为了保证柱有足够的变形能力,避免出现脆性的小偏心受压破坏 ^[1,2],抗规 ^[3]规定柱的设计轴压比不应大于1.05,且对于较高的高层建筑,柱轴压比限值应适当减小。然而随着高层和超高层建筑的快速发展,传统钢筋混凝土柱很难同时满足延性和承载力的要求,此时,采用劲性混凝土 ^[4]、钢管混凝土 ^[5]及钢筋区域约束混凝土柱 ^[6],可在一定程度上解决承载力及延性问题。前期的研究 ^[7,8]表明,钢筋区域约束混凝土(RCC)柱(截面形式见图1(b))在设计轴压比下为1.2时仍具有良好的承载力及延性,能有效解决高轴压情况下的短柱问题。但随着柱压力进一步增加,要满足高承载力及高延性要求的约束钢筋配筋率过高,施工困难凸显,不具备可操作性。作为劲性混凝土,型钢混凝土结构因为其良好的防火性能及混凝土与钢的组合性能优势而得到广泛应用,也有大量的研究成果。刘阳等 ^[9]对型钢混凝土柱的轴压比限值研究结果表明,核心型钢配钢率为4.0%时,核心型钢混凝土柱的轴压比取值最大可达1.2; 陈宗平等 ^[10]在型钢高强混凝土柱中引入矩形螺旋箍筋,获得较普通矩形箍筋型钢高强混凝土柱更好的抗震性能; 王秋维等 ^[11]利用扩大十字型钢及45°布置十字型钢两种新型截面型钢混凝土柱,获得明显优于普通型钢混凝土柱的延性及耗能能力; 郭子雄等 ^[12]对不同配箍形式的型钢混凝土柱的研究表明,配箍率及配箍形式均对型钢混凝土的抗震性能有很大影响。

　　 以上柱形式皆将型钢置于截面形心位置,但截面形心处钢材对受弯、受扭状态下的构件承载力贡献有限,此种配筋形式难以充分发挥材料性能。结合区域约束和型钢混凝土,型钢区域约束混凝土(SRCC)柱 ^[13]将型钢置于构件边缘(典型截面见图1(c))。置于周边的型钢在替代纵筋的同时也能为核心混凝土提供有效约束,既避免往复荷载下的柱混凝土掏空现象,也使混凝土在型钢的包裹下不容易脱落,充分发挥型钢在区域约束混凝土柱中的作用。

　　 由超高轴压比区域约束混凝土柱抗震性能试验研究结果 ^[7]可知,钢筋约束混凝土柱在设计轴压比为1.1～ 1.25时仍然有良好的耗能能力,故型钢区域约束混凝土柱的研究将设计轴压比取为1.1, 1.3及1.6并与轴压比为1.1的普通井字箍约束混凝土柱及钢筋区域约束混凝土柱进行比较。

　　 试验中柱一端固定一端铰接,先对柱施加轴向力,然后在柱的顶梁处施加往复的水平荷载,以此来模拟地震荷载。

　　 共进行了6个试件的研究,包括4个型钢区域约束混凝土试件(SRCC-1～SRCC-4,截面形式见图1(c))、1个钢筋区域约束混凝土柱(RCC,截面形式见图1(b))及1个井字箍普通约束混凝土柱(NCC,截面形式见图1(a))。试件的截面尺寸为250mm×350mm,净高900mm,剪跨比为2.57,设计混凝土强度等级为C40,顶梁的尺寸为1 000mm×450mm×600mm。钢筋分别为直径6mm的HRB400箍筋(6实测屈服强度566MPa),直径为12mm和14mm的HRB400纵筋(12实测屈服强度500MPa;14实测屈服强度522MPa),型钢采用Q345B级[8槽钢(实测屈服强度493MPa),与截面为20mm×6mm的对焊钢板(钢板箍实测屈服强度429MPa)混合布置。图2为试件尺寸和配筋情况,表1列出试件的基本参数,由于场地有限,试件分批制作。

　　 竖向轴压力由YAW-10000J电液伺服压剪试验机加载,理论加载最大值10 000kN,水平力由MTS液压伺服系统提供,理论加载最大值2 000kN。试件下端固定于试验机上,水平力加载端的水平横梁可以自由滑动及转动,为了防止水平力加载时试件底座与试验机发生相对位移,在试件底座两侧分别用千斤顶顶紧,加载装置如图3所示。

　　 试验加载时先施加竖向的轴压力,然后施加水平力。水平力的加载过程采用单控位移控制,具体为先以1mm为级差逐级施加水平力,每级位移循环一次,直至试件中纵向钢材(钢筋或槽钢)屈服。钢材屈服后以整数倍屈服位移(Δ_y)为级差逐级施加水平位移,每级位移循环三次,直至试件完全破坏。加载制度如图4所示。

　　 混凝土应变片布置在试件表层,在距离试件底座上表面50mm之上的100mm范围内,四个侧面每侧布置3个; 在试件的中部,四个侧面每侧布置2个。纵筋、箍筋、槽钢及钢板箍的应变片布置在距离试件底座上表面50mm截面处,试件水平力及水平位移由MTS液压系统自动采集,试件应变测点布置如图5所示。

　　 NCC试件的斜裂缝出现在受拉裂缝出现后的2级位移循环之后,裂缝主要分布在柱底以上1/3柱高范围内,斜裂缝数量较少,宽度较宽,裂缝较长(图6(a)),且加载后期NCC试件主要以斜裂缝发展为主,试件剪切现象明显,试件的破坏为斜裂缝贯通导致的压剪破坏。

　　 RCC试件的斜裂缝也是出现在受拉裂缝之后,裂缝发展相对均匀,中部裂缝延伸到柱顶(图6(b)),原因是由于区域约束混凝土柱约束核心区处于截面四个角部,裂缝在中部弱约束区更容易发展。

　　 SRCC组试件斜裂缝与受拉裂缝同时出现,并在柱侧面分为三部分,分别是两侧沿柱高均匀分布的单向斜裂缝及中部的双向相交X形裂缝,且斜向短裂缝不贯通,分布均匀(图6(c)～(f))。

　　 NCC试件在贯通斜裂缝出现之后,柱脚附近纵筋鼓屈,角部混凝土逐渐脱落,角部箍筋松弛,未出现箍筋断裂现象,最终发生压剪破坏,破坏截面处于受力最大的柱底部位,试件中部及上部混凝土保护层完好(图7(a))。

　　 RCC试件在循环加载过程中柱底中部弱约束区混凝土局部疏松并逐步脱落,但四角保持完整,试件破坏时箍筋断裂,且与NCC试件一样破坏截面在柱底部位(图7(b))。

　　 SRCC组试件在循环加载时首先受压区角部混凝土开始脱落,然后底部四个面混凝土保护层大面积脱落,最终保护层沿整个柱高完全脱落,且在临近破坏时试件弱约束区混凝土先行掉落,试件局部形成分体柱,柱底部钢板箍绷开,发生弯曲破坏(图7(c)～(f))。

　　 值得注意的是,具有较大箍筋间距的SRCC-4试件的破坏形态与SRCC-1～SRCC-3试件有较大的差异,由于SRCC-4试件的配箍率比配筋率低得多,试件横向约束较弱,试件的破坏源于柱高中部截面的钢板箍先于柱底截面钢板箍绷开,试件压屈成反S形,试件过早破坏,破坏时试件底部混凝土及箍筋完好,试件的破坏截面不在受力最大的柱底部位。SRCC-1～SRCC-3试件的破坏是由于较大水平位移加载时柱底部钢板箍绷断,破坏截面接近柱底受力最大处。

　　 各试件屈服后的滞回曲线如图8所示,由图可知:

　　 (1)对于轴压比为1.1的NCC,RCC和SRCC-1对比组试件(图8(a)～(c)):SRCC-1试件的滞回曲线比NCC和RCC试件更为饱满光滑,耗能性能更好,且从NCC试件到RCC试件再到SRCC-1试件水平承载力和极限水平位移显著上升,但滞回曲线的斜率呈现明显的下降趋势,说明试件的刚度在不断降低,达到峰值荷载后水平承载力下降缓慢,SRCC-1试件的延性更好。

　　 (2)对于箍筋间距相同但轴压比不同的SRCC-1～SRCC-3对比组试件(图8(c)～(e)):轴压比分别为1.1,1.3和1.6的SRCC-1,SRCC-2和SRCC-3试件随着轴压比增大,滞回曲线呈越来越饱满的菱形,斜率也随之小幅度下降,峰值荷载后水平承载力下降变缓,延性得到增强,且承载力呈上升趋势。

　　 (3)对于轴压比相同但箍筋间距不同的SRCC-1和SRCC-4对比组试件(图8(c),(f)):SRCC-1试件的滞回曲线呈饱满的菱形,而SRCC-4试件的滞回曲线呈捏拢现象,SRCC-1试件比SRCC-4试件有更好的承载力、延性和耗能能力,说明箍筋间距的减小加强了区域内混凝土的约束作用,能够保证钢筋和混凝土很好地协同工作。

　　 试件骨架曲线如图9所示,由图可知:

　　 (1)所有试件在试验范围内的弹性抗侧刚度基本一致(图9(a))。

　　 (2)对于轴压比为1.1的NCC,RCC和SRCC-1对比组试件(图9(b)),SRCC-1试件的水平承载力、延性和变形能力明显高于NCC和RCC试件。

　　 (3)对于轴压比不同的SRCC-1～SRCC-3对比组试件(图9(c)),随着轴压比的增大,延性和承载力基本维持不变。说明SRCC-1～SRCC-3组试件的轴压比还可以进一步加大。

　　 (4)对于轴压比相同箍筋间距不同的SRCC-1,SRCC-4对比组试件(图9(d)),箍筋间距较小的SRCC-1试件的承载力和延性更好。

　　 各试件水平承载力实测数据见表2。可以看出,相同轴压比下,SRCC-1试件的水平承载力最大,其次是RCC,NCC试件的水平承载力最小。试件的水平承载力随着设计轴压比的增大而增大,水平承载力从SRCC-1试件的618.2kN到SRCC-3试件的655.8kN,可见在试验的测试范围内,增加轴压力能提高水平承载力。在轴压比相同的情况下增大箍筋间距,水平承载力显著降低,说明增强箍筋约束能提高试件的受弯能力。

　　 层间位移角R=Δ/L(Δ为位移,L为柱长),其中弹性层间角的屈服位移Δ_y取试件屈服时第一次循环的正、负向位移平均值,极限层间位移角的极限位移Δ_u取试件正、负向水平荷载下降到85%时对应的位移平均值。计算数据见表2。各试件弹性及弹塑性层间位移角均远大于高规 ^[14]规定的框架结构层间弹塑性位移角限值为1/50的要求,说明各试件具有良好的抗倒塌能力。相同轴压比下,SRCC-1试件的极限层间位移角为1/10,要远远大于NCC试件的1/29和RCC试件的1/21,说明型钢区域约束混凝土柱的变形能力非常优越。

　　 位移延性系数μ=Δ_u/Δ_y,各试件的位移延性系数μ如表2所示,所有试件延性系数在2～3之间。由于各试件弹性阶段变形较大,延性系数大于2时可以满足实际工程抗震要求。相同轴压比下,SRCC-1试件的延性系数也是大于NCC和RCC试件,变形能力更好。

　　 耗能能力可用滞回环包围的面积的大小来衡量 ^[15],试件的总耗能见表2。从表2中可见,在相同轴压比下,SRCC-1试件的总耗能要远远高于NCC和RCC试件,但是箍筋间距的增大使得型钢区域约束混凝土柱的耗能能力迅速从SRCC-1试件的654.60kJ下降到SRCC-4的222.36kJ,说明良好的约束是SRCC组试件充分发挥性能的保证和条件。在不同轴压比下,SRCC组试件的耗能能力随着轴压比的提高而明显提高,且总耗能均在500kJ以上,说明型钢区域约束混凝土柱在高轴压比下具有良好的耗能能力,有利于结构抗震。

　　 取柱截面角部钢材为研究对象,在高轴压比下纵向钢材以压应变为主,提取试件各级水平加载位移下最大水平力及相应的角部纵向钢材应变,得到荷载-应变的关系,如图10所示(SRCC-3试件由于加载操作失误没有采集到相应有效应变)。其中NCC,RCC试件取角部纵筋应变测点,SRCC组试件取角部槽钢腹板上应变测点(测点布置见图5)。

　　 由图10可知,NCC,RCC试件轴向压力加载到试验值时(即图10中水平力为0处),角部纵筋压应变均在0.000 95左右,而SRCC组试件轴向压力加载到试验值后,截面边缘槽钢腹板的压应变在0.000 55～0.000 60之间。柱截面角部纵向钢材压应变在0.002 0以前各试件基本处于弹性阶段,之后进入塑性变形阶段。各试件在水平力作用下应变发展规律基本一致,但同一水平力下,约束系数较大的SRCC组试件的压应变发展相对较慢。

　　 普通钢筋混凝土及普通型钢混凝土柱中,柱截面混凝土极限压应变一般不超过0.003 3。从图10可以看出,柱截面角部纵向钢材压应变达0.003 3时(此时混凝土保护层达极限压应变),各试件水平力还较小,随着水平加载位移的增大,柱截面角部纵向钢材塑性发展开始加快,且水平承载力逐渐增加。角部纵向钢材压应变达0.015时,SRCC-4试件的负向水平承载力达最大值-520.0kN;角部纵向钢材压应变达0.018时,SRCC-2试件的负向水平承载力达最大值-669.6kN(图8),纵向钢材压应变达0.019之后,应变片退出工作,此时其余SRCC-1,SRCC-3,SRCC-4三个试件的水平力均还未达最大值。整个加载过程中约束混凝土柱(NCC,RCC试件及SRCC组试件)的约束区混凝土经历了很大的塑性变形,考虑内部混凝土和外围钢材变形协调,则最大压应变可达0.018左右。

　　 (1)型钢区域约束混凝土柱可以有效避免柱底斜裂缝贯通而出现的剪切破坏,实现更有效的约束作用,受力更为均匀。

　　 (2)型钢区域约束混凝土柱具有较大的弹性及极限层间位移角,试验轴压比为1.6的型钢区域约束混凝土柱的极限层间位移角可达到约为1/12,远大于规范规定的1/50的极限层间位移角限值,说明在实际工程中型钢区域约束混凝土柱的轴压比可以进一步提高,但极限层间位移角在试验范围内随轴压比的增大而略有减小(SRCC-2,SRCC-3试件极限层间位移角分母准确值分别为11.7,11.8)。

　　 (3)相同轴压比下,型钢区域约束混凝土柱相比于NCC柱和RCC柱有更高的承载力、延性和耗能能力。

　　 (4)承载力及抗震性能随箍筋间距增加而降低,箍筋间距越大,约束作用变小,型钢区域约束混凝土柱的抗震性能变差。

　　 (5)在不同轴压比下,型钢区域约束混凝土柱的承载力、延性和耗能能力随轴压比的提高而提高,最大压应变最大可达0.018,远大于普通混凝土柱的0.003 3,说明在超高轴压比下的型钢区域约束混凝土柱具有良好的抗震性能。