張樹琛，楊 勇,2，薛亦聰，于云龍,2

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055)

型鋼混凝土(Steel reinforced concrete，SRC)結(jié)構(gòu)，因其較高的承載能力及優(yōu)越的抗震性能，廣泛應(yīng)用于超高層及重載建筑中。但因其現(xiàn)場施工工序較為復(fù)雜，故較少應(yīng)用于量大面廣的多高層建筑中[1?2]。與此同時，預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)因其現(xiàn)場施工便捷的特點而受到廣泛關(guān)注[3?4]。通過結(jié)合預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)和型鋼混凝土結(jié)構(gòu)的優(yōu)點，國內(nèi)外學(xué)者提出了全預(yù)制SRC 結(jié)構(gòu)及鋼梁-全預(yù)制SRC柱混合結(jié)構(gòu)[5?7]。程萬鵬等[6?7]提出了在梁柱節(jié)點區(qū)采用型鋼連接的預(yù)制裝配部分鋼骨混凝土框架體系。張雪松等[8]提出了梁端采用狗骨式連接的裝配整體式鋼骨混凝土框架體系。日本社團法人預(yù)制建筑協(xié)會和日本藤田公司提出了可供多高層建 筑 使 用 的Steel Reinforced Precast Concrete(SRPC)工法及Fujita Steel Reinforced Precast Concrete(FSRPC)工法[5]。在SR-PC 工法中，主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件采用預(yù)制SRC 梁與現(xiàn)澆SRC 柱；而在FSRPC 工法中，主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件采用全預(yù)制SRC 柱與鋼梁。上述研究多屬于全預(yù)制裝配SRC 結(jié)構(gòu)，其抗震性能及結(jié)構(gòu)整體性方面與現(xiàn)澆SRC 結(jié)構(gòu)相比仍存在一定差距，且在全預(yù)制SRC 結(jié)構(gòu)中，各結(jié)構(gòu)構(gòu)件間的連接方式多使用部分后澆或僅使用鋼連接件，其連接部位存在剛度或者承載力突變，不利于現(xiàn)行抗震設(shè)計，且其結(jié)構(gòu)構(gòu)件自重較大，不利于運輸與施工現(xiàn)場吊裝。

為了增強SRC 結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用同時推進建筑產(chǎn)業(yè)化的發(fā)展，課題組提出了部分預(yù)制裝配型鋼混凝土(Partially Precast Steel Reinforced Concrete，PPSRC)結(jié)構(gòu)。課題組先期完成了PPSRC 梁、柱構(gòu)件的預(yù)制截面選型，并通過試驗研究證明了PPSRC 梁構(gòu)件具有優(yōu)良的受力性能，并提出了PPSRC 梁構(gòu)件在施工及正常使用兩階段的設(shè)計方法[9?11]。為了進一步推進PPSRC 結(jié)構(gòu)的發(fā)展及應(yīng)用，作者提出了PPSRC 柱及預(yù)制裝配型鋼混凝土 空心(Hollow Precast Steel Reinforced Concrete，HPSRC)柱。如圖1 所示，PPSRC 柱由高性能混凝土預(yù)制部分及普通混凝土現(xiàn)澆部分組成，預(yù)制部分由十字型鋼、縱筋、矩形螺旋箍筋及高性能混凝土組成，并在預(yù)制工廠制作養(yǎng)護?，F(xiàn)澆部分由普通混凝土澆筑并可與PPSRC 梁芯及樓板同時澆筑以保證結(jié)構(gòu)的整體性。為了進一步減輕構(gòu)件自重，HPSRC 柱保持截面空心。HPSRC 柱可與PPSRC 柱在同一結(jié)構(gòu)中豎向混合使用，PPSRC 柱可作為底層重載柱使用，而HPSRC 柱可應(yīng)用于上層對軸壓比需求較低的柱構(gòu)件中，結(jié)構(gòu)豎向柱截面高度可保持一致，可有效避免柱變截面處的剛度及承載力突變問題。

圖1 PPSRC 與HPSRC 柱示意圖Fig.1 Diagram of PPSRC and HPSRC columns

課題組先期研究了剪跨比大于3.0 并由彎曲破壞控制的PPSRC 柱及HPSRC 柱的抗震性能[12]，在此基礎(chǔ)上，為研究由剪切破壞控制的PPSRC 短柱及HPSRC 短柱的抗震性能，對6 個PPSRC 短柱和4 個HPSRC 短柱進行了擬靜力試驗。研究了兩類試件的的破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化特征、耗能能力及變形能力，以及柱截面形式、軸壓力、配筋率、配箍率和現(xiàn)澆混凝土強度對PPSRC 短柱和HPSRC 短柱抗震性能的影響。基于試驗結(jié)果與現(xiàn)行規(guī)范，提出了兩種柱構(gòu)件的受剪承載力計算方法，以期能為工程設(shè)計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

本試驗共設(shè)計制作了6 個PPSRC 短柱試件和4 個HPSRC 短柱試件，均設(shè)計為倒T 型試件。試件主體尺寸均為300 mm×300 mm×600 mm；試件地梁尺寸均為550 mm×500 mm×1200 mm。各試件中型鋼均為十字形鋼，由2 個規(guī)格為HN175×90×5×8 的Q235 級軋制型鋼切割并焊接而成，配鋼率為5.0%。為了提升試件預(yù)制部分的抗震性能，采用活性粉末混凝土(Reactive powder concrete，RPC)澆筑試件的高性能混凝土外殼[13]，內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土按C30 級、C60 級混凝土和RPC 制備。依據(jù)試驗參數(shù)設(shè)計，各試件中配置縱筋12 18 或12 28，配筋率ρs為3.4%或8.2%；配置箍筋 8@40 或 8@65，體積配箍率ρts為2.00%或1.26%。如圖1 所示，為了保證型鋼與混凝土之間的組合作用，制作型鋼骨架時分別在柱頂及柱底處型鋼翼緣鉆孔，并按間距70 mm 梅花狀布置3 排8.8 級高強螺栓[14]。為了便于預(yù)制混凝土澆筑，將厚3 mm 的扁豆型花紋鋼板點焊于相鄰型鋼翼緣間，在作為內(nèi)模板的同時可進一步增強預(yù)制及現(xiàn)澆混凝土黏結(jié)性能。因花紋鋼板厚度較小且僅通過點焊與型鋼翼緣連接，故可忽略其對各試件承載力及剛度的貢獻。各試件的主要設(shè)計參數(shù)見表1，試件截面尺寸見圖2。

PPSRC 短柱試件的制作分為兩步：第一步，焊接型鋼并綁扎鋼筋骨架后澆筑預(yù)制高性能混凝土，待預(yù)制高性能混凝土養(yǎng)護完成后；第二步，澆筑內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土以形成完整的PPSRC 短柱試件。HPSRC 短柱試件的制作過程與PPSRC 短柱試件制作的第一步相同，但待預(yù)制高性能混凝土養(yǎng)護完成后即形成完整的HPSRC 短柱試件。在實際工程應(yīng)用中，用于高層柱構(gòu)件的HPSRC 柱柱芯可填充保溫隔熱材料或隔音材料以進一步提升PPRSC 結(jié)構(gòu)的性能。

表1 試件設(shè)計參數(shù)Table 1 Parameters of test specimens

圖2 試件設(shè)計 /mm Fig.2 Specimen design

1.2 材料力學(xué)性能

本試驗采用的RPC 由水泥、硅灰、粉煤灰、礦渣、石英砂、高性能減水劑及鋼纖維拌制而成，鋼纖維的體積摻量為1.5%，其配合比見表2。RPC 中使用的鋼纖維為直徑0.2 mm、長度13.0 mm的鍍銅平直纖維，其抗拉強度為2850 MPa。所有試件均為同批澆筑，自然養(yǎng)護，試驗前對預(yù)留的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊進行測試[15]，測得RPC 的立方體抗壓強度平均值fcu,o=92.3 MPa，受拉強度平均值ft,o=5.76 MPa。內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土實測混凝土立方體抗壓強度平均值分別為31.97 MPa、62.63 MPa和92.3 MPa。依據(jù)《金屬材料 拉伸試驗：第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1?2010)，對鋼筋及型鋼進行材性試驗，具體實測結(jié)果見表3。

1.3 加載制度及量測方案

如圖3 所示，試驗加載方式為懸臂式，水平荷載通過2500 kN 電液伺服作動器施加，軸向荷載通過在剛性大梁上可水平滑動的5000 kN 油壓千斤頂施加于柱頂。試驗正式加載時，首先由油

壓千斤頂在柱頂施加目標(biāo)軸向壓力，然后利用電液伺服作動器在柱頂加載點施加水平低周反復(fù)荷載。水平低周反復(fù)荷載采用位移控制加載，前5 級荷載的目標(biāo)位移角分別為0.2%、0.4%、0.6%、0.8%、1.0%，每級循環(huán)1 次；此后每級位移角的增量為0.5%，每級循環(huán)3 次，當(dāng)水平荷載下降至最大荷載的80%以下時停止加載，具體加載制度如圖4 所示，其中，Δ為加載點位移，n為加載步。

表2 活性粉末混凝土配合比Table 2 Designed mix proportions of RPC

表3 鋼材力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel reinforcements

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

試驗過程中主要測點布置如下：在柱頂加載點處布置電子位移計測定水平位移；在地梁中部布置電子位移計觀測柱底滑移；在柱根300 mm 范圍內(nèi)布置交叉百分表以觀察混凝土應(yīng)變，位移計與應(yīng)變測點布置見圖5。其中S1～S3 為箍筋軸向應(yīng)變片，L1～L4 為縱筋軸向應(yīng)變片，W1～W7 為型鋼腹板三向應(yīng)變片，F(xiàn)1 與F2 為型鋼翼緣軸向應(yīng)變片。

圖5 測點布置 /mm Fig.5 Layout of LVDTs and strain gauges

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

試件的破壞形態(tài)如圖6 所示，主要試驗結(jié)果如表4 所示。與參考文獻[12]中記載的PPSRC與HPSRC 長柱試件發(fā)生彎曲破壞或彎曲控制的彎剪破壞不同，本文試驗中剪跨比較小的PPSRC 與HPSRC 短柱試件的破壞形態(tài)分為彎剪破壞(F-S)和剪切破壞兩種(S)。縱筋配筋率較小的試件發(fā)生彎剪破壞，即加載初期柱兩側(cè)出現(xiàn)水平彎曲裂縫，并隨著加載位移增大而在水平向發(fā)展。接近峰值荷載后，部分水平裂縫開始沿斜向發(fā)展，最終破壞時縱筋、型鋼翼緣與箍筋均發(fā)生屈服，水平彎曲裂縫與斜向剪切裂縫均有不同程度的加寬，即試件最終的破壞形態(tài)表現(xiàn)為彎曲破壞與剪切破壞共同控制的復(fù)合破壞形態(tài)。

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of test specimens

如圖6(a)、圖6(e)所示，相比于高配筋率的試件，最終破壞時低配筋率的PPSRC 短柱與HPSRC短柱的水平彎曲裂縫數(shù)量更多且發(fā)展更為充分，同時因往復(fù)加載而導(dǎo)致的剪切裂縫處的混凝土脫落程度更低，表明低配筋率的試件因彎曲承載力較低而導(dǎo)致剪切破壞的發(fā)展不夠充分。相比于空心試件HPSRC-1，實心試件PPSRC-1 短柱柱身裂縫數(shù)量更少，表明現(xiàn)澆混凝土的存在能有效降低預(yù)制部分混凝土在往復(fù)荷載下的損傷。如圖6(b)、圖6(c)、圖6(d)、圖6(f)、圖6(g)、圖6(h)與圖6(j)所示，除去試件HPSRC-1 與PPSRC-1，其余試件均發(fā)生典型的剪切破壞，即加載初期柱兩側(cè)出現(xiàn)水平彎曲裂縫，但隨加載位移增大水平裂縫的發(fā)展受到有效抑制，同時在柱身出現(xiàn)多條斜向腹剪裂縫，裂縫數(shù)量與長度并隨著加載歷程不斷增多與發(fā)展。相比于其余試件，配箍率較大的試件HPSRC-4 與PPSRC-5 柱身斜裂縫發(fā)展程度最小，且在加載結(jié)束時也并未出現(xiàn)裂縫寬度較大的主斜裂縫，說明配箍率的增加可以有效抑制斜裂縫的開展。同時軸壓力較大的試件HPSRC-3 與PPSRC-3 的柱身混凝土局部剝落情況比軸壓力較小的試件HPSRC-2 與PPSRC-2 更嚴(yán)重，說明軸壓力的增加會加重往復(fù)荷載作用下試件預(yù)制部分的損傷。

在加載過程中，各試件表面均未發(fā)展明顯的縱向黏結(jié)裂縫，說明高強螺栓連接件可保證預(yù)制混凝土、型鋼及現(xiàn)澆混凝土的共同工作性能。如圖6(k)所示，相比于型鋼超高強混凝土短柱，由于PPSRC 短柱試件與HPSRC 短柱試件的預(yù)制外殼均采用配置鋼纖維的RPC 澆筑，鋼纖維的橋聯(lián)作用能有效抑制裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展，且各試件在加載過程中均未出現(xiàn)明顯的混凝土剝落現(xiàn)象[16]。如圖6(l)、圖6(m)所示，加載結(jié)束后，部分試件被破碎以觀察內(nèi)部縱筋、型鋼及混凝土的損傷情況，結(jié)果表明各試件中型鋼與受力縱筋均未發(fā)生明顯的屈曲，表明各試件的高性能混凝土外殼均可有效約束其內(nèi)部的型鋼與縱筋。

2.2 應(yīng)變分析

圖7 記錄了部分試件中應(yīng)變片實測箍筋及縱筋的應(yīng)變發(fā)展情況。箍筋的應(yīng)變發(fā)展可以直觀地體現(xiàn)斜裂縫的發(fā)展趨勢，由圖7(a)、圖7(b)及圖7(c)可以看出，在試件最終破壞時，PPSRC 短柱試件與HPSRC短柱試件中的箍筋均已受拉屈服，說明兩類試件中的斜裂縫發(fā)展較為顯著。由圖7(a)可以看出，空心試件HPSRC-1 在達到其峰值荷載時箍筋的應(yīng)變出現(xiàn)了明顯的平臺段，說明在此荷載水平下裂縫突然加寬，而實心試件PSPRC-4 與PPSRC-6 的箍筋應(yīng)變均未出現(xiàn)明顯的平臺段，說明型鋼內(nèi)部混凝土有效地分擔(dān)了部分水平荷載，從而有效控制了預(yù)制RPC 外殼的斜裂縫發(fā)展。

圖7 應(yīng)變分析Fig.7 Strain analysis

縱筋的應(yīng)變發(fā)展可以直觀地體現(xiàn)試件的破壞形態(tài)，如圖7(d)、圖7(e)及圖7(f)可以看出，在達到試件峰值荷載時，試件HPSRC-1 與PPSRC-1的縱筋均已屈服，結(jié)合之前分析中試件HPSRC-1與PPSRC-1 到達其峰值荷載前箍筋也均已屈服的情況可以看出配筋率較小的試件均發(fā)生彎剪破壞，這與前述的試件破壞形態(tài)相吻合。如圖7(f)所示，在加載結(jié)束時試件PPSRC-4 的縱筋雖亦受拉屈服，但其實測應(yīng)變僅小幅度超越縱筋受拉屈服應(yīng)變，說明高配筋率的試件在受力過程中縱筋基本處于彈性受力階段，試件未到達其彎曲承載力，故其破壞形態(tài)主要由剪切破壞控制。

2.3 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)構(gòu)件在低周往復(fù)荷載作用下水平荷載與水平位移之間的關(guān)系，是結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震性能的綜合體現(xiàn)。圖8 為各試件的荷載-位移滯回曲線，其中，Δ為加載點位移，P為加載點水平荷載，對比各試件的滯回曲線可知：

1)在試件加載初期，荷載和位移近似呈線性關(guān)系，滯回曲線包圍的面積很小，試件剛度退化不明顯，殘余變形很小，試件處于彈性工作狀態(tài)。試件出現(xiàn)首條裂縫的側(cè)移角為約為1.0%，大于未摻雜鋼纖維的型鋼高強混凝土柱[16?17]，說明鋼纖維較好地起到了阻裂的作用。隨著水平位移的增加，試件表面裂縫不斷產(chǎn)生并發(fā)展，滯回環(huán)包圍的面積不斷變大，試件進入彈塑性工作狀態(tài)。由于內(nèi)部型鋼的存在，PPSRC 短柱試件與HPSRC短柱試件的滯回曲線均呈穩(wěn)定的梭形，且未出現(xiàn)明顯的捏攏。

2)為了保證型鋼翼緣的保護層厚度進而確保型鋼與混凝土間的組合作用[18]，同時為了形成型鋼內(nèi)筒以便于現(xiàn)澆混凝土的澆筑，各試件中型鋼均為十字型鋼且配鋼率偏小(5%)，故滯回曲線的飽滿程度相對于大配鋼率型鋼高強混凝土柱較弱[17]。但在實際工程應(yīng)用中，足尺的PPSRC 短柱及HPSRC 短柱可通過增大型鋼配鋼率來進一步提升耗能能力[19]。

3)在其余設(shè)計參數(shù)相同時，PPSRC 短柱試件的滯回曲線比HPSRC 短柱試件的更為飽滿，說明內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土的存在能大幅增加PPSRC 短柱的耗能及變形能力。這是因為柱芯現(xiàn)澆混凝土受到型鋼的有效約束，擁有較高的強度及變形性能。

2.4 骨架曲線

試件的骨架曲線是指荷載-位移滯回曲線中的每一級荷載的第一次循環(huán)的峰值點所連成的外包絡(luò)曲線。各試件的骨架曲線如圖9 所示，對比各試件的骨架曲線可知：

1)各試件的骨架曲線均可分為上升段、強化段及下降段。由圖9(a)可以看出，HPSRC 短柱試件中，配箍率最高的試件HPSRC-4 具有最高的初始剛度及峰值承載力，而配筋率最低的試件HPSRC-1 具有最低的初始剛度及峰值承載力。這是因為試件HPSRC-1 的彎曲承載力相對于其余高配筋率的試件較低，破壞形態(tài)為體現(xiàn)出一部分彎曲破壞特征的彎剪破壞，故其峰值承載力受到一定程度的制約；而試件HPSRC-4 因其配箍率較高，對內(nèi)部混凝土的約束更強，破壞時有更多的箍筋可參與受剪，故體現(xiàn)出最好的滯回性能。相對于試件HPSRC-2，承受軸壓力更高的試件HPSRC-3的骨架曲線波動程度更大，曲線下降程度更劇烈，說明增加軸壓力對HPSRC 短柱試件的滯回性能有不利影響。

2)由圖9(b)可以看出，PPSRC 短柱試件中，現(xiàn)澆RPC 的試件PPSRC-6 具有最高的初始剛度及峰值承載力，與HPSRC 短柱試件相似，配筋率最低的試件PPSRC-1 具有最低的初始剛度及峰值承載力。對比試件PPSRC-2 與PPSRC-3 的骨架曲線可知，承受軸壓力更大的試件PPSRC-3 的峰值承載力更高但骨架曲線下降段更陡峭，說明增加軸壓力可提升PPSRC 短柱試件的受剪承載力但會降低其變形性能。對比試件PPSRC-3 與PPSRC-5 的骨架曲線可知，提升體積配箍率可顯著提高PPSRC短柱試件的承載與變形能力。對比試件PPSRC-3、PPSRC-4 與PPSRC-6 的骨架曲線可知，內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度的提升可大幅提高PPSRC 短柱試件的受剪承載力與變形能力。值得注意的是，除峰值承載力外，內(nèi)澆C60 級混凝土的試件PPSRC-4與內(nèi)澆RPC 的試件PPSRC-6 的骨架曲線下降段均較為平緩，說明適量提高內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度可有效提升PPSRC 短柱的滯回性能。

2.5 剛度退化

試驗過程中，由于試件的累積損傷，導(dǎo)致試件的割線剛度隨位移加載循環(huán)的增加而逐漸減小，這種現(xiàn)象稱為剛度退化。試件的割線剛度為每次循環(huán)的正向或負向最大荷載與相應(yīng)位移的比值，其表達式為：

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteretic loops of test specimens

式中：Ki+和Ki?為第i級加載下正、反加載的剛度；+Δi和?Δi分別為第i級加載下正、反向水平峰值荷載對應(yīng)的側(cè)移；+Pi和?Pi分別為第i級加載第1 次循環(huán)的正、反向水平峰值荷載值。

圖9 試件骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of test specimens

各試件剛度退化曲線匯總見圖10。由圖10 可以看出，因為內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土的存在，PPSRC 短柱試件的初始剛度均高于HPSRC 短柱試件的。內(nèi)部現(xiàn)澆RPC 的試件PPSRC-6 表現(xiàn)出最高的初始剛度，發(fā)生彎剪破壞的試件HPSRC-1 與PPSRC-1 表現(xiàn)出最低的初始剛度?？傮w來說，PPSRC 短柱與HPSRC 短柱試件的剛度均隨側(cè)移的增加而逐漸降低，但由于各試件均配置了高性能混凝土外殼，在兩類試件中均未發(fā)現(xiàn)剛度的突然退化。由圖10(a)可知，HPSRC 短柱試件中，配箍率最大的試件HPSRC-4 體現(xiàn)出最穩(wěn)定的承載力退化；同時由圖10(b)可知，增大配箍率及內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度可有效緩解PPSRC 短柱試件不穩(wěn)定的剛度退化，軸壓力對PPSRC 短柱的剛度退化影響較小。

2.6 位移延性

試驗實測各試件的承載力、位移及位移延性系數(shù)如表4 所示。其中，各試件的屈服荷載Py及屈服位移Δy使用作圖法確定[20]，定義試件的水平荷載下降至峰值荷載80%時對應(yīng)的加載點側(cè)移為極限位移Δu，位移延性系數(shù)μ取μ=Δu/Δy。試件的屈服點具體定義方法如圖11 所示，過坐標(biāo)軸原點O做骨架曲線的切線并與過骨架曲線峰值點的水平線相交于點A，點B為點A在骨架曲線上的垂直投影，之后連接OB并延伸與過骨架曲線峰值點的水平線交于點C，則點C在骨架曲線上的垂直投影即為試件屈服點。

圖10 試件剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation of test specimens

由表4 可以看出，由于內(nèi)部混凝土的存在，PPSRC 短柱試件相對于HPSRC 短柱試件表現(xiàn)出更高的位移延性系數(shù)，說明內(nèi)部混凝土可有效提升PPSRC 短柱的變形能力。對比試件PPSRC-1與PPSRC-2 及試件HPSRC-1 與HPSRC-2 的位移延性系數(shù)可知，發(fā)生彎剪破壞的試件表現(xiàn)出略高的位移延性；由表4 可知，低軸壓力的試件HPSRC-2 與PPSRC-2 的位移延性系數(shù)均為高軸壓力的試件HPSRC-3 與PPSRC-3 的1.20 倍，說明提高軸壓力會降低兩類試件的變形能力；高配箍率的試件HPSRC-4 與PPSRC-5 的位移延性系數(shù)為低配箍率的試件HPSRC-3 與PPSRC-3 的1.58 倍及1.52倍，說明提高配箍率可有效提升兩類試件的位移延性。

值得注意的是，內(nèi)部現(xiàn)澆C60 級混凝土的試件PSPRC-4 與內(nèi)部現(xiàn)澆RPC 的試件PPSRC-6 的位移延性系數(shù)為內(nèi)部現(xiàn)澆C30 級混凝土的試件PPSRC-3 的2.16 倍與1.90 倍，說明提高內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度可大幅度提升PPSRC 短柱的變形性能。其主要原因是內(nèi)部填充C30 級混凝土的試件中型鋼與內(nèi)部混凝土的承載力與變形能力遠低于型鋼外部的預(yù)制RPC 外殼，因而造成內(nèi)外部承載力與剛度的不協(xié)調(diào)，而被型鋼約束的C60 級混凝土及RPC 可大幅提升PPSRC 柱內(nèi)部的承載力與變形能力，從而大幅提升了其位移延性。同時從表4可以看出，部分發(fā)生剪切破壞的試件(試件HPSRC-4、PPSRC-4、PPSRC-5 與PPSRC-6)的位移延性系數(shù)大于發(fā)生彎剪破壞的試件(試件HPSRC-1 與PPSRC-1)，說明增加配箍率與適度提升內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度可有效改善兩類試件發(fā)生剪切破壞時的位移延性，可將PPSRC 短柱與HPSRC 短柱的脆性破壞模式(μ<2.0)轉(zhuǎn)化為高延性破壞模式(μ>3.0)[21]。

表4 試驗結(jié)果匯總Table 4 Summary of test results

圖11 試件屈服點的定義Fig.11 Determination of yield point of specimens

2.7 耗能能力

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的累積耗能Esum是指荷載-位移曲線中所有滯回環(huán)包圍面積的總和，詳見表4 與圖12。與位移延性表現(xiàn)出的特征類似，PPSRC 短柱試件的累積耗能遠高于HPSRC 短柱試件的，其中高配箍率試件PPSRC-5 的累積耗能是試件HPSRC-4 的200.13%，內(nèi)部現(xiàn)澆RPC 的試件PPSRC-6 的累積耗能是試件HPSRC-4 的268.12%，說明PPSRC 短柱的滯回性能明顯優(yōu)于HPSRC 短柱的。高軸壓力的試件HPSRC-3 破壞時的累計耗能相對于低軸壓力的試件HPSRC-2 降低了16.89%，同時高軸壓力的試件PPSRC-3 破壞時的累計耗能相對于低軸壓力的試件PPSRC-2 僅降低了3.20%，說明軸壓力的提高會降低PPSRC 短柱與HPSRC 短柱的耗能能力，但PPSRC 短柱的降低幅度遠低于HPSRC短柱的。主要原因是試件型鋼外側(cè)的RC 部分容易受到軸壓力的影響，而PPSRC 短柱因內(nèi)部混凝土的存在其型鋼外側(cè)RC 部分承擔(dān)的軸壓力相對于HPSRC 短柱中型鋼外側(cè)RC 部分較低。

圖12 試件累積耗能曲線Fig.12 Cumulative energy dissipation of test specimens

值得注意的是，內(nèi)部現(xiàn)澆C60 級混凝土的試件PSPRC-4 與內(nèi)部現(xiàn)澆RPC 的試件PPSRC-6 的累積耗能為內(nèi)部現(xiàn)澆C30 級混凝土的試件PPSRC-3的1.57 倍與1.91 倍，說明提高現(xiàn)澆混凝土強度可大幅度提升PPSRC 短柱的耗能性能。綜上所述，適當(dāng)提升內(nèi)部混凝土強度可以同時提升PPSRC 短柱的剛度退化特性、位移延性與耗能能力，故在實際工程應(yīng)用中，可以使用造價相對RPC 較低的高強混凝土澆筑PPSRC 柱柱芯以在保證抗震性能的前提下降低造價。

3 受剪承載力

PPSRC 短柱與HPSRC 短柱的受剪承載力計算簡圖如圖13 所示，因為兩類試件均采用十字型鋼，故可認為沿水平力加載方向的型鋼腹板與型鋼翼緣均可直接參與試件的受剪行為。基于現(xiàn)行《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》 (JGJ 138?2016)[18]與《鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(YB9082?2006)[22]，結(jié)合PPSRC 短柱與HPSRC 短柱試件的特點對其受剪承載力公式進行改進。考慮到PPSRC 短柱同一截面中存在兩種不同強度的混凝土，采用面積加權(quán)法可得到換算混凝土受拉強度：

式中：ft,com為換算混凝土受拉強度；Acc為現(xiàn)澆混凝土面積；Acp為預(yù)制混凝土面積；ft,o為預(yù)制混凝土受拉強度；ft,i為現(xiàn)澆混凝土受拉強度。

圖13 計算簡圖Fig.13 Calculation sketch

式中：Vc,PPSRC為PPSRC 短柱試件的受剪承載力；λ 為試驗剪跨比；bc為柱寬；h0為有效柱高，取柱受拉邊緣至受拉鋼筋形心的距離；fyv為箍筋屈服強度；Asv為同一截面位置箍筋各肢面積之和；s為箍筋間距；fyw為型鋼腹板屈服強度；Aw為型鋼腹板截面面積；fyf為型鋼翼緣屈服強度；Af為型鋼翼緣截面面積；N為軸壓力。

HPSRC 短柱受剪承載力計算公式為：

式中：Vc,HPSRC為HPSRC 短柱試件的受剪承載力；hw為型鋼腹板高度，其他符號意義同上。

根據(jù)上述方法計算出的PPSRC 短柱試件與HPSRC 短柱試件的受剪承載力見表5。由表5 可知，式(4)與式(5)的計算值高估了試件PPSRC-1與HPSRC-1 的受剪承載力，這是因為試件PPSRC-1與HPSRC-1 均發(fā)生彎剪破壞，從而限制了其受剪性能的充分發(fā)揮。在其余發(fā)生剪切破壞的試件中，使用本文提出的計算公式計算出的受剪承載力均與試驗值吻合良好，計算承載力與試驗承載力比值均值為0.94，變異系數(shù)為0.10。證明本文提出的受剪承載力計算公式行之有效，可供實際工程參考。與此同時，為了進一步保證實際設(shè)計時的安全與方便性，本文將式(4)與式(5)中的換算混凝土受拉強度替換為內(nèi)、外混凝土受拉強度的較小值對本文試件受剪承載力進行了計算。如表5 所示，計算承載力與試驗承載力比值均值為0.91，變異系數(shù)為0.10，計算結(jié)果表明在不計預(yù)制RPC 的受拉承載力時，采用內(nèi)、外混凝土受拉強度的較小值計算得到的PPSRC 柱受剪承載力被明顯低估了，而當(dāng)預(yù)制混凝土采用普通高強混凝土澆筑時，該簡化方法則可以在簡化計算方法的同時得到較為安全的結(jié)果。

表5 試驗值與計算值比較Table 5 Comparison of test and predicted results

4 結(jié)論

通過對4 個HPSRC 短柱試件及6 個PPSRC 短柱試件的擬靜力試驗及分析，可以得到以下結(jié)論：

(1) PPSRC 短柱與HPSRC 短柱中的預(yù)制高性能混凝土、型鋼與現(xiàn)澆混凝土有較好的共同工作性能，破壞時各試件中均未發(fā)現(xiàn)明顯的縱向黏結(jié)裂縫，高強螺栓連接件可較好地保證各試件的組合作用。在各試件中，縱筋配筋率較小的試件發(fā)生彎剪破壞，其余試件均發(fā)生剪切破壞。同時各試件中配置鋼纖維的RPC 外殼可有效避免因往復(fù)加載而導(dǎo)致的混凝土脫落及裂縫開展。

(2) PPSRC 短柱相比于HPSRC 短柱擁有更好的滯回性能、承載能力及耗能能力。其他設(shè)計參數(shù)相同時，內(nèi)部混凝土強度較高、軸壓力較大、配筋率及配箍率較大的試件受剪承載力較高；內(nèi)部混凝土強度較低，軸壓力較大及配箍率較小的試件位移延性及耗能能力相對較差。適當(dāng)提升內(nèi)部混凝土強度和配箍率可大幅提高PPSRC 短柱與HPSRC 短柱試件的耗能及變形能力，同時可將PPSRC 短柱的破壞模式由脆性破壞(μ<2.0)轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?μ>3.0)。

(3) 因為柱芯混凝土的存在，PPSRC 短柱試件的初始剛度高于HPSRC 短柱試件的，同時在兩類試件中均未發(fā)現(xiàn)剛度的突然退化。內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土強度較高、軸壓力較低及配箍率較大的試件體現(xiàn)出更穩(wěn)定的剛度退化趨勢。在實際應(yīng)用中，PPSRC 短柱可用于結(jié)構(gòu)底層重載柱以提升整個結(jié)構(gòu)的抗震性能，而HPSRC 短柱雖滯回性能相比于PPSRC 短柱較弱，但用于高層結(jié)構(gòu)柱時仍可提供充足的承載能力與耗能能力，并可降低整個結(jié)構(gòu)的自重。

(4) 基于試驗結(jié)果及現(xiàn)行規(guī)范提出了PPSRC短柱與HPSRC 短柱的受剪承載力計算方法，結(jié)果表明計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，可供實際工程參考使用。