂縫開展及破壞形態(tài)見圖4(圖中小圖為各試件側(cè)面破壞形態(tài))，具體描述如下：

圖4 各試件的破壞形態(tài)Fig.4 The failure patterns of columns

(1)對比試件BCCSC1～BCCSC3。試件BCCSC1～BCCSC3，出現(xiàn)第一條裂縫的水平位移角分別為1/185，1/90和1/350，各試件初裂荷載與峰值荷載的比值分別為0.37，0.72和0.38。試件BCCSC2裂縫出現(xiàn)的最遲，主要原因是該試件保護(hù)層較厚。隨著位移幅值的不斷增大，各試件裂縫不斷延伸、變寬，試件BCCSC1開展最為充分，該試件正面底部區(qū)域保護(hù)層混凝土完全脫落，箍筋外露，混凝土剝落高度達(dá)280 mm，該試件最終的破壞形態(tài)為呈剪切破壞。試件BCCSC2，正面交叉裂縫較為明顯，最大裂縫寬度為23 mm，側(cè)面塑性鉸高度為34 mm，試件最終的破壞形態(tài)呈彎剪破壞。試件BCCSC3，第一條裂縫出現(xiàn)在右側(cè)面根部，正面出現(xiàn)裂縫較少且裂縫寬度較窄，始終沒有交叉裂縫的出現(xiàn)，裂縫集中于試件左右兩側(cè)，其峰值荷載與試件BCCSC1和BCCSC2的比值分別為0.42和0.58，試件BCCSC3的最終破壞形態(tài)為彎曲破壞。由分析可知，剪跨比的越大，試件的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載均越小，但極限位移和延性增加較為明顯。

(2)對比試件BCCSC5～BCCSC7。試件BCCSC5，BCCSC6和BCCSC7出現(xiàn)第一條裂縫的水平位移角分別為1/250，1/480和1/480，各試件初裂荷載與峰值荷載的比值為0.46，0.33，0.26。隨位移角的不斷增大，裂縫不斷出現(xiàn)、延伸，當(dāng)位移角為1/100，1/90和1/90時，各試件的正面形成交叉裂縫，此時縱筋應(yīng)變均發(fā)展至2 500 με以上，試件進(jìn)入屈服狀態(tài)，屈服荷載與峰值荷載的比值為0.77，0.76和0.81。此后，各試件的荷載繼續(xù)增大，裂縫均在原有裂縫的基礎(chǔ)上變寬，最終在各試件的左右兩側(cè)面根部形成塑性鉸，各試件的最終破壞形態(tài)均為彎曲破壞。試件BCCSC5～BCCSC7的塑性鉸平均高度分別為11.2 mm，13.7mm，17.4 mm，極限位移分別為35.0 mm，31.50 mm和31.25 mm，試件BCCSC5的極限荷載最大，為178.57 kN，試件BCCSC7的極限荷載最小，為175.68 kN。由分析可知，試件的極限荷載和極限位移均隨著箍筋間距的減小而增大。

(3)對比試件BCCSC8～BCCSC10。當(dāng)位移角為1/240時，試件BCCSC8和BCCSC10背面根部出現(xiàn)第一條水平裂縫，而試件BCCSC9出現(xiàn)第一條裂縫時的位移角為1/120，此時該試件已進(jìn)入屈服狀態(tài)。各試件初裂荷載與峰值荷載的比值分別為0.38，0.41和0.55。隨著位移幅值的不斷增加，裂縫不斷開展，試件BCCSC8～BCCSC10形成交叉裂縫的位移角分為1/90 mm，1/60 mm和1/50 mm。此后，新裂縫不再出現(xiàn)，各試件的左右兩側(cè)面混凝土逐漸被壓碎形成塑性鉸，試件BCCSC8～BCCSC10形成塑性鉸時的位移幅值分別為25 mm，26.25 mm和22.5 mm，其峰值荷載分別為162.48 kN，177.49 kN和134.78 kN，各試件的破壞形態(tài)均為彎曲破壞。由分析可知，隨著軸壓比的增大，裂縫出現(xiàn)的越晚，裂縫數(shù)量越少，試件開裂荷載和峰值荷載越大，但屈服荷載、屈服位移和極限位移值越小。

(4)對比試件BCCSC7、BCCSC12可知。試件BCCSC12的第一條裂縫出現(xiàn)正面，此時位移角為1/476，初裂荷載與峰值荷載的比值為0.295。當(dāng)水平位移角為1/60時，試件背面形成交叉裂縫；當(dāng)水平位移角為1/40時，試件達(dá)到最大承載力，Pu=146.94 kN。試件BCCSC7的開裂、峰值荷載分別為試件BCCSC12的81.7%，96.18%，而屈服荷載卻比BCCSC12高出15.2%?？梢?，提高混凝土強(qiáng)度對試件開裂和極限荷載提高效果不明顯，屈服荷載有所降低。

綜上所述，隨著剪跨比的增大，試件的極限承載能力逐漸減少，但極限位移逐漸增大，耗能能力逐漸增強(qiáng)；隨著軸壓比的增大，裂縫出現(xiàn)推遲，但受壓區(qū)的豎向裂縫增多；箍筋間距越大(配箍率越小)，裂縫出現(xiàn)越早，塑性鉸區(qū)域混凝土剝落越顯著。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

圖5為各試件在低周反復(fù)荷載作用下的水平荷載P和柱頂位移Δ滯回曲線。對比各試件的滯回曲線可知：

(1)對比試件BCCSC1～BCCSC3的滯回曲線可知，試件BCCSC3的飽滿程度最好，峰值荷載分別為試件BCCSC1的0.7倍和試件BCCSC2的0.43倍。由試件BCCSC3的滯回曲線可知，當(dāng)焊接環(huán)式箍筋屈服后可有效約束柱的核心區(qū)混凝土，使核心混凝土處于三向受壓的狀態(tài)從而提高柱的極限承載力。

(2)對比試件BCCSC5～BCCSC7和試件BCCSC11～BCCSC13兩組滯回曲線可以看出，各試件的峰值荷載較為接近，配箍率越小的試件滯回曲線捏縮現(xiàn)象越明顯，飽滿度越差，耗能能力也越差。

(3)對比試件BCCSC8～BCCSC10可知，軸壓比越大，滯回曲線的飽滿度越來越好，試件的極限位移越來越大，后期荷載下降速率越小，說明隨著軸壓比的降低，焊接封閉箍筋混凝土柱的耗能性能而提高。

(4)對比試件BCCSC5和BCCSC9，可以看出，試件BCCSC9的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載分別為試件BCCSC5的141.7%，84.3%和115.6%。試件BCCSC9與BCCSC5相比，開裂位移較大而屈服位移和極限位移均略小?？梢?，隨著混凝土強(qiáng)度的提高，試件的開裂荷載提高較為明顯，但屈服荷載有所降低，極限荷載略有提高。

圖5 試件滯回曲線Fig.5 The hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線各循環(huán)峰值點(diǎn)(屈服以后取第一循環(huán))的連線，骨架曲線可宏觀反映出試件的各特征點(diǎn)的位移和荷載、延性、強(qiáng)度退化和剛度退化等抗震性能信息。圖6給出了各試件的骨架曲線。

(1)對比試件BCCSC1～BCCSC3的骨架曲線可知：隨著剪跨比的增大，柱的抗側(cè)剛度及水平承載力減小，曲線上升段較為平緩；隨著剪跨比的增大，試件的峰值荷載減小，曲線下降段更為平緩，延性和耗能能力增強(qiáng)。

(2)對比試件BCCSC5～BCCSC7及試件BCCSC8，BCCSC11～BCCSC13骨架曲線可知：試件的配箍率越大，極限承載力越大，曲線下降段越平緩，延性性能越好。

(3)對于試件BCCSC8～BCCSC10的骨架曲線可知：試件BCCSC9的軸壓比最大，為0.6，其骨架曲線上升段及上升段的斜率均最大，初始剛度也最大，試件BCCSC10的軸壓比最小，為0.2，其曲線上升段和下降段最為平緩。由此說明，軸壓比越大的試件，極限承載能力越大，但延性和變形能力越小。

(4)分別對比試件BCCSC5和BCCSC9的骨架曲線可知：隨著混凝土強(qiáng)度的提高，試件峰值荷載提高可平均提高11.6%，但骨架曲線下降段較陡，延性及耗能能力略有降低。

3.3 剛度退化

采用環(huán)線剛度來描述試件的剛度退化情況。每級循環(huán)位移下環(huán)線剛度可通過下式計算：

(1)

(1)所有試件的剛度退化曲線均較光滑，剛度退化較為平緩，說明焊接封閉式箍筋混凝土柱在地震作用后期損傷發(fā)展較平穩(wěn)，仍具有良好的剛度。

(2)從圖7(a)可以看出，剪跨比越大的試件，初始剛度越小，峰值荷載后的剛度退化越緩慢，殘余變形越小。試件BCCSC1的變形以剪切變形為主，而試件BCCSC1和BCCSC2的變形以彎曲變形為主。

(3)從圖7(b)、圖7(d)、圖7(e)可以看出，配筋率越大的試件，初期剛度退化越快，屈服荷載以后的剛度退化越緩慢。

(4)從圖7(c)可以看出，軸壓越大的試件，初始剛度越大，屈服荷載前的剛度退化越快，屈服荷載以后的剛度退化越快，殘余剛度越大。

(5)從圖7(f)～圖7(i)可以看出，混凝土強(qiáng)度越高的試件，初始剛度越大，屈服荷載前的剛度越慢，屈服荷載后的剛度退化速度較快。

圖6 試件的骨架曲線Fig.6 The skeleton curves of specimens

3.4 承載力、延性與耗能

試件各特征點(diǎn)的荷載、位移、位移延性系數(shù)及彈塑性位移角如表4和表5所示，其中屈服位移根據(jù)能量法[15-16]來確定，極限荷載和位移取試驗(yàn)終止時的柱端荷載及相對應(yīng)的位移值。耗能性能常采用等效阻尼系數(shù)he來表示，計算結(jié)果見圖7。

(1)從表4可以看出，除試件BCCSC1以外，各試件的位移延性系數(shù)均大于3，表現(xiàn)出較好的延性。試件BCCSC2，BCCSC3的延性系數(shù)分為試件BCCSC1的1.35倍和3.08倍?？梢?，隨著剪跨比的增大，試件的彎曲變形所占的比重加大，故其延性系數(shù)增大亦較明顯，延性越好。試件BCCSC8和BCCSC9的開裂荷載與試件BCCSC10相比分別提高29.1%和90.1%，極限荷載與試件BCCSC10相比分別提高15.8%和18.6%，表明增大軸壓比對延緩裂縫的開展具有顯著的效果，試件的承載力亦提高較為明顯，但屈服位移及破壞位移減小，試件的變形能力減小。

(2)對比試件BCCSC5～BCCSC7的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，試件BCCSC5的開裂荷載比試件BCCSC6的提高35.32%，試件BCCSC6的開裂荷載比試件BCCSC7的提高38.94%。隨著配筋率的增大，試件的屈服位移和極限位移增大，表明增大配筋率可提高試件的變形能力，試件BCCCS6的屈服荷載和極限荷載為三者中最大，可見，當(dāng)箍筋間距小于60 mm后，增大箍筋間距并不能增大試件的承載能力。

(3)各試件的彈塑性位移角在1/24.7～1/12.7，均為《抗震結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)中規(guī)定的在罕遇地震作用下彈塑性層間位移角限值為1/50的設(shè)計要求2倍以上，說明焊接封閉箍筋約束混凝土柱具有優(yōu)異的抗倒塌能力。

(4)由圖8可看出，隨加載位移幅值的不斷增大，所有試件的等效黏滯阻尼系數(shù)均不斷增大，耗能能力增長顯著。由圖8(a)可知，試件BCCSC3的等效黏滯阻尼系數(shù)可達(dá)試件BCCSC1的2倍?？梢?，隨著剪跨比的增大，試件耗能能力增大較明顯。由圖8(b)，圖8(d)和圖8(e)可知，配筋率越大的試件等效黏滯阻尼系數(shù)越大，耗能能力越好；由圖8(c)可知，隨著軸壓比的增大，試件耗能能力降低；由圖8(f)～圖8(i)可知，混凝土強(qiáng)度較低的試件后期耗能能力較好。

圖7 試件剛度退化對比Fig.7 Comparison of the stiffness degradation for specimens

表4 試驗(yàn)及計算結(jié)果Tab.4 Results of test and calculation

表5 試件荷載的平均值及位移角Tab.5 Average loads and rotation angle of specimens

圖8 等效阻尼系數(shù)對比Fig.8 Comparison of the equivalent viscous damping coefficient

3.5 強(qiáng)度衰減

以在屈服后某一級位移幅值下，試件峰值荷載隨循環(huán)加載次數(shù)增加而降低的現(xiàn)象稱為強(qiáng)度退化，用Φi表示，計算方法為

Φi=Pj-i/Pj-1

(2)

式中：Pj-i為第j級位移幅值下第i次循環(huán)的峰值荷載值；Pj-1為第j級位移幅值下第1次循環(huán)的峰值荷載值；峰值荷載值取正、反向峰值荷載的平均值。

各試件的強(qiáng)度衰減如圖9所示。

(1)從圖9中可看出，各試件強(qiáng)度衰減均隨著加載位移的增大而增大，但均未超過10%，說明焊接封閉箍筋對核心混凝土的約束效果較好。

(2)對比試件BCCSC1～BCCSC3，各試件的最大強(qiáng)度衰減率分別為3.9%，5.09%，6.11%，對應(yīng)的位移分別為1.25Δy，2.25Δy和6.5Δy，由此可見，剪跨比越大的試件，最大強(qiáng)度衰減率也越大，但出現(xiàn)的時間較晚；試件BCCSC5～BCCSC7的最大強(qiáng)度衰減率分別為6.69%，4.08%和6.12%，而試件BCCSC8，BCCSC11，BCCSC12的最大強(qiáng)度衰減率分別為4.96%，3.95%和5.58%，可見并非配箍率最大時的強(qiáng)度衰減率最??；試件BCCSC8～BCCSC10的最大強(qiáng)度衰減率分別為4.94%，4.96%，5.92%，可見當(dāng)軸壓比越大時，強(qiáng)度衰減率越??；混凝土強(qiáng)度等級為C40的試件(BCCSC2，BCCSC5～BCCSC7)和混凝土強(qiáng)度等級為C50的試件(BCCSC8，BCCSC9，BCCSC11，BCCSC12)的最大強(qiáng)度衰減率平均值分別為5.495%和4.863%，可見混凝土強(qiáng)度越高，強(qiáng)度衰減越小。

圖9 各試件的強(qiáng)度衰減Fig.9 The bearing capacity degradation of specimens

4 不同抗震性能水平的評價指標(biāo)

綜合國內(nèi)外抗震性能水平的劃分方法[17-18]，可將焊接封閉箍筋混凝土柱的抗震性能水平劃分成運(yùn)行、基本運(yùn)行、可修及避免倒塌四個性能水平。對于焊接箍筋柱的不同性能水平的評價指標(biāo)，可以綜合裂縫寬度、縱筋應(yīng)力、層間位移角、殘余變形等參數(shù)，結(jié)合試驗(yàn)破壞形態(tài)加以描述和量化。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計算得到位移角為1/250，1/200，1/100，1/75，1/50，1/35，1/25下性能水平的量化參數(shù)如表4所示。表中α為柱縱筋應(yīng)變與屈服應(yīng)變之比；β為相應(yīng)位移幅值下的水平荷載與最大荷載的比值；Δr表示柱殘余位移角[19]。根據(jù)表6的計算結(jié)果，對應(yīng)各性能水平的評價指標(biāo)如下：

(1)運(yùn)行極限狀態(tài)取位移角為1/250的狀態(tài)。此時，縱筋的應(yīng)變?yōu)榍?yīng)變的32.97%～69.5%，此時的荷載值為最大荷載的28.3%～47.9%，裂縫開展較少。

(2)基本運(yùn)行極限狀態(tài)取層間位移角為1/200時的狀態(tài)。此時，縱筋的應(yīng)變?yōu)榍?yīng)變的55.4%～89.3%，已接近屈服狀態(tài)；對應(yīng)的荷載尚未達(dá)到最大荷載，約為最大荷載的47.3%～89.4%。

(3)當(dāng)位移角為1/50時，試件的殘余位移角Δr為1/404～1/107，但當(dāng)位移角為1/35時，試件BCCSC3，BCCSC5～BCCSC7，BCCSC13的殘余位移角已達(dá)到1/100以上，超過可經(jīng)濟(jì)修復(fù)的要求。故，建議以1/50作為可修狀態(tài)時的位移角限值。

(4)當(dāng)位移角為1/25時，殘余變形角為1/89～1/38，荷載下降至最大荷載的85%左右，各試件的強(qiáng)度退化均未超過10%。因此，建議倒塌極限狀態(tài)時的位移角限值取1/25。

表6 不同抗震性能水平的評價指標(biāo)Tab.6 Index for different performance level

5 結(jié) 論

通過12個不同剪跨比、配箍率、軸壓比及混凝土強(qiáng)度等因素影響下焊接封閉箍筋混凝土柱低周反復(fù)荷載試驗(yàn)的綜合分析，得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)剪跨比是影響柱抗震性能的重要因素，隨著剪跨比的不斷增大，焊接封閉箍筋約束混凝土柱的水平承載能力不斷減小，但能經(jīng)受的循環(huán)次數(shù)增多，極限位移增大，耗能性能良好，水平荷載降低的速度逐漸減小，除剪跨比為2.6的試件位移延性系數(shù)為2.25外，其余所有試件的位移延性系數(shù)均大于3，表現(xiàn)出良好的抗震變形性能。

(2)焊接封閉箍筋混凝土柱的承載能力及位移延性隨著軸壓比的增大而增大，但剛度和強(qiáng)度退化較快。

(3)隨著配箍率的提高，柱的承載能力，延性及耗能能力均有所提高。當(dāng)箍筋間距小于60 mm時，減小箍筋間距并不能提高該焊接封閉箍筋混凝土柱的極限承載力。

(4)試件在各級位移幅值下的強(qiáng)度衰減率均未超過10%，說明在地震作用后期焊接封閉箍筋約束混凝土仍具有較好的抗震承載力。

(5)對于運(yùn)行及基本運(yùn)行性能水平指標(biāo)根據(jù)縱筋應(yīng)變、荷載與最大荷載的比值及裂縫開展來判斷；對于可修及避免倒塌性能水平的評判則根據(jù)殘余層間位移角及承載力退化。建議焊接箍筋柱運(yùn)行、基本運(yùn)行、可修及避免倒塌時的位移角限值分別取1/250，1/200，1/50，1/25。