剪切-黏結破壞高延性混凝土短柱擬靜力試驗研究

鄧明科 張陽璽 熊鑫

摘? ?要：為研究高延性混凝土（HDC）短柱發生剪切-黏結破壞時的抗震性能，對7個HDC短柱和1個RC短柱進行了擬靜力試驗研究，分析軸壓比和配箍率對HDC短柱滯回特性、承載力、變形能力和耗能能力的影響.試驗結果表明：RC短柱和HDC短柱均發生剪切-黏結破壞，RC短柱沿縱筋的黏結裂縫充分開展后保護層大面積剝落，其破壞形態具有明顯脆性，而HDC短柱沿縱筋的黏結裂縫在纖維橋聯作用下得到良好控制，未見保護層剝落，其破壞表現出延性特征;與RC短柱相比，HDC短柱的變形能力和耗能能力均有明顯提高，HDC短柱的極限位移角提高幅度為43%～112%，極限位移角處累積耗能提高幅度為39%～184%;HDC短柱在不同性能水平下的層間位移參考指標明顯大于RC短柱，有利于實現抗震性能設計.

關鍵詞：高延性混凝土;短柱;剪切-黏結破壞;變形能力;性能水平

中圖分類號：TU375.3;TU317.1? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻標志碼：A

Abstract： To study the seismic performance of high ductile concrete （HDC） short columns failed in shear-bond mode，seven HDC short columns and one RC short column were tested under pseudo static load. The effects of axial load ratio and stirrups ratio on the hysteresis behavior， shear capacity， deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were studied. The experimental results indicate that all the RC short column and HDC short columns were failed in shear-bond，the concrete cover of the RC short column was severely crushed after the bond cracks were fully developed. For the HDC short columns，the bond cracks were effectively confined by the fiber bridging effect and thus no crushing of HDC covers was observed，which indicated the HDC short columns were failed in shear-bond with ductility. Compared with the HDC short column，the deformation capacity and energy dissipation capacity of the HDC short columns were significantly improved. The increase of ultimate displacement was 43%～112% and the cumulative energy dissipation increase at the ultimate displacement was 39%～184%. In addition， the drift ratios of HDC short columns were larger than that of the RC column in different performance levels，which was good for achieving performance based seismic design.

Key words： high ductile concrete;short column;shear-bond failure;deformation capacity;performance level

建筑結構地震災害中，剪切-黏結破壞是鋼筋混凝土（RC）柱的重要震害形式之一，該破壞形態具有明顯脆性特征，構件發生剪切-黏結破壞時，其延性和耗能能力差，通常給建筑結構帶來難以修復的損傷，甚至造成重大的人員傷亡和嚴重的經濟損失.震害調查發現[1-5]，當RC柱的剪跨比較小、縱筋配筋率較大或縱筋直徑過大時易發生剪切-黏結破壞;研究表明[6-7]，發生剪切-黏結破壞時，RC柱的滯回曲線呈現出明顯的“捏縮”效應，剛度退化速率快，易發生于混凝土強度較低的短柱中.此外，構件內部鋼筋發生銹蝕，也容易發生剪切-黏結破壞[8].高延性混凝土[9-11]（High Ductile Concrete，HDC）具有拉伸應變硬化特性和較高的抗壓變形能力.研究表明[12]，HDC短柱的變形能力和耗能能力顯著高于RC短柱.此外，型鋼HDC短柱發生剪切-黏結破壞時，試件破壞形態表現出延性特征，具有較高變形能力和耗能能力[13].

基于以上研究，本文設計了7根HDC短柱和1根RC短柱，分析發生剪切-黏結破壞時，HDC試件和RC試件破壞形態的區別，研究軸壓比和配箍率對HDC短柱承載力、延性、耗能能力的影響.

1? ?試驗概況

1.1? ?材料力學性能

本試驗采用的混凝土設計強度為C60，HDC由水泥、粉煤灰、石英砂、摻合料和水按一定比例制備而成.其中，水泥為P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥，粉煤灰為Ⅰ級灰，砂的最大粒徑為1.18 mm，PVA纖維體積摻量為2%，兩種纖維力學性能指標見表1.采用邊長為100 mm的立方體試塊測試HDC和混凝土的抗壓強度fcu，HDC抗拉強度通過單軸拉伸試驗測得，表2為HDC和混凝土實測強度平均值，鋼筋力學性能見表3.

1.2? ?試件設計

試驗共制作了7個HDC短柱和1個RC短柱，試件底部均設置了尺寸為500 mm×500 mm×25 mm的鋼板，試件縱筋均焊接在鋼板上，試件通過12根高強螺栓與鋼底梁相連.試件根部高200 mm區域為加強區，其截面尺寸為350 mm×350 mm，設置該區域是防止試件破壞發生于連接處.加強區以上部分為試驗研究部分，其總高度為600 mm，有效高度H=500 mm，柱截面尺寸均為250 mm×250 mm，水平荷載加載點距柱頂100 mm.為防止試件發生彎曲破壞，其縱筋均設計為8C25以增強試件的抗彎承載力;為防止試件過早發生剪切破壞，箍筋設計為C8@40/60/80，軸壓比

1.3? ?試驗裝置與測試內容

采用低周期反復水平荷載對試件進行加載，加載裝置照片及測試點布置如圖2所示.首先將試件安裝就位并固定，再通過液壓千斤頂對柱頂供恒定的豎向壓力，然后通過美國MTS—500kN作動器施加水平往復荷載.

如圖2（b）所示，在柱頂端加載點處安裝一個位移計用于測量柱頂水平位移;在柱底加強區安裝一個百分表量測試件底部相對地面的位移;在柱底部交叉布置兩個位移計來測量短柱塑性鉸區的剪切變形;在塑性鉸區兩個側面各安裝一個百分表用來量測短柱的彎曲變形.

進行加載時，首先在試件頂部施加豎向荷載至預定值并保持不變，然后施加反復水平荷載，采用力-位移混合控制方式.試驗加載過程中，以荷載-位移曲線出現明顯彎折大致確定試件的屈服點，屈服以前采用荷載控制加載，屈服以后采用位移控制加載，每一級位移循環3次，直至試件破壞或荷載下降至最大荷載的85%以下為止.

2? ?試驗結果及其分析

2.1? ?試驗現象為便于實驗現象的描述，規定加載以推方向為正，拉方向為負.

1）試件RC1

加載荷載至280 kN時，試件角部縱筋的混凝土保護層開始出現細微黏結裂縫，隨荷載增加，黏結裂縫沿縱筋自下而上逐漸增多;加載荷載至400 kN時，部分斜向黏結裂縫向下縫延伸至試件中部，荷載-位移曲線出現明顯拐點，隨后按位移控制加載.

當加載位移至-7.4 cm時，試件達到負方向的峰值荷載-426.57 kN，部分箍筋達到屈服強度，試件底部受壓區混凝土保護層局部輕微壓碎;當加載位移至9.2 cm時，試件達到正方向的峰值荷載475.13 kN，沿縱筋的黏結裂縫進一步發展，縱筋仍未屈服;隨加載位移增大，角部縱筋外的黏結裂縫沿柱身通長分布，腹部形成交叉主斜裂縫，隨加載循環次數累積，試件中部主斜裂縫迅速變寬，承載力迅速下降，試件底部受壓區混凝土開始壓碎剝落;當加載位移至-13.4 cm時，試件中部的混凝土保護層嚴重脫落，鋼筋裸露，試件最終發生具有明顯脆性的剪切-黏結破壞.

2）試件HDC2

加載荷載至240 kN時，試件底部開始出現細微斜裂縫，隨著荷載增加，斜裂縫數量不斷增多;加載荷載至360 kN時，沿角部縱筋外側的保護層出現較多的黏結斜裂縫;隨荷載增大，部分斜裂縫向下延伸至試件中部并形成交叉斜裂縫網格;隨后荷載-位移曲線斜率明顯變小，改為按位移控制加載.

加載位移至10.2 cm時，試件中部斜裂縫增多并出現分叉.加載位移至12.7 cm時，試件達到正方向的峰值荷載420.1 kN，斜裂縫繼續增多，裂縫呈細密網格狀.加載位移至-13.8 cm時，試件達到負方向的峰值荷載-414.1 kN，多條平行斜裂縫貫通形成主斜裂縫帶.隨加載位移增大，箍筋開始達到屈服，試件中部不斷有新的斜裂縫產生，沿角部縱筋出現的黏結裂縫逐漸增多，呈帶狀發展，并伴有纖維拉斷或拔出而發出的 聲.加載位移至-17.3 cm時，試件中部斜裂縫寬度達2 mm，沿縱筋的黏結裂縫明顯變寬.加載位移至-21.83 cm時，試件中部斜裂縫上下貫通，試件最終發生具有一定延性的剪切-黏結破壞.

3）試件HDC3～HDC8

試件HDC3～HDC8屈服前的裂縫發展趨勢與分布形態與試件HDC2大致相同.試件屈服后，隨軸壓比增大，斜裂縫與中和軸的夾角減小，沿縱筋出現黏結裂縫的水平荷載越小;隨配箍率增大，黏結裂縫和剪切裂縫有減少趨勢.峰值荷載以后，試件中部斜裂縫無明顯變寬，但沿縱筋保護層的縱向黏結滑移裂縫逐漸變寬，試件最終均發生了剪切-黏結破壞.

2.2? ?裂縫分布及破壞形態

2.2.1? ?裂縫分布

圖3為試件屈服時的裂縫分布狀態，結合上述試驗現象記錄可得：

1）由于HDC材料具有良好的拉伸應變-硬化效應和多裂縫開展特性，在HDC短柱的加載過程中，試件表面的斜裂縫和沿縱筋的黏結裂縫數量明顯多于RC短柱，且其裂縫寬度小于RC短柱.

2）RC短柱的主斜裂縫形成后迅速變寬，HDC短柱的主斜裂縫并不是單條斜裂縫，而是由多條相互平行的斜裂縫貫通形成的主斜裂縫帶;與RC短柱相比，HDC短柱沿縱筋的黏結裂縫發展更為充分，也呈帶狀分布.可見，HDC短柱的裂縫控制能力顯著優于RC短柱.

3）對于HDC短柱，隨軸壓比增大，沿縱筋的黏結裂縫增多，試件腹部的剪切斜裂縫與中和軸角度變小;隨配箍率增大，沿縱筋的黏結裂縫和剪切斜裂縫的數量均減少;HDC中的纖維種類對短柱裂縫形態分布影響不明顯.

2.2.2? ?破壞形態分析RC短柱和7個HDC短柱均發生剪切-黏結破壞，圖4為部分試件破壞時的照片.

研究表明[7]，發生剪切-黏結破壞的RC短柱，黏結裂縫出現后迅速發展，黏結應力很快達到極限強度，縱筋外側的混凝土大范圍剝落，導致試件承載力和剛度迅速退化，縱筋不能達到屈服.本試驗中的試件RC1的破壞過程與上述研究結果基本一致，RC短柱破壞形態見圖4（a）.

HDC短柱發生剪切-黏結破壞的過程與RC短柱存在較大區別.HDC短柱的黏結裂縫形成后，可受到HDC基體中的纖維橋聯作用約束，沿縱筋出現更多的黏結裂縫，且其裂縫寬度較小，并逐漸發展為黏結裂縫帶，縱筋與HDC達到極限黏結強度后仍具有較高殘余黏結強度，未見保護層剝落，其承載力退化較為緩慢，最終破態由縱筋與HDC的黏結失效控制，其破壞形態見圖4（b）、4（c）和4（d）.

試件形成斜裂縫后，RC短柱僅依靠箍筋傳遞裂縫間拉應力;HDC中的纖維橋聯作用，使HDC開裂后具有應變硬化特性和多裂縫開展機制，故HDC短柱腹部的斜裂縫多而細密且其箍筋應變發展慢于RC試件;達到峰值荷載時，RC短柱的部分箍筋已屈服，而HDC短柱的箍筋均未屈服;試件破壞時，RC短柱保護層出現大面積剝落，鋼筋嚴重外露，而HDC短柱保護層未出現剝落，試件保持良好的完整性.

對破壞形態進行分析比較，可得以下結論：

1）得益于HDC的材料延性特點，HDC短柱的脆性破壞特征得到有效改善，短柱保護層剝落得到了有效避免，使剪切-黏結破壞具有一定延性特征.

2）對于HDC短柱，配箍率、軸壓比和HDC中的纖維種類對試件最終破壞形態均無明顯影響;配箍率和軸壓比對試件腹部剪切裂縫的分布有一定影響，其規律與2.2.1節中描述一致.

2.3? ?滯回曲線

圖5為各試件的荷載-位移（位移角）滯回曲線.

由圖5可見，荷載較小時，試件尚處于彈性階段，滯回曲線的加卸載曲線基本重合，滯回環面積很小，耗能較少.隨著黏結裂縫和剪切裂縫的形成和發展，試件累積損傷逐漸增加，滯回環面積逐漸增大，耗能增加.所有試件的滯回環形狀均呈“反S”型，具有明顯的“捏攏”效應，說明混凝土和HDC與縱向鋼筋之間的滑移變形較大，該現象與各試件的剪切-黏結破壞形態相吻合.

試件RC1和試件HDC4的配箍率和軸向荷載相同，峰值荷載前，試件HDC4的滯回曲線較試件RC1更為飽滿，其“捏攏”程度相對較小;試件RC1達到峰值荷載后，滯回環面積增大，但僅經歷一級位移加載循環試件便發生破壞，且在該級位移循環中，滯回環面積隨循環次數增大，其面積顯著減小;而試件HDC4達到峰值荷載后，承載力下降較緩慢，滯回環面積大于試件RC1，且“捏攏”程度較小.可見，發生剪切-黏結破壞時，HDC短柱的滯回性能顯著好于RC短柱.

對于HDC短柱，隨軸壓比增大，試件的滯回環面積有減小趨勢，峰值荷載后承載力下降更快;隨配箍率增大，試件的滯回環增大;HDC中所摻纖維種類對滯回環面積較大影響，日本纖維配置的試件HDC4的滯回環面積相對（HDC8）較大.

2.4? ?骨架曲線

圖6為各試件的骨架曲線.采用通用屈服彎矩法確定各試件的屈服點，以骨架曲線上荷載下降至峰值荷載85% 時對應的點確定極限點.主要試驗結果見表5，其中，Py和Pm分別為屈服荷載和峰值荷載;Δy、Δm和Δu分別為屈服位移、峰值位移和極限位移;采用位移延性系數 、峰值位移角和極限位移角評價試件的變形能力，μ = Δu /Δy，θm = Δm /H，θu = Δu /H，其中H = 500 mm;各荷載及位移均為推、拉方向的平均值.由圖6和表5可得：

1）與RC短柱相比，HDC短柱的位移延性系數μ可提高9%～57%，峰值位移角θm可提高9%～48%，極限位移角θu可提高43%～112%;試件HDC4與RC1的配箍率和軸力相同，但試件HDC4的位移延性系數、峰值位移角和極限位移角較試件RC1分別提高36%、45%和96%.說明，對于發生剪切-黏結破壞的短柱，HDC試件的塑性變形能力明顯高于RC試件.

2）對于HDC短柱，軸壓比增大，試件的峰值位移角、極限位移角和位移延性系數均減小;配箍率增大，試件的極限位移角和位移延性系數均增大.

3）試件HDC4和試件HDC8的極限位移角基本相等，可見纖維種類對短柱變形能力的影響相對較小.

2.5? ?承載力分析

根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》中鋼筋混凝土構件的正截面和斜截面承載力計算方法，計算得到各試件達到抗彎承載力（Mu）所需的水平力（Mu /H）和其對應的斜截面承載力（Vu），結果見表6.由表可見，各試件達到抗彎承載力之前，相應的抗剪承載力已經達到，說明各試件均由剪切破壞控制.

試件RC1的抗剪承載力試驗值（Pm）比計算值（Vu）大15%，其原因可能是試件的縱筋直徑較大且配筋率較大，但計算中未考慮縱筋的銷栓作用.試件HDC7的試驗值比計算值低20%，其原因是剪切-黏結破壞發生，而其箍筋配筋率較大，箍筋未達到屈服.HDC短柱抗剪承載力試驗值與計算值之比的平均值為0.95，說明采用GB 50010—2010中計算鋼筋混凝土構件抗剪承載力的計算公式計算剪切-黏結破壞HDC短柱的抗剪承載力偏于不安全.

混凝土和HDC抗壓強度相差約26%（表2），直接比較試件的抗剪承載力不合理，故定義抗剪強度系數v = Pm /（fcuA），fcu為混凝土或HDC立方體抗壓強度，A為短柱橫截面積.由表6得：

1）HDC短柱的抗剪強度系數比RC短柱可提高13%～24%，試件HDC4的抗剪強度系數較試件RC1提高了22%.可見，對于發生剪切-黏結破壞的短柱，若HDC與混凝土抗壓強度基本相同，HDC試件的抗剪強度高于RC試件.

2）隨軸壓比增大，HDC短柱的抗剪承載力提高，但其提高幅度較小，可見，對發生剪切-黏結破壞的HDC短柱，軸壓比對其抗剪承載力影響較小;隨配箍率增大，HDC短柱抗剪承載力提高.

3）試件HDC4抗剪承載力較試件HDC8提高約6%，可見纖維種類對HDC短柱抗剪承載力影響相對較大.

2.6? ?耗能能力

地震荷載中，試件的耗能能力是評價其抗震性能的重要指標;低周期反復荷載試驗中，構件的耗能能力可反映某些特征點的累積耗能.表7為各試件達到峰值荷載和極限位移時的累積耗能，可見：

1）與RC短柱相比，HDC短柱在峰值荷載點和極限位移點的累積耗能提高幅度分別為35%～224%和39%～184%;試件HDC4在峰值點和極限點的累積耗能較試件RC1分別提高52%和84%.可見，對于發生剪切-黏結破壞的短柱，采用HDC替換普通混凝土可顯著提高其耗能能力.

2）對于HDC短柱，峰值荷載點的累積耗能隨軸壓比增大而減小;除試件HDC3以外，極限位移處的累積耗能隨軸壓比增大而減小.

3）HDC短柱配箍率增大，其峰值荷載點和極限位移處的累積耗能均提高.

4）峰值荷載處，HDC8累積耗能較HDC4高16%，達到極限位移時，HDC4累積耗能較HDC8提高20%，說明日本纖維在提高構件塑性變形階段的耗能能力上優于國產纖維.

3? ?性能指標

GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》中建筑抗震性能化設計把結構的性能水平劃分為5個等級：基本完好、輕微損壞、中等破壞、接近嚴重破壞和倒塌.為使發生剪切-黏結破壞的HDC短柱的性能指標與GB 50011—2010的抗震性能設計目標相協調，根據試驗結果確定HDC短柱的4個性能水平和性能指標.以位移角作為HDC短柱的性能指標.根據《建筑抗震設計規范》，4個性能水平對應的位移角的定義原則如下：

1）基本完好.構件基本處于彈性狀態，一般不需修補即可繼續使用;試驗中，以試件出現第一條明顯的裂紋來確定構件的“基本完好”位移角.

2）輕微損傷.構件開始出現塑性變形，需修理或稍加修理仍可繼續使用;試驗中，以試件出現多條剪切斜裂縫和多條黏結裂縫來確定構件的“輕微損傷”位移角.

3）中等破壞.構件出現一定塑性變形，需進行一般修理，采取一定安全措施后可適當使用;試驗中，以試件達到峰值荷載、形成交叉主斜裂縫或形成明顯的順筋黏結裂縫帶來確定構件的“中等破壞”位移角.

4）接近嚴重破壞.構件出現明顯的塑性變形，需經過大修加固后可恢復使用;試驗中，以試件的主斜裂縫變寬，承載力下降不超過其峰值荷載10%來確定構件的“接近嚴重破壞”位移角.

基于以上原則和依據，確定各試件的性能指標量化值并列于表8.由表8可見，對于“基本完好”性能水平，RC短柱的位移角為1/336，HDC短柱位移角分布區間為1/259～1/128，平均值為1/192;對于“輕微損壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/116，HDC短柱位移角分布區間為1/103～1/64，平均值為1/83;對于“中等破壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/68，HDC短柱位移角分布區間為1/53～1/35，平均值為1/44;對于“接近嚴重破壞”性能水平，RC短柱的位移角為1/55，HDC短柱位移角分布區間為1/40～1/29，平均值為1/34.

根據GB 50011—2010附錄M中豎向構件實現性能目標的參考指標示例，HDC短柱滿足不同性能水平下的承載力參考指標時，其層間位移參考指標明顯大于RC短柱，有利于實現抗震性能設計.HDC柱“接近嚴重破壞”性能水平的位移角平均值較RC柱提高61.7%，有利于實現“大震不倒”.

4? ?結? ?論

通過對7根HDC短柱和1根RC短柱進行低周期反復荷載試驗，對比HDC短柱和RC短柱發生剪切-黏結破壞時的區別，分析軸壓比和配箍率對變形能力、耗能能力、承載力和剛度退化等指標的影響，可得以下結論：

1）RC短柱發生剪切-黏結破壞時，黏結裂縫形成便迅速發展，破壞具有明顯脆性，保護層嚴重剝落，縱筋和箍筋外露;得益于HDC材料的受拉開裂應變硬化特性，HDC短柱的黏結裂縫和剪切裂縫均呈細密帶狀開展，未見保護層剝落，試件破壞時仍保持較好整體性，表現為具有一定延性的剪切-黏結破壞.

2）發生剪切-黏結破壞時，HDC短柱的抗震性能明顯優于RC短柱，其滯回環面積較大，且“捏攏”效應較小，峰值荷載后承載力退化較慢，使HDC短柱的耗能能力較RC短柱明顯提高.

3）與RC短柱相比，HDC短柱的剪切-黏結破壞具有延性特征，其塑性變形能力和耐損傷能力得到明顯提高，承載力退化速率明顯減緩，極限位移角至少可提高43%.

4）HDC短柱滿足不同性能水平下的承載力參考指標時，其層間位移明顯高于RC短柱，有利于實現抗震性能設計.

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