螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土轴压短柱试验研究

引用文献：

陈宗平杨阳. 螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土轴压短柱试验研究[J]. 建筑结构，2019，49（2）：43-48.

Chen Zongping Yang Yang. Experimental study on axial compressive short concrete column cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup[J]. Building Structure，2019,49（2）：43-48.

作者：陈宗平杨阳

单位：广西大学土木建筑工程学院广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室

摘要：为了研究螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱的受力性能, 设计了20个试件进行轴压试验, 包含12个螺旋箍筋PVC管联合约束短柱试件、7个单纯PVC管约束短柱试件和1个普通钢筋混凝土短柱对比试件。试验考虑了约束核心区面积比、螺旋箍筋直径和间距、纵向钢筋直径以及方形箍筋间距等变化参数。通过试验观察了试件的受力过程与形态, 获取其轴向荷载-位移曲线、极限承载力、延性系数、耗能因子等数据, 并分析了核心区面积比、螺旋箍筋直径及间距、纵向钢筋直径、方形箍筋间距等参数对试件轴压性能的影响规律。研究结果表明:单纯PVC管约束混凝土短柱及螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱的破坏过程和形态与普通钢筋混凝土短柱相似。与普通钢筋混凝土短柱相比, 单纯PVC管约束的混凝土短柱的极限承载力更低, 但延性及耗能能力有所增加。对于螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱而言, 加密螺旋箍筋间距可以显著提高其极限承载力, 但会削弱试件的延性及耗能能力;增大螺旋箍筋直径, 能够略微提高试件延性及耗能能力, 对极限承载力影响不大;增大螺旋箍筋PVC管核心区面积比, 可以增大试件的极限承载力, 但会降低其延性及耗能能力;与普通钢筋混凝土相似, 增大纵向钢筋直径或加密方形箍筋间距, 均能提高试件的承载能力、延性及耗能能力。

关键词：螺旋箍筋 PVC管联合约束短柱轴心受压

作者简介：陈宗平, 博士, 教授, 博士生导师, Email:zpchen@gxu.edu.cn。

基金：国家自然科学基金项目(51578163);广西自然科学基金重点项目(2016GXNSFDA380032);广西高等学校高水平创新团队;卓越学者计划资助项目(桂教人[2017]38号)。

0 引言

　　约束混凝土指的是利用外加材料, 使混凝土在受压状态下由单轴受压变成双轴或者三轴受压, 从而提高混凝土的强度和变形性能^[1,2,3]。采用约束混凝土这种改性措施能有效提高混凝土的力学性能, 特别是克服了普通混凝土脆性大的缺点, 在国内外工程中得到了广泛的应用。传统上一般采用螺旋箍筋、矩形或方形箍筋、钢管以及FRP包裹等方法对混凝土进行约束, 这些方法均取得了良好的工程效果^[4]。随着研究的深入和工程应用的日益广泛, 一种新型约束材料开始引起了人们的关注, 聚氯乙烯管 (Polyvinyl Chloride, 简称PVC管) , 与其他约束材料相比, PVC管材不但塑性韧性好, 并且具有质量轻、价格低、抗腐蚀性能好等特点, 采用PVC管约束混凝土在某些特殊环境下具有良好的应用前景^[5]。对于PVC管约束混凝土的性能, 国内外学者均开展了一定的研究, 并取得部分重要成果。结果表明:PVC管约束混凝土多为塑性破坏, 配置PVC管约束混凝土能增强混凝土的极限承载力, 改善其变形能力^[6,7]。但已有研究成果中PVC管均裸露在结构外表面, 在风吹日晒雨淋等工作环境下, 容易老化, 这会影响其后期约束作用, 对结构的安全性和耐久性带来隐患。为此, 本文提出了将PVC管内置于混凝土内, 形成PVC管约束混凝土芯柱, 考虑到PVC管的表面光滑, 与混凝土之间的黏结性能较差, 同时其本身的抗拉强度相对较低, 为了进一步提高其对混凝土的约束效果, 在PVC管的外表面缠绕螺旋箍筋, 形成螺旋箍筋PVC管联合约束。一方面螺旋箍筋可以增强PVC管与混凝土之间的黏结力, 另一方面PVC管可以使螺旋箍筋产生的径向约束力更加均匀地传递给核心混凝土。对于这一新型混凝土结构柱, 目前国内外文献中尚未发现有相关研究报道, 为此, 本文通过20个试件的轴心受压试验, 探索其力学性能。

1 试验概况

1.1 试验材料

　　试验采用PVC管管径分别为120, 160mm, 即DN120, DN160两种, 管壁厚度均为5mm。纵向钢筋为HRB400螺纹钢筋, 箍筋为HPB235光圆钢筋;混凝土采用C30商品混凝土。对试验所采用的混凝土、钢筋及PVC管, 分别按普通混凝土力学性能试验方法和金属拉伸试验方法进行材性试验。混凝土力学参数如下:轴心抗压强度f_cu为34.5MPa, 弹性模量E_c为2.43×10⁴MPa;螺纹钢筋力学参数如下:屈服强度f_y为409MPa, 极限强度f_u为615MPa, 弹性模量E_s为2.01×10⁵MPa;光圆钢筋力学参数如下:屈服强度f_y为268MPa, 极限强度f_u为398MPa, 弹性模量E_s为2.12×10⁵MPa;PVC管力学参数如下:极限抗拉强度f_u为61MPa, 弹性模量E_P为2.56×10³MPa。

1.2 试件设计及制作

　　以内置PVC管约束面积与全截面面积比 (简称核心区面积比) 、螺旋箍筋直径和间距、纵向钢筋直径、方形箍筋间距为变化参数。设计了12个螺旋箍筋PVC管联合约束短柱试件、7个单纯PVC管约束短柱试件和1个普通钢筋混凝土短柱对比试件。各试件的具体变化参数详见表1, 其截面示意如图1所示。所有试件截面均为250mm×250mm, 高度为650mm, 纵向钢筋的混凝土保护层厚度均为30mm。为了避免加载过程中, 端头先破坏, 将在试件上下端头100mm范围内方形截面的方形箍筋加密。采用木模板成型, 振动棒振捣密实。

　　表1 试件参数设计及极限承载力

　　注:RC-PVC-1~RC-PVC-7为单纯PVC管约束短柱试件;RC-1为普通钢筋混凝土短柱对比试件;RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12为螺旋箍筋PVC管联合约束短柱试件。

1.3 加载装置及制度

　　试验采用某10 000kN电液伺服压力试验机 (YAW-10 000J) 进行轴向压力加载。试验前先进行预载 (预载值不超过预估极限荷载的15%) , 检查试验正常后, 开始正式加载, 试验采用位移控制的加载制度, 一次性连续加载直至破坏, 位移加载速率为2mm/min。

　　图1 试件的截面示意

2 试验结果及分析

2.1 试件破坏过程及形态

　　加载初期, 试件整体协调工作, 轴向荷载-位移曲线表现为线性, 各试件均经历了此过程;随着荷载的增大, 试件开始出现竖向的细小裂缝, 此后, 竖向裂缝贯通, 混凝土被压碎掉落, 试件破坏。将单纯PVC管约束试件以及螺旋箍筋PVC管联合约束试件与普通钢筋混凝土试件对比发现, 在普通钢筋混凝土短柱内部添加环向约束后, 单纯PVC管约束试件及螺旋箍筋PVC管联合约束试件破坏时表面的裂缝数量更多, 压碎的混凝土也更多。部分试件的破坏形态如图2所示。

　　图2 试件破坏形态

2.2 轴向荷载-位移曲线及极限承载力

　　通过试验自动采集系统, 得到了各试件加载过程的轴向荷载-位移曲线, 如图3所示。由图3可见, 所有试件轴向荷载-位移曲线形状相似, 均表现为三阶段特征:初始的弹性直线段、开裂后的曲线段和峰值过后的下降段。但不同约束条件试件的峰值荷载、峰值位移和初始弹性刚度有所差异。核心区约束的加强对轴向荷载-位移曲线的影响主要体现在屈服平台更加明显, 达到峰值荷载后承载力下降较慢, 即增强核心区约束对塑性的发展具有增强效果, 使其轴向荷载-位移关系更加接近于理想弹塑性体的。

　　对比普通钢筋混凝土试件RC-1、单纯PVC管约束钢筋混凝土试件RC-PVC-1~RC-PVC-7及螺旋箍筋PVC管联合约束钢筋混凝土试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12的轴向荷载-位移曲线峰值点, 发现随着核心区约束的增强, 试件极限承载力总体呈上升趋势, 但单纯PVC管约束对极限承载力增长的贡献有限;且随着约束的增强, 试件的初始刚度增大, 轴向荷载-位移曲线在线性阶段内增长更为陡峭;单纯PVC管约束和螺旋箍筋PVC管联合约束并不能增加试件峰值荷载点处的位移, 但能够增加其极限位移。

　　图3 试件轴向荷载-位移曲线

　　表2中给出了各试件的极限承载力, 单纯PVC管约束试件RC-PVC-1, RC-PVC-3与普通钢筋混凝土试件RC-1相比, 其截面尺寸、纵向钢筋和箍筋完全相同, 不同的是内置了PVC管。单纯PVC管约束试件RC-PVC-1, RC-PVC-3的极限承载力分别为1 413, 1 259kN, 两个试件的极限承载力平均值为1 336kN, 与普通钢筋混凝土试件RC-1的极限承载力1 424kN相比, 其承载能力不但没有提高, 反而降低了6.18%。这可能是由于PVC管把柱内混凝土分割成管内、管外两个不同的部分, 同时PVC管表面光滑, 与混凝土之间的黏结性能差, 导致管内外混凝土受压破坏不同步所致。由此可见, 采用单纯PVC管来约束混凝土, 会削弱试件的极限承载力。

　　螺旋箍筋PVC管联合约束试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12与普通钢筋混凝土试件RC-1相比, 其截面尺寸、纵向钢筋和箍筋完全相同, 不但内置了PVC管, 并在PVC管外表面缠绕螺旋箍筋。螺旋箍筋PVC管联合约束试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12的极限承载力平均值为1 649.9kN, 与普通钢筋混凝土试件RC-1的极限承载力1 424kN相比, 提高了15.86%。可见采用螺旋箍筋PVC管联合约束能够有效提高试件的极限承载力。

　　表2 试件特征指标

2.3 延性系数

　　构件的静力延性系数可反映其变形能力, 参照《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ 101—96) ^[8]定义了结构破坏时荷载-变形骨架曲线上特征点的方法, 根据试验获取的荷载-位移曲线, 命名轴压构件延性系数μ为荷载过峰值后随位移下降至最大荷载的85%时对应的位移Δ_m与屈服荷载对应位移Δ_y的比值, 其中, 屈服荷载按照能量等值法确定, 其表达式为:

　　延性系数列于表2中。从表中可以看出, 试件RC-PVC-1, RC-PVC-3的延性系数分别为1.73, 2.29, 与试件RC-1的延性系数为1.45相比, 其延性系数分别提高了19.31%, 57.93%, 可见单纯采用内置PVC管对试件进行约束, 可提高其延性性能。

　　试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12的延性系数平均值为1.79, 与试件RC-1的的延性系数1.45相比, 提高了23.45%, 其中, 延性系数最大的试件为RC-SS-PVC-12, 其值为2.70, 相对试件RC-1提高了86.21%。螺旋箍筋PVC管联合约束对试件延性的提高效果优于单纯PVC管约束的效果。

2.4 耗能能力

　　耗能能力反映了轴压构件本身吸收能量与耗能相互间的内在联系, 具有全局变量的意义^[9]。试件轴压耗能因子η可以定义为:

　　图4 耗能计算模型

　　式中:S_OPBQ为轴向荷载-位移曲线与水平轴及过终止点平行于竖向坐标轴所包围的面积, 如图4所示的阴影部分面积;N_u为峰值荷载;Δ_m为试验结束时的位移。

　　试件RC-PVC-1, RC-PVC-3的耗能因子分别为0.70, 0.76, 与试件RC-1的耗能因子0.64相比, 分别提高了9.38%, 18.75%。试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-12的耗能因子平均值为0.69, 相对试件RC-1提高了7.81%, 其中试件RC-SS-PVC-12的耗能因子最大, 其值为0.79, 相对试件RC-1提高了23.44%。单纯PVC管约束及螺旋箍筋PVC管联合约束均能提高试件的耗能性能, 螺旋箍筋PVC管联合约束的提高效果略高于单纯PVC管约束的效果。

3 影响因素分析

3.1 内置核心区面积比的影响

　　 (1) 对于仅仅配置了PVC管的试件, 其他条件相同的情况下, 试件RC-PVC-1, RC-PVC-2的核心区面积比为0.32, 其极限承载力平均值为1 527kN;而试件RC-PVC-3, RC-PVC-4的核心区面积比为0.18, 其极限承载力平均值为1419.5kN, 对比分析可见, 对于同样的截面柱, 增大核心约束区面积比, 可以有效提高试件的极限承载力。对于螺旋箍筋PVC管联合约束试件, 其他条件相同的情况下, 试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-8的核心区面积比为0.32, 其极限承载力平均值为1 718kN;试件RC-SS-PVC-10~RC-SS-PVC-12的核心区面积比为0.18, 其极限承载力平均值为1 513.75kN, 对比分析可知, 螺旋箍筋PVC管联合约束试件也表现出核心区面积比越大, 极限承载力越高的特点。

　　 (2) 试件RC-PVC-1, RC-PVC-2的核心区面积比为0.32, 延性系数平均值为1.62;试件RC-PVC-3, RC-PVC-4的核心区面积比为0.18, 延性系数平均值为1.99;与没有核心约束区的试件RC-1 (延性系数为1.45) 相比, 单纯PVC管约束试件的延性有所增加。试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-8的核心区面积比为0.32, 其延性系数平均值为1.72;试件RC-SS-PVC-10~RC-SS-PVC-12的核心区面积比为0.18, 其延性系数平均值为1.93。采用螺旋箍筋PVC管联合约束后, 试件的延性系数均有不同程度的提高, 但对核心区面积比较大试件的提高效果不如核心区面积比较小的试件, 其原因可能是在相同压力条件下, 核心区面积比较小的试件中PVC管的环向应变更小, 而随着PVC管直径的增大, 其环向应变不断增加, 在核心区面积比增大到一定程度后, PVC管很快达到其环向极限应变, 无法再有效约束其中的混凝土。采用螺旋箍筋PVC管联合约束后, 一定程度地改变了单纯PVC管约束的这一特点。

　　 (3) 试件RC-PVC-1, RC-PVC-2的核心区面积比为0.32, 耗能因子平均值为0.68;试件RC-PVC-3, RC-PVC-4的核心区面积比为0.18, 耗能因子平均值为0.73;试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-8的核心区面积比为0.32, 其耗能因子平均值为0.68;试件RC-SS-PVC-10~RC-SS-PVC-12的核心区面积比为0.18, 其耗能因子平均值为0.70;无核心约束的试件RC-1耗能因子为0.64。考察单纯PVC管约束及螺旋箍筋PVC管联合约束试件的核心区面积比与耗能因子的关系, 发现其与延性系数变化规律一致, 与无约束的普通钢筋混凝土短柱试件相比, 添加核心区约束后, 耗能增加, 但核心区较大时, 耗能因子有所减弱, 说明核心区面积比由0增大至0.32时, 其耗能因子的变化是先增大后减小的。

3.2 螺旋箍筋间距的影响

　　 (1) 试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4、试件RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8、试件RC-SS-PVC-9~RC-SS-PVC-12共三组, 同一组内其他条件完全相同, 仅仅改变螺旋箍筋的间距, 每组中螺旋箍筋间距均采用60, 80, 100, 120mm。将这三组螺旋箍筋间距相等试件的极限承载力取均值进行分析。结果是螺旋箍筋间距60, 80, 100, 120mm时, 分别对应的极限承载力为1 883.6, 1 765.6, 1 594.6, 1 355.6kN。可见, 随着螺旋箍筋间距的增大, 其极限承载力是逐渐递减的。螺旋箍筋间距从60mm增加到80mm时, 极限承载力减小了6.26%;螺旋箍筋间距从80mm增加到100mm时, 极限承载力减小了9.68%;螺旋箍筋间距从100mm增加到120mm时, 极限承载力减小了14.98%, 这种递减规律呈现出非线性特点。

　　 (2) 试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4、试件RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8、试件RC-SS-PVC-9~RC-SS-PVC-12三组试件中, 螺旋间距为60, 80, 100, 120mm时, 延性系数平均值分别为1.68, 1.78, 1.64, 2.06, 总体来看, 缩小螺旋箍筋间距, 将会降低试件的延性。

　　 (3) 试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4、试件RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8、试件RC-SS-PVC-9~RC-SS-PVC-12三组试件中, 螺旋间距为60, 80, 100, 120mm时, 耗能因子平均值分别为0.67, 0.67, 0.67, 0.72, 总体来看, 耗能因子受螺旋箍筋间距变化的影响不明显, 但单独从试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4及试件RC-SS-PVC-9~RC-SS-PVC-12两组试件中观察发现, 随着螺旋箍筋间距的增加, 耗能因子具有一定的递增趋势, 影响效果也不甚明显。

3.3 螺旋箍筋直径的影响

　　 (1) 对于试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4、试件RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8这两组试件, 其他条件完全相同, 不同的是螺旋箍筋直径, 第一组试件RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4中螺旋箍筋直径为6mm, 而另一组试件RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8中螺旋箍筋直径为8mm。实测螺旋箍筋直径6mm组试件的极限承载力平均值为1 700kN, 实测螺旋箍筋直径8mm组试件的极限承载力平均值为1 736kN, 两者变化值并不大, 仅仅增加了2.1%, 可见增加螺旋箍筋直径, 对提高极限承载力的效果并不显著。

　　 (2) RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4组试件的延性系数平均值为1.6, RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8组试件的延性系数平均值为1.84, 螺旋箍筋直径增加33.33%后, 其延性系数平均值增加了15%, 可见增加螺旋箍筋的直径能够较为有效地提高试件的延性。

　　 (3) RC-SS-PVC-1~RC-SS-PVC-4组试件的耗能因子平均值为0.66, RC-SS-PVC-5~RC-SS-PVC-8组试件的耗能因子平均值为0.70, 两者相差6%, 螺旋箍筋直径的增加, 能够提升试件的耗能能力, 但效果不明显。

3.4 纵向钢筋直径的影响

　　 (1) 试件组RC-PVC-2, RC-PVC-4与试件组RC-PVC-1, RC-PVC-3相比, 其他条件完全相同, RC-PVC-2, RC-PVC-4组试件的纵向钢筋直径18mm, 而RC-PVC-1, RC-PVC-3组中钢筋直径14mm。实测纵筋直径18mm组试件的极限承载力平均值为1 610.5kN, 实测纵筋直径14mm组试件的极限承载力平均值为1 336kN, 两者相差20.5%, 可见增加纵向钢筋直径 (即提高纵向钢筋配筋率) , 极限承载力提高显著。

　　 (2) 对比纵筋直径为14mm的RC-PVC-1, RC-PVC-3组试件与纵筋直径为18mm的RC-PVC-2, RC-PVC-4组试件, 其延性系数平均值分别为2.01, 1.59, 实测纵筋直径18mm组试件延性系数平均值比实测纵筋直径14mm组试件降低了26.4%, 可见提高纵筋直径能够显著提高试件的延性系数。

　　 (3) 对比实测纵筋直径14mm的RC-PVC-1, RC-PVC-3组试件与实测纵筋直径为18mm的RC-PVC-2, RC-PVC-4组试件, 其耗能因子平均值分别为0.73, 0.67, 耗能因子平均下降了9%, 与延性系数相似, 提高纵筋的配筋率能够较为有效地提高试件耗能能力。

3.5 方形箍筋间距的影响

　　 (1) 试件RC-PVC-5, RC-PVC-6, RC-PVC-1, RC-PVC-7, 其他条件相同, 仅仅改变方形箍筋的间距, 分别对应的间距为60, 80, 100, 120mm, 试验实测其极限承载力分别是1 496, 1 453, 1 413, 1 250kN。随着方形箍筋间距的增大, 其极限承载力是逐渐递减的。箍筋间距从60mm增加到80mm时, 极限承载力减小了2.87%;箍筋间距从80mm增加到100mm时, 极限承载力减小了2.75%;箍筋间距从100mm增加到120mm时, 极限承载力减小了11.53%, 其递减程度, 与受螺旋箍筋间距改变而降低程度相比要弱一些。

　　 (2) 试件RC-PVC-5, RC-PVC-6, RC-PVC-1, RC-PVC-7的延性系数分别为1.54, 1.78, 1.73, 2.52, 可见随着方形箍筋间距的增大, 其延性系数有不同程度的增加, 方形箍筋间距由60mm按照20mm的梯度分别增加到80, 100, 120mm时, 其延性系数分别较间距60mm时增加了15.58%, -2.81%, 45.66%, 其中箍筋间距为100mm的试件延性系数有略微下降, 可能是由于试件制作时箍筋间距的尺寸偏差所导致的, 从总体上观察, 提高方形箍筋的间距能够较大幅度地提高试件的延性系数, 且方形箍筋间距的增加对延性的提高效果高于螺旋箍筋间距增加所产生的影响。

　　 (3) 试件RC-PVC-5, RC-PVC-6, RC-PVC-1, RC-PVC-7的耗能因子0.66, 0.70, 0.70, 0.78, 与延性系数相似, 随着方形箍筋间距的增加, 试件耗能因子增大, 且相对螺旋箍筋间距, 方形箍筋间距变化对试件耗能因子影响效果更为显著

4 结论

　　 (1) 单纯PVC管约束混凝土短柱试件以及螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱试件的轴心受压破坏过程和形态, 与普通的钢筋混凝土短柱试件相似, 均经历弹性、弹塑性和破坏三个阶段, 均表现为表面混凝土竖向开裂, 混凝土被压碎, 但这两种约束混凝土短柱试件的表面裂缝更多, 被压碎的混凝土也更多。

　　 (2) 与普通钢筋混凝土短柱试件相比, 单纯PVC管约束混凝土短柱试件, 其极限承载力不但没有提高, 反而降低;而螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱试件极限承载力有所提高。

　　 (3) 对于螺旋箍筋PVC管联合约束混凝土短柱试件, 当核心区面积比较大时, 其极限承载力较大;加密螺旋箍筋间距能显著提高其极限承载力, 增加螺旋箍筋直径, 对极限承载力的影响较小;与普通的钢筋混凝土短柱试件相似, 增大纵向钢筋面积和加密外围方形箍筋的间距, 均能有效增大其极限承载力。

　　 (4) 采用单纯PVC管约束及螺旋箍筋PVC管联合约束后, 能够提高试件的延性和耗能能力, 且螺旋箍筋PVC管联合约束对试件的延性系数及耗能能力提高较大;试件内置核心区面积比由0经历0.16增大到0.32的过程中, 其延性系数和耗能因子均经历了先增大后减小的过程;加密螺旋箍筋间距将削弱试件的延性及耗能能力;增加螺旋箍筋直径, 能够提高试件的延性系数和耗能因子, 但对耗能因子的提高幅度较小;增加试件的纵筋及外围方形箍筋配筋率, 能够有效提高试件的延性系数和耗能能力。

参考文献[1]过镇海.钢筋混凝土原理[M].北京:清华大学出版社, 2013:433.
[2]陈宗平, 陈宇良, 钟铭, 等.带开孔损伤方钢管混凝土柱轴压性能试验研究[J].建筑结构, 2014, 44 (9) :9-14.
[3]柯晓军, 陈宗平, 应武挡, 等.钢管高强混凝土柱轴压性能试验研究[J].建筑结构, 2014, 44 (16) :46-49.
[4]尹衍樑.矩形混凝土柱新的约束型式之研发 (Ⅱ) 外方内圆、组合螺箍及其衍生型式[J].土木工程学报, 2004, 37 (10) :1-12.
[5]王俊颜, 杨全兵.聚氯乙烯塑管混凝土力学性能的试验研究[J].同济大学学报 (自然科学版) , 2009, 37 (7) :929-933.
[6]于峰, 牛荻涛. PVC管-CFRP管钢筋混凝土轴压短柱试验研究[J].建筑结构学报, 2013, 34 (6) :129-136.
[7]柯晓军, 陈宗平, 薛建阳, 等.内配PVC管约束高强混凝土短柱抗震性能分析[J].四川建筑科学研究, 2016, 42 (3) :54-57.
[8]建筑抗震试验方法规程:JGJ 101—96[S].北京:中国建筑工业出版社, 1997.
[9]李军涛, 徐金俊, 陈宗平, 等.圆钢管再生混凝土中长柱轴压性能退化研究[J].混凝土, 2015 (4) :57-59.

Experimental study on axial compressive short concrete column cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup

Chen Zongping Yang Yang

(College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education, Guangxi University)

Abstract: In order to study the mechanical properties of short concrete columns cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup, 20 specimens were designed for axial compression test, including 12 short column specimens cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup, 7 short column specimens constrained by pure PVC tube and 1 comparison specimen of ordinary reinforced concrete short column.The parameters such as cooperatively constrained core area ratio, diameter and spacing of spiral stirrup, diameter of longitudinal reinforcement and spacing of square stirrups were taken into account.The axial load-displacement curve, ultimate bearing capacity, ductility coefficient and energy dissipation factor of the specimens were obtained by observing the stress process and shape of the specimens through experiments.The impacts of the parameters above on axial compressibility of the specimens were analyzed.The results show that the failure process and shape of concrete short columns that cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup or constrained by pure PVC tube are similar to those of ordinary reinforced concrete short columns.Compared with those ordinary reinforced concrete short columns, the bearing capacity of column specimens constrained by pure PVC tube is lower, and the ductility and energy dissipation capacity are increased.Strengthening spiral stirrup spacing can significantly increase ultimate bearing capacity of column specimens cooperatively constrained by PVC tube and spiral stirrup, but it will weaken the ductility and energy dissipation capacity of the specimens;increasing the diameter of spiral stirrup can slightly improve the ductility and energy dissipation capacity of the specimens, but has little effect on ultimate bearing capacity;increasing the cooperatively constrained core area ratio can increase ultimate bearing capacity of the specimens, but will reduce their ductility and energy dissipation capacity;like ordinary reinforced concrete, increasing the diameter of longitudinal reinforcement and strengthening square stirrups spacing can improve ultimate bearing capacity, ductility and energy dissipation capacity of the specimens.

Keywords: spiral stirrup; PVC tube; cooperative constraint; short column; axial compression

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