局部套管约束钢筋混凝土柱抗震性能试验研究

Experimental Study on Seismic Performance of Partial Steel Tube Confinement of Reinforced Concrete Column

胡成（中机中联工程有限公司，重庆　400039）



局部套管约束钢筋混凝土柱抗震性能试验研究

Experimental Study on Seismic Performance of Partial Steel Tube Confinement of Reinforced Concrete Column

胡成
（中机中联工程有限公司，重庆400039）

摘要：为研究局部套管约束对RC梁柱节点在破坏形态、延性等方面的影响，该文对5mm套管有楼板、10mm套管有楼板、无套管有楼板的3个节点试件进行了柱端恒定轴压梁端竖向低周往复荷载试验。试验结果表明，有楼板情况下，套管约束对RC梁在破坏形态、延性等方面有较明显的改善作用，但套管厚度影响甚微。

关键词：局部套管约束；破坏形态；延性

Abstract:To study the impact of partial confinement of steel tube on aspects like failure pattern and ductility of RC column joints, the experiment of constant axial compression at the end of the column and vertical reversed cycle load at the end of the beam is done on the three joints of 5mm casing pipe with floor,10mm casing pipe with floor, floor without casing pipe. The results show that partial confinement of steel tube has obvious improvement impact on such aspects as failure pattern and ductility of RC beam, but little impact on the thickness of the tube.

Keywords:partial confinement of steel tube; failure mode; ductility

0　引言

近年因环太平洋地震带地壳板块运动进入活跃期，我国主要地震带强震频发，地震区的钢筋混凝土结构的抗倒塌性能日益引起学术界的关注[1]。

为增强结构的抗震性能，保证结构大震不倒，满足我国抗震规范[2]，钢管混凝土技术已开始兴起，并迅速发展，且将广泛应用于各种建筑结构中[3]。钢管混凝土是在钢管中填充混凝土而形成的一种构件，它充分利用了钢管和混凝土两种材料受力过程的相互影响，相互制约的特点，使其承载能力、延性、耗能等抗震性能较传统钢筋混凝土结构有显著提高[4]。基于此，针对塑性铰破坏机制，本文引入局部钢套管约束钢筋混凝土柱技术，提高结构的滞回耗能性能及延性，达到框架结构柱在高轴压比下其纵筋不会发生屈曲失稳，能维持钢筋混凝土框架柱在极限状态下的竖向承载力，以此提高结构的抗震性能。

1　试验概况

本文设计了两组对比试验（有无套管对比、套管厚度对比）。试件为带楼板的梁柱边节点构件，进行柱端恒定轴压下梁端竖向低周往复荷载对比试验，以此来模拟框架结构柱在地震作用下的受力情况，考察局部套管约束对试件破坏模式和承载力、延性、耗能性能的影响。

1.1试件设计

试验设计了JD-1、JD-2、JD-3两个边节点试件，各个试件设计变量见表1。

试件采用1/3缩尺设计，梁柱非加密区箍筋间距为70mm，加密区箍筋间距为50mm，节点箍筋间距同加密区进行配筋，钢筋锚固长度为240mm，满足我国结构设计规范[5]。

局部钢套管为Q235钢板加工而成，衔接处通过两面焊透，以保障焊接质量。各试件所对应的立方体混凝土试块测量结果见表2。

表2　立方体混凝土试块测量数据

各试件配筋除套管代替加密区箍筋外，其余配筋相同。以试件JD-2为例，其配筋图见图1。

图1　试件JD-2配筋

1.2测量内容

本试验测量内容有柱顶竖向加载轴力，梁端竖向加载值及梁端竖向位移值，梁、柱纵筋及节点箍筋上各测点的应变值，柱端局部钢套管上各测点的应变值，以及上下柱端相对于节点的变形及节点自身的剪切变形。

1.3测量方法

（1）柱顶轴向压力的大小由置于柱顶和千斤顶之间的压力传感器量测，该传感器通过电阻应变仪的应变值来反映所加轴力大小。

（2）梁端作动器连有一个压力传感器，通过应变仪将作动器施加力的大小由应变值表示出来；梁端端头处采用两个10cm量程的位移计分别记录向上和向下的位移，并通过应变仪显示。由此记录下梁端荷载(P)－位移(Δ)滞回曲线。

（3）节点处用6个量程为5cm的百分表，设置位置及安装方法见图2，通过UCAM-60A仪器采集应变数据，由此记录上下柱端相对于节点的变形及节点自身的剪切变形的相关数据。

图2　百分表装置图

（4）各处应变片变化均通过UCAM-60A仪器进行数据采集。

1.4加载装置及加载制度

本试验采用拟静力试验方法进行加载。首先由柱上端千斤顶施加竖向荷载，轴压比为0.7，即1022kN，并保持不变。然后对梁端施加低周反复竖向荷载。加载装置如图3。

图3　试验加载装置　

如图3所示，柱上端设一油压千斤顶(最大吨位为1500kN)，通过钢铰支座将柱顶水平支撑、千斤顶和上柱端连接在一起，并在柱顶与千斤顶之间设一压力传感器。在试验过程中通过对该传感器的实时监控实现轴压比的基本恒定(误差不超过5％)。在试件梁外端连接一竖向布置的总行程为500mm，量程为750kN作动器，作动器上安有一传感器。水平支撑与试验架相连，以使柱上端不发生水平位移；柱下端铰支座位于用地锚锚固在地槽内的混凝土块上，并采用螺栓固定，使柱下端形成不动铰支座。

加载制度分为力控制和位移控制两个阶段，通过力控制确定屈服位移Δy。下面为详细加载过程。

力控制阶段：Py为正负弯矩最小值下的估算屈服荷载，取估算极限荷载Pu的0.7倍。按0.25Py—>0.5Py—>0.75Py，每级荷载循环一次，以P/3—>2P/3—>P—>2P/3—>P/3—>0进行正向加载,再以相同荷载大小负向加载，P为每级荷载峰值，其中Pu= 112kN, Py=78.1kN。位移控制阶段：根据0.75Py所对应的屈服位移Δy进行位移控制。此时以对施加轴向力以后的构件的初始位置为0点，以Δy的倍数进行加载，即Δy，2Δy，3Δy，4Δy以此类推，试验后期根据实际情况选择加载位移倍数。每级控制位移下循环2次。在整个试验过程中要尽量保持反复加载和卸载的均匀性和连续性。当施加的竖向力下降至极限承载力的85％时，加载结束时，为继续探究试件到达破坏后的现象和规律，试验可继续进行加载。

2　试验结果

为了叙述的准确和简洁，对本文作了一些约定，即试件的梁外端承受向下的荷载时为正向加载；非弹性变形大小的正负号对应于其在相应非弹性变形下的加载的正负号；无百分表的试件侧面为正面。

2.1试验现象

2.1.1试件JD-1试验现象

试验过程中，在第一循环P=0.25Py，当加载至正向峰值力时，试件背面出现首条裂缝。见图4；在P=0.75Py循环中，梁侧面裂缝数量明显增多，且裂缝不断延伸，部分已与板上裂缝相贯通。用此时所对应的位移换算成屈服位移，开始进入位移控制加载阶段。

图4　P=0.25Py时试件JD-1首条裂缝

在位移加载阶段，节点区柱和短梁在Δ=2Δy循环中开始出现多条竖向裂缝。当加载至Δ=3Δy第1循环的正向峰值时，节点区梁板柱交界处的裂缝加密加宽，已有破坏的趋势。加载到Δ= 4Δy时梁上的裂缝已基本出齐，如图4所示，新增细微裂缝均集中在节点区。在Δ=8Δy循环中，楼板和短梁上大块混凝土剥落，此时节点处柱比梁破坏更严重，柱明显被压溃，大片保护层混凝土鼓出，且钢筋露出，当加载至峰值时节点明显发生了转动，此时正向承载力已下降了37％，负向承载力大幅下降达28％，试验宣告结束，试件破坏外观见图5。

图5　试验结束时试件JD-1的外观

2.1.2试件JD-2试验现象

试验过程中，当P=0.5Py正向加载时梁侧面开始出现竖向裂缝。当加载至P=0.75Py峰值时，以此时对应的位移换算成屈服位移，开始进入位移控制加载阶段。

在Δ=2Δy循环加载中，出现的裂缝主要集中在梁外端和节点区。当加载至Δ=4Δy的正向峰值时，梁柱交界处梁底面的混凝土已明显压溃鼓出，且破坏逐渐向节点转移。至该加载循环，梁上的裂缝已基本出齐，如图6所示。当加载至Δ=8Δy正向峰值时节点区混凝土微微鼓起，其附近混凝土保护层剥落严重，板上露出分布筋，此时承载力已下降了14.8％。负向加载时梁底混凝土大量剥落，上部套管与柱交界处出现轻微剥落，角部轻微压溃，并带有明显响声。在最后一循环中即Δ=10Δy，加载至峰值时节点区柱侧面与上套管交界处混凝土压溃，节点区严重破坏，且短梁上楼板已露出纵筋，柱背面露出箍筋，此时承载力下降29.7％，试验宣告结束，试件破坏外观见图7。

图6　Δ=4Δy时JD-2梁上裂缝基本出齐

2.1.3试件JD-3试验现象

试验过程中，该试件力加载阶段与JD-2基本相同，在P= 0.25Py正向加载阶段时，试件板侧面出现首条裂缝，如图8所示。在位移控制阶段，加载至Δ=3Δy第一循环的正向峰值时，钢套管与柱交界处都出现膨胀突出的现象，此次循环裂缝主要出自节点区，说明破坏开始转移至节点。当达到Δ=4Δy第二循环的正向峰值时，试件背面短梁与柱交界处有混凝土剥出，梁底与柱交界处外层混凝土有被压碎的征兆；经测量，背面短梁截面斜裂缝宽度达到了2mm，但承载力任然没有下降。在Δ= 8Δy的加载循环中，试件的短梁与柱交界混凝土严重剥落，背面节点区有较宽的交叉裂缝，此时柱有很大的塑性变形，节点已破坏，且承载力降了28％，宣告试验结束，破坏外观图见图9。

图7　试验结束时试件JD-2的外观

图8　P=0.25Py时试件JD-3首条裂缝

图9　试验结束时试件JD-3的外观

2.2试验分析

2.2.1梁外端竖向荷载(P)－竖向位移(Δ)滞回曲线

如图10，从试件JD-1梁外端P—Δ滞回曲线可以发现，在Δ＝3Δy的加载循环中，滞回曲线开始出现轻微的捏缩现象，随△的增加，捏缩现象逐渐明显；当Δ＝8Δy时滞回曲线已有明显捏缩现象。试件JD-2梁外端P—Δ滞回曲线较对称，滞回曲线包围的面积较大，形状丰满，基本没有捏缩现象，表现出较好的延性和耗能性能。试件JD-1、JD-2滞回曲线进行对比，JD-2的滞回曲线基本将JD-1的滞回曲线包含在内，其梁端最大位移为Δ=83mm，远大于试件JD-1的位移峰值，且承载力峰值比JD-1较高，下降趋势较缓，明显的表现出试件JD-2有较好的滞回耗能性能以及良好的延性。

图10　JD-1、JD-2梁外端P-Δ滞回曲线

图11，比较JD-2和JD-3滞回曲线，可以发现，5mm套管与10mm套管试验结果差别不明显。可推断套管厚度达到一定程度的时候，作用效果基本没有什么变化。

图11　JD-2、JD-3梁外端P-Δ滞回曲线

2.2.2梁外端竖向荷载(P)－竖向位移(Δ)骨架曲线

如图12，从试件JD-1、JD-2的梁外端P—Δ骨架曲线走势分析，在骨架曲线的正向上升段中，试件JD-1、JD-2的上升缓陡趋势基本相同；在反向上升段中，试件JD-2上升趋势略陡。由于楼板的原因，使正反向试件抗变形刚度有所差别。在骨架曲线正反向下降段中，两个试件的正向承载力峰值相差不大，JD-2的反向承载力峰值略高于JD-1；JD-2骨架曲线与JD-1相比，峰值后下降趋势缓慢且在正反向下降段中，均存在一段变形增大而承载力基本不变的过程，表现出较好的延性。

图12　JD-1、JD-2梁外端P-Δ骨架曲线

如图13，从试件JD-2、JD-3骨架曲线可看出，2个试件在屈服前和屈服后的斜率都极为接近，说明两者在受力性能方面表现相似，进而表明5mm套管与10mm套管约束效果相近。

图13　JD-2、JD-3梁外端P-Δ骨架曲线

3　试验结论

本文对边节点试件进行柱端恒定轴压下梁端竖向低周往复荷载对比试验，以初步探索采用局部钢套管代替柱端塑性铰区的箍筋，对框架结构柱在抗震性能方面的提高效果。

根据实验结果，通过对3个试件破坏模式的观察，分析对比滞回耗能曲线以及骨架曲线，可得出以下结果：

（1）由试件JD-1和JD-2对比，可得出局部钢套管约束钢筋混凝土柱，由于钢套管加强了对梁柱节点附近塑性铰区核心混凝土的约束，有效克服了柱中塑性铰区的箍筋在反复荷载作用下易脱开的缺陷，大幅度提高了框架结构柱的延性及滞回耗能性能，有效提高了结构的抗震性能，但在极限承载力方面没有明显提升。所以局部套管约束比箍筋约束具有更好的力学特性，有效提高了结构的延性和耗能性能。此外，在工程施工方面，局部钢套管可作为部分模板，提高经济效益和施工速度，具有较强的可行性。

（2）通过试件JD-2和JD-3的对比，5mm套管与10mm套管的约束效果基本相同，说明在5mm厚度的套管基础上，增大套管厚度对提高试件的抗震效果不明显。在工程实际运用中，可根据需要选用合适的套管厚度，使效益最大化。

参考文献：

[1]伍云天，潘毅.采用屈曲约束纵筋的钢筋混凝土短柱轴压性能试验研究[J].土木工程学报，2013，46（S1）.

[2] GB5001-2010建筑抗震设计规范[S].北京：中国建筑工业出版，2010

[3]陶忠.方钢管混凝土结构的发展现状[J].建筑结构，2003 ，33（7）.

[4]秦鹏，肖岩，周云.约束钢管混凝土圆柱的低周反复荷载试验研究[J].地震工程与工程振动，2013，33（5）.

[5] GB50010-2010混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010.

责任编辑：孙苏

作者简介：胡成（1991-），男，重庆人，本科，主要从事结构设计工作。

收稿日期：2015-10-16

doi：10.3969/j.issn.1671-9107.2016.01.049

中图分类号：TU-375

文献标识码：A

文章编号：1671-9107（2016）01-0049-04