高轴压比下BCCS高强混凝土柱拟静力试验研究

李升才

（1. 华侨大学 土木工程学院，福建 厦门，361021；2. 华侨大学 福建省结构工程与防灾重点实验室，福建 厦门，361021）

高轴压比下BCCS高强混凝土柱拟静力试验研究

李升才1， 2

（1. 华侨大学 土木工程学院，福建 厦门，361021；
2. 华侨大学 福建省结构工程与防灾重点实验室，福建 厦门，361021）

进行高轴压比下比例为1/2的9个密置焊接环式复合箍筋约束（BCCS）高强混凝土柱试件和1个对比试件的低周反复加载试验。研究轴压力比、配箍率和配箍形式对柱变形性能和滞回特征的影响。研究该类构件的破坏过程、破坏形态、滞回曲线、延性性能、耗能性能，分析塑性铰区域剪切变形角。研究结果表明：所有试件最终破坏均呈倒三角形的弯曲型破坏形态；塑性铰区域的剪切变形角较小，对试件弯曲变形的影响可忽略。在高轴压比下，全部BCCS高强混凝土柱试件都具有较饱满的滞回环，无明显的捏缩现象，表明这种柱的耗能性能较好；另外，随着轴压比的提高，其耗能性能降低，骨架曲线的强度下降段较陡，延性性能较差；随着箍筋间距的减小（配箍率的增大），其耗能性能提高，骨架曲线下降段愈平缓，延性性能愈好；与普通复合箍筋的对比试件相比较，BCCS效果更好，且延性性能更好，耗能更大。

高轴压比；配箍率；BCCS高强混凝土柱；配箍形式；抗震性能

新型 RCS组合结构是由密置复合连续螺旋箍筋约束高强混凝土柱、焊接六边形孔蜂窝钢梁和普通混凝土（含压型钢板）合成楼盖组成的组合框架结构，该组合框架由钢筋混凝土柱和钢梁组成，是一种新的RCS组合结构形式。新型RCS组合结构有2个其他RCS组合结构所不具备的优势，首先，密置复合连续螺旋箍筋约束高强混凝土柱是该结构的主要构件。这种约束混凝土柱的受力性能与钢管混凝土柱类似，并且其约束效果比方型钢管混凝土柱的好。柱中密配的连续螺旋箍筋使其延性（变形能力）大大增加，同时也增加了柱的承载力。由于柱延性的大大增加，既解决了一般混凝土柱的轴压比限值及柱截面过大的问题，又改善了配置普通箍筋高强混凝土柱的材料脆性问题。与钢管混凝土柱相比，密置复合连续螺旋箍筋约束高强混凝土柱的造价和用钢量要小得多，也克服了抗火性差和易锈蚀的缺点；其次，焊接六边形孔蜂窝钢梁与压型钢板混凝土组合楼板形成组合梁。蜂窝钢梁比普通钢梁节省钢材，组合梁可充分发挥钢材及混凝土2种材料的作用，使混凝土主要受压，钢梁主要受拉与受剪。另外，新型RCS组合结构梁柱节点的连接方便、传力明确、强度较高、延性较好，很容易达到强节点、弱构件的要求。还有，新型RCS组合结构楼屋盖体系为压型钢板混凝土组合楼板。组合楼板中的压型钢板又可兼做模板使用，从而省去了支模工序，避免了大量的模板施工所造成的人工和材料的浪费，促进了施工装配化和工业化。再加上该结构的填充墙用保温石粉加气混凝土砌块砌筑，可满足福建及全国大部分地区的外墙建筑节能要求。与传统的钢筋混凝土结构或钢结构相比，新型RCS组合结构具有很强的性能优势和经济优势。比如，由于钢梁与侧向刚度大的混凝土板组合连接在一起，很大程度增强了钢结构的整体和局部稳定性，从而节省了相当一部分为保证钢结构稳定性所需要的各种加劲肋的钢材。所以新型RCS组合结构比传统钢结构具有更大的刚度和强度、更好的局部和整体稳定性、更强的防腐蚀和耐火性能（主要受力构件柱为混凝土构件），并且可以减小用钢量；新型RCS组合结构比传统钢筋混凝土结构具有较高承载能力和较好抗震性能。RCS组合结构具有钢结构与混凝土结构的组合性能优势， 具有良好抗震性能，是国际上中、高层建筑结构的常用结构形式。密置复合连续螺旋箍筋约束高强混凝土柱是新型 RCS组合结构的核心组成构件，为促进新型RCS组合结构在抗震设防区的应用，有必要对密置复合连续螺旋箍筋约束高强混凝土柱的抗震性能进行系统的研究。MARVER等［1］对承受单调轴向压力利用交叉螺旋箍约束新技术约束的高强混凝土柱的性能进行了研究，结果表明，与传统的单个螺旋箍柱相比，利用两方向相反交叉螺旋箍约束核心混凝土，增强了其强度和延性。SHIH等［2］对由两联锁螺旋箍约束的混凝土柱的轴压性能和荷载-变形性能进行了试验研究和理论分析。这种约束方柱新的螺旋箍由联锁一圆形螺旋箍和一星形螺旋箍组合而成，可以加强对核心混凝土的约束效果。试验研究表明，这种两联锁螺旋箍约束的混凝土柱，既可节省大量钢筋，又可达到非常好的约束效果，使抗压强度和延性大大提高。LI等［3］对弯矩和扭矩共同往复作用下的双重联锁螺旋箍约束混凝土柱的抗震性能进行了试验研究，分析了各种扭矩和弯矩比情况下高宽比为5.5柱试件的扭、弯滞回反应、损伤分布、刚度退化及延性特性，突显了联锁螺旋箍对核心混凝土的显著约束作用及其对抗扭强度（复合荷载作用下）的影响。EOM等［4］进行了连续矩形或多边形螺旋箍约束混凝土柱的抗震性能往复加载试验研究。试验参数为连续螺旋箍的形状、间距和直径。将试件的承载力、变形能力及破坏模式与普通箍筋柱进行了比较，试验证实了连续螺旋箍的有效性，而且提出了限制塑性铰区域纵向钢筋屈曲对螺旋箍竖向间距的要求。史庆轩等［5］通过在高轴压比下的10个高强箍筋约束高强混凝土柱的低周反复水平加载试验，研究该类构件的破坏过程、破坏形态、滞回曲线和延性性能，分析了箍筋的应力及其强度发挥水平，并与普通强度箍筋的约束效果进行对比。结果表明，在同等条件下与普通强度箍筋柱相比，高强箍筋高强混凝土柱其滞回曲线较为丰满、稳定，有较大的塑性耗能能力，延性显著增加，约束效果明显优于普通箍筋。龚永智等［6］通过4根CFRP筋混凝土柱的低周反复加载试验，研究了CFRP筋混凝土柱及其经模拟地震损伤后再修复的抗震性能，分析试件的柱顶水平荷载与相应位移的滞回曲线、变形性能、耗能性能和刚度退化等特征，给出综合性能评价指标和恢复力模型及其计算方法。一般认为， 轴压比、体积配箍率和配箍形式对 RC柱抗震性能影响较大。由于实验室没有加工螺旋箍筋的设备，因此进行约束效果完全相同的焊接环式箍筋代替螺旋箍筋进行试验。本文作者前期进行了轴压比和体积配箍率对焊接环式箍筋约束RC柱变形性能和滞回特性影响试验研究［7］， 研究结果表明了焊接环式箍筋的体积配箍率增大对一般轴压比RC柱抗震性能有明显影响。为研究高轴压比下配箍形式、体积配箍率和轴压比等参数对 RC柱抗震性能的综合影响， 进一步进行10个比例为1/2的RC模型柱的抗震性能拟静力试验。

1　试验简介

1.1试件设计及材料性能

1.1.1试件设计

本试验共制作9个比例为1/2的密置焊接环式复合箍筋约束（BCCS）高强混凝土柱试件（编号为HRC1～9）和1个比例为1/2的普通复合箍筋高强混凝土柱对比试件（编号为 HRC10），截面宽×高为 200 mm×200 mm，柱高为1 m。柱所受水平合力作用点位置距离柱底为0.825 m，试验试件剪跨比λ=4.125。试验变化参数为轴压比、箍筋间距（配箍率）和箍筋形式。柱下部设基础梁。试件设计参数如表1所示。试件尺寸和配筋如图1所示，混凝土设计强度为C50。箍筋为牌号为HRB400热轧钢筋，直径为8 mm；纵向钢筋为6根牌号为HRB400级钢筋，在截面受力方向的2个对边每边布置3根，另外在沿截面受力方向的2个边每边中点布置1根构造钢筋。箍筋形式有焊接环式复合箍筋和普通复合箍筋2种，焊接环式复合箍筋和普通复合箍筋形状相同，但前者为焊接环式，后者为绑扎式，箍筋组合及钢筋骨架如图2 所示。

1.1.2材料力学性能和基本参数计算

钢筋的实测力学性能如表2所示。为了测定混凝土的强度，在试件制作过程中，预留 3个边长为150 mm的标准立方体试块，在实验室自然洒水养护28 d，测试其抗压强度，表1中各试件的立方体抗压强度为实测值。

根据混凝土轴心抗压强度和立方体抗压强度之间的换算关系，可求得混凝土轴心抗压强度实测值，其换算关系为［8］

式中：fc和fcu分别为混凝土轴心抗压强度实测值和混凝土立方体抗压强度实测值；αc1为混凝土轴心抗压强度与立方体抗压强度的比值，按现行规范取值［7］；αc2为混凝土考虑脆性的折减系数，按现行规范取值。

表1　试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

各试件的设计轴压比见表1。设计轴压比n与试验轴压比nt的关系为n=1.616nt。试验时，轴向压力的试验值按试验轴压比换算施加，按下式计算柱的试验轴压比nt为

图1　试件尺寸及配筋图Fig. 1　Dimensions and reinforcement of specimen

图2　箍筋组合及钢筋骨架Fig. 2　Form of multiple stirrup and reinforcement cage

表2　HRB400级钢筋的力学性能Table 2 Mechanical properties of HRB400 steel reinforcement

式中：A为柱的截面面积；fc为混凝土轴心抗压强度实测值；Nt为轴向压力的试验值。

柱的配箍特征值λv按下式计算：

式中：fyv为箍筋的实测屈服强度；ρv为柱试件的体积配箍率。

1.2试验加载方案

1.2.1加载装置

本试验在华侨大学土木工程学院结构工程与防灾实验室进行。为测试试件的抗震性能，采用拟静力试验法。试验时，首先，按试验轴压比计算所施加的竖向压力试验值。竖向压力试验值通过电动超高压稳压油泵，由电动液压千斤顶施加于柱顶。试验中，要确保柱的竖向压力在试验加载过程中保持不变，且柱端只发生线位移。柱上端球铰可使竖向千斤顶随其自由转动，施加水平位移幅值过程中竖向千斤顶可随上部低摩阻滑动小车往复水平滑动。试件基础梁通过2对地脚螺栓固定，以保证其在施加水平荷载时不产生滑移。然后，由 MTS电液伺服加载系统在柱端施加低固往复水平荷载，由位移控制加载。加载装置如图 3所示。

图3　试验装置Fig. 3　Test equipments

1.2.2加载制度

试验数据采用应变仪系统 DH3816进行自动采集。试件在达到屈服荷载前处于弹性变形阶段，此阶段几乎不存在残留变形，此阶段各级位移幅值加载循环1次；在试件达到屈服荷载后，残留变形明显，此阶段是试件抗震性能试验主要阶段，各位移幅值加载循环3次，直到试件所加荷载下降到最大荷载的85%后，试验加载结束。图4所示为各试件的每级加载位移幅值及加载制度。

图4　试样加载制度Fig. 4　Loading process of specimens

1.3测试内容

试验测试的主要内容如下：

1） 采用裂缝观测仪观测裂缝宽度，并观察裂缝的分布、开展状况及破坏状态。

2） 测定试件的各特征点参数，如：开裂点、屈服点、极限荷载点的荷载及相对应的变形等。

3） 测定在各级荷载作用下纵筋及箍筋相应的应变变化情况。

4） 测定试件在加载过程中基座实时可能发生的位移、塑性铰区域的弯曲变形和剪切变形，以及柱顶的荷载-位移滞回曲线。

2　试验结果分析

2.1试件破坏过程及破坏形态

以试件 HRC5为例，当位移角为 1/800（1.03 mm）～1/150（5.50 mm）时，试件出现细微裂缝，数量比较少，发展比较慢。当位移角为1/800（1.03 mm）时，未观察到试件出现裂缝，处于弹性变形阶段。当位移角为1/500（1.65 mm）时，试件的正面在受拉区距柱底242 mm处出现第1条横向裂缝，裂缝宽度为0.1 mm，开裂荷载为50.45 kN。当位移角为1/250时，试件不同高度逐渐出现少量细微水平裂缝和 45°斜裂缝。当位移角为1/150～1/100时，柱底300 mm区域内45°斜裂缝及水平裂缝增加，柱正、反两面左右2边均出现2条竖向裂缝；当位移角为1/50（16.50 mm）时，随着水平位移的不断增大，试件原裂缝延伸，竖向裂缝明显加宽，且试件左右两侧底部出现微微膨胀的迹象，部分纵筋屈服，试件进入屈服阶段，各位移幅值循环加载3次，当推力达到182.86 kN，试件处于最大荷载阶段。当位移角为1/35（23.60 mm）时，原裂缝逐步延伸并加宽，部分正、反面横向水平裂缝经过两侧面互相贯通，竖向裂缝与水平裂缝相交成网格形，此时裂缝最大宽度约为 1 mm，柱底部分混凝土被压碎剥落。当位移角为1/25（33.00 mm）时，几乎没有出现新的裂缝，原裂缝延伸、贯通并加宽，裂缝宽度达 2 mm，出现大面积混凝土压溃剥落，纵筋及箍筋裸露。当位移角为1/20（41.30 mm）时，承载力下降至最大承载力的85%以下，柱底左右2边混凝土虽剥落严重，呈弯曲破坏，纵筋及箍筋大部分屈服，柱底破坏形态为倒三角形，试验加载结束。但塑性铰区域混凝土并未完全剥落，仍具有一定的承载能力，说明试件延性较好。试件HRC5裂缝发展情况及极限破坏形态（弯曲破坏）如图5所示。

图5　试件HRC5裂缝发展情况及极限破坏形态Fig. 5　Crack developing and ultimate failure mode of specimen HRC5

其余各试件的破坏过程与上述试件HRC5情况基本相似，且发生的都是弯曲破坏。在达到破坏荷载前，受拉纵向钢筋的应力先达到屈服强度，接着受压区混凝土出现竖向裂缝，受压边缘混凝土逐渐达到极限压应变而被压碎脱落，最终试件破坏。但各试件的破坏过程存在以下区别。1） 随着轴压比的增加，弯曲裂缝出现的时间会越晚，受压区竖向裂缝也会增多。2） 随着配箍率的减小（箍筋间距的加大），裂缝出现的会越早，开展也会加快。另外，随着配箍率的减小，试件破坏时（大约在位移角为1/25的循环），柱根部塑性铰区域的箍筋内核心混凝土剥落会越明显，且纵筋压屈也会越明显（如图6所示）。这表明随着配箍率的减小（箍筋间距的加大），箍筋对核心混凝土约束作用会减弱。

图6　配箍率（箍筋间距）对破坏形态的影响Fig. 6　Effect of volume-stirrup ratio on failure mode

2.2滞回曲线

在低周往复水平荷载作用下，高轴压比下，BCCS高强混凝土柱试件的抗震性能可由其荷载-位移滞回曲线较为全面的反映，滞回曲线是研究试件抗震性能的基础。试验加载得到的滞回曲线如图7所示。

图7　试样滞回曲线Fig. 7　Hysteresis curves of specimens

通过计算可知：试件 HRC1滞回环面积比试件HRC2和HRC3的大；试件HRC4滞回环面积明显比试件HRC5和HRC6的大；试件HRC7滞回环面积显得比试件HRC8和HRC9的大。由此可知：在高轴压比下，随着轴压比的增大，BCCS高强混凝土柱的耗能性能会降低。

从图 7可以看出：试件 HRC1的滞回环比试件HRC4和HRC7的滞回环饱满；试件HRC2的滞回环比试件HRC5和HRC8的滞回环显得饱满；试件HRC3的滞回环比试件HRC6和HRC9的滞回环饱满度高。由此可知：在高轴压比下，随着配箍率的减小，BCCS高强混凝土柱耗能能力会降低。

试件HRC5的滞回环面积比试件HRC10的大且滞回环更饱满，由此可以判断，将密置焊接环式复合箍筋和普通复合箍筋的约束效果对比，BCCS效果好、耗能能力更大。

2.3延性

各试件极限层间位移角计算公式为θ=Δu/h，其中：Δu为极限层间相对位移，选取荷载值为最大承载力的85%对应的位移；h为柱顶水平荷载作用点中心至柱底的高度。

位移延性系数计算公式为μ=Δu/Δy，其中：Δy为屈服位移，采用等能量法计算［9］。图8所示为屈服位移计算示意图。图8中，过原点O作直线交Pmax于点D。点D的确定：折线ODC与骨架曲线OC有1交点B，以B点为边界，折线ODC与骨架曲线OC所围的内侧阴影部分面积A1和外侧阴影部分面积A2相等。运用上述方法求得D点的位移为屈服位移Δy。

根据如上定义及试验过程采集的数据，计算各试件的特征点参数（开裂点、屈服点、最大荷载点、极限荷载点）、延性系数及层间位移角如表3所示。由表3可得试件的延性特征：

图8　屈服位移计算示意图Fig. 8　Diagram of yield displacement calculation

表3　主要特征点实验结果Table 3 Test result of main feature points

1） 当试件箍筋间距为55 mm，设计轴压比由0.8提高至0.9时，延性系数降低了0.34，设计轴压比由0.9提高至1.0时，延性系数降低了0.25；当箍筋间距为70 mm时，设计轴压比由0.8提高至0.9时，延性系数降低了0.38，设计轴压比由0.9提高至1.0时，试件的延性系数降低了0.29；当箍筋间距为90 mm时，设计轴压比由0.8提高至0.9时，试件的延性系数降低了0.16，设计轴压比由0.9提高至1.0时，试件的延性系数降低了0.07。当箍筋间距一定即配箍率为一定值时，由于轴压比的提高，延性系数逐渐减小，当轴压比增大到一定限度时，延性系数下降将会不显著。

2） 当试件轴压比为0.8，箍筋间距由55 mm增大至70 mm时，其延性系数减小了0.17，箍筋间距由70 mm增大至90 mm时，其延性系数减小了0.71；当试件轴压比为0.9时，箍筋间距由55 mm增大至70 mm时，其延性系数减小了0.21，箍筋间距由70 mm增大至90 mm时，其延性系数减小了0.49。当轴压比一定时，由于箍筋间距的不断增大（配箍率的不断减小），延性系数逐渐减小，且减小的幅度愈明显。

3） 从 1）和 2）可知：当箍筋间距为 55 mm 和70 mm，轴压比发生变化时延性系数下降幅度最大为38%，此时轴压比对试件延性的影响比较大；当轴压比为0.8，0.9，箍筋间距（配箍率）发生变化时延性系数下降幅度最大为 71%，此时箍筋间距（配箍率）对试件的延性影响比较明显。

4） 通常要求框架结构体系中柱的位移延性系数大于3以及相对位移角不小于1/50。由表3可以看出：试件HRC1，HRC2，HRC3，HRC4和HRC5的位移延性系数均不小于 3，且各试件的层间相对位移角均大于1/50，说明这些试件均有着优越的延展性与抗连续倒塌性能。

5） 采用焊接环式复合箍筋制作的编号为 HRC5的构件，其延性系数为3.21，采用普通绑扎复合箍筋制作的编号为 HRC10的构件，其延性系数为 2.63。对2种构件进行对比可知：试件HRC5的延性系数明显大于试件 HRC10的延性系数，这表明在高轴压比下，BCCS高强混凝土柱的延性性能明显优于密置普通绑扎复合箍筋约束高强混凝土柱的延性性能。

2.4耗能性能

目前工程抗震领域常用滞回曲线所围成的面积来判断试件的能耗特性，其包络线所围成的面积愈大，则意味着试件的耗能能力将愈好。JGJ101—96“建筑抗震试验方法规程”［10］规定，通常采用计算荷载-位移曲线所围成的面积大小作为指标来评价试件的能耗性，如图 9所示。能量耗散系数 E计算为：E=S（ABC+CDA）/S（OBF+ODE），参照文献［11］通过计算等效黏滞阻尼系数来评估试件的耗能性能：S（ABC+CDA）/ 2S（OBF+ODE）。其中S（ABC+CDA）为滞回环的面积，S（OBF+ODE）为△OBF和△ODE的面积之和。随着试件的β愈大，其耗能能力也相应地增强。由于试件仅在屈服后采取位移循环加载，故本文选取从每个试件屈服时起的位移幅值下的第1循环的等效黏滞阻尼系数。

图10所示为等效黏滞阻尼系数与位移的关系。由图10可知：随着位移的增大，等效黏滞阻尼系数也逐渐增大，后期虽也增大，但其增大的幅度会降低，主要是由于后期试件随着加载位移幅值的不断增加而破坏加重，混凝土大部分退出受力工作，钢筋承担的承载力越来越多，即使施加位移继续增大，但非弹性变形占总变形的比例下降，弹性变形占总变形的比例上升，故试件的黏滞阻尼系数有减小的趋势。由图10（a）可知：由于轴压比的提高，等效黏滞阻尼系数逐渐变小，耗能性能随之变差。由图10（b）可知：当配箍率增大时，等效黏滞阻尼系数相应的也增大，说明试件的耗能能力愈来愈好。试件HRC5与HRC10（对比试件）相比，试件HRC5的等效黏滞阻尼系数更大，说明密置焊接环式复合箍筋柱的耗能能力优于普通绑扎复合箍筋柱。

图9　荷载-位移滞回环曲线Fig. 9　Load-displacement hysteresis loop curve

3　塑性铰区域剪切变形角分析

柱底塑性铰区的剪切变形示意图如图11所示。试验加载开始前设置于塑性铰区域对角线上的3号和4号导杆引伸仪，目的在测塑性铰区域在对角线方向的相对伸长量与收缩量。根据3号和4号导杆引伸仪分别量测的变形量为Δ1和Δ3，Δ2和Δ4，延两对角线方向的变形分别为Δ1+Δ3，Δ2+Δ4，变形后的夹角分别为α2和α1，设试件对角线方向的平均变位为Xm，通过几何换算得：

图10　等效黏滞阻尼系数与位移的关系Fig. 10 Relationships between equivalent viscous damping coefficient and displacement

故

则剪切变形角［12］为

故

图11　塑性铰区域剪切变形Fig. 11 Shear deformation angle of plastic hinge region

图12　水平荷载-剪切变形角曲线（ω为剪切变形角）Fig. 12 Horizontal load-shear deformation angle curves （ω for shear deformation angle）

其中：Xm为对角线方向的平均变位；ω为剪切变形角；b为塑性铰区域的宽度；h为塑性铰区域的高度。由式（7）可知：Xm越大，则节点核心的剪切变形也越大，对整个结构产生的侧移影响也越大。

将试验结果得到的数据代入式（7），可得塑性铰区域的水平荷载-剪切变形角曲线如图12所示。当位移角为 1/25时，最大剪切变形角均不大于0.009 rad。HRC5与HRC10对比，HRC10的剪切变形角较大，说明高轴压比下密置复合焊接环式箍筋在一定程度上可抑制塑性铰区域的剪切变形，由BCCS的高强混凝土柱具有很好的抗剪能力。试件HRC3剪切变形角较试件HRC1和HRC2的小，试件HRC4，HRC5和HRC6相比，试件HRC6的剪切变形角较小，试件HRC7，HRC8和HRC9相比，试件HRC9的剪切变形角较小，说明轴压比大的试件产生的剪切变形较小，因而具有较强的抗剪变形能力。

4　结论

1） 所有试件的极限破坏形态均是柱底倒三角形，呈预期的弯曲破坏模式。

2） 随着试件的轴压比增大，试件初始刚度也增大，导致试件的开裂荷载变大，裂缝的开展越明显，破坏程度也更明显，试件的极限承载力会明显降低。

3） 随着配箍率的减小（箍筋间距增大），开裂荷载亦减小（箍筋间距越大，约束作用越弱，故易开裂），构件的承载力显著降低，裂缝发展迅速，延性性能下降。

4） 焊接环式箍筋比普通绑扎箍筋约束效果好，裂缝开展较慢，且承载力较大，延性性能较好。轴压比的变化对焊接环式复合箍筋约束的试件抗震滞回特性影响更为显著。

5） 高轴压比下，焊接环式复合箍筋约束高强混凝土柱体现以下受力性能：① 试验结束后，焊接环式复合箍筋约束试件的塑性铰区域没有完全破坏，剩余承载力明显高于普通绑扎复合箍筋约束试件，说明焊接环式复合箍筋约束试件的延性较好；② 相同箍筋间距（配箍率），轴压比相对小的试件滞回曲线较饱满，骨架曲线下降段也较平缓，说明试件的延性性能和耗能能力均较好；③ 相同轴压比，箍筋间距大（配箍率小）的试件，滞回环面积较小，骨架曲线下降段也较陡，说明试件的耗能能力和延性性能均较差；④ 密置焊接环式复合箍筋约束高强混凝土柱的抗剪能力很强，当试件配箍率大（箍筋间距小）时，其剪切变形亦会减小，更有利于构件抗剪。

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（编辑 罗金花）

Pseudo-static test research on high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups at high axial compression ratios

LI Shengcai1， 2

（1. School of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 362021， China；
2. Key Laboratory of Structure Engineering and Disaster Reduction of Fujian Province，Huaqiao University， Xiamen 362021， China）

For comparison purposes， nine specimens of high strength concrete columns confined with butt-welded closed composite stirrups and one specimen with ordinary binding stirrups of 1/2 scale model were tested under cyclic lateral loads and a higher constant axial load. The influence of axial compression ratio， volume-stirrup ratio and stirrup form to deformation performance and hysteretic characteristics of the columns was mainly considered in the test. The failure process， the failure modes， the characteristics of hysteresis loop behavior， the energy-dissipation capacity and ductility were observed， and the result of the shear deformation angle of plastic hinge region was analyzed as well. The results show that for all specimens， the failure mode is the inverted triangle bending failure modes， with a small shear deformation angle of plastic hinge region the effect of bending deformation can be ignored. At the high axial compression ratios， all hysteretic curves of the high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups are full with no obvious pinch phenomenon. Hence the energy-dissipation capacity of the columns is good. In addition， all specimensat the high axial compression ratios with the increase of axial compression ratio exhibit that the energydissipation capacity of the specimens deteriorates. It is noted that the strength descending part of the moment-curvature skeleton curve gets steeper， and ductility becomes worse as the stirrup spacing decreases. However， as the energy-dissipation capacity of the specimens improves， the strength descending part of the moment-curvature skeleton curve gets flatter， and ductility becomes better. In comparison， all specimens with the confinement effect of butt-welded closed composite stirrups performed better than ordinary binding closed composite stirrups， and the energydissipation capacity of the specimens with butt-welded closed composite stirrups exhibits better results as well as higher ductility.

high axial compression ratios； volume-stirrup ratio； high strength concrete columns with butt-welded closed composite stirrups； stirrup form； seismic behavior

TU375.3；TU317+.1

A

1672-7207（2016）04-1327-11

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.032

2015-04-11；

2015-06-11

国家自然科学基金资助项目（51578253）；泉州市校地协同创新专项资助项目（2015Z143）；2014年度华侨大学科技创新团队和领军人才支持计划（2014KJTD05）（Project （51578253） supported by the National Natural Science Foundation of China； Project （2015Z143）supported by Key Scientific and Technological Planning Project of Quanzhou City； Project （2014KJTD05） supported by Program for Scientific and Technological Innovation Team and Leading Talent of Huaqiao University）

李升才，博士，教授，硕士生导师，从事结构抗震方面的研究；E-mail：lsc50605@hqu.edu.cn