高軸壓比作用下型鋼超高強混凝土框架抗震試驗研究

賈金青++馬英超 封碩??

摘要：為了研究型鋼超高強混凝土框架結構的抗震性能，進行了3榀單層單跨框架結構擬靜力試驗分析，研究了框架結構在低周反復荷載作用下結構整體的破壞形式和柱根部的破壞過程，并由此分析了與其相對應的滯回曲線和骨架曲線，梁端和柱底的應變，以及各階段的荷載值和位移值，并通過應變情況判別整體結構的變形情況.通過實驗得到框架結構的延性系數、耗能能力、強度退化和剛度退化.結果表明，型鋼超高強混凝土框架具有良好的延性，正向和反向的延性系數相差不大，耗能能力良好，強度和剛度退化比較緩慢，滯回曲線飽滿；柱子是框架結構消耗地震能量的主要組成部分，而梁的約束也提高了結構的整體性和耗能能力，使結構在承載力下降到極限荷載的80%之后，仍能保持結構整體的穩定性，同時具有一定的耗能能力，保證了結構在大震作用下，仍擁有一定的承載能力，不至瞬間倒塌.

關鍵詞：超高強混凝土；框架結構；滯回曲線；破壞機制

中圖分類號：TU398.2 文獻標識碼：A

型鋼超高強高性能混凝土結構目前的研究并不是十分廣泛，并且已有的研究僅僅局限在構件的層面，對整體結構的研究仍然很少.本文就是基于此種情況，研究型鋼超高強高性能混凝土框架結構的抗震性能.近年來，對型鋼混凝土結構在反復荷載作用下的延性、耗能等研究已經取得了一定的成果，如薛偉辰＼[1＼]研究了四層兩跨高性能混凝土框架的抗震性能；鄭山鎖＼[2＼]進行了型鋼高強高性能混凝土框架結構地震損傷試驗研究；李忠獻＼[3＼]研究了翼緣削弱的型鋼混凝土框架整體結構的抗震性能；傅傳國＼[4＼]進行了預應力和非預應力型鋼混凝土框架受力及抗震性能的實驗研究；鄭文忠＼[5＼]進行了型鋼混凝土梁角鋼混凝土柱框架抗震性能試驗研究；熊學玉＼[6＼]進行了預應力型鋼混凝土框架試驗研究和設計理論分析，但這些研究基本局限在普通混凝土層面，對超高強混凝土的研究非常少.在地震作用下，建筑結構的邊跨往往破壞得很嚴重，邊節點和邊柱都會出現很嚴重的破壞，嚴重影響了結構整體性.因此，在構件研究的基礎上需要進一步研究型鋼超高強混凝土框架結構的整體的抗震性能.本文研究了型鋼超高強混凝土框架結構在實驗軸壓比為0.25，0.38，0.45時，柱和梁在整體結構中的破壞過程，并由此分析了框架的荷載位移滯回曲線和骨架曲線、剛度退化和破壞機制.破壞過程中梁和柱的破壞對框架結構整體的延性和承載能力的影響.

湖南大學學報（自然科學版）2016年

第9期賈金青等：高軸壓比作用下型鋼超高強混凝土框架抗震試驗研究

1試驗概況

本實驗依托于國家自然科學基金資助的型鋼超高強混凝土結構項目，進行了3榀單層單跨型鋼超高強混凝土框架結構在擬靜力作用下的抗震試驗研究.重點研究在不同軸壓比條件下，循環荷載對框架整體的抗震性能影響.

1.1試件設計

本實驗共研究3榀單層單跨框架，其具體結構形式如圖1，根據《建筑抗震設計規范》，設計梁柱截面強度比為1.2；柱總高度為1 500 mm，長細比為7.5，滿足規范要求小于8的規定，避免了在加載過程中柱自身出現側向曲屈現象，而柱子的計算高度為1 200 mm，長細比等于6；并且梁柱線剛度比小于等于0.45，滿足框架結構的整體抗震要求.

其中混凝土柱采用C100超高強混凝土，梁采用C40混凝土.梁的截面尺寸為160 mm×200 mm.箍筋采用HRB400Φ6的矩形箍.柱子的截面尺寸為200 mm×200 mm，縱筋采用HRB400三級螺紋鋼12Φ10，箍筋采用八字箍和方箍的復合箍筋HRB400Φ6的鋼筋，箍筋間距為60 mm，梁中縱筋采用HRB335 二級鋼4Φ16，型鋼采用實腹式I10工字鋼.柱和梁的箍筋間距均為60 mm.此鋼筋和型鋼的采用和布置與單個柱子的具體構造一致＼[7＼]，主要為了研究對整體結構的抗震影響.

材料屬性通過具體材料試驗測得，見表1和表2，詳細設計參數見表3.

1.2試驗加載制度

1.2.1加載裝置

本實驗加載原理與單個柱構件的加載原理相近.兩反力鋼梁主要起承擔柱頂反力的作用，液壓千斤頂施力的最大量程為2 000 kN，而千斤頂底座與反力鋼梁之間的滾軸能更好地協調柱頂的水平位移變化，并保證柱頂受力方向保持不變.水平作動器起到施加水平力的作用，在梁的兩端用兩根絲桿與作動器相連.為了實現往復加載，地面鋼梁和機械千斤頂主要起到約束基礎移動的作用.框架加載裝置和照片如圖2和圖3.

1.2.2加載制度

由于本實驗是型鋼超高強混凝土實驗，并且涉及到的實驗軸壓比含有高軸壓比，N分別為0.25，0.38，0.45（相當于設計軸壓比0.5，0.75，0.9），柱頂施加軸力大小分別為1 050 kN，1 600 kN，1 920 kN，參數見表3.故在實驗開始時，首先要在柱頂施加目標軸力值的40%，然后持載一段時間后再繼續加載至目標值，并在整個實驗過程中保持豎向軸力大小不發生變化.施加水平往復力.實驗以位移轉角（θ=Δ/L）為機制，Δ代表梁端位移，L代表柱的計算高度，采用擬靜力位移控制加載，前3個循環以0.25%為增量，每級幅值循環一次，第四級幅值開始以0.5%位移轉角為增量，每個幅值循環3次.具體循環加載見圖4.

1.3測試內容和方案

試驗主要測試框架結構的水平位移和相對應的力；梁端塑性鉸區縱筋、箍筋的應變，型鋼翼緣的應變；柱腳復合箍筋、縱筋的應變，柱腳位移轉角.

實驗數據是通過串聯兩臺imc 64通道儀器采集的.并且通過連接imc與FCS控制柜，使北京佛力加載系統所施加的力與imc采集的其他數據保持同步，這樣便于后期的數據對比和處理.

2試驗破壞過程和破壞形態

2.1SHRCSRCN25

實驗在軸力加載到目標值的過程中，試件整體并沒有發生任何變化，水平作動器位移控制加載，依據Δ/L位移轉角為加載方式，待加載到0.5%的位移轉角時，梁的左端上部和右端下部同時出現細小的豎直裂縫，到0.75%的位移轉角時，梁的裂縫沒有明顯的發展跡象.繼續加載到1%位移轉角時，梁的左端上部和右端下部的裂縫明顯增多，此時兩柱腳30 mm范圍內，柱腳混凝土保護層開裂出現裂縫，并伴隨著清脆響聲.繼續加載到1.5%～2.5%區間，梁端100 mm范圍內混凝土裂縫加寬，節點核心區出現細小斜向裂縫.柱腳局部區域混凝土保護層壓碎；當位移轉角達到3%時，柱腳推拉兩側混凝土保護層脫落，裂縫主要集中在柱底20 mm～250 mm范圍，并在柱底200 mm范圍內出現許多斜向裂縫，框架柱發生彎剪破壞.進一步加載到3.5%位移轉角，梁端100 mm范圍內混凝土壓碎脫落，節點核心區45°方向出現斜裂縫.當達到4%位移轉角時，梁端沒有大的變化，但柱底混凝土豎向裂縫增多.此時，試驗承載力已經達到了極限承載力的85%，但本實驗并沒有就此停止，而是待極限承載力下降到了50%時才停止實驗，以便更細致地觀察整體框架結構的整體性能.

2.2SHRCSRCN38

與SHRCSRCN25相比，1%位移轉角前，破壞過程相似，但在達到1%位移轉角時，柱腳下部出現豎向裂縫.在同幅值下進行比較，水平裂縫減少，且裂縫的分布范圍要比SHRCSRCN25的分布更加集中，裂縫總體靠近柱的底部.當到達3%位移轉角時，柱根部混凝土表面翹曲，豎向裂縫向上延伸更快，破壞情況嚴重.柱底截面核心區30 mm范圍沒有發生破壞，同時，梁柱節點核心區出現了微小裂縫.在同幅值下軸壓比增大，柱腳破壞更加嚴重，梁端豎向裂縫更加分散.并且在隨后的每個循環中，混凝土破壞的程度都要比SHRCSRCN25嚴重，同時伴隨部分碎塊的崩出，混凝土破壞的響聲更加清脆.

2.3SHRCSRCN45

與SHRCSRCN25和SHRCSRCN38相比，當實驗軸壓比達到0.45時，框架整體結構的破壞主要是框架柱的破壞，且梁端的破壞程度小，裂縫開裂程度很低，分布比較分散，節點核心區沒有裂縫出現.幅值很小時結構就破壞了.柱的裂縫和破壞都更加嚴重，整體破壞的面積也更大.柱端先形成塑性鉸，梁端混凝土開裂，但沒有嚴重的破壞，沒有形成塑性鉸.上述柱腳和梁端的具體破壞形式見圖5.

3試驗結果及分析

3.1滯回曲線

三榀框架的PΔ滯回曲線如圖6，在加載初期，框架結構處于彈性變形階段，每次加載位移很小，變化后幾乎沒有殘余變形.繼續加載后應力應變曲線逐漸彎曲，卸載后存在殘余變形，且曲線變形加快.當位移增大到一定值，完成一次加載循環后，應力應變曲線形成一個環.伴隨著加載過程發展，滯回環面積增大，形成一個飽滿的梭形.當承載力達到峰值點后，同一幅值承載力下降趨勢不明顯.同時，伴隨發生的是框架結構整體剛度的退化，強度的衰減，粘滯阻尼系數的降低.

（a） N=0.25

（b） N=0.38

（c） N=0.45

不同之處主要是隨著軸壓比的升高，柱根部裂縫的出現形式和破壞準則發生了變化.在0.25軸壓比時，彎曲破壞產生的水平裂縫成為結構破壞的主要原因.當軸壓比為0.38時，斜裂縫、水平裂縫共同作用，水平裂縫是主要的破壞裂縫，截面的破壞形式從彎曲破壞變成了壓彎剪破壞.當軸壓比為0.45時，豎向裂縫、斜裂縫和水平裂縫共同作用，并且豎向裂縫開裂要快于前兩個結構，從破壞形式可看出結構屬于壓彎破壞.

Δ/mm（a） SHRCSRCN25

Δ/mm（b） SHRCSRCN38

Δ/mm（c） SHRCSRCN45

3.2骨架曲線

型鋼超高強混凝土框架的骨架曲線分別是框架結構在不同的實驗軸壓比0.25，0.38，0.45的情況下，滯回曲線各個循環加載第一次達到的水平力最大峰值點，并依次相連得到的包絡曲線，見圖7.對于SHRCSRCN25結構的曲線，初始階段穩步上升，達到最大載荷時，保持一段平穩的耗能階段，然后緩慢地下降，下降段光滑平穩，沒有明顯的拐點，說明結構不會突然發生承載力急劇下降的情況，保證了結構的整體穩定性；對于SHRCSRCN38結構曲線，相同位移幅值下，峰值荷載略有增加，承載力拐點明顯；而對于SHRCSRCN45結構曲線，與前者相比承載力拐點更明顯，下降段陡峭.表明試件失去承載力更迅速，整體穩定性也變得很差.說明承載力的提高，對框架整體結構穩定性影響很明顯.

上述骨架曲線根據能量等效面積方法計算＼[7＼]和取點，具體見圖8和表4.

屈服位移計算公式見式（1）.圖8中梯形OECΔm與曲邊形OABCΔm面積相等，推導得

Δy=2（Δu-A/Pm）（1）

式中，A為曲邊形OABCΔm面積.

3.3強度衰減

強度退化是在位移幅值不變的條件下，結構承載力隨荷載反復循環次數的增加而降低的現象.通常用強度退化系數λi表示，表達式為：λi=Fij，max /F1j，max ，其中Fij，max 是位移為第i倍屈服位移時，第3次循環峰點荷載值；F1j，max 是第i倍屈服位移時，第1次循環峰點荷載值.圖9為框架強度退化系數對比曲線.

從圖9中可以看出，N25的試件強度退化相對穩定，在±（10～30 mm）的范圍內，強度迅速衰減，是因為結構達到屈服位移，試件本身產生了一定的破壞，隨著循環次數的增加，破壞程度也在進一步加劇，同時伴有整體能量的耗散.在達到一定位移之后，同幅值下各循環退化整體穩定，幅值的增長并沒有使強度衰減加快，而是處于一個相對穩定的區域變化，說明結構在破壞后整體穩定性很好.N38試件的破壞整體呈下降趨勢，強度退化速率加快.N45的退化速率加快，結構達到極限位移之后，每次循環過程中其自身的損傷都非常嚴重.上述現象可以說明，

軸壓比的變化直接影響著框架結構的穩定性，在一定變形條件下，結構強度退化與其承載力隨反復加載次數增加而降低的特性有關.

3.4剛度退化

剛度退化是加載過程中，隨著位移幅值和循環次數的增加，試件剛度逐漸退化，最終達到試件的剛度無法抵抗地震的作用.本文根據文獻[8]主要研究了框架在不同軸壓比的作用下，結構正、反向最大荷載的絕對值與對應的位移絕對值和的比值.采用平均割線剛度Ki表示，公式如（2）.

Ki=+Fi+-Fi+Δi+-Δi（2）

式中：+Fi，-Fi為在某一幅值循環往復第i次時，正、反向最大荷載值；+Δi，-Δi是與其相對應的位移；i是循環的次數.

從圖10可以看出，3個試件的初始剛度不同，下降后的剛度也不同，只有在15～25 mm位移范圍內，三者的割線剛度接近，近似交于一點.此段是3個框架都達到了最大荷載點的范圍.圖10曲線的變化說明，達到最大荷載時，不同軸壓比的試件曲線會交于極限割線剛度點，然后曲線彼此分開；軸壓比越大，剛度的初始值也越大，并且3條剛度退化曲線都接近于線性變化，軸壓比越大，剛度退化越明顯，曲線的斜率越大；在高軸壓比下，試件相同幅值每次循環的剛度退化較為明顯，沒有明顯的踏步段，低軸壓比的試件第1次和第2次循環剛度退化較快，2，3次循環剛度沒有明顯的退化.

3.5能量耗散

根據文獻[9]的能量耗散準則依據圖11，結構整體耗散能量的能力隨往復加載逐漸加強，加卸載循環一次所形成的滯回環面積不斷增大，這與結構屈服后整體結構的破壞有密切關系.從圖12觀察，軸壓比高的試件在達到屈服荷載前整體的耗能能力非常相近.而軸壓比N25試件變化相對較平穩.框架結構的能量耗散能力與單個型鋼混凝土柱子的能量耗散正好吻合[7].

結構的延性是通過實際的極限位移Δu和屈服位移Δy的比值求得，公式為μ=Δu/Δy，三榀框架的延性系數見表5.

三榀框架在不同軸壓比的情況下，延性系數相差不大，但總體的延性系數都比較小，和型鋼混凝土柱子[10-12]比較相差很大.主要是由于超高強混凝土結構的延性系數很小，并且根據《建筑抗震設計規范》的規定，隨著混凝土標號的增加，結構的軸壓比限值逐漸下降.本試驗的試驗軸壓比分別為0.25，0.38，0.45，換算成設計軸壓比已經遠遠超過普通混凝土規范的限值.但又因為超高強混凝土主要是在高壓力下工作，并且高軸壓比框架在屈服時出現壓屈的現象，屈服位移可能有所降低，而軸壓比增大到一定程度對結構的影響就不夠明顯，結構的極限位移沒有大的變化.因此，高軸壓比結構的延性系數可能會比低軸壓比的延性系數大一些，但往往不會高出太多.

3.6應變分析

在試驗過程中，梁端總是先出現裂縫，但到試驗后期，整個試驗的結束又是以柱子的承載力為判別依據.故型鋼、縱筋、復合箍筋的應變對判斷結構的破壞情況有著重要的意義.通過試驗觀察，隨軸壓比的升高，梁端的破環逐漸減弱，裂縫間距增大，而柱底部的破壞加劇，裂縫發展的速度加快.本文取SHRCSRCN45作為研究對象，如圖13.

通過應變情況可以看出，梁端比柱根部先進入屈服狀態，即梁端塑性鉸先于柱根部出現，滿足強柱弱梁的設計要求.進一步分析破壞形式，梁端的破壞屬于受拉破壞，而柱子的型鋼和縱筋屬于受壓破壞，復合箍筋在加載前期變形較小；在加載后期，短時間內應變很大，說明柱底部混凝土破壞加劇，同時在極限破壞前八字箍筋所約束部分整體性較好，而方箍先于八字箍屈服，說明方箍所受的混凝土側向擠壓和縱筋屈曲向外的張力大于八字箍筋.

4結論

通過對三榀型鋼超高強混凝土框架結構的研究，分析了結構在高軸壓比條件下的抗震性能，得到以下結論：

1）低軸壓比試件的滯回性能要比高軸壓比的好，滯回環飽滿，屈服位移后有著較為平緩的下降段.高軸壓比試件在屈服位移后，滯回環較為飽滿，但其承載力下降得快.滯回曲線峰值點處變化與柱子的滯回曲線有所不同，這反映了框架結構的受力不同于單個型鋼混凝土柱子.

2）軸壓比越高，位移幅值越小，往復加載過程中強度的衰減越明顯.

3）在不同軸壓比作用下，軸壓比越高，試件的初始剛度越大，加載過程剛度退化也越嚴重.并且在同一幅值下，2，3次循環的剛度退化也非常明顯，沒有顯著的平臺段.

4）結構在每級幅值下，完成一次完整的滯回后，能量耗散總體呈下降趨勢，說明在實驗過程中，結構本身能量耗散的能力減弱.

5）位移延性系數，在不同軸壓比下相差不大，與同種條件的型鋼混凝土柱子相比，位移延性系數減少30%～60%.型鋼超高強混凝土框架結構軸壓比的大小對整體結構的位移延性系數影響相對穩定.

6）隨著軸壓比的增加，梁端和柱根部的塑性鉸從梁端轉移到了柱根部，并且軸壓比越大，梁端部的破壞就越小.相反，柱根部破壞的就越嚴重.

7）梁端先于柱底部屈服，結構滿足“強柱弱梁”的抗震設計要求.

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