鋼板籠混凝土組合柱的偏壓性能試驗

曾志興， 劉祥， 侯鵬飛， 余文茂， 林強

(華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021)

鋼板籠混凝土組合柱的偏壓性能試驗

曾志興， 劉祥， 侯鵬飛， 余文茂， 林強

(華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021)

通過對9根鋼板籠混凝土組合柱和1根鋼筋混凝土柱的偏壓試驗，研究鋼板籠混凝土組合柱偏壓的基本力學性能，并分析不同參數對鋼板籠混凝土組合柱偏壓力學性能的影響.結果表明：鋼板籠混凝土組合柱的偏壓破壞特征與鋼筋混凝土柱基本相同，試件中部符合平截面假定，橫向曲線近似正弦半波曲線；鋼板籠混凝土組合柱與鋼筋混凝土柱相比，耗能可提高110%，延性可提高48%；偏心距是影響鋼板籠混凝土組合柱偏壓承載力的主要因素，長細比在4～10范圍內對承載力影響不大；隨著含鋼率增大，試件的承載力增大，但提高的幅度逐漸減小.

鋼板籠混凝土柱； 偏心受壓； 力學性能； 偏心距； 長細比； 縱向配鋼量

Abstract： The mechanical properties of prefabricated cage system (PCS) composite column under eccentric compression were experimentally studied by 9 PCS composite columns and 1 ordinary reinforced concrete (RC) column, the influence of different parameters was also discussed. The result indicates that the form of destruction of PCS composite column is similar to RC column; the plane section assumption is valid in the middle part of the column; the deflection of column is close to half-wave sinusoid; PCS composite column has about 110% higher capacity of energy dissipation and 48% higher ductility than RC column. Eccentricity is the main factor of bearing capacity of PCS composite columns. Slenderness ratio in the range of 4-10 has little effect on the bearing capacity. The bearing capacity of the specimen increases with the increase of the steel ratio, but the increase ratio gradually reduces.

Keywords： prefabricated cage system reinforced concrete column； eccentric compression； mechanical property; eccentricity； slenderness ratio； longitudinal steel ratio

鋼板籠混凝土結構是一種新型的混凝土結構體系[1-2]，不僅繼承了鋼筋混凝土結構的許多優點，還有其獨特的優點，如力學性能方面，它對核心區混凝土約束能力強，大大提高了構件的延性及耗能能力；施工方面采用工廠預制，比鋼筋混凝土結構施工快，而且整體性好，保證了穩定優質的施工質量.鋼板籠(prefabricated cage system，PCS)結構最早由美國學者Shamsai等[3-4]在2005年首次提出的.他們對21根高強PCS混凝土柱和16根普通PCS混凝土柱進行軸壓試驗，結果表明：在同等配筋率和混凝土強度下，PCS組合柱對核心混凝土的約束能力比普通鋼筋混凝土強，耗能比普通混凝土提高80%.國內也有對鋼板籠混凝土構件進行相關試驗研究.文獻[5-8]通過對4根不同配箍特征值的鋼板籠混凝土短柱進行軸壓試驗，結果表明：PCS組合柱的軸壓破壞特征與普通鋼筋混凝土柱相似，延性比普通鋼筋混凝土提高49%，耗能比普通鋼筋混凝土提高73.5%.本文對鋼板籠混凝土組合柱的偏壓性能進行試驗，研究其在不同參數影響下的破壞形態、承載力、延性等力學性能.

圖1 試件PCS-1截面 圖2 加工好的鋼板籠簡圖(單位：mm)Fig.2 Prefabricated steel cage Fig.1 Section of specimen PCS-1 (unit: mm)

1 試驗概況

1.1試件設計與制作

通過對縱筋的等強代換原則設計了PCS-3的對比件RC.圖1為試件PCS-1的截面；圖2為加工好的鋼板籠.試件具體參數如表1所示.根據GB 50010-2010《混凝土結構設計規范》[9]中的方法，設計了9根鋼板籠(PCS)混凝土組合柱(編號：PCS-1～PCS-9)和1根鋼筋混凝土(reinforced concrete，RC)柱作對比.柱的截面尺寸均為250 mm×250 mm，保護層均為25 mm；混凝土強度等級均為C30，鋼板籠均采用6 mm厚的Q235級鋼，鋼筋縱筋采用HRB 400級，箍筋采用HPB 300級；RC的箍筋間距為80.5 mm，鋼板籠箍筋寬度為6 mm，間距均為76.5 mm.表1中： 鋼板開孔尺寸21-61-36-61-21表示21為鋼板尺寸，61為開孔尺寸，36為鋼板尺寸，其他以此類推.

表1 鋼板籠混凝土柱試件參數表Tab.1 Parameter of PCS columns

(a) 加載簡圖 (b) 加載實物圖圖3 加載裝置Fig.3 Experiment set-up

對試件進行加載前，對混凝土、鋼板、鋼筋進行材料性能試驗，設計強度等級為C30的混凝土立方體抗壓強度實測值為30.05 MPa.拉伸試驗結果表明：Q235鋼板板厚為6 m,屈服強度和極限強度分別為287，375 MPa;HRB 400級鋼筋直徑為14 mm,屈服強度和極限強度分別為443，595 MPa.

1.2加載及測量方案

試驗采用10 MN電液伺服壓剪試驗機進行加載.為實現柱的偏壓，在柱試件的兩端分別安置刀鉸模擬兩端鉸接的邊界條件.為防止柱端局部破壞，在柱子的兩端分別用碳纖維增強復合材料(CFRP)布進行加固處理.加載示意圖和加載裝置，分別如圖3(a),(b)所示.

試驗嚴格遵循GB 50152-2012《混凝土結構試驗方法標準》[10]，試驗采用位移和荷載雙參數控制，分級加載.在豎向鋼板達到屈服80%前采用荷載控制為主，每級加載10 kN，之后采用位移控制，每級加載1 mm，每次加載之前，進行預加載.

2 試驗結果及分析

2.1試驗現象

試驗現象與鋼筋混凝土柱偏壓基本相同，主要分為軸心受壓破壞、大偏心受壓破壞、小偏心受壓破壞3種情況.

圖4 軸心受壓破壞圖Fig.4 Damage under axis compression

1) 軸心受壓破壞.試件PCS-1在加載初期試件沒有明顯的變形，加載至約17%極限荷載時,試件中部出現0.04 mm寬的裂縫;此后一段試件內裂縫增加較少，裂縫寬度維持不變；加載至約80%極限荷載時，試件夾角處開始起皮，隨后各個夾角均有輕微壓碎并少量剝落.接近極限荷載時，柱子上部CFRP布加固區裂縫豎向擴展迅速，混凝土保護層壓碎剝落，隨后承載力迅速下降，露出的鋼板籠縱向鋼板彎曲，試件破壞.試件軸心受壓破壞，如圖4所示.

2) 大偏心受壓破壞.試件PCS-4破壞過程與普通鋼筋混凝土(試件RC)過程相似.加載初期，荷載較小，混凝土未開裂，鋼板、混凝土應變呈線性增長狀態；加載至約極限荷載的10%時，受拉區(荷載遠端)出現裂縫，隨著荷載增長，裂縫數量及寬度增加，基本為水平裂縫且等間距出現.隨后出現1～3條主要裂縫，主要裂縫發展較快且向受壓區延伸，加載至50%極限荷載時,受拉區混凝土退出工作，縱向鋼板應變突變，受壓區混凝土豎向裂縫達0.1 mm；加載至約85%極限荷載時,受拉區鋼板屈服；加載至90%極限荷載時,側面與受壓面夾角豎向裂縫擴展明顯；達到極限荷載后，承載力下降緩慢，隨后受壓面混凝土被壓碎，受拉面裂縫開展明顯；下降至80%極限荷載時,受壓面混凝土保護層部分掉落，至70%時，全部掉落，停止加載.試件大偏心受壓破壞，如圖5所示.

3) 小偏心受壓破壞.PCS-1～PCS-3，PCS-5～PCS-9在荷載較小(約10%極限荷載)時，受拉面中部偏上出現水平裂縫，隨著荷載增大，受拉面裂縫逐漸向兩側面擴展，試件變形不明顯；加載至85%極限荷載時，受壓面出現豎向裂縫，受壓面與側面夾角的保護層開始剝落；達到極限荷載時，受壓面中部偏上混凝土壓碎，承載力下降；荷載下降至70%極限荷載時,結束加載.試件小偏心受壓破壞，如圖6所示.

(a) 側面 (b) 受拉面 (c) 受壓面 (a) 受壓面 (b) 受拉面 (c) 側面 圖5 大偏心受壓破壞圖 圖6 小偏心受壓破壞圖Fig.5 Damage under large eccentric compression Fig.6 Damage under small eccentric compression

2.2平截面假定驗證

在各級荷載作用下，部分典型試件的柱中截面的縱向應變(ε)與界面高度(h)的關系，如圖7所示.由圖7可知：PCS偏壓柱在加載初期能夠保持較好的平截面變形，加載后期有測點偏離了平截面假定.這可能與試驗誤差及混凝土開裂有關，但總體來看，加載過程基本符合平截面假定.

2.3鋼板應變

PCS組合柱跨中鋼板的荷載(F)-應變(ε)曲線，如圖8所示.圖8中：受拉為正，受壓為負；數字對應相關試件編號，如1代表PCS-1受拉鋼板應變，1′代表PCS-1受壓鋼板應變.由圖8結合試驗現象可知：PCS-1～PCS-3，PCS-5～PCS-9達到極限承載力前，受拉應變隨荷載增大而增大，達到極限強度后，應變的水平階段不明顯或無水平階段，發生明顯的脆性破壞；PCS-4鋼板的受拉、受壓應變均呈現線性增長、非線性增長和水平發展3個階段，受拉鋼板強度得到充分利用，呈明顯的延性破壞.

(a) PCS-3 (b) PCS-4圖7 試件的平截面假定Fig.7 Plane section assumption of specimens

圖8 試件鋼板荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curve of steel of specimens

3 PCS組合柱偏壓力學性能分析

3.1初始偏心距的影響

不同初始偏心距下，PCS組合柱的荷載(F)-撓度(Y)曲線,如圖9(a)所示.由圖9(a)可知：初始偏心距是影響PCS組合柱極限承載力的主要因素，初始偏心距越大，其極限承載力越小，相應的荷載-撓度曲線斜率也越小.初始偏心距越大，其彈塑性發展過程越長，試件破壞后承載力下降也越平緩.

3.2長細比的影響

(a) 初始偏心距

不同長細比下，PCS組合柱的的荷載(F)-撓度(Y)曲線，如圖9(b)所示.由圖9(b)可見：長細比的變化與試件極限承載力的關系沒有明顯的規律，可能在此范圍內影響不大.另外，長細比越大的試件，其荷載-撓度曲線斜率越小，說明其剛度越小.這可能是由于長細比增大使試件的P-δ效應更加明顯.

3.3縱向配鋼量的影響

不同縱向配鋼量下，PCS組合柱的荷載(F)-撓度(Y)曲線，如圖9(c)所示.由圖9(c)可見：配鋼量是影響PCS組

(b) 長細比 (c) 縱向配鋼量圖9 PCS組合柱的的荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curve of PCS composite columns

合柱極限承載力的主要因素，配鋼量越大，其極限承載力越大，但當配鋼量大于一定值時，其承載力增大不明顯；在加載初期，配鋼量對試件荷載-撓度曲線的斜率影響不明顯，接近極限承載力時，配鋼量越小的試件，其斜率越小，變形能力越大.

圖10 PCS組合柱與RC柱的荷載-撓度曲線Fig.10 Load-deflection curve of PCS composite column and RC column

3.4PCS組合柱與RC柱對比

PCS組合柱與RC柱的荷載(F)-撓度(Y)曲線，如圖10所示.由圖10可知：PCS組合柱的偏壓極限承載力(1.100 MN)與RC柱(1.099 MN)相差不大；PCS組合柱的荷載-撓度曲線的斜率比RC柱的小，說明其變形能力比RC柱好；PCS-3組合柱耗能能力(20.868 kJ)明顯大于RC柱(9.938 kJ)，提高110%；PCS-3組合柱的延性(13.5)比RC柱的延性(9.1)好，提高48%[11].

4 結論

通過對鋼板籠混凝土組合柱(PCS組合柱)的偏壓性能進行試驗，得到以下3點主要結論.

1) PCS組合柱的偏壓破壞特征與鋼筋混凝土柱(RC柱)基本相同，試件中部符合平截面假定，橫向曲線近似正弦半波曲線.

2) PCS組合柱偏壓承載力與鋼筋混凝土柱(RC柱)相差不大，但耗能及延性要優于鋼筋混凝土柱(RC柱)，分別提高110%和48%.

3) 偏心距是影響PCS組合柱偏壓承載力的主要因素，長細比在4～10范圍內對承載力影響不大.隨著含鋼率增大，試件的承載力增大，但提高的幅度逐漸減小.所得結論可為今后鋼板籠混凝土的發展及應用提供參考.

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(責任編輯： 黃仲一英文審校： 方德平)

ExperimentalResearchonPCSReinforcedConcreteColumnUnderEccentricCompression

ZENG Zhixing， LIU Xiang， HOU Pengfei， YU Wenmao， LIN Qiang

(College of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 361021， China)

10.11830/ISSN.1000-5013.201704073

2017-04-22

曾志興(1967-)，男，教授，博士，主要從事混凝土結構的研究.E-mail:zhixing@hqu.edu.cn.

福建省自然科學基金資助項目(2017J01095)； 福建省泉州市科技計劃資助項目(2014Z116)

TU 370.2

A

1000-5013(2017)05-0638-05