型鋼混凝土柱復合受扭極限性能試驗研究

盛煒仲邵永健，*施懷博

（1.蘇州科技大學土木工程學院，蘇州 215011；2.徐州工程學院土木工程學院，徐州 221009）

0 引言

型鋼混凝土（Steel-reinforced Concrete，SRC）結構是由混凝土內嵌型鋼并加配適量縱向筋和箍筋構成的鋼-混凝土組合結構。其起源可追溯至20世紀初，當時英國人以防火為目的在鋼柱外側包裹混凝土，在后續應用中逐漸發現二者協同工作可以顯著提升承載力，隨后日本及部分歐美國家開始對該結構進行研究，并先后推出了各自的型鋼混凝土結構規范條文。我國對于型鋼混凝土結構研究起步較晚，早期大部分借鑒前蘇聯的規范，近年來我國多位學者對型鋼混凝土開展獨立自主的研究，并取得了較為可觀的研究成果。鄭忠［1］簡要地探討了型鋼混凝土在壓扭作用下裂縫發展過程及試件破壞特征。劉祖強［2］研究了型鋼混凝土異形框架柱的抗震性能，認為異形柱符合“強柱弱梁、強節點弱構件”的抗震設計要求。艾騰騰［3］比較了型鋼混凝土柱和普通鋼筋混凝土柱的壓扭受力性能，得出內置型鋼能夠有效提升抗扭承載力的結論。趙憲忠等［4］研究了型鋼對混凝土的約束機制，并將混凝土劃分為強約束區、弱約束區和無約束區。該結構也可從強化純鋼結構角度進行研究，何紹暉等［5］研究了沖擊作用下型鋼混凝土柱的動力響應，得出了其破壞模式。高展等［6］研究了T形型鋼混凝土柱在火災后的抗震性能，得出火災后各項力學性能指標均下降的結論。

考慮到目前我國現行的2016版《組合結構設計規范》［7］仍未對型鋼混凝土受扭承載力做出明確規定，且實際工程中角柱等處于多種外力疊加的復合受扭狀態。除承載力外，極限狀態也是評價結構的重要指標，尤其是延性能夠保證結構破壞前有充足的緩沖平臺，對保證結構整體性和人員生命安全有重要意義。

本次研究將對15根不同設計參數和加載方式的型鋼混凝土柱進行復合受扭力學性能試驗，并分析不同的設計參數對試件極限扭矩和延性的影響規律。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試件主體為矩形柱，尺寸為300 mm×300 mm×1 300 mm，柱底插入440 mm×500 mm×1 200 mm的基礎中，基礎與柱身均采用C40混凝土制作。基礎縱向鋼筋采用10C10，箍筋為A8@100。柱身縱向鋼筋統一采用8D12，箍筋和型鋼的配置，以及試件其他設計參數見圖1和表1。

表1 設計參數Table 1 Design parameters

圖1 試件設計Fig.1 Specimen design

1.2 材料性能

混凝土、鋼筋和型鋼的力學性能指標測定依照有關國標［8-10］進行，混凝土強度采用同條件養護試塊進行測試，實測立方體抗壓強度分布在37.33～40.71 MPa，波動較小，因此取試塊實測平均值作為混凝土強度代表值，結果見表2，鋼筋和型鋼測定結果見表3。

表2 混凝土力學性能Table 2 Concrete mechanical properties

表3 鋼筋與型鋼力學性能Table 3 Steel mechanical properties

考慮到第3組試件為低周反復加載，對比規范［11］對抗震鋼筋的要求，本次采用的HRB500鋼筋抗拉強度實測值與屈服強度實測值之比為1.24，屈服強度實測值與標準值之比為1.04，總伸長率實測值為16%，除第1項比規范略低0.01外另兩項均符合，因此理論上本次試驗未采用HRB500E鋼筋不會對結果有顯著影響。

1.3 測點布置

1.3.1 位移計布置

為測量試驗過程中試件扭率的變化，需布置位移計，扭率計算原理見圖2。將加載裝置頂端俯視視角簡化為正方形，以柱中心為基準左右對稱布置2個位移計，間距lAB為400 mm。柱子轉動時2個位移計分別測出位移δA與δB，按式（1）可計算出轉角，轉角與柱身凈高之比即為扭率。

圖2 扭率計算Fig.2 Calculation of torsion ratio

1.3.2 應變片（花）布置

為測量加載過程中型鋼的應變以揭示其對試件復合受扭性能的貢獻程度，需要布置電阻應變片和應變花。從基礎頂面起150 mm和450 mm分別劃定截面1與截面2，每個截面按相同方案布置，測點編號格式為YA-B（C），A表示截面編號，B表示同一截面內的測點編號，如布置的是應變花，則C表示應變花每個分支的編號，布置方案見圖3。

圖3 測點布置Fig.3 Measuring point layout

1.4 加載裝置

試驗所用加載裝置見圖4，該裝置通過千斤頂施加豎向軸壓力，同時還能夠借助水平作動器施加水平偏心力，該力可對柱頂等效施加彎矩和扭矩，通過調整水平偏心力距柱頂水平距離可調整扭矩力臂，進而實現調整扭彎比。該裝置能夠按需配置荷載類型，最多可同時施加軸壓力、彎矩、剪力和扭矩實現復合受扭，該裝置及其實驗方法已獲得國家發明專利［12］。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading device

1.5 加載方案

加載方案分2步，第1步以表2混凝土試塊實測強度平均值為基準，根據式（2）計算出試驗加載所需軸力，并通過千斤頂一次性加載完畢。第2步在保持軸壓力不變的條件下，施加偏心水平力，實現對柱身施加剪力、彎矩和扭矩。施加方式采用位移控制逐級加載，每級持荷5 min。在混凝土開裂前每級荷載3 mm，混凝土開裂后改為6 mm，加載過程中隨時關注控制系統顯示的荷載—位移關系圖，當試件開裂后曲線出現較為明顯的拐點時判定試件屈服，此后每級荷載增大至10 mm。為采集更多的數據點，試件開裂前每1 mm手動記錄一次數據、開裂后改為2 mm記錄一次。待偏心水平力降至峰值的85%時卸載并結束實驗。

式中：N為試驗加載軸力；μ為試驗軸壓比；fc為混凝土實測軸心抗壓強度；Ac為扣除型鋼后混凝土截面積；fa為型鋼實測強度；Aa為型鋼截面積。

2 試驗結果及其分析

2.1 試件破壞分析

由于試件數量較多，選取SRCZ-1和HSRCZ-1d展示其期間狀態的損傷照片并進行分析，見圖5，照片自左向右依次為A、B、C、D面。根據圖4（b）和（c），A面為剪扭疊加面，B面為彎曲承壓與扭矩疊加面，C面為剪扭相減面，D面為彎曲承拉與扭矩疊加面。

圖5 試件損傷照片Fig.5 Damage of specimens

由圖5可知，試件裂縫基本呈45°分布，表示試件均為扭型破壞。A面主要是幾條較寬的貫穿截面的主裂縫。C面由于剪力相減，相較于A面裂縫寬度較小，但數量更多。B面為壓扭疊加面，因此表現出受壓與受扭特征共存的特點，且有明顯的混凝土脫落現象。如SRCZ-1接近柱底處的裂縫角度介于豎直和45°之間，而HSRCZ1-d中部出現2道明顯的豎向裂縫。D面為拉扭疊加面，與B面類似，2個試件在中部均出現了豎向裂縫且此處混凝土有脫落現象。HSRCZ-1d為低周反復試件，相比SRCZ-1在4個面的破壞更嚴重，表現為裂縫寬度更大更深，混凝土脫落更嚴重。以A面右上方和D面中部大裂縫最為顯著。

2.2 扭矩-扭率曲線分析

15個試件的扭矩—扭率曲線見圖6，其中低周反復試件包括骨架曲線和滯回曲線。型鋼以HSRCZ-3為代表展示應變隨扭率變化的過程，見圖7。主應變ε1與ε2按式（3）至式（6）計算，式中ε0、ε45和ε90分別表示應變花水平、斜向和垂直3個方向的實測值。

圖6 扭矩-扭率曲線Fig.6 Torque-torsion ratio curve

分析圖6可知，全部試件的加載過程分為3個階段：彈性階段、強化階段、軟化階段。混凝土開裂前為彈性階段，此時試件剛度最大，扭矩—扭率曲線基本呈線性。混凝土開裂后發生應力重分布，箍筋外圍混凝土由于缺少約束而迅速開裂退出工作，此時荷載轉由型鋼、鋼筋和型鋼翼緣內側約束混凝土共同承擔，曲線斜率逐漸降低但承載力仍在提高。到達峰值扭矩后，混凝土破壞進一步加劇，裂縫進一步發展，導致承載力出現下降直至試驗結束。5根低周反復試件的滯回曲線均呈反S形，表明加載過程中型鋼與混凝土出現了顯著的滑移現象，這是因為型鋼表面相較帶肋鋼筋比較光滑，與混凝土之間的機械咬合力較低，在低周反復荷載下更容易出現滑移。

2.3 型鋼應變分析

圖7選取的是單調試件，理論上加載過程中應變的變化規律應當是單調的。分析圖7可知，所有測點應變在扭率達到0.005 rad/m時會突然增加，且隨后應變發展速率提升，其中Y1-5和Y2-5這2個測點最為理想。這是因為此時混凝土開裂，發生應力重分布，原由混凝土承擔的力轉由型鋼和鋼筋承擔。Y2-3后期因為應變片被拉壞導致測得應變從100陡增至2200，故該測點后期數據已無意義。部分測點應變在加載過程中會保持不變甚至反向，如Y1-3在0.02～0.04 rad/m范圍內、Y1-6和Y2-6在0.06～0.09 rad/m范圍內，這說明此處出現滑移，因此型鋼應變沒有按預期提升甚至回縮。根據表3可計算出型鋼微應變達到1500時進入屈服狀態，而圖中所有測點均未進入屈服，且腹板應變顯著小于翼緣應變，這是因為腹板處于柱截面幾何中心，此處扭轉變形較小，同時也位于彎曲中性軸附近，彎曲變形同樣較小，所以腹板應變較小。其余未展示的型鋼和鋼筋應變數據均與此相似，因此可以認為型鋼混凝土柱復合受扭到達極限狀態時型鋼和鋼筋大部分未屈服，即型鋼和鋼筋的材性未得到有效利用，試件破壞和承載力下降均是由于混凝土破壞所致。

3 影響因素分析

3.1 延性計算

將試件屈服時的扭矩定義為屈服扭矩Ty，將下降到峰值扭矩85%時的扭矩定義為極限扭矩Tu，對應的扭率分別記為屈服扭率θy和極限扭率θu。由于試驗得到的曲線僅能判斷大致的屈服范圍，無法確定較為精確的屈服點，因此采用能量等效法來確定。原理如圖8所示，記P-Δ曲線最高點為M，過該點作水平線交縱軸于A點。從原點O作一條射線交P-Δ曲線于B點、交AM于C點。調整該射線的角度，當圖中2塊陰影區域S1和S2面積相等時，過C點作垂線，與P-Δ曲線交點D即為等效屈服點。

圖8 能量等效法原理Fig.8 Energy equivalence method

確定等效屈服點后，按式（7）計算轉角延性系數，見表4。

表4 極限狀態計算Table 4 Ultimate state calculation

3.2 軸壓比影響分析

根據試驗數據分析得到的軸壓比影響規律如圖9所示。

圖9 軸壓比影響Fig.9 Impact of axial force

由于SRCZ-3試件在試驗中被意外拉壞，未達到預期目的，因此涉及該試件的參數分析均不加入對比。由圖9可知，對比每組中的1、3號試件，隨著軸壓比從0.1上升至0.3，2組試件的延性系數分別下降了20.2%和12.3%。結合2.2節分析可知，型鋼大部分未屈服，則延性差異由混凝土性能差異體現。試驗中混凝土裂縫以45°斜裂縫為主，隨著豎向軸力提升，斜裂縫兩側混凝土相對滑動趨勢更顯著，更不利于維持整體性，因此導致了延性下降。極限扭矩分別提升了1.5%和27.6%，理論上試件開裂后扭矩由型鋼和核芯混凝土共同承擔，而混凝土貢獻的抗扭承載力很低，因此提升軸壓比應當對極限承載力影響不大，但第2組極限扭矩卻顯著提升，觀察圖6中HSRCZ-3的滯回曲線，可發現其相較其他試件更為飽滿，可能是該試件制作時型鋼與混凝土連接更緊密，使得加載中型鋼滑移幅度較小，從而提升了承載力。

3.3 扭彎比影響分析

根據試驗數據分析得到的扭彎比影響規律如圖10所示。

圖10 扭彎比影響Fig.10 Impact of bending-torsion ratio

對比每組內的1、2號試件，隨著扭彎比從0.336提升至0.672，延性系數分別提升44.6%、67.8%和12.5%。極限扭矩分別提升17.0%、23.2%和3.8%。按已知扭彎比可計算出對應的彎矩，第1組為98.54 kN·m和57.66 kN·m，降低41.5%。第2組為90.65 kN·m和55.86 kN·m，降低38.4%，第3組為73.69 kN·m和38.26 kN·m，降低48.1%。呈現出與極限扭矩變化相反的趨勢，這是因為隨著扭彎比提升，彎矩占比逐漸降低，而試件受彎時正截面受壓區混凝土可以提供較高的承載力，而受扭可等效為全截面受拉，但混凝土抗拉強度很低，即試件抗彎比抗扭更有利，因此隨著扭矩占比提高，試件的極限彎矩是降低的，但因為扭彎比翻倍，使得極限扭矩反而得到了提高。對于延性，扭彎比較小時極限彎矩更大，混凝土受壓區正應力也更大，這就類似于3.2節軸壓比更高的情形，因此延性隨扭彎比提升而提高。

3.4 配箍率影響分析

根據試驗數據分析得到的配箍率影響規律如圖11所示。

圖11 配箍率影響Fig.11 Impact of stirrup ratio

對比每組第1、4號試件，隨著箍筋間距從100 mm減少至50 mm，延性系數分別降低40.4%、24.1%和35.4%，但極限扭矩分別提升28.4%、24.6%和27.4%。配箍率提升意味著參與受扭的箍筋更多，因此可以顯著提升極限扭矩，此外更多的箍筋意味著對混凝土側向約束越強，因此顯著提升了屈服扭率，但加載后期混凝土由于破壞較嚴重，更多的箍筋也無法維持試件的整體性，因此極限扭率未得到明顯改善，故延性系數反而降低。

3.5 栓釘影響分析

根據試驗數據分析得到的栓釘影響規律如圖12所示。

圖12 栓釘影響Fig.12 Impact of stud

分析圖12可知，配置栓釘后，延性系數分別降低了24.4%和26.4%。第1組極限扭矩提高了6.9%，第2組則降低了7.0%，整體變化不大。配置栓釘后，在澆筑混凝土時栓釘占據了原本混凝土的空間，相當于在混凝土內部產生了多個孔洞，在混凝土開裂后孔洞周圍因應力集中而迅速開裂，反而加速破壞了柱身整體性，因此延性降幅較大，而栓釘體積遠小于鋼筋和型鋼，因此承載力提升十分有限。

3.6 配鋼形式影響分析

對比第1、2組試件可知，在配鋼率基本一致的情況下，配十字型鋼試件的極限扭矩比相同設計參數的配H型鋼試件平均高8.2%，延性系數高46%。延性系數顯著提高是因為十字型鋼的幾何造型相比H型鋼更有利于約束核芯區混凝土，且配十字型鋼試件為雙軸對稱配鋼試件，型鋼翼緣沿截面四周均勻布置，更有利于抗扭。

3.7 加載方式影響分析

對比第2、3組試件可知，低周反復試件的極限扭矩比相同設計參數的單調試件平均低24.3%，延性系數低34.1%。這是因為低周反復加載時柱身形成的是X形裂縫，相比單調試件的斜裂縫對混凝土整體性破壞更嚴重，因此混凝土貢獻的極限扭矩更低、延性更差。同時上文4個設計參數對低周反復試件極限扭矩和延性系數的影響程度一般都要小于單調試件，這是因為低周反復試件混凝土破壞更嚴重，使得參數有利于受力性能時上升空間較小，而由于鋼筋和型鋼的約束使柱身即使破壞較重但仍能維持一定整體性，因此參數不利于受力性能時下行空間同樣較小，最終表現為低周反復試件受參數影響程度低于單調試件。其中配箍率對單調和低周反復試件影響程度相當，這是因為配箍率的影響是通過額外引入的箍筋來體現的，并非是混凝土自身性能的影響所致。

4 結論

基于本文15個試件試驗數據的分析，可得到如下結論：

（1）15個試件的破壞過程可分為彈性階段、強化階段和軟化階段3個階段。達到極限狀態時型鋼和鋼筋強度未得到充分利用。

（2）對于單調試件，軸壓比從0.1提升至0.3，極限扭矩無顯著影響，延性降低12.3%～20.2%。扭彎比從0.672降至0.336，極限扭矩提升17%～23.2%，延性提升44.6%～67.8%。箍筋間距從100 mm降至50 mm，極限扭矩提升24.6%～28.4%，延性降低24.1%～40.4%。配置栓釘對極限扭矩同樣無明顯影響，延性降低24.4%～26.4%。配鋼率接近的情況下配十字型鋼可平均提高8.2%的極限扭矩和46%的延性。適當降低扭彎比和配置十字型鋼這兩種方法可同時提高極限扭矩和延性，收效較為理想。

（3）對于低周反復加載試件，其型鋼與混凝土間的滑移較大，滯回曲線呈Z形。與同設計參數的單調試件相比，極限扭矩要低20%～32%，延性低33%～48%。但極限扭矩和延性受不同參數的影響程度更小。