型钢高强混凝土框架柱抗震性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 5 期 2012 年 5 月 Vol. 33No. 5May 2012 016 文章编号 1000-6869 2012 05-0124-09 型钢高强混凝土框架柱抗震性能试验研究 郑山锁，张亮，李磊，胡义，胡长明 西安建筑科技大学 土木工程学院，陕西西安 710055 摘要 基于 16 个型钢高强混凝土 SRHSC 框架柱试件的低周反复加载试验， 对其抗震性能进行了研究。试件设计参数为 剪跨比、 轴压比、 混凝土强度、 含钢率和配箍率。对不同设计参数试件的受力特点、 破坏形态、 滞回性能、 骨架曲线、 耗能能 力、 位移延性等主要抗震性能指标进行了分析， 得到了试件耗能指标、 位移延性与诸设计参数之间的关系曲线。试验结果 表明 试件荷载- 位移滞回曲线饱满， 下降段较为平缓， 其他各项抗震性能指标较为优异， 总体上表现出良好的抗震性能; 混 凝土强度等级超过 C100 的 SRHSC 框架柱的承载力优势明显， 但由于高强混凝土的脆性导致其耗能能力及延性较普通型 钢混凝土框架柱稍差; 试件剪跨比、 含钢率以及配箍率的提高能够增强其抗震性能， 而混凝土强度、 轴压比的提高将降低其 抗震性能。 关键词 型钢混凝土框架柱;高强混凝土; 拟静力试验;抗震性能 中图分类号 TU392. 1TU317. 1文献标志码 A Experimental research on seismic behavior of steel reinforced high strength concrete frame columns ZHENG Shansuo，ZHANG Liang，LI Lei，HU Yi，HU Changming College of Civil Engineering，Xi’ an University of Architecture and Technology，Xi’ an 710055，China AbstractThe seismic behavior of steel reinforced high strength concrete SRHSCframe columns was investigated by the experiments of 16 frame column specimens subjected to a constant axial load and cyclic lateral loads． The design parameters of specimens included shear span ratio，axial compression ratio，concrete strength，steel ratio and stirrup ratio． The study focused on main seismic perance inds of specimens which had different design parameters， such as mechanical characteristics，failure mode，hysteretic behavior，energy dissipation and ductility． The influences of design parameters on energy dissipating capacity and ductility were analyzed． The results show that the hysteretic curves of specimens are plump with relatively slow descending branches． Some other seismic perance inds are good，indicating excellent seismic behavior． The bearing capacity of SRHSC frame columns is excellent，but the ductility and energy dissipation ability are inferior to those of ordinary steel reinforced concrete structures． With the increase of shear span ratio，steel ratio and stirrup ratio，the seismic behavior of specimens improves． However，with the increase of concrete strength and axial compression ratio，the seismic behavior of specimens decreases． Keywordssteel reinforced concrete;high strength concrete;quasi- static test;seismic behavior 基金项目 国家自然科学基金项目 50978218， 501108376， 90815005 ， 高等学校博士学科点专项科研基金项目 20106120110003 ， 陕西省 科技统筹创新工程计划项目 2011KTCQ03- 05 ， 陕西省教育厅专项科研项目 2010JK633 。 作者简介 郑山锁 1960 ， 男， 陕西渭南人， 工学博士， 教授。E- mail zhengshansuo263. net 收稿日期 2010 年 2 月 421 0引言 震害调查和试验研究均表明 ［1- 3 ］， 型钢混凝土 SRC结构抗震性能比普通钢筋混凝土 RC结构 有显著地改善。但目前， 国内外对 SRHSC 框架柱抗 震性能试验研究还不够深入和系统， 尤其对于强度 等级超过 C100 高强混凝土 HSC 框架柱的抗震性 能还有待深入研究 ［4- 5 ］。 基于此， 本文取框架柱反弯点之间的柱单元作 为研究对象， 进行 16 个 SRHSC 框架柱低周反复加载 试验。通过试验对框架柱的受力特性、 破坏形态、 荷 载- 位移滞回曲线、 骨架曲线、 耗能能力以及位移延性 等进行分析， 同时， 分析剪跨比、 混凝土强度、 轴压 比、 含钢率以及体积配箍率对框架柱各项抗震性能 指标的影响。 1试验概况 1. 1试件设计 结合已有对影响 SRHSC 框架柱抗震性能的主要 因素的研究 ［6 ］， 本文选取试件设计参数有 剪跨比为 1. 32 ～3. 27; 试验轴压比为0. 21 ～0. 36; 混凝土立方体 抗压强度为 69. 75 ～ 117. 42 MPa; 配箍率为 1. 26 ～ 1. 72; 含钢率为 4. 70 和 5. 60。参考 JGJ 138 2001型钢混凝土组合结构技术规程 ［7 ］进行试件 设计。 共设计实腹式 SRHSC 框架柱试件 16 个， 试件 编号 为 SRHC- 5 ～ SRHC- 20。试 件 截 面 尺 寸 均 为 160 mm 240 mm， 型钢采用普通热轧工字钢 I14 和 I12. 6。纵 筋 采 用 HRB335 级 螺 纹 钢， 箍 筋 采 用 HPB235 级圆钢。试件设计参数见表 1， 试件配钢见 图 1， 钢材材料性能见表 2。 图 1试件 SRHC- 5 几何尺寸与配钢图 Fig． 1Dimensions and steel distribution of SRHC- 5 1. 2试验加载与测试方案 试验采用悬臂梁式拟静力加载方法， 试验在西安 表 1试件基本参数 Table 1Design parameters of specimens 试件编号 混凝土立方 体抗压强度 fcu/MPa 剪跨比 λ 轴压比 nt 配箍率 ρv/ 含钢率 ρs/ SRHC- 579. 583. 270. 281. 385. 60 SRHC-685. 492. 730. 311. 385. 60 SRHC- 779. 382. 180. 281. 385. 60 SRHC- 8108. 561. 640. 321. 385. 60 SRHC- 978. 491. 320. 221. 385. 60 SRHC- 1080. 191. 640. 221. 385. 60 SRHC- 1179. 421. 640. 361. 385. 60 SRHC- 1296. 141. 640. 261. 385. 60 SRHC- 13117. 421. 640. 311. 385. 60 SRHC- 1481. 071. 640. 281. 385. 60 SRHC- 1569. 753. 270. 261. 385. 60 SRHC- 16107. 073. 270. 271. 385. 60 SRHC- 17115. 523. 270. 311. 385. 60 SRHC- 1877. 652. 180. 241. 265. 60 SRHC- 1980. 692. 180. 231. 725. 60 SRHC- 2075. 682. 180. 211. 264. 70 表 2钢材材料性能 Table 2Material properties of steel 钢材型号 屈服强度 fy/MPa 极限强度 fu/MPa 弹性模量 Es/MPa I14/ I12. 6 型钢翼缘319. 7/322. 5426. 5/429. 72. 07 105 I14/ I12. 6 型钢腹板312. 4/314. 6417. 2/421. 42. 07 105 10386. 3495. 72. 06 105 6397. 5528. 62. 07 105 8354. 1447. 32. 07 105 建筑科技大学国家教育部结构与抗震实验室进行。 首先利用 2 000 kN 液压千斤顶在柱顶施加恒定的竖 向荷载， 柱顶水平低周反复荷载由 500 kN 电液伺服 作动器施加。试验台承载系统为 L 形反力墙。试验 数据由 1 000 个通道 7V08 数据采集仪适时采集， 试 验全过程由 M2801 伺服控制器及电脑控制。试验采 用荷载、 位移双控加载制度， 试件屈服 以纵向钢筋 屈服为试件屈服标志 前按荷载控制， 分数级加载， 每级荷载循环 1 次; 试件屈服后按位移控制， 每级位 移增幅为屈服位移 Δy的倍数， 并在相同位移下循环 3 次， 直到荷载下降到最大荷载的70或试件不能再 承担预定轴压力时结束试验。试件受力简图及试验 加载装置见图 2， 试验加载制度见图 3。 试验测试的主要内容有 每级循环加载中， 柱顶 水平加载点处的水平荷载及位移; 柱根部弯剪区的 弯曲、 剪切变形以及塑性铰区段的转角; 纵向钢筋、 箍筋及型钢的应变; 荷载- 位移滞回曲线; 混凝土裂缝 等。测量仪器及测点布置如图 4 和图 5 所示。 521 图 2试件受力简图及试验加载装置 Fig． 2Loading diagram and test setup 图 3试验加载制度 Fig． 3Loading procedure of test 图 4位移、 变形测量仪表布置 Fig． 4Instrumentation layout for displacement and deation 图 5钢筋和型钢应变测点布置 Fig． 5Strain measuring points of reinforcing bar and steel 2试验过程及破坏特征 试件在压、 弯、 剪复合受力下的破坏形态主要有 剪切斜压破坏、 剪切黏结破坏和弯曲破坏三种。 2. 1剪切斜压破坏 当剪跨较小 λ 1. 32 ～ 1. 64时， 试件主要发 生剪切斜压破坏。当水平荷载小于开裂荷载 Pcr时， 试件基本处于弹性阶段， 其混凝土、 钢筋以及型钢应 变均较小， 卸载后变形基本完全恢复; 当水平荷载达 到 57 ～75Pmax时， 试件腹部轴线附近出现斜 裂缝， 同时在型钢受压翼缘外侧出现少许竖向黏结 裂缝; 当水平荷载增加至 84 ～ 91Pmax时， 试件 屈服。试件在往复荷载作用下形成大致沿对角线 45的 X 形交叉裂缝， 将试件剪压区段分割成若干棱 柱体。最终斜压棱柱体被压溃而退出工作， 试件破 坏 图 6 。试件受力特点表现为水平承载力高， 破坏 过程短， 延性差。但由于型钢的存在， 混凝土开裂后 型钢承担大部分水平力， 并阻止裂缝开展， 故试件较 RC 框架柱剪切斜压破坏的延性得到明显改善。 aSRHC- 10 bSRHC- 11 cSRHC- 13 图 6剪切斜压破坏 Fig． 6Shearing compression failure modes 2. 2剪切黏结破坏 当剪跨比适中 λ 2. 18时， 试件主要发生剪 切黏结破坏。加载初期， 试件基本处于弹性阶段; 随 着荷载的增加和反复作用， 试件首先出现水平裂缝 和斜裂缝， 但其发展较为缓慢; 当荷载达到 61 ～ 67Pmax时， 型钢受压翼缘外侧混凝土突然出现沿 柱高分布的纵向黏结裂缝且发展迅速， 最终形成一 条主要纵向黏结劈裂裂缝。试件破坏主要是由于型 钢与混凝土之间发生黏结滑移， 导致黏结作用逐步 丧失， 剪应力得不到有效传递， 致使型钢翼缘外侧混 凝土产生剪应力集中， 出现黏结裂缝， 进而型钢翼缘 外侧混凝土保护层脱落， 试件刚度急剧减小， 试件破 坏加剧 图 7 。试件水平承载力相对较小， 破坏过程 较短， 延性较差。 aSRHC- 7 bSRHC- 18 cSRHC- 20 图 7剪切黏结破坏 Fig． 7Shearing splitting failure modes 621 2. 3弯曲破坏 当剪跨比较大 λ 2. 73 ～ 3. 27时， 试件主要 发生弯曲破坏。当荷载达到 58 ～ 75Pmax时， 试件根部受拉侧出现水平弯曲裂缝。试件破坏主要 是由于受压区混凝土压应力达到其极限抗压强度而 破碎， 进而纵筋被压屈、 受压区型钢翼缘乃至腹板逐 渐屈服而引起 图 8 。试件水平承载力较小， 破坏过 程缓慢， 延性较好。各试件在不同受力状态下的荷 载位移特征值及破坏形态如表 3 所示。 表 3试件在不同受力状态下的荷载位移特征值以及破坏形态 Table 3Characteristic values of specimens at yield，ultimate and failure conditions and failure modes 试件编号 初裂状态屈服状态极限状态破坏状态 Pcr/kNΔcr/mmPy/kNΔy/mmPmax/kNΔmax/mmPu/kNΔu/mm 破坏形态 SRHC- 5121. 692. 79131. 564. 53161. 347. 01137. 1416. 72弯曲破坏 SRHC-6137. 222. 37190. 504. 27226. 778. 95192. 7515. 36弯曲破坏 SRHC- 7164. 583. 98238. 435. 36270. 278. 08229. 7317. 90剪切黏结 SRHC- 8217. 101. 95314. 373. 52359. 635. 23305. 699. 52剪切斜压 SRHC- 9240. 892. 86279. 173. 69322. 174. 69273. 8410. 35剪切斜压 SRHC- 10187. 372. 30262. 534. 08312. 747. 05265. 8313. 85剪切斜压 SRHC- 11262. 133. 06310. 034. 15354. 496. 28301. 329. 43剪切斜压 SRHC- 12210. 712. 06288. 113. 56366. 305. 27311. 3616. 58剪切斜压 SRHC- 13247. 812. 03395. 513. 12434. 314. 39369. 169. 62剪切斜压 SRHC- 14231. 181. 73308. 223. 79339. 235. 97288. 359. 73剪切斜压 SRHC- 1592. 463. 12136. 176. 02159. 3711. 98135. 4622. 29弯曲破坏 SRHC- 16121. 562. 41169. 245. 15205. 489. 52174. 6621. 02弯曲破坏 SRHC- 17161. 093. 74179. 234. 52230. 066. 69195. 5513. 13弯曲破坏 SRHC- 18167. 853. 55201. 546. 92252. 5715. 31214. 6821. 98剪切黏结 SRHC- 19181. 254. 28217. 698. 12269. 7216. 48229. 2624. 44剪切黏结 SRHC- 20132. 953. 75170. 576. 45212. 0115. 56180. 2126. 73剪切黏结 aSRHC- 5 bSRHC-6 cSRHC- 15 图 8弯曲破坏 Fig． 8Flexural failure modes 3试验结果及分析 3. 1滞回曲线 部分 SRHSC 框架柱试件的实测 P- Δ 滞回曲线如 图 9 所示。由图 9 可以看出 1 当水平荷载小于开裂荷载 Pcr时，P- Δ 曲线 呈直线， 试件基本处于弹性阶段; 随着荷载的增加， P- Δ 曲线逐渐偏离直线， 变形加快， 卸载时出现残余 变形， 试件进入弹塑性阶段; 当荷载达到屈服荷载 Py 后， 加载曲线的斜率随位移的增大而减小， 且减小的 幅度逐渐加快; 在同一级位移控制加载阶段的 3 次 循环中， 后次加载曲线的斜率和最大荷载小于前一 次曲线， 且随着循环次数的增加， 刚度及承载力衰减 显著。极限荷载 Pmax之后， 卸载曲线陡峭， 变形恢复 较小， 位移明显滞后。 2 在其它参数相同的情况下， 剪跨比较大的试 件 SRHC- 5 承受的极限荷载较小， 荷载衰减较慢， 滞 回曲线较为饱满， 试件在承载力不显著降低的情况 下， 所经受的循环次数较多， 破坏位移较大。 3 混凝土强度较高的试件 SRHC- 13 承受的极 限荷载较大， 滞回曲线较为狭窄， 极限变形和稳定性 均显著下降， 荷载衰减较快。 4 轴压比较大的试件 SRHC- 11 承受的极限荷 载较大， 但达到极限荷载 Pmax后滞回曲线的稳定性 下降， 荷载衰减较快， 加载循环次数较少， 破坏变形 较小， 破坏过程较为迅速。 5 含钢率较大的试件 SRHC- 18 承受的极限荷 载较大， 滞回曲线较为饱满， 极限变形较大， 荷载衰 减较慢， 循环加载次数较多， 破坏过程较为缓慢。 6 配箍率较大的试件 SRHC- 19 承受的极限荷 载较大， 滞回曲线较为饱满， 破坏时变形能力较强， 荷载衰减较慢， 循环加载次数较多， 破坏过程较为缓 慢， 耗能能力较强。 7 与钢筋高强混凝土框架柱 ［8 ］相比， 其低周反 复加载时的滞回性能更加优越。在达到极限荷载 后， 未发现荷载急剧下降而使试件快速破坏的现象， 其滞回环能收敛于某个稳定值， 且颈缩现象不明显， 表现出钢框架柱的滞回特性。 3. 2骨架曲线 设计参数对试件骨架曲线及无量纲骨架曲线的 影响见图 10。由图 10 可以看出 721 图 9部分试件 P- Δ 滞回曲线 Fig． 9P- Δ hysteretic loops of specimens 1 试件的受力过程可分为弹性、 混凝土开裂弹 塑性、 型钢屈服和破坏 4 个阶段。与 RC 框架柱相 比， SRHSC 框架柱具有更好的延性与变形能力， 其骨 架曲线的下降段较平缓， 荷载衰减缓慢， 塑性变形能 力强 ［9 ］。但相比普通 SRC 框架柱， 由于 HSC 的脆性， 致使其极限荷载提高， 而骨架曲线下降段相对陡峭， 塑性变形能力降低 ［10 ］。 2 试件的剪跨比对其受力性能的影响主要体 现在破坏形态和承载力方面。随着剪跨比的增加， 试件依次发生剪切斜压破坏、 剪切黏结破坏和弯曲 破坏， 且极限荷载逐渐减小， 骨架曲线的上升段和下 降段逐渐趋于平缓， 破坏位移逐渐增大， 延性性能增 强。剪跨比较大试件 SRHC- 5 的极限荷载明显较小， 荷载下降段较为平缓， 变形能力较强。剪跨比对骨 架曲线的影响见图 10a、 10g。 3 由于试件 SRHC- 11 的轴压比较大， 其初始刚 度较大， 极限荷载略有增大， 但极限位移略小。同 时， 荷载下降段较陡峭， 塑性变形能力较差， 延性性 能较低。轴压比对骨架曲线的影响见图 10b。 4 试件 SRHC- 13、 SRHC- 17 的混凝土强度较 高， 其极限荷载明显较大， 但破坏位移减小。同时， 骨架曲线的下降段逐渐较为陡峭， 强度衰减较快， 延 性性能较差。混凝土强度对骨架曲线的影响见图 10c、 10d、 10h。 5 配箍率较大试件 SRHC- 19 以及含钢率较大 试件 SRHC- 18 的极限荷载较大且荷载衰减较缓， 极 限变形能力较强， 骨架曲线下降段较为平缓。配箍 率、 含钢率对骨架曲线的影响见图 10e、 10f、 10i。 3. 3耗能能力 结构或构件的耗能能力通常用等效黏滞阻尼系 821 图 10设计参数对试件骨架曲线及无量纲化骨架曲线的影响 Fig． 10Influences of design parameters on skeleton curves and non- dimensional skeleton curves of specimens 数 he及能量耗散系数 E 来度量。 h e Ah/ πFΔ ， 其 中， Ah为正向加载半个滞回环面积， FΔ 为正向加载 时最大水平荷载及相应位移的乘积;E A/ FΔ ， 其中， A 为一个完整的滞回环面积， FΔ 为滞回环正、 反向加载部分最大水平荷载及相应位移乘积的平均 值。设计参数对试件等效黏滞阻尼系数的影响见图 11， 极限耗能指标 即试件达到破坏时耗能指标， 下 同 见表 4。由图 11 和表 4 可以看出 1 试件的等效黏滞阻尼系数随着水平位移的 增加而增大， 同时， 在同一位移循环下不同循环次数 的 he有突变。在加载后期， 其 h e值能保持一定增长， 但增长速率降低， 表明在加载后期尽管混凝土保护 层不断压碎脱落导致试件塑性变形增大， 但试件核 心区型钢及其内包混凝土仍处于多向约束的良好工 作状态， 能够继续耗散地震能量， 体现出良好的耗能 能力， 对结构抵御大震之后的二次余震较为有利。 2 随着剪跨比的增大， 试件的等效黏滞阻尼系 数及能量耗散系数逐渐增大， 表明剪跨比的提高可 改善试件的抗震性能。试件 SRHC- 5 λ 3. 27的 极限耗能指标 he 0. 32， E 1. 73， 大于试件 SRHC- 7 λ 2. 18的极限耗能指标 he 0. 26， E 1. 61。 试 件 SRHC- 7 的极限耗能指标也大于试件 SRHC- 14 λ 1. 64的极限耗能指标 he 0. 23，E 1. 48。 剪跨比对等效黏滞阻尼系数的影响见图 11a。 3 随着轴压比的提高， 试件的耗能指标降低， 即抗震性能有一定程度的下降。轴压比较大的试件 SRHC- 11 nt 0. 36的极限耗能指标 he 0. 18， E 1. 27， 小于试件 SRHC- 10 nt 0. 22的极限耗 921 表 4试件的极限耗能指标和位移延性系数 Table 4Inds of ultimate energy dissipation and ductility factors 试件编号 等效黏滞阻尼 系数 he 能量耗散 系数 E 正反向加载延性 系数平均值 μΔ SRHC- 50. 321. 733. 62 SRHC-60. 281. 653. 59 SRHC- 70. 261. 613. 12 SRHC- 80. 211. 312. 71 SRHC- 90. 201. 262. 69 SRHC- 100. 261. 533. 14 SRHC- 110. 181. 272. 77 SRHC- 120. 221. 392. 86 试件编号 等效黏滞阻尼 系数 he 能量耗散 系数 E 正反向加载延性 系数平均值 μΔ SRHC- 130. 191. 282. 51 SRHC- 140. 231. 483. 05 SRHC- 150. 331. 843. 68 SRHC- 160. 261. 653. 12 SRHC- 170. 241. 582. 75 SRHC- 180. 251. 563. 11 SRHC- 190. 281. 723. 19 SRHC- 200. 241. 523. 08 图 11设计参数对试件等效黏滞阻尼系数的影响 Fig． 11Influences of design parameters on equivalent viscous damping coefficient of specimens 能指标 he 0. 26， E 1. 53。 轴压比对等效黏滞阻 尼系数的影响见图 11b。 4 混凝土强度的提高降低了试件的耗能能力， 耗能指标减小。试件 SRHC- 17 fcu 115. 52 MPa 极 限耗能指标 he 0. 24，E 1. 58，小于试件SRHC- 5 fcu79. 58 MPa极限耗能指标 he 0. 32，E 1. 73。 试件 SRHC- 8 fcu 108. 56 MPa极限耗能指 标 he 0. 21，E 1. 31， 小于试件 SRHC- 12 f cu 96. 14 MPa极限耗能指标 he 0. 22， E 1. 39。 混 凝土强度对等效黏滞阻尼系数的影响见图 11c、 11d。 5 配箍率及含钢率的增大能够增强对核心混 凝土的约束作用， 并提高试件的塑性变形能力， 从而 增强其抗震性能， 试件的极限耗能指标随着含钢率 及配 箍 率 的 提 高 而 增 大。配 箍 率 较 大 试 件 SRHC- 19 ρv 1. 72的极限耗能指标 he 0. 28， E 1. 72， 大于试件 SRHC- 18 ρv 1. 26的极限 耗能指标 he 0. 25， E 1. 56。 含钢率较大的试件 SRHC- 18 ρs 5. 60的极限耗能指标 he 0. 25， E 1. 56， 大于试件 SRHC- 20 ρs 4. 70的极限 耗能指标 he 0. 24， E 1. 52。 配箍率、 含钢率对等 效黏滞阻尼系数的影响见图 11e、 10f。 6 已有研究资料表明 ［11- 12 ］， 钢筋高强混凝土框 架柱的极限等效黏滞阻尼系数约为 0. 2， 型钢普通混 凝土框架柱的极限等效黏滞阻尼系数约为 0. 4。本 试验中， 试件的极限耗能指标平均值为 he 0. 247， E 1. 524， 表明 SRHSC 框架柱的耗能能力好于钢筋 高强混凝土框架柱， 但由于 HSC 的脆性， 其耗能能力 低于型钢普通混凝土框架柱。 031 3. 4位移延性 根据试件的 P- Δ 滞回曲线得出骨架曲线， 采用 能量等 效 法 确 定 各 试 件 的 屈 服 位 移 Δy，再 取 0. 85 Pmax所对应的位移作为破坏位移 Δu，则位移延 性系数定义为 μΔ Δu /Δ y。 根据此定义得出各试件 的位移延性系数见表 4， 设计参数对位移延性系数的 影响见图 12。 图 12设计参数对位移延性系数的影响 Fig． 12Influences of design parameters on ductility factors of specimens 由表 4 和图 12 可以看出 1 试件的位移延性系数随着剪跨比的增加而 增大。剪 跨 比 较 大 的 试 件 SRHC- 5 λ 3. 27 、 SRHC-6 λ 2. 73的延性系数分别为 3. 62、 3. 59， 而剪跨比较小的试件 SRHC- 14 λ 1. 64 、 SRHC- 9 λ 1. 32的延性系数分别为3. 05、 2. 69， 可以看出 剪跨比较小试件位移延性系数较小。剪跨比对试件 延性的影响主要体现在其对试件破坏形态的影响， 剪跨比较大试件主要发生延性较好的弯曲破坏， 剪 跨比较小试件的延性差， 结构抗震设计时应避免使 用剪跨比过小的短柱。剪跨比对位移延性系数的影 响见图 12a。 2 随着轴压比的增大， 试件的位移延性系数减 小。试 件 SRHC- 10 nt 0. 22 、SRHC- 14 nt 0. 28 、 SRHC- 11 nt 0. 36的位移延性系数依次 减小， 分别为 3. 14、 3. 05、 2. 77。轴压力的增加， 使试 件截面混凝土的主压应力和主压应变增大， 削弱了 混凝土的后期变形能力， 降低了试件位移延性。另 外， 轴压力的增加 P- Δ 效应随之增大， 导致二次弯矩 和附加变形增加， 亦引起试件延性变差。轴压比对 位移延性系数的影响见图 12b。 3 随着混凝土强度的提高， 试件的位移延性系 数减小。混凝土强度较低的试件 SRHC- 14 fcu 81. 07 MPa 及 SRHC- 15 fcu 69. 75 MPa的延性系 数分别为 3. 05、 3. 68， 而混凝土强度较高的试件 SRHC- 13 fcu 117. 42 MPa及 SRHC- 17 fcu 115. 52 MPa的延性系数分别为 2. 51、 2. 75， 可以看 出， 混凝土强度较高试件的位移延性降低。混凝土 强度对试件延性的影响主要体现在混凝土材料的自 身特性。随着混凝土强度的提高， 其极限应变减小， 脆性特性明显， 从而导致试件抗震性能降低， 延性能 力减弱。混凝土强度对位移延性系数的影响见图 12c、 12d。 4 随着配箍率及含钢率的增加， 试件的位移延 性系数增大。试件 SRHC- 18 ρv 1. 26 、 SRHC- 7 ρ v 1. 38 、 SRHC- 19 ρv 1. 72的配箍率依 次增大， 延性系数分别为 3. 11、 3. 12、 3. 19， 可以看 出， 试件配箍率较大时其延性性能增强。含钢率较 小试件 SRHC- 20 ρs 4. 70的延性系数为3. 08， 小于 SRHC- 18 ρs 5. 60的延性系数。主要原 因是箍筋和型钢翼缘对混凝土提供良好约束作用， 使其处于多向受压状态， 增强了混凝土极限变形能 力， 且约束作用随着含钢率及配箍率的增大而增强。 配箍率及含钢率对位移延性系数的影响见图 12e、 12f。 131 4结论 1SRHSC 框架柱的各项抗震性能指标良好， 混凝土强度等级超过 C100 的 SRHSC 框架柱承载力 优势明显， 但由于 HSC 的脆性导致其延性及耗能能 力较普通型钢混凝土框架柱稍差。 2SRHSC 框架柱在压、 弯、 剪复合受力下， 随 着剪跨比的增加依次发生剪切斜压破坏、 剪切黏结 破坏和弯曲破坏， 水平承载力逐步减小但荷载衰减 减缓， 位移延性性能和耗能能力逐渐增强。 3随着混凝土强度和轴压比的提高， SRHSC 框架柱的水平承载力逐渐增大， 但荷载衰减加快， 位 移延性性能和耗能能力逐渐降低。 4随着含钢率及配箍率的增加， SRHSC 框架 柱的水平承载力逐渐增大且荷载衰减减缓， 位移延 性性能和耗能能力逐渐增强。 参考文献 ［ 1］ 赵鸿铁． 钢与混凝土组合结构［M］ ． 北京科学出 版社，200177- 80． ZHAO Hongtie．Compositing structures of steel and concrete［M］ ． BeijingScience Press， 2001 77- 80． in Chinese ［ 2］ 李惠． 高强混凝土及其组合结构［M］ ． 北京科学 出 版 社，200466- 78． LI Hui．High strength concrete and its composite structure［M］ ．Beijing Science Press， 2004 66- 78． in Chinese ［ 3］ 李俊华，王新堂，薛建阳， 等． 低周反复荷载下型钢 高强混凝土柱受力性能试验研究［ J］ ． 土木工程学 报，2007，40 711- 18． LI Junhua，WANG Xintang，XUE Jianyang，et al． Experimental study on theperanceofsteelreinforcedhigh- strength concrete columns under low cyclic reversed loading［ J］ ． China Civil Engineering Journal，2007，40 7 11- 18． in Chinese ［ 4］ 贾金青． 钢骨高强混凝土短柱及高强混凝土短柱力 学性能的研究［ D］ ． 大连 大连理工大学，2000 18- 23． JIA Jinqing． The research of SRHC short columns 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