高軸壓比下BCCS高強混凝土柱擬靜力試驗研究

李升才

（1. 華僑大學 土木工程學院，福建 廈門，361021；2. 華僑大學 福建省結構工程與防災重點實驗室，福建 廈門，361021）

高軸壓比下BCCS高強混凝土柱擬靜力試驗研究

李升才1， 2

（1. 華僑大學 土木工程學院，福建 廈門，361021；
2. 華僑大學 福建省結構工程與防災重點實驗室，福建 廈門，361021）

進行高軸壓比下比例為1/2的9個密置焊接環式復合箍筋約束（BCCS）高強混凝土柱試件和1個對比試件的低周反復加載試驗。研究軸壓力比、配箍率和配箍形式對柱變形性能和滯回特征的影響。研究該類構件的破壞過程、破壞形態、滯回曲線、延性性能、耗能性能，分析塑性鉸區域剪切變形角。研究結果表明：所有試件最終破壞均呈倒三角形的彎曲型破壞形態；塑性鉸區域的剪切變形角較小，對試件彎曲變形的影響可忽略。在高軸壓比下，全部BCCS高強混凝土柱試件都具有較飽滿的滯回環，無明顯的捏縮現象，表明這種柱的耗能性能較好；另外，隨著軸壓比的提高，其耗能性能降低，骨架曲線的強度下降段較陡，延性性能較差；隨著箍筋間距的減小（配箍率的增大），其耗能性能提高，骨架曲線下降段愈平緩，延性性能愈好；與普通復合箍筋的對比試件相比較，BCCS效果更好，且延性性能更好，耗能更大。

高軸壓比；配箍率；BCCS高強混凝土柱；配箍形式；抗震性能

新型 RCS組合結構是由密置復合連續螺旋箍筋約束高強混凝土柱、焊接六邊形孔蜂窩鋼梁和普通混凝土（含壓型鋼板）合成樓蓋組成的組合框架結構，該組合框架由鋼筋混凝土柱和鋼梁組成，是一種新的RCS組合結構形式。新型RCS組合結構有2個其他RCS組合結構所不具備的優勢，首先，密置復合連續螺旋箍筋約束高強混凝土柱是該結構的主要構件。這種約束混凝土柱的受力性能與鋼管混凝土柱類似，并且其約束效果比方型鋼管混凝土柱的好。柱中密配的連續螺旋箍筋使其延性（變形能力）大大增加，同時也增加了柱的承載力。由于柱延性的大大增加，既解決了一般混凝土柱的軸壓比限值及柱截面過大的問題，又改善了配置普通箍筋高強混凝土柱的材料脆性問題。與鋼管混凝土柱相比，密置復合連續螺旋箍筋約束高強混凝土柱的造價和用鋼量要小得多，也克服了抗火性差和易銹蝕的缺點；其次，焊接六邊形孔蜂窩鋼梁與壓型鋼板混凝土組合樓板形成組合梁。蜂窩鋼梁比普通鋼梁節省鋼材，組合梁可充分發揮鋼材及混凝土2種材料的作用，使混凝土主要受壓，鋼梁主要受拉與受剪。另外，新型RCS組合結構梁柱節點的連接方便、傳力明確、強度較高、延性較好，很容易達到強節點、弱構件的要求。還有，新型RCS組合結構樓屋蓋體系為壓型鋼板混凝土組合樓板。組合樓板中的壓型鋼板又可兼做模板使用，從而省去了支模工序，避免了大量的模板施工所造成的人工和材料的浪費，促進了施工裝配化和工業化。再加上該結構的填充墻用保溫石粉加氣混凝土砌塊砌筑，可滿足福建及全國大部分地區的外墻建筑節能要求。與傳統的鋼筋混凝土結構或鋼結構相比，新型RCS組合結構具有很強的性能優勢和經濟優勢。比如，由于鋼梁與側向剛度大的混凝土板組合連接在一起，很大程度增強了鋼結構的整體和局部穩定性，從而節省了相當一部分為保證鋼結構穩定性所需要的各種加勁肋的鋼材。所以新型RCS組合結構比傳統鋼結構具有更大的剛度和強度、更好的局部和整體穩定性、更強的防腐蝕和耐火性能（主要受力構件柱為混凝土構件），并且可以減小用鋼量；新型RCS組合結構比傳統鋼筋混凝土結構具有較高承載能力和較好抗震性能。RCS組合結構具有鋼結構與混凝土結構的組合性能優勢， 具有良好抗震性能，是國際上中、高層建筑結構的常用結構形式。密置復合連續螺旋箍筋約束高強混凝土柱是新型 RCS組合結構的核心組成構件，為促進新型RCS組合結構在抗震設防區的應用，有必要對密置復合連續螺旋箍筋約束高強混凝土柱的抗震性能進行系統的研究。MARVER等［1］對承受單調軸向壓力利用交叉螺旋箍約束新技術約束的高強混凝土柱的性能進行了研究，結果表明，與傳統的單個螺旋箍柱相比，利用兩方向相反交叉螺旋箍約束核心混凝土，增強了其強度和延性。SHIH等［2］對由兩聯鎖螺旋箍約束的混凝土柱的軸壓性能和荷載-變形性能進行了試驗研究和理論分析。這種約束方柱新的螺旋箍由聯鎖一圓形螺旋箍和一星形螺旋箍組合而成，可以加強對核心混凝土的約束效果。試驗研究表明，這種兩聯鎖螺旋箍約束的混凝土柱，既可節省大量鋼筋，又可達到非常好的約束效果，使抗壓強度和延性大大提高。LI等［3］對彎矩和扭矩共同往復作用下的雙重聯鎖螺旋箍約束混凝土柱的抗震性能進行了試驗研究，分析了各種扭矩和彎矩比情況下高寬比為5.5柱試件的扭、彎滯回反應、損傷分布、剛度退化及延性特性，突顯了聯鎖螺旋箍對核心混凝土的顯著約束作用及其對抗扭強度（復合荷載作用下）的影響。EOM等［4］進行了連續矩形或多邊形螺旋箍約束混凝土柱的抗震性能往復加載試驗研究。試驗參數為連續螺旋箍的形狀、間距和直徑。將試件的承載力、變形能力及破壞模式與普通箍筋柱進行了比較，試驗證實了連續螺旋箍的有效性，而且提出了限制塑性鉸區域縱向鋼筋屈曲對螺旋箍豎向間距的要求。史慶軒等［5］通過在高軸壓比下的10個高強箍筋約束高強混凝土柱的低周反復水平加載試驗，研究該類構件的破壞過程、破壞形態、滯回曲線和延性性能，分析了箍筋的應力及其強度發揮水平，并與普通強度箍筋的約束效果進行對比。結果表明，在同等條件下與普通強度箍筋柱相比，高強箍筋高強混凝土柱其滯回曲線較為豐滿、穩定，有較大的塑性耗能能力，延性顯著增加，約束效果明顯優于普通箍筋。龔永智等［6］通過4根CFRP筋混凝土柱的低周反復加載試驗，研究了CFRP筋混凝土柱及其經模擬地震損傷后再修復的抗震性能，分析試件的柱頂水平荷載與相應位移的滯回曲線、變形性能、耗能性能和剛度退化等特征，給出綜合性能評價指標和恢復力模型及其計算方法。一般認為， 軸壓比、體積配箍率和配箍形式對 RC柱抗震性能影響較大。由于實驗室沒有加工螺旋箍筋的設備，因此進行約束效果完全相同的焊接環式箍筋代替螺旋箍筋進行試驗。本文作者前期進行了軸壓比和體積配箍率對焊接環式箍筋約束RC柱變形性能和滯回特性影響試驗研究［7］， 研究結果表明了焊接環式箍筋的體積配箍率增大對一般軸壓比RC柱抗震性能有明顯影響。為研究高軸壓比下配箍形式、體積配箍率和軸壓比等參數對 RC柱抗震性能的綜合影響， 進一步進行10個比例為1/2的RC模型柱的抗震性能擬靜力試驗。

1　試驗簡介

1.1試件設計及材料性能

1.1.1試件設計

本試驗共制作9個比例為1/2的密置焊接環式復合箍筋約束（BCCS）高強混凝土柱試件（編號為HRC1～9）和1個比例為1/2的普通復合箍筋高強混凝土柱對比試件（編號為 HRC10），截面寬×高為 200 mm×200 mm，柱高為1 m。柱所受水平合力作用點位置距離柱底為0.825 m，試驗試件剪跨比λ=4.125。試驗變化參數為軸壓比、箍筋間距（配箍率）和箍筋形式。柱下部設基礎梁。試件設計參數如表1所示。試件尺寸和配筋如圖1所示，混凝土設計強度為C50。箍筋為牌號為HRB400熱軋鋼筋，直徑為8 mm；縱向鋼筋為6根牌號為HRB400級鋼筋，在截面受力方向的2個對邊每邊布置3根，另外在沿截面受力方向的2個邊每邊中點布置1根構造鋼筋。箍筋形式有焊接環式復合箍筋和普通復合箍筋2種，焊接環式復合箍筋和普通復合箍筋形狀相同，但前者為焊接環式，后者為綁扎式，箍筋組合及鋼筋骨架如圖2 所示。

1.1.2材料力學性能和基本參數計算

鋼筋的實測力學性能如表2所示。為了測定混凝土的強度，在試件制作過程中，預留 3個邊長為150 mm的標準立方體試塊，在實驗室自然灑水養護28 d，測試其抗壓強度，表1中各試件的立方體抗壓強度為實測值。

根據混凝土軸心抗壓強度和立方體抗壓強度之間的換算關系，可求得混凝土軸心抗壓強度實測值，其換算關系為［8］

式中：fc和fcu分別為混凝土軸心抗壓強度實測值和混凝土立方體抗壓強度實測值；αc1為混凝土軸心抗壓強度與立方體抗壓強度的比值，按現行規范取值［7］；αc2為混凝土考慮脆性的折減系數，按現行規范取值。

表1　試件設計參數Table 1 Design parameters of specimens

各試件的設計軸壓比見表1。設計軸壓比n與試驗軸壓比nt的關系為n=1.616nt。試驗時，軸向壓力的試驗值按試驗軸壓比換算施加，按下式計算柱的試驗軸壓比nt為

圖1　試件尺寸及配筋圖Fig. 1　Dimensions and reinforcement of specimen

圖2　箍筋組合及鋼筋骨架Fig. 2　Form of multiple stirrup and reinforcement cage

表2　HRB400級鋼筋的力學性能Table 2 Mechanical properties of HRB400 steel reinforcement

式中：A為柱的截面面積；fc為混凝土軸心抗壓強度實測值；Nt為軸向壓力的試驗值。

柱的配箍特征值λv按下式計算：

式中：fyv為箍筋的實測屈服強度；ρv為柱試件的體積配箍率。

1.2試驗加載方案

1.2.1加載裝置

本試驗在華僑大學土木工程學院結構工程與防災實驗室進行。為測試試件的抗震性能，采用擬靜力試驗法。試驗時，首先，按試驗軸壓比計算所施加的豎向壓力試驗值。豎向壓力試驗值通過電動超高壓穩壓油泵，由電動液壓千斤頂施加于柱頂。試驗中，要確保柱的豎向壓力在試驗加載過程中保持不變，且柱端只發生線位移。柱上端球鉸可使豎向千斤頂隨其自由轉動，施加水平位移幅值過程中豎向千斤頂可隨上部低摩阻滑動小車往復水平滑動。試件基礎梁通過2對地腳螺栓固定，以保證其在施加水平荷載時不產生滑移。然后，由 MTS電液伺服加載系統在柱端施加低固往復水平荷載，由位移控制加載。加載裝置如圖 3所示。

圖3　試驗裝置Fig. 3　Test equipments

1.2.2加載制度

試驗數據采用應變儀系統 DH3816進行自動采集。試件在達到屈服荷載前處于彈性變形階段，此階段幾乎不存在殘留變形，此階段各級位移幅值加載循環1次；在試件達到屈服荷載后，殘留變形明顯，此階段是試件抗震性能試驗主要階段，各位移幅值加載循環3次，直到試件所加荷載下降到最大荷載的85%后，試驗加載結束。圖4所示為各試件的每級加載位移幅值及加載制度。

圖4　試樣加載制度Fig. 4　Loading process of specimens

1.3測試內容

試驗測試的主要內容如下：

1） 采用裂縫觀測儀觀測裂縫寬度，并觀察裂縫的分布、開展狀況及破壞狀態。

2） 測定試件的各特征點參數，如：開裂點、屈服點、極限荷載點的荷載及相對應的變形等。

3） 測定在各級荷載作用下縱筋及箍筋相應的應變變化情況。

4） 測定試件在加載過程中基座實時可能發生的位移、塑性鉸區域的彎曲變形和剪切變形，以及柱頂的荷載-位移滯回曲線。

2　試驗結果分析

2.1試件破壞過程及破壞形態

以試件 HRC5為例，當位移角為 1/800（1.03 mm）～1/150（5.50 mm）時，試件出現細微裂縫，數量比較少，發展比較慢。當位移角為1/800（1.03 mm）時，未觀察到試件出現裂縫，處于彈性變形階段。當位移角為1/500（1.65 mm）時，試件的正面在受拉區距柱底242 mm處出現第1條橫向裂縫，裂縫寬度為0.1 mm，開裂荷載為50.45 kN。當位移角為1/250時，試件不同高度逐漸出現少量細微水平裂縫和 45°斜裂縫。當位移角為1/150～1/100時，柱底300 mm區域內45°斜裂縫及水平裂縫增加，柱正、反兩面左右2邊均出現2條豎向裂縫；當位移角為1/50（16.50 mm）時，隨著水平位移的不斷增大，試件原裂縫延伸，豎向裂縫明顯加寬，且試件左右兩側底部出現微微膨脹的跡象，部分縱筋屈服，試件進入屈服階段，各位移幅值循環加載3次，當推力達到182.86 kN，試件處于最大荷載階段。當位移角為1/35（23.60 mm）時，原裂縫逐步延伸并加寬，部分正、反面橫向水平裂縫經過兩側面互相貫通，豎向裂縫與水平裂縫相交成網格形，此時裂縫最大寬度約為 1 mm，柱底部分混凝土被壓碎剝落。當位移角為1/25（33.00 mm）時，幾乎沒有出現新的裂縫，原裂縫延伸、貫通并加寬，裂縫寬度達 2 mm，出現大面積混凝土壓潰剝落，縱筋及箍筋裸露。當位移角為1/20（41.30 mm）時，承載力下降至最大承載力的85%以下，柱底左右2邊混凝土雖剝落嚴重，呈彎曲破壞，縱筋及箍筋大部分屈服，柱底破壞形態為倒三角形，試驗加載結束。但塑性鉸區域混凝土并未完全剝落，仍具有一定的承載能力，說明試件延性較好。試件HRC5裂縫發展情況及極限破壞形態（彎曲破壞）如圖5所示。

圖5　試件HRC5裂縫發展情況及極限破壞形態Fig. 5　Crack developing and ultimate failure mode of specimen HRC5

其余各試件的破壞過程與上述試件HRC5情況基本相似，且發生的都是彎曲破壞。在達到破壞荷載前，受拉縱向鋼筋的應力先達到屈服強度，接著受壓區混凝土出現豎向裂縫，受壓邊緣混凝土逐漸達到極限壓應變而被壓碎脫落，最終試件破壞。但各試件的破壞過程存在以下區別。1） 隨著軸壓比的增加，彎曲裂縫出現的時間會越晚，受壓區豎向裂縫也會增多。2） 隨著配箍率的減小（箍筋間距的加大），裂縫出現的會越早，開展也會加快。另外，隨著配箍率的減小，試件破壞時（大約在位移角為1/25的循環），柱根部塑性鉸區域的箍筋內核心混凝土剝落會越明顯，且縱筋壓屈也會越明顯（如圖6所示）。這表明隨著配箍率的減小（箍筋間距的加大），箍筋對核心混凝土約束作用會減弱。

圖6　配箍率（箍筋間距）對破壞形態的影響Fig. 6　Effect of volume-stirrup ratio on failure mode

2.2滯回曲線

在低周往復水平荷載作用下，高軸壓比下，BCCS高強混凝土柱試件的抗震性能可由其荷載-位移滯回曲線較為全面的反映，滯回曲線是研究試件抗震性能的基礎。試驗加載得到的滯回曲線如圖7所示。

圖7　試樣滯回曲線Fig. 7　Hysteresis curves of specimens

通過計算可知：試件 HRC1滯回環面積比試件HRC2和HRC3的大；試件HRC4滯回環面積明顯比試件HRC5和HRC6的大；試件HRC7滯回環面積顯得比試件HRC8和HRC9的大。由此可知：在高軸壓比下，隨著軸壓比的增大，BCCS高強混凝土柱的耗能性能會降低。

從圖 7可以看出：試件 HRC1的滯回環比試件HRC4和HRC7的滯回環飽滿；試件HRC2的滯回環比試件HRC5和HRC8的滯回環顯得飽滿；試件HRC3的滯回環比試件HRC6和HRC9的滯回環飽滿度高。由此可知：在高軸壓比下，隨著配箍率的減小，BCCS高強混凝土柱耗能能力會降低。

試件HRC5的滯回環面積比試件HRC10的大且滯回環更飽滿，由此可以判斷，將密置焊接環式復合箍筋和普通復合箍筋的約束效果對比，BCCS效果好、耗能能力更大。

2.3延性

各試件極限層間位移角計算公式為θ=Δu/h，其中：Δu為極限層間相對位移，選取荷載值為最大承載力的85%對應的位移；h為柱頂水平荷載作用點中心至柱底的高度。

位移延性系數計算公式為μ=Δu/Δy，其中：Δy為屈服位移，采用等能量法計算［9］。圖8所示為屈服位移計算示意圖。圖8中，過原點O作直線交Pmax于點D。點D的確定：折線ODC與骨架曲線OC有1交點B，以B點為邊界，折線ODC與骨架曲線OC所圍的內側陰影部分面積A1和外側陰影部分面積A2相等。運用上述方法求得D點的位移為屈服位移Δy。

根據如上定義及試驗過程采集的數據，計算各試件的特征點參數（開裂點、屈服點、最大荷載點、極限荷載點）、延性系數及層間位移角如表3所示。由表3可得試件的延性特征：

圖8　屈服位移計算示意圖Fig. 8　Diagram of yield displacement calculation

表3　主要特征點實驗結果Table 3 Test result of main feature points

1） 當試件箍筋間距為55 mm，設計軸壓比由0.8提高至0.9時，延性系數降低了0.34，設計軸壓比由0.9提高至1.0時，延性系數降低了0.25；當箍筋間距為70 mm時，設計軸壓比由0.8提高至0.9時，延性系數降低了0.38，設計軸壓比由0.9提高至1.0時，試件的延性系數降低了0.29；當箍筋間距為90 mm時，設計軸壓比由0.8提高至0.9時，試件的延性系數降低了0.16，設計軸壓比由0.9提高至1.0時，試件的延性系數降低了0.07。當箍筋間距一定即配箍率為一定值時，由于軸壓比的提高，延性系數逐漸減小，當軸壓比增大到一定限度時，延性系數下降將會不顯著。

2） 當試件軸壓比為0.8，箍筋間距由55 mm增大至70 mm時，其延性系數減小了0.17，箍筋間距由70 mm增大至90 mm時，其延性系數減小了0.71；當試件軸壓比為0.9時，箍筋間距由55 mm增大至70 mm時，其延性系數減小了0.21，箍筋間距由70 mm增大至90 mm時，其延性系數減小了0.49。當軸壓比一定時，由于箍筋間距的不斷增大（配箍率的不斷減小），延性系數逐漸減小，且減小的幅度愈明顯。

3） 從 1）和 2）可知：當箍筋間距為 55 mm 和70 mm，軸壓比發生變化時延性系數下降幅度最大為38%，此時軸壓比對試件延性的影響比較大；當軸壓比為0.8，0.9，箍筋間距（配箍率）發生變化時延性系數下降幅度最大為 71%，此時箍筋間距（配箍率）對試件的延性影響比較明顯。

4） 通常要求框架結構體系中柱的位移延性系數大于3以及相對位移角不小于1/50。由表3可以看出：試件HRC1，HRC2，HRC3，HRC4和HRC5的位移延性系數均不小于 3，且各試件的層間相對位移角均大于1/50，說明這些試件均有著優越的延展性與抗連續倒塌性能。

5） 采用焊接環式復合箍筋制作的編號為 HRC5的構件，其延性系數為3.21，采用普通綁扎復合箍筋制作的編號為 HRC10的構件，其延性系數為 2.63。對2種構件進行對比可知：試件HRC5的延性系數明顯大于試件 HRC10的延性系數，這表明在高軸壓比下，BCCS高強混凝土柱的延性性能明顯優于密置普通綁扎復合箍筋約束高強混凝土柱的延性性能。

2.4耗能性能

目前工程抗震領域常用滯回曲線所圍成的面積來判斷試件的能耗特性，其包絡線所圍成的面積愈大，則意味著試件的耗能能力將愈好。JGJ101—96“建筑抗震試驗方法規程”［10］規定，通常采用計算荷載-位移曲線所圍成的面積大小作為指標來評價試件的能耗性，如圖 9所示。能量耗散系數 E計算為：E=S（ABC+CDA）/S（OBF+ODE），參照文獻［11］通過計算等效黏滯阻尼系數來評估試件的耗能性能：S（ABC+CDA）/ 2S（OBF+ODE）。其中S（ABC+CDA）為滯回環的面積，S（OBF+ODE）為△OBF和△ODE的面積之和。隨著試件的β愈大，其耗能能力也相應地增強。由于試件僅在屈服后采取位移循環加載，故本文選取從每個試件屈服時起的位移幅值下的第1循環的等效黏滯阻尼系數。

圖10所示為等效黏滯阻尼系數與位移的關系。由圖10可知：隨著位移的增大，等效黏滯阻尼系數也逐漸增大，后期雖也增大，但其增大的幅度會降低，主要是由于后期試件隨著加載位移幅值的不斷增加而破壞加重，混凝土大部分退出受力工作，鋼筋承擔的承載力越來越多，即使施加位移繼續增大，但非彈性變形占總變形的比例下降，彈性變形占總變形的比例上升，故試件的黏滯阻尼系數有減小的趨勢。由圖10（a）可知：由于軸壓比的提高，等效黏滯阻尼系數逐漸變小，耗能性能隨之變差。由圖10（b）可知：當配箍率增大時，等效黏滯阻尼系數相應的也增大，說明試件的耗能能力愈來愈好。試件HRC5與HRC10（對比試件）相比，試件HRC5的等效黏滯阻尼系數更大，說明密置焊接環式復合箍筋柱的耗能能力優于普通綁扎復合箍筋柱。

圖9　荷載-位移滯回環曲線Fig. 9　Load-displacement hysteresis loop curve

3　塑性鉸區域剪切變形角分析

柱底塑性鉸區的剪切變形示意圖如圖11所示。試驗加載開始前設置于塑性鉸區域對角線上的3號和4號導桿引伸儀，目的在測塑性鉸區域在對角線方向的相對伸長量與收縮量。根據3號和4號導桿引伸儀分別量測的變形量為Δ1和Δ3，Δ2和Δ4，延兩對角線方向的變形分別為Δ1+Δ3，Δ2+Δ4，變形后的夾角分別為α2和α1，設試件對角線方向的平均變位為Xm，通過幾何換算得：

圖10　等效黏滯阻尼系數與位移的關系Fig. 10 Relationships between equivalent viscous damping coefficient and displacement

故

則剪切變形角［12］為

故

圖11　塑性鉸區域剪切變形Fig. 11 Shear deformation angle of plastic hinge region

圖12　水平荷載-剪切變形角曲線（ω為剪切變形角）Fig. 12 Horizontal load-shear deformation angle curves （ω for shear deformation angle）

其中：Xm為對角線方向的平均變位；ω為剪切變形角；b為塑性鉸區域的寬度；h為塑性鉸區域的高度。由式（7）可知：Xm越大，則節點核心的剪切變形也越大，對整個結構產生的側移影響也越大。

將試驗結果得到的數據代入式（7），可得塑性鉸區域的水平荷載-剪切變形角曲線如圖12所示。當位移角為 1/25時，最大剪切變形角均不大于0.009 rad。HRC5與HRC10對比，HRC10的剪切變形角較大，說明高軸壓比下密置復合焊接環式箍筋在一定程度上可抑制塑性鉸區域的剪切變形，由BCCS的高強混凝土柱具有很好的抗剪能力。試件HRC3剪切變形角較試件HRC1和HRC2的小，試件HRC4，HRC5和HRC6相比，試件HRC6的剪切變形角較小，試件HRC7，HRC8和HRC9相比，試件HRC9的剪切變形角較小，說明軸壓比大的試件產生的剪切變形較小，因而具有較強的抗剪變形能力。

4　結論

1） 所有試件的極限破壞形態均是柱底倒三角形，呈預期的彎曲破壞模式。

2） 隨著試件的軸壓比增大，試件初始剛度也增大，導致試件的開裂荷載變大，裂縫的開展越明顯，破壞程度也更明顯，試件的極限承載力會明顯降低。

3） 隨著配箍率的減小（箍筋間距增大），開裂荷載亦減小（箍筋間距越大，約束作用越弱，故易開裂），構件的承載力顯著降低，裂縫發展迅速，延性性能下降。

4） 焊接環式箍筋比普通綁扎箍筋約束效果好，裂縫開展較慢，且承載力較大，延性性能較好。軸壓比的變化對焊接環式復合箍筋約束的試件抗震滯回特性影響更為顯著。

5） 高軸壓比下，焊接環式復合箍筋約束高強混凝土柱體現以下受力性能：① 試驗結束后，焊接環式復合箍筋約束試件的塑性鉸區域沒有完全破壞，剩余承載力明顯高于普通綁扎復合箍筋約束試件，說明焊接環式復合箍筋約束試件的延性較好；② 相同箍筋間距（配箍率），軸壓比相對小的試件滯回曲線較飽滿，骨架曲線下降段也較平緩，說明試件的延性性能和耗能能力均較好；③ 相同軸壓比，箍筋間距大（配箍率小）的試件，滯回環面積較小，骨架曲線下降段也較陡，說明試件的耗能能力和延性性能均較差；④ 密置焊接環式復合箍筋約束高強混凝土柱的抗剪能力很強，當試件配箍率大（箍筋間距小）時，其剪切變形亦會減小，更有利于構件抗剪。

［1］ MARVEL L， DOTY N， LINDQUIST W， et al. Axial behavior of high-strength concrete confined with multiple spirals［J］. Engineering Structures， 2014， 60： 68-80

［2］ SHIH T H， CHEN C C， WENG C C， et al. Axial strength and ductility of square composite columns with two interlocking spirals［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2013， 90： 184-192.

［3］ LI Qian， BELARBI A. Seismic behavior of RC columns with interlocking spirals under combined loadings including torsion［J］. Procedia Engineering， 2011， 14： 1281-1291.

［4］ EOM T S， KANG S M， PARK H G， et al. Cyclic loading test for reinforced concrete columns with continuous rectangular and polygonal hoops［J］. Engineering Structures， 2014， 67： 39-49.

［5］ 史慶軒， 楊坤， 白力更， 等. 高強箍筋約束高強混凝土柱抗震性能試驗研究［J］. 土木工程學報， 2011， 44（12）： 9-17. SHI Qingxuan， YANG Kun， BAI Ligeng， et al. Experiments on seismic behavior of high-strength concrete columns confined with high-strength stirrups［J］. China Civil Engineering Journal， 2011， 44（12）： 9-17.

［6］ 龔永智， 張繼文， 蔣麗忠， 等. 高性能CFRP筋混凝土柱的抗震性能［J］. 中南大學學報（自然科學版）， 2010， 41（4）：1506-1513.GONG Yongzhi， ZHANG Jiwen， JIANG Lizhong， et al. Aseismic behavior of concrete columns reinforced with CFRP［J］. Journal of Central South University （Science and Technology），2010， 41（4）： 1506-1513.

［7］ 李升才， 章炯. 反復荷載作用下焊接環式箍筋對高強混凝土柱的約束作用研究［J］. 建筑結構， 2012， 42（4）： 94-98， 103.LI Shengcai， ZHANG Jiong. Research on confinement of stirrups in the high strength concrete columns with welding ring stirrups under cyclic load［J］. Building Structure， 2012， 42（4）：94-98， 103.

［8］ GB 50010—2010， 混凝土結構設計規范［S］. GB 50010—2010， Code for design of concrete structures［S］.

［9］ 徐勇， 陳以一， 程欣， 等. 輕型門式剛架抗震性能試驗研究［J］.建筑結構學報， 2010， 31（10）： 76-82.XU Yong， CHEN Yiyi， CHENG Xin， et al. Experimental research on hysteretic behavior of light-weight steel portal frame［J］. Journal of Building Structures， 2010， 31（10）： 76-82.

［10］ JGJ 101—96， 建筑抗震試驗方法規程［S］. JGJ 101—96， Specification of testing methods for earthquake resistant building［S］.

［11］ 陳繼東. 高強箍筋約束高強混凝土柱抗震性能試驗和非線性分析［D］. 西安： 西安建筑科技大學土木工程學院， 2009：30-33.

CHEN Jidong. Experiments and nonlinear analysis on seismic behavior of high-strength concrete columns with high-strength transverse reinforcements［D］. Xi’an： Xi’an University of Architecture and Technology. School of Civil Engineering， 2009：30-33.

［12］ 唐九如. 鋼筋混凝土框架節點抗震［M］. 南京： 東南大學出版社， 1989： 45-46.TANG Jiuru. Seismic resistance of joints in reinforced concrete frames［M］. Nanjing： Southeast University Press， 1989： 45-46.

（編輯 羅金花）

Pseudo-static test research on high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups at high axial compression ratios

LI Shengcai1， 2

（1. School of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 362021， China；
2. Key Laboratory of Structure Engineering and Disaster Reduction of Fujian Province，Huaqiao University， Xiamen 362021， China）

For comparison purposes， nine specimens of high strength concrete columns confined with butt-welded closed composite stirrups and one specimen with ordinary binding stirrups of 1/2 scale model were tested under cyclic lateral loads and a higher constant axial load. The influence of axial compression ratio， volume-stirrup ratio and stirrup form to deformation performance and hysteretic characteristics of the columns was mainly considered in the test. The failure process， the failure modes， the characteristics of hysteresis loop behavior， the energy-dissipation capacity and ductility were observed， and the result of the shear deformation angle of plastic hinge region was analyzed as well. The results show that for all specimens， the failure mode is the inverted triangle bending failure modes， with a small shear deformation angle of plastic hinge region the effect of bending deformation can be ignored. At the high axial compression ratios， all hysteretic curves of the high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups are full with no obvious pinch phenomenon. Hence the energy-dissipation capacity of the columns is good. In addition， all specimensat the high axial compression ratios with the increase of axial compression ratio exhibit that the energydissipation capacity of the specimens deteriorates. It is noted that the strength descending part of the moment-curvature skeleton curve gets steeper， and ductility becomes worse as the stirrup spacing decreases. However， as the energy-dissipation capacity of the specimens improves， the strength descending part of the moment-curvature skeleton curve gets flatter， and ductility becomes better. In comparison， all specimens with the confinement effect of butt-welded closed composite stirrups performed better than ordinary binding closed composite stirrups， and the energydissipation capacity of the specimens with butt-welded closed composite stirrups exhibits better results as well as higher ductility.

high axial compression ratios； volume-stirrup ratio； high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups； stirrup form； seismic behavior

TU375.3；TU317+.1

A

1672-7207（2016）04-1327-11

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.032

2015-04-11；

2015-06-11

國家自然科學基金資助項目（51578253）；泉州市校地協同創新專項資助項目（2015Z143）；2014年度華僑大學科技創新團隊和領軍人才支持計劃（2014KJTD05）（Project （51578253） supported by the National Natural Science Foundation of China； Project （2015Z143）supported by Key Scientific and Technological Planning Project of Quanzhou City； Project （2014KJTD05） supported by Program for Scientific and Technological Innovation Team and Leading Talent of Huaqiao University）

李升才，博士，教授，碩士生導師，從事結構抗震方面的研究；E-mail：lsc50605@hqu.edu.cn