持载下外包混凝土加固轴压钢柱的承载力分析

周　乐, 聂晓梅, 伊军伟, 万路霞

(1. 沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳　110044;

2. 清华大学 土木工程系, 北京　100084)



持载下外包混凝土加固轴压钢柱的承载力分析

周乐1,2, 聂晓梅1, 伊军伟1, 万路霞1

(1. 沈阳大学 建筑工程学院, 辽宁 沈阳110044;

2. 清华大学 土木工程系, 北京100084)

摘要:为进一步研究初始持载大小对外包钢筋混凝土加固后钢柱的正截面承载力的影响,设计了6个试件进行轴压试验.分析了加固后组合柱的骨架曲线、滞回曲线和最终破坏形态,并分析了外包钢筋混凝土加固后SRC柱破坏的力学性能机理,基于试验提出其最佳初始持载应力指标.研究结果表明:SRC柱破坏时型钢和纵筋屈服、混凝土被压碎,加固后组合柱承载力提高,稳定性增强;初始持载大小对其承载性能有显著影响,建议初始持载应力水平指标大小最优为0.3～0.5.

关键词:外包钢筋混凝土; 持载; 组合柱; 轴心受压; 承载性能

近年来,随着钢铁产量的不断提高、钢材性能的不断改进、钢结构设计理论的不断进步及大跨、高层、超高层建筑需求的不断增加,钢结构的发展和应用突飞猛进.然而,在役钢结构暴露的问题也越来越多,甚至有些存在巨大安全隐患.在役钢结构建筑继续使用的同时,需对存在安全隐患的既有钢结构进行加固,以规避钢结构事故的发生[1-3].

外包钢筋混凝土加固法,是传统加固法增大截面法的一种,就是在原型钢结构的外围绑扎钢筋笼并浇筑混凝土来达到加固目的的方法.此加固法,一般较多应用在梁、板、柱、墙等结构构件中,其工作原理易懂、施工方便、可塑性高,所以被广泛应用于工程中,但该方法加固时外包混凝土的厚度、材料强度和钢筋的数量均要符合规范要求[4].我国颁发的《钢结构加固技术规范》[5]是最早的关于持载下加固钢结构柱的规程.此规程给出了以往普通钢-混凝土组合结构柱没有的新概念,初始持载应力水平指标η=N/[Nu],即加固前核心型钢轴向力与其极限承载力的比值.持载下外包钢筋混凝土加固后的钢-混凝土组合柱相较于纯型钢柱来说[6],可以将两不同材料的优势充分发挥出来.利用组合结构的原理和方法对普通混凝土结构形体进行加固早已经成功应用于许多的实际工程之中[7],尤其在一些桥梁工程中十分常见,清华大学聂建国等[8]对这种组合加固形式的原理和方法进行了较充分的研究.利用组合结构的原理和方法对钢结构进行加固相对较少,但是从原理上来讲完全可行,加固之后的构件可按照组合构件来计算,特别是对于存在结构稳定问题的钢结构构件而言,组合加固具有更加明显的效果.通过与混凝土组合,钢柱可改善为组合柱或者劲性混凝土柱,改善后的构件均为强度高、延性好、稳定性好的优势构件,能够大大地弥补钢结构材料的不足.

本试验对不同初始持载大小的6根钢柱进行加固,待混凝土养护达预期强度后进行低周反复载荷试验,分析了持载下四周包裹钢筋混凝土加固后的钢-混凝土柱的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线以及延性系数的变化特征,从而得出各参数与构件抗震性能之间的关系,并得到型钢最佳初始持载应力的水平指标.

1试验研究

1.1试件的设计及制作

试验主要是为进一步研究初始持载水平对外包钢筋混凝土加固后钢柱的极限承载能力的影响.构件为两端铰支的轴压Q235B钢柱,试验参数见表1.钢柱截面为国标工10,加固后的组合柱截面尺寸为200mm×200mm,组合柱试件总高度为1m,型钢四周配有Φ14纵筋和Φ6@100的箍筋,表2中为其材性试验结果.加固后组合准构件的示意图如图1～图2.

图1　组合构件截面尺寸示意图及加载简图

图2　加载图

构件混凝土初始持载应力水平指标ηSRC-1C300SRC-2C300.1SRC-3C300.2SRC-4C300.3SRC-5C300.4SRC-6C300.5

表2　材性试验结果

1.2加荷方案及加载装置

本次试验主要是改变持载水平指标,来分析加固后组合柱承载力变化.型钢的应力水平指标η=N/[Nu],其中N1为加固前型钢构件上的轴向载荷值,[Nu]为型钢构件的轴向极限载荷值[9].在实际加固工程中,加固时构件初始持载应力水平指标需求较高,是因为需要加固的构件一般都是不能承受更大的载荷, 或加固时不可能完全卸载,本文所取η值见表1.

本次实验由于存在二次受力的问题,采用两阶段加载方案.第一阶段先对核心型钢施压一期竖向载荷,等到加载至预定值后,绑扎钢筋,浇注混凝土[10].第二阶段,将达到设计强度的外包混凝土组合柱,置于最大可承受5 000 kN的试验机上加固找平后采用匀速分级进行加载[11].

第1步预加载.三次预载值分别为1/20Pu依次加载,分两次卸载,中间歇10 min后再开始正式加载.

第2步在5 000 kN伺服式液压试验机上施加轴向载荷至预期值,保持此载荷大小不变,施加水平往复载荷.在加载初始阶段,采用变幅加载措施, 先让水平载荷在一个方向加载,每一控制位移下循环加载2次,等到试件出现横向裂缝后,再在试件另一个方向加载直至出现裂缝.

2试验现象分析

2.1破坏形态

当压力、弯矩、剪力共同作用于普通钢筋混凝土柱时,柱主要呈现为弯曲破坏、剪切斜压破坏和剪切粘结破坏三种典型破坏形态[12].

混凝土柱在轴向压力作用下,型钢翼缘附近、钢筋以内的混凝土,处于三个方向都受力的状态,承受拉应力.构件继续加载,混凝土受拉部分达到横向抗拉极限,紧接着钢筋屈服,加固柱表面沿纵向在柱中部先出现裂缝,随后裂缝逐渐增多并且延伸,最终构件破坏.

加固前型钢柱承受一期轴力,没有鼓曲和失稳的现象发生.施加二期轴力前,将水平浇筑混凝土后,进行为期28 d的自然养护,确保混凝土强度达到要求、表面没有裂缝.SRC-1、SRC-2、SRC-3和SRC-4四个试件破坏形态类似:加固柱型钢翼缘侧首先出现一条水平裂缝,继续加载,裂缝逐步向柱中部延伸,但裂缝不贯通且较细;当水平裂缝出现后,载荷继续增加,柱面出现了剪切斜裂缝,同样,这些斜裂缝宽度也不大;当加载至构件极限载荷时,柱端混凝土出现起皮现象,另外在受拉区出现两到三条水平裂缝,裂缝的发展趋势与第一条裂缝相近;在柱即将被破坏时,其两端钢筋之外的混凝土层被压碎掉落,退出工作,纵筋屈服,混凝土受拉区裂缝较长较宽,但无新的水平裂缝.当SRC-5试件的第一条水平裂缝出现时,现象与其他试件类似,但不同的是,当水平载荷达到试件极限承载力后,在受拉区不再出现其他水平裂缝,第一水平裂缝继续发展,伴随压区混凝土开裂起皮脱落时,不断向压区延伸开裂,进入界限坏阶段.与之前5根柱相比,SRC-6柱在没有预兆情况下突然发生剪切破坏,其破坏形态为一条斜裂缝.

本试验共有6个试件,从破坏形态来分析,第5、6个试件的破坏形态,型钢初始持载大小对破坏形态是有一定影响的,型钢初始持载应力指标η在0.1～0.3之间,破坏形态与钢-混凝土柱相比变化不大;试验初始加载到破坏,加固前型钢单独受力承担载荷,待加固混凝土养护完成后再加载时,型钢与混凝土共同受力.在水平载荷作用下,柱中受拉钢筋先开始屈服,此时混凝土和型钢也进入塑性工作阶段,若继续加载,受压钢筋屈服,受压混凝土压碎不再承担载荷,此后,型钢翼缘开始屈服,构件破坏.SRC-6柱的破坏相比其他柱破坏时间要短,是因为核心型钢早期承受大部分轴向载荷,刚度降低,当受拉钢筋屈服时,不再能与混凝土共同工作,受压侧混凝土压碎、受压型钢翼缘屈曲,构件破坏.每根柱的最后破坏形态如图3所示.

图3　试件SRC1～SRC6破坏形态

2.2滞回曲线

实验过程中采用低周往复载荷作用型钢柱,由试验得出的SRC柱端水平载荷P与水平位移Δ的关系曲线,见图4.滞回曲线越丰满,反映出的构件耗能性能越强,抗震性能也就越好.

对比此6个钢-混凝土组合柱构件的滞回曲线[13-14],分析后能够得出以下几点结论:

(1) 加载初期,加固柱受拉纵筋未屈服,混凝土抗压强度滞回曲线呈线性增长,试件处于弹性变形阶段;继续加载后,构件刚度有所下降,滞回曲线开始轻微弯曲,滞回环的面积开始轻微变大.构件受压纵筋达到屈服后,构件的刚度显著下降,型钢和外围混凝土受压侧进入塑性工作阶段.载荷加载至承载力达到最大值时,构件受压侧混凝土被压碎,失去承载能力,型钢的承载力也大大减弱,其受压侧翼缘和部分腹板进入塑性工作阶段.但由于型钢的延性,构件承载力下降到一定值后速度逐渐减慢,滞回曲线也慢慢趋向稳定.

(2) 在相同情况下,持载加固后钢-混凝土柱与普通型钢混凝土柱相比,滞回曲线要饱满得多,所以,抗震滞回性能也较好.若构件持载初始应力比较大,其滞回性能会比较差些.因为在一期载荷作用下型钢受压太大的话,应变增大,随着后期所受轴力和弯矩的增大,型钢构件因承受过重的负荷,承载力在达到最大承载力以后会快速下降 (如图4中SRC-6 ).

图4　加固后钢混凝土组合柱在持载下反映出的滞回曲线

(3) 由图4中构件的滞回曲线看出,增大型钢初始持载的大小对构件的承载力有一定作用,继续增加型钢初始持载,抗震性能提高,但持载比不宜大于0.4.当初始持载应力水平指标达到0.4～0.5时,抗震性能下降.

(4) 由图4中SRC-1到SRC-5的滞回曲线可以看出,随着持载水平的增大,构件的位移也不断增加.对比普通型钢混凝土柱,因钢-混凝土组合柱的型钢代混凝土承担了一期载荷,持载加固后的钢混组合柱构件位移不断增大,后期外围混凝土有了更大的抵抗变形的能力.

2.3骨架曲线

构件的骨架曲线是指第一次加载曲线和之后的每个第一循环的载荷-位移曲线峰值点连接起来的曲线[13-14].任意一次加载过程,最大载荷都要保证在骨架曲线之下,并且要求在达到骨架曲线后,只能继续沿着骨架曲线向前发展.可以从骨架曲线中看出构件的变形能力、极限强度以及开裂强度.试验的正反向加载此类钢柱的骨架曲线如图5所示.

图5　持载加固后钢混凝土柱的骨架线

由图5可以看出: 载荷没有达到屈服载荷前骨架曲线为直线,基本上为弹性变形; 继续加载曲线变弯, 且变形较快,明显大于载荷增长速度,至屈服时, 骨架曲线出现明显拐点;再进一步加载, 位移增大, 承载能力下降, 构件随之破坏;当与初始刚度基本相同、初始持载不同的构件相比较时,持载加固后钢-混凝土柱的最大水平承载力, 要稍大于普通柱, 且前者骨架曲线的下降段明显比后者平缓, 水平载荷降为85%的极限载荷时的位移也大于后者.

图5中曲线包围范围的大小能反映其耗能能力,面积越大,构件耗能能力就越强,反之,耗能能力越弱.由于钢材本身存在的初始缺陷以及混凝土抗拉强度低、易开裂剥落等不可避免的不足,在反复加载过程中,钢材屈服前,其刚度就有降低,骨架曲线开始出现圆弧状,形成梭形滞回环.实际上,型钢与混凝土的相对滑移、混凝土受拉裂缝的开展等,使滞回曲线出现不同程度的捏拢现象.

2.4试件延性

本文采用能量等效法,确定持载加固柱的屈服点、屈服位移ΔY,并取0.85极限载荷时相应的位移为极限位移Δu,延性系数为μ=Δμ/ΔY,结果见表3.取极限载荷的0.85时对应的位移作为极限位移,主要是因为:当载荷下降至极限载荷的85%时,构件的滞回环不再稳定,构件不能再承受设计地震载荷值;当载荷降至0.85极限载荷时,构件仍能稳定承受轴向载荷,没有明显的下降现象.

表3　持载加固后钢混凝土柱位移延性系数

分析表3中型钢初始持载应力水平指标的变化,可知型钢持载η≤0.4时,持载加固对型钢混凝土构件的延性做出较大贡献,延性系数增加了19.35%.型钢持载η=0.2时,其延性较普通型钢混凝土柱竟提高了9.68%.随型钢初始持载应力水平指标继续增加,趋于0.4时,构件延性趋向稳定.初始持载应力水平指标继续增大到0.5时,构件延性系数急剧减小,当型钢初始持载应力水平指标处在0.1～0.4期间,在型钢的影响下,大部分轴向载荷由型钢分担,外围混凝土只承受了很小一部分轴压力.当型钢η继续增大,型钢腹板和翼缘开始大面积进入塑性状态,是由型钢在一期轴向力作用下的变形,加上后期载荷作用的变形及型钢承担过重的载荷多种因素导致.型钢受压侧屈曲、混凝土被压坏,加固后钢-混凝土柱破坏,实际上是因为型钢在承担外围混凝土轴向压力时,其本身的部分延性储备被消耗掉.

3初始持载大小的影响

3.1平截面假定验证

水平载荷作用于型钢混凝土柱时, 柱截面非加载侧受压, 加载侧受拉. 随着载荷的增大, 裂缝首先出现在柱端部截面受拉侧, 且为水平裂缝,随位移继续增加, 水平裂缝继续开裂, 并沿柱身向上发展, 但现象并不显著需仔细观察, 没有形成明显的主裂缝; 继续加载, 在受压侧出现竖向裂缝, 并向构件中部延伸, 至型钢混凝土柱最终的破坏.

柱根部受到约束时,柱的控制截面在根部,易引起集中应力,造成柱子局部破坏,为避免这类现象发生,在这里规定将控制截面取柱根部向上10 mm处,适用于全文.取SRC-3柱控制截面上的曲线.

本试验将沿柱中截面横向均分为5个测点,标距为50 mm布置电阻应变片来测试SRC轴压柱截面的应变,如图6所示,为实际测得的沿柱截面高度方向的平均应力分布规律.其中,横坐标表示柱中部横向截面上节点位置处的应变,纵坐标表示此节点的坐标.由试验知,SRC柱承受载荷大小在0.8倍的极限载荷之前,柱截面应变基本符合平截面假定,这时候,再将载荷继续增大,型钢和混凝土接触面产生裂缝,出现粘结滑移现象,裂缝逐渐开展,数量也增多,三者变形不再协调,不再符合平截面假定.由图6可知,加载至0.6倍极限载荷之前,构件处于弹性工作阶段,截面应变基本符合平截面假定;在载荷加载至0.85倍极限载荷时,构件即将破坏,此时受拉边缘混凝土进入带裂缝工作状态,部分混凝土破坏退出工作,钢筋和型钢承担大部分拉力,中性轴沿横截面上移,基本符合平截面假定.实验计算结果与国内研究人员的实验[15]分析相近.

图6　柱底截面平均应变规律

3.2组合柱中型钢与钢筋的应变

(1) 钢筋的应变状态.试件SRC-3的型钢从初期加载到受拉钢筋屈服,钢筋应变的关键状态如表4所示.

表4　钢筋应变发展中关键状态

由于型钢承担了大部分载荷,而受压纵筋只承担了一部分弯曲压应力,故受压钢筋屈服时,水平载荷比较大.

(2) 型钢的应变状态.试件SRC-3在该受力过程中,型钢应变发展中的关键状态如表5所示.

表5　型钢应变发展中的关键状态

型钢与受压筋一起屈服后构件破坏,但普通钢-混组合柱的受压筋会先屈服,提前退出工作,这表明持载加固后组合柱充分利用了各材料的特性.

试验表明,加固柱与新构件受力的不同主要表现在以下两个方面:

二次受力.加固前,原构件就已经受力,存在应力,加固后重新施加载荷时,新增构件才开始受力,因此若忽略原柱表面的应力重分布,可能会出现新增构件应力应变滞后现象,从而当柱子破坏时,新增部分的强度可能不能达到预期效果.另外,如果在施工时原来的柱子就己经处于较大变形和高应力状态,可能会导致新增部分在应力应变较小时,柱子就破坏掉,没有将其强度和加固作用充分利用.

二次组合结构.粘结面传递剪力的能力,在很大程度上影响着型钢与混凝土一起作用时的受力性能.由类似试验结果知,加固柱子的裂纹首先出现在粘结面,使混凝土与型钢分离,型钢和混凝土单独受力,这时混凝土的变形能力将不足以抵抗新的变形.

4型钢η的研究

从本文所作实验现象分析可以看出,初始持载大小对加固柱承载力的影响很大,随着初始持载的提高,轴力大部分被型钢承担,在混凝土上消耗的轴压力减小,该类组合柱的延性也将增强.文献[16]提到用初始持载应力水平指标来确定型钢第一期轴力的大小,所以将型钢初始持载应力水平指标η定义为:

式中:N1为型钢第一期轴力;fss为型钢的屈服强度;Ass为型钢面积.

通过ABAQUS软件来分析型钢初始持载应力水平指标和持载柱承载力及延性的关系.在其他参数相同情况下,即混凝土等级为C40,含钢率a=5.03%,纵筋配筋率ρ=0.89%,只是改变型钢初始持载应力水平指标,变化范围为0～0.8.

如图7所示,型钢初始持载应力水平指标对极限承载力的影响不大,极限承载力在水平指标为0.58时取得最大值.如图8所示,初始持载应力水平指标η显著影响构件的极限位移,当η达到0.6时,极限位移大小急剧减小,主要原因是在第一期轴力作用时,型钢承受较大力,导致屈服过早;构件突然破坏时,计算结果不收敛,η为0.52时,极限位移取得最大值.因此,型钢η从区间0.3～0.5内取值比较合适.当型钢与受压纵筋屈服后,外包钢筋混凝土加固组合柱呈现较好的承载力状态,且有很大变形,说明持载下该类柱的延性较好.

图7　型钢η对水平极限承载力的影响

图8　型钢η对极限位移的影响

初始持载应力水平指标影响持载加固后钢-混凝土柱的轴力分配关系,对于同一截面位移,混凝土实际轴压比随η的增加而明显减小;当η较大时,混凝土实际轴力比要比未持载或持载较小时增幅小,因此构件的延性、抗震性能也得到改善;随初始持载应力水平指标的增大,水平载荷作用时,混凝土破坏位移明显增加,说明混凝土实际轴压比较小时,构件延性得到改善.持载型钢混凝土柱的变形能力,随着持载比的增大,明显增大,曲线下降段变慢,但是柱的强度和刚度退化基本没变化.之上表示,持载比的增大能够提高和改善持载型钢混凝土柱的抗震性能.

5结论

(1) 持载下外包钢筋混凝土加固后钢-混凝土柱能充分利用组合结构的特点,加固后组合柱相较于纯钢柱承载力、延性和抗震性能明显增强,且施工方便.

(2) 当η一定范围内初始持载大小对加固柱最终承载力的影响不明显,η为0.6时极限承载力达最大值;极限位移受初始持载应力水平指标的影响显著,当初始持载应力水平指标达到0.6之后,极限位移开始迅速下降.结合加固柱抗震性,建议取η为0.3～0.5比较适合.

(3) 当η一定范围内初刚度基本相同时,持载下加固柱与普通钢混-凝土柱相比,构件破坏后极限水平承载力增大,骨架曲线的下降段明显平缓.

(4) 当η一定范围内持载比越大,持载加固柱抵抗变形的能力明显增强,骨架曲线下降趋势变缓,并且构件强度、刚度没有明显缩减.由此可知,可以通过改变持载比,改善加固柱的抗震情况.

参考文献:

[1] 周乐,王军伟,聂晓梅. 中短冷弯薄壁轴压构件承载力计算[J]. 沈阳大学学报(自然科学版), 2014,26(4):301-305.

(ZHOUL,WANGJW,NIEXM.Capacityofcalculationtheoryofcold-formedthin-wallsteelunderaxialcompressionaboutshortandmiddlemembers[J].JournalofShenyangUniversity(NaturalScience), 2014,26(4):301-305.)

[2] 郑云,叶列平,岳清瑞. FRP加固钢结构的研究进展[J]. 工业建筑, 2005,35(8):20-25,34.

(ZHENG Y, YE L P, YUE Q R. Progress in research on steel structures strengthened with FRP[J]. Industrial Construction, 2005,35(8):20-25.)

[3] 卢亦炎,陈莉,高作平,等. 外粘钢板加固钢管柱承载力试验研究[J]. 建筑结构, 2002,32(4):43-44,18.

(LU Y Y, CHEN L, GAO Z P, et al. The research of the bearing capacity of steel pipe column reinforced by DiffereW method with slicking steel plate[J]. Building Structure, 2002,32(4):43-44,18.)

[4] 刘靓. 加固轴压混凝土柱的有限元及可靠度分析[D]. 哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2013.

(LIU J. Finite element analysis and reliability analysis on reinforced concrete columns under axial compression[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2013.)

[5] 戴国欣. 负载下焊接加固工形截面轴压和受弯钢构件受力性能研究[D]. 重庆: 重庆大学,2013.

(DAI G X. Axial compression of I-section after reinforcement and mechanical behavior of flexural steel members by welding while under load[D]. Chongqing: Chongqing University, 2013.)

[6] 焦玉琳,王新华,杨杰,等. 预压型钢混凝土柱滞回特性有限元分析[J]. 混凝土, 2012(8):27-30.

(JIAO Y L, WANG X H, YANG J, et al. Finite element analysis on hysteretic characteristics of steel reinforced concrete columns of steel reinforced concrete columns of stress[J]. Concrete, 2012(8):27-30.)

[7] 徐杰,傅传国,赵国栋,等. 预应力型钢混凝土梁开裂截面中和轴高度分析[J]. 山东建筑工程学院学报, 2005,20(1):12-15.

(XU J, FU C G, ZHAO G D, et al. Theoretical analysis of neutral axis height of prestressed steel reinforced concrete beam[J]. Journal of Shandong Institute of Architecture and Engineering, 2005,20(1):12-15.)

[8] 隋炳强,邓长根,罗兴隆. 粘钢法全长加固钢管柱极限承载力研究[J]. 山东建筑大学学报,2011,26(5):420-424,435.

(SUI B Q, DENG C G, LUO X L. Study on ultimate load capacity of steel tube columns strengthened by sticking steel tube[J]. Journal of Shandong Institute of Architecture and Engineering, 2011,26(5):420-424,435.)

[9] 季强,苏三庆,张心斌. 用外包钢筋混凝土法加固RC柱性能的试验研究[J]. 工业建筑, 2005(S1):381-385.

(JI Q, SU S Q, ZHANG X B. An experimental study on behavior of RC columns strengthened with enclosed reinforced concrete [J]. Industrial Construction, 2005(S1):381-385.)

[10] 张涛. 低周反复载荷下预压型钢混凝土柱数值模拟和非线性分析[D]. 长沙:长沙理工大学, 2009.

(ZHANG T, Non-linear numerical simulation analysis of steel concrete column under low-cyclic reversed loading[D]. Changsha: Changsha University of Science & Technology, 2009.)

[11] 何红霞. 自密实混凝土增大截面法加固轴心受压柱的研究与应用[D]. 长沙: 中南大学, 2007.

(HE H X. Research and application of column under axial compression and reinforced by section enlargement with self-compacting concrete[D]. Changsha: Central South University, 2007.)

[12] 李俊华,薛建阳,赵鸿铁. 型钢高强混凝土柱抗震性能的试验研究[J]. 世界地震工程, 2004(4):94-99.

(LI J H, XUE J Y, ZHAO H T. Experimental study on the seismic performance of steel reinforced high-strength concrete columns[J]. World Earthquake Engineering, 2004(4):94-99.)

[13] 唐小方. 型钢混凝土柱滞回特性的有限元分析[D]. 长沙:长沙理工大学, 2007.

(TANG X F. The Finite element analysis on hysteretic characteristics of steel reinforced concrete columns[D]. Changsha:Changsha University of Science & Technology, 2007.)

[14] 李国芳. 预压型钢混凝土柱力学性能有限元分析[D]. 长沙: 长沙理工大学, 2008.

(LI G F. The finite element analysis on mechanics performance of steel reinforced concrete columns of precompressed stress[D]. Changsha: Changsha University of Science & Technology, 2008.)

[15] 崔卫光. 型钢再生混凝土组合柱正截面受力性能试验研究[D]. 西安: 西安建筑科技大学, 2013.

(CUI W G. Experimental study on mechanical behaviors of normal cross-section of steel recycled concrete composite columns[D]. Xi’an: Xi’an University of Architecture & Technology, 2013.)

[16] 佘俊. 预压型钢混凝土柱受力性能分析[D]. 长沙: 长沙理工大学, 2010.

(SHE J. Mechanics analysis on steel reinforced concrete columns of precompressed stress[D]. Changsha: Changsha University of Science & Technology, 2010.)

【责任编辑: 祝颖】

Capacity onAxial Compression of Steel Columns Strengthened by Enclosed Concrete under Sustained Load

ZhouLe1,2,NieXiaomei1,YiJunwei1,WanLuxia1

(1. Architectural and Civil Engineering College, Shenyang University, Shenyang 110044, China; 2. Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

Abstract:In order to further study the effect of the initial sustained load on axially steel columns strengthened by enclosed reinforced concrete under sustained load, six specimens are designed for axial compression test. The skeleton curve of reinforced combination column, the hysteretic curve, and the final failure mode are analyzed, as well as the mechanical property mechanism of SRC column damage of outsourcing RC after reinforcement, and the optimal initial sustained load stress index is put forward based on test. The results show that: when the SRC column is destroyed, the structural steel and the longitudinal bar yield and the concrete is crushed, the bearing capacity of combination column is improved after reinforcement, and the stability is enhanced; the initial sustained load has a remarkable effect on bearing performance, it suggests that the optimal initial sustained load index is 0.3～0.5.

Key words:outsourcing reinforced concrete; sustained load; combination column; axial compression; bearing performance

中图分类号:TU 375.3

文献标志码:A

文章编号:2095-5456(2016)01-0061-08

作者简介:周乐(1978-),女,辽宁营口人,沈阳大学副教授,清华大学博士后研究人员.

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51408371); 辽宁省自然科学基金资助项目(2014020098); 辽宁省科学技术计划项目(2012230005); 沈阳市科学技术计划资助项目(F14-196-4-00).

收稿日期:2015-05-15