單波，單宇，劉福財，佟廣權

(1.湖南大學 a.土木工程學院；b.綠色先進土木工程材料及應用技術湖南省重點實驗室，長沙 410082；2.廣東蓋特奇新材料科技有限公司，廣東 清遠 511600)

鋼筋混凝土柱作為重要的承重構件，要求具有較高的軸向承載能力和可靠的抗震性能，以防止結構在地震作用下出現(xiàn)整體倒塌。一方面，采用高強混凝土可以有效提高混凝土柱的軸向承載力；而另一方面，由于高強混凝土脆性大、韌性差，導致結構柱的抗震性能劣化[1-4]。因此，需要在提高混凝土柱軸向承載力的同時，改善其抗震性能?；诩s束效應的組合柱，是解決這一問題的有效手段，即通過對核心區(qū)的混凝土施加側向約束，可以有效提高混凝土柱的承載力和延性[5-8]。常用的約束混凝土組合形式主要有鋼管混凝土(CFST)、纖維增強塑料(FRP)約束混凝土、箍筋約束混凝土等。但從性能上來看，這些組合柱都存在不足之處，如CFST耐火性能和耐腐蝕性能存在明顯缺陷[9-11]；FRP本身是溫度敏感性材料，導致FRP約束混凝土柱不適用于溫度相對較高的環(huán)境[12-13]；而對于箍筋約束混凝土柱，在受力過程中混凝土保護層過早剝落，導致其承載力和抗震性能顯著降低，且不適于裝配式施工[14]?；钚苑勰┗炷?RPC)是一種超高性能混凝土(UHPC)，通過摻入大量超細活性粉體、取消粗集料、采用超低水膠比，以及摻入鋼纖維等技術手段，實現(xiàn)了超高強度、高韌性和高耐久性[15-18]，被視為在嚴酷環(huán)境下理想的結構材料。目前，RPC在建筑工程、水利工程、橋梁工程，甚至是海洋工程中得到應用[19-20]。

從材料性能上來看，將RPC用于受壓構件最為合理。然而，RPC材料成本遠高于普通混凝土，將RPC設計成為實心受壓構件并不合理，因為結構柱的承載力很可能由其剛度控制，材料本身超高的抗壓性能得不到有效發(fā)揮，結構柱的經濟性不好[21]。目前，在實際工程中，RPC的應用基本上以空心薄壁構件或組合構件為主要形式[22-23]。為了有效地將RPC的優(yōu)異性能與約束混凝土的形式結合起來，筆者提出一種基于超高性能水泥基預制管的組合柱——RPC預制管混凝土組合柱(Concrete-filled RPC Tube，簡稱CFRT)[24]。其結構形式為：將RPC預制成配置高強螺旋箍筋的管材，并在預制管中填充混凝土。在這一體系中，RPC管本身具有高強度和高韌性，直接承受相當比例的軸向荷載，同時，管壁內的高強箍筋為內部混凝土提供側向約束。因此，CFRT將RPC超高性能、套管混凝土的形式與箍筋約束效應有效結合了起來，具有較為突出的力學性能以及良好的耐久性、抗火性能、施工便利性和經濟性。

對大尺寸CFRT短柱試件進行軸壓試驗[25]，結果表明RPC管對組合柱的承載力有顯著貢獻，CFRT柱的承載力和延性遠高于普通箍筋約束混凝土柱，并提出了軸壓承載力計算模型。為評估這一新型組合柱的抗震性能，并為其在地震活躍區(qū)域的應用提供依據(jù)，有必要對CFRT柱的抗震性能開展研究。目前，一些研究者對UHPC結構柱或采用UHPC外包增強鋼筋混凝土柱的抗側力性能開展了相關試驗[26-30]，結果表明，UHPC優(yōu)異的抗裂性能對提高結構柱的抗側能力和耗能能力有顯著作用，這些研究成果對CFRT抗震試驗的開展具有指導作用。

1 試驗設計

1.1 試件設計

設計了4個CFRT柱和1個作為對比的普通箍筋約束混凝土柱，CFRT柱的結構形式如圖1(a)所示。所有試件的外徑均為300 mm，高度為2 220 mm，其中，水平力加載點至柱底的距離L=1 500 mm，如圖1(b)所示。對于CFRT柱，試驗參數(shù)包括RPC管中箍筋間距和內部混凝土的強度，如表1所示。表1中，試件編號由試件類型(C代表CFRT柱、R代表對比柱)、箍筋間距(20、40、60 mm)和內部混凝土強度等級(L為C40、H為C75)3部分組成。例如：C20L表示RPC管中箍筋間距為20 mm、內部混凝土強度等級為C40的CFRT柱。

對于CFRT柱，RPC預制管外徑D為300 mm，管壁厚度t為25 mm，螺旋箍筋設置在管截面中心位置(t/2處)。箍筋為直徑6 mm的65錳彈簧鋼，實測屈服強度為1 255 MPa。在內部混凝土中，沿RPC管內壁均勻地分布12根直徑為12 mm的HRB400級縱筋，實測屈服強度為486 MPa，總的截面配筋率1.92%，如圖1所示。R20L為對比試件，柱身混凝土、箍筋和縱筋的材料及配置方式均與C20L相同。

表1 試件參數(shù)及部分試驗結果Table 1 Details of specimen and test matrix

圖1 CFRT柱的基本尺寸(單位：mm)Fig.1 Design of CFRT columns (unit: mm)

1.2 原材料

RPC的主要原材包括：42.5的普通硅酸鹽水泥；最大粒徑為3 mm的河砂；直徑為0.12 mm、長度為8 mm的鋼纖維；直徑為45μ m、長度為18 mm的PVA纖維。內部混凝土的主要材料為：42.5的普通硅酸鹽水泥，最大粒徑為25 mm的碎石用作粗骨料，細骨料為河砂。C40等級混凝土的配合比為：水泥∶河砂∶碎石=1∶1.90∶3.10，W/B=0.56，28 d立方體抗壓強度為44.5 MPa。C75等級混凝土的配合比為：水泥∶河砂∶碎石∶硅灰∶石灰石∶高效減水劑=1∶1.23∶2.01∶0.11∶0.11∶0.006，W/B=0.26，28 d立方抗壓強度82.3 MPa。

1.3 試件制作

試驗柱的制作分為工廠RPC管預制與實驗室混凝土澆筑兩個階段。RPC管采用離心法制作，也就是RPC在離心力作用下密實成型，這對RPC的流變性能有特殊要求。一方面，在RPC攪拌與入模過程中，需要具有一定的流動性能；而另一方面，當離心結束后，必須具備一定的管坯強度，以維持管壁形狀。通過試驗確定RPC的配合比為：水泥∶硅灰∶河砂∶鋼纖維(體積摻量)∶PVA纖維∶高效減水劑∶增稠劑=1.0∶0.25∶2.1∶0.02∶0.004∶0.03∶0.000 5，水灰比W/B為0.17。90 ℃熱水養(yǎng)護48 h后的立方體抗壓強度(100 mm×100 mm×100 mm)為123.2 MPa。

圖2 離心法制作RPC管制作過程Fig.2 Spinning process of making RPC tube

對于R20L的制作，使用內徑為300 mm的塑料管作為模具，先進行鋼筋綁扎，然后一次性澆筑成型。

圖3 CFRT試件的制作Fig.3 Prefabrication of CFRT column specimen

2 試驗方法

2.1 加載裝置與測量方案

開展壓彎柱的低周反復荷載試驗，以懸臂的方式模擬底層框架柱反彎點以下部分在地震中的受力狀態(tài)，如圖4(a)所示。試驗在自制的加載裝置上進行，如圖4(b)所示。試件通過兩根錨固鋼梁與螺栓固定在實驗室地板的反力梁上，水平力通過作動器施加。軸向荷載由設置在柱頂轉換鋼梁上的兩個穿心式油缸施加，通過油缸頂升使對拉鋼棒張拉，將軸力施加在柱頂。對拉鋼棒通過單向鉸連接在基礎上，以保證鋼棒在水平力作用下與試件同步轉動。軸力由設置在油缸頂部的壓力傳感器監(jiān)控，水平力通過作動器內置的傳感器測定，水平位移由安裝在柱頂?shù)奈灰苽鞲衅鱈VDT測量。裝置照片如圖4(c)所示。

圖4 加載裝置Fig.4 Test setup

為測量試驗過程中的鋼筋應變，在試件內部預埋應變片。對于RPC管內的箍筋，選擇連續(xù)的3道螺旋箍，布置9個應變片，其中，第2圈箍筋距離柱底的距離約為D/2(150 mm)，基本對應于塑性鉸區(qū)域的中間位置。對于內部混凝土中的鋼筋，選擇推、拉平面內兩端的兩根縱筋，分布粘貼6個應變片，其中，第1個應變片的位置與基礎梁頂面齊平，具體布置情況如圖1(b)所示。

試驗過程中，所有的數(shù)據(jù)，包括水平力、水平位移、軸力及鋼筋應變，均由DH3821數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄，采樣間隔為0.5 s。

2.2 加載制度

試驗采用恒定軸力下的低周反復加載，試件的軸力P按其軸向承載力Nu的20%考慮(P=0.2Nu)。CFRT的軸向承載力Nu，由RPC管與內部混凝土分別承擔的軸向荷載構成，按照文獻[24]提出的公式進行計算。

(1)

(2)

(3)

kd=0.507-6.84ρs

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

ke=Ae/Acc

(9)

(10)

(11)

(12)

t>s′/2

(13a)

α=1,t≤s′/2

(13b)

(14)

對比柱R20L的軸向承載力按Mander約束模型進行計算。應該說明的是，雖然試件的柱頂軸向力P都是按其計算軸向承載力Nu的20%進行取值，但P的大小與約束效應密切相關。配箍率越高，則P也就越大，如表1所示。這一取值方式應該與結構柱的實際工作狀況一致，因為結構柱的軸向承載力設計取值一般需要考慮約束效應的增強作用。此外，從表1可以看到，對比柱R20L的軸力P顯著低于C20L，其主要原因是按照Mander約束模型，處于非有效約束區(qū)域(含保護層)對約束柱的軸向承載力沒有貢獻，在抗壓承載力計算中不予考慮。然而，對CFRT柱，處于非有效約束區(qū)(含保護層)的RPC管壁部分對其軸向承載力有不可忽視的貢獻。因此，即使R20L與C20L兩個試件的配箍率相同，后者的軸向承載力明顯更高，增加幅度約為56%。

試件的水平加載方式采用位移控制，具體加載制度為：在初期的3個位移峰值下(0.25%L、0.5%L和0.75%L)，采用為單循環(huán)加載。此后，在每個位移峰值下為3次循環(huán)，對應于1%L、1.5%L、2%L、3%L、4%L、6%L、8%L和10%L，直至試件完全破壞。

3 試驗結果

3.1 破壞現(xiàn)象

試驗柱的破壞模式如圖5所示。由于柱的破壞主要集中在下部的塑性鉸區(qū)域，故該圖為柱下部約1.5倍直徑范圍內的破壞情況。

圖5 試驗柱的破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns of specimens

對比柱R20L為典型的彎曲破壞模式，其破壞形態(tài)與采用普通箍筋的約束混凝土柱類似[34]，如圖5(a)所示。當側移率(Δ/L)為0.5%時，在受拉一側距離柱底部1倍直徑范圍內開始出現(xiàn)細小的水平裂縫；隨著側移率的增大，水平裂縫逐漸增多、變寬，并沿環(huán)向擴展，在受壓一側開始出現(xiàn)豎向裂縫；當側移率達到1.5%時，水平裂縫沿環(huán)向斜向發(fā)展，形成若干交叉裂縫，同時，混凝土保護層出現(xiàn)剝落；當側移率為3%時，柱下部混凝土保護層嚴重剝落，箍筋外露；當側移率為8%時，水平力大幅度降低，試驗終止。

CFRT柱均表現(xiàn)出較為顯著的彎曲破壞特征。以C20L為例，當側移率為0.75%時，試驗柱受拉一側開始出現(xiàn)水平裂縫；隨著側移率的增大，RPC管表面不斷出現(xiàn)細裂縫，且裂縫的長度和數(shù)量也不斷增長，但裂縫寬度增加不明顯，直至試驗結束。最終，試件表面出現(xiàn)大量的環(huán)向裂縫，但RPC保護層未出現(xiàn)明顯的剝落現(xiàn)象，如圖5(b)所示。

其余CFRT柱的破壞過程及形式與C20L類似，在試件柱底部約1倍直徑范圍內形成塑性鉸。此外，隨著RPC管內箍筋間距的增大，塑性鉸區(qū)域的裂縫相對稀疏，并出現(xiàn)較為明顯的斜裂縫，RPC保護層也有一定的外鼓現(xiàn)象，但都未出現(xiàn)明顯的剝落，如圖5(b)～圖5(d)所示。這主要得益于鋼纖維的阻裂作用，近距離觀察可以發(fā)現(xiàn)，跨越裂縫處的鋼纖維依然起著橋接作用，如圖5(f)所示。

相比于澆筑普通混凝土的組合試件C20L，內部澆筑高強混凝土的C20H試件表面的裂縫對較少，且斜裂縫發(fā)展明顯，如圖5(e)所示。

3.2 滯回曲線

表2列出了各試件推、拉兩個方向中的主要試驗結果。試件的極限狀態(tài)定義為試驗柱的抗側能力(基底彎矩)下降到峰值的85%[35]，如圖6所示。圖7給出了各試件的滯回曲線，需要說明的是，圖7中水平力為從作動器測得的水平力中，去除了由于柱頂偏轉而使得軸力產生的水平分量(圖4(a))。

表2 試件測試結果Table 2 Main results of specimens

圖6 延性特征參數(shù)示意圖Fig.6 Characteristic variables of ductility

CFRT柱的滯回曲線較為飽滿，形狀基本類似，可以分為初始彈性段、平緩上升段和相對穩(wěn)定的下降段。RPC管中的箍筋間距(配箍率)對CFRT柱的滯回曲線有一定影響。隨著箍筋間距的增大，滯回曲線的逐步顯現(xiàn)出捏攏現(xiàn)象，特別是C60L試件較為明顯。這表明減小RPC管中的箍筋間距，可以在一定程度上改善CFRT柱的滯回性能。

C20H試件內部填充C75等級的高強混凝土，對比C20L試件，可以看到前者的捏攏現(xiàn)象相對明顯，如圖7(b)和圖7(e)所示。此外，在同一側移率下，C20H第2次循環(huán)的水平力退化幅度更大。主要原因應該是所施加在C20H頂部的軸力更高，而其約束效應卻更低，即側向約束應力與混凝土強度的比較小[36]。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops

3.3 鋼筋應變

選擇C20L來分析CFRT柱的鋼筋應變分布與發(fā)展。圖8(a)給出了內部混凝土中的縱筋在各級側移率峰值下(第1次循環(huán))的應變值，應變符號以拉為正、壓為負?？梢钥吹?，各測點的應變隨側移率的增大而增加，且在同級荷載下，應變分布沿柱高基本成遞減趨勢，但第1測點的應變相對于第2測點較小，主要原因應該是基礎梁對柱底的側向約束限制了縱筋的壓曲變形。此外，可以看到縱筋在側移率達到3%時進入屈服，如前所述，此時RPC管表面已出現(xiàn)大量裂縫。

圖8(b)給出了RPC管中箍筋的應變發(fā)展情況(受壓一側)。與縱筋應變特征類似，各測點的應變隨側移率的增大而不斷增加。相對而言，側移率低于1.5%時，箍筋應變發(fā)展很有限，而超過1.5%后，箍筋應變顯著增大，表明箍筋對內部混凝土的約束作用逐步顯現(xiàn)。應該注意到各測點的應變均未達到屈服值，意味著RPC管內的高強螺旋箍筋可以提供必要的約束能力儲備，這對CFRT柱在經歷地震作用后的修復具有積極意義。

圖8 鋼筋應變發(fā)展Fig.8 Strain development of reinforcements

圖8(c)給出了對比柱R20L的箍筋應變分布，相比于對應的組合柱C20L，當側移率達到1.5%后，其箍筋應變增長量顯著高于后者，這顯然是與其保護層混凝土剝落所導致的核心區(qū)混凝土實際應力增大有密切關系。

3.4 骨架曲線

圖9給出了各試件的骨架曲線對比，圖中，骨架曲線為滯回曲線的包絡?？梢钥吹?，在相同的側移率下，C20L骨架曲線上對應點的水平力均高于R20L，表明CFRT柱的抗側能力均優(yōu)于箍筋約束混凝土柱。證明在整個反復加載過程中，RPC管對組合柱的抗震性能有著顯著的提高作用。

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

對比C20L、C40L和C60L3個試件的骨架曲線可以看到，增大RPC管中的配箍率可以提高CFRT柱的抗側能力，但幅度相對有限。此外，相比于C20L試件，內部填充高強混凝土的C20H柱的水平力峰值一定程度的提高，提高幅度約為10%。

3.5 強度的退化

用同級荷載退化率來衡量試驗柱抗側能力的穩(wěn)定性，定義為在同一側移率下，最后一次循環(huán)的水平力峰值與第一次循環(huán)的水平力峰值之比，結果如圖10所示。需要說明的是，由于前3個側移率下為單循環(huán)加載，因此，其荷載退化率均為1。

圖10 荷載退化曲線Fig.10 Strength degradation curves

對比R20L與C20L可以看到，CFRT柱的荷載退化率顯著低于普通箍筋約束柱。特別是在側移率1.0%到2.0%之間，兩者的差異大，這一階段對應于R20L柱保護層混凝土的剝落過程。由于CFRT柱有效避免了這一問題，因而表現(xiàn)出相對穩(wěn)定的抗側能力。

對于CFRT柱，在側移率為2%之前，各試件荷載退化曲線基本一致。在側移率為超過2%之后，隨著箍筋間距減小，CFRT柱的荷載退化相對較慢，表明增加側向約束有利于保持CFRT柱抗側能力的穩(wěn)定性。此外，與C20L相比較，內部填充高強混凝土的C20H的荷載退化幅度更大，主要原因是高強混凝土的脆性較大。

4 討論

4.1 延性

延性是結構柱抗震性能的重要指標，反映構件的變形能力。用延性系數(shù)μ來評估試件延性，按式(12)計算[37]。

μ=θu/θy

(15)

式中：θu為極限側移率，對應于下降段0.85倍峰值彎矩點的側移率；θy為屈服側移率，對應于上升段0.75倍峰值彎矩處割線與峰值彎矩水平切線的交點的側移率[35]，如圖6所示。

表3給出了推、拉方向的屈服側移率θy和極限側移率θu，延性系數(shù)μ為推、拉兩個方向的平均值。從表3可以看到，相比于R20L，C20L的μ值降低約14%。從受力性能上來看，RPC管對組合柱的承載能力提高和變形性能改善有不可忽視的作用，這與普通的箍筋約束混凝土柱存在顯著區(qū)別。因此，將兩者視為不同類型的結構柱是合理的。而對于不同類型的結構柱，可以采用極限側移率θu來評估其延性[38]。從這一指標來看，相比于R20L，C20L的延性超出約5.7%，表明CFRT柱在地震作用下具有更高的變形能力。

表3 試件延性系數(shù)Table 3 Ductility factor of specimens

續(xù)表3

對于CFRT柱，μ隨著箍筋間距的減小而增大，因此，增加CFRT柱的配箍率可以改善組合柱的變形能力。此外，相比于C20L，內部填充高強混凝土的C20H柱的延性系數(shù)大約減小了10%，下降幅度并不大。這一結果與已有高強混凝土柱的抗震試驗結果有顯著差別。這些試驗表明，相比于普通混凝土，采用高強混凝土的結構柱其延性下降嚴重，部分研究者甚至認為高強混凝土柱不能用于地震活躍區(qū)域[39-40]。因此，從延性來看，在RPC管內部填充高強混凝土，對于CFRT體系來說是可以接受的組合方式，其原因可能是RPC管突出的抗裂性能與高強箍筋的約束作用有效限制了內部高強混凝土的膨脹與開裂，改善了其脆性。

按照《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016版)，結構柱在罕遇地震下的極限塑性側移率不能小于0.02[41]。從表2中的數(shù)據(jù)來看，在試驗條件下，CFRT柱的θu在0.042～0.075之間，均明顯高于規(guī)范要求。

4.2 耗能能力

耗能能力是衡量結構柱抗震性能的另一個重要指標，一般可以采用累計滯回耗能進行評估，對應于滯回曲線所圍成的面積。采用同一側移率的第一循環(huán)來計算累計滯回耗能，結果如圖11所示。

圖11 累計滯回耗能曲線Fig.11 Curves of cumulative dissipated energy

從試驗結果來看，C20L的累計滯回耗能超出對比柱R20L約為40%，提高幅度顯著，這主要得益于RPC管中鋼纖維的抗裂作用，以及鋼纖維在拔出過程中耗能貢獻。而對于CFRT柱，提高配箍率對于改善組合柱的耗能能力作用較為顯著。此外，可以看到C20H的累計滯回耗能較之C20L高出約25%。綜合來看，在填充高強混凝土的CFRT柱，其抗震性能不會出現(xiàn)顯著劣化，這與普通的箍筋約束高強混凝土柱有顯著區(qū)別。

5 結論

對CFRT柱開展了低周反復荷載試驗，基于試驗和分析結果，得到以下主要結論：

1)CFRT柱在低周反復荷載作用下表現(xiàn)出典型的彎曲破壞特征，在距柱底約一倍直徑范圍內形成塑性鉸。不同于普通的箍筋約束混凝土柱，RPC管表面出現(xiàn)大量細而密的裂縫，但保護層沒有明顯的剝落現(xiàn)象。

2)CFRT柱的滯回曲線較為飽滿，可以分為初始彈性段、平緩上升段和相對穩(wěn)定的下降段；而內部填充高強混凝土的CFRT試件，其滯回曲線有一定的捏攏現(xiàn)象。

3)CFRT柱的抗震性能顯著優(yōu)于普通的箍筋約束混凝土柱，其初始剛度、抗側能力、耗能能力均有顯著提高。此外，增加RPC管內的配箍率，可以在一定程度上提高CFRT柱的抗震性能。

4)在試驗條件下，CFRT柱的極限側移率在0.042～0.075之間，高于抗震設計規(guī)范關于罕遇地震下結構柱極限塑性側移率不低于0.02的要求。從抗震性能來看，在RPC管內部填充高強混凝土，對于CFRT體系是可以接受的組合方式。