汶川地震调查发现, 当剪跨比较小且每侧纵筋配筋率较大时, 混凝土保护层与纵筋之间由于粘结力不足而容易发生剪切-粘结的破坏形态^[1,2,3,4], 抗震能力极差。国内外学者也对发生剪切-粘结破坏的钢筋混凝土柱进行了大量的研究^[5,6,7,8], 但所研究的对象大都以横截面边长小于300mm的试件为主。而由于我国建筑层数越来越高, 上部荷载越来越大, 轴压力越来越大, 为了抵抗上部竖向荷载, 解决的方法之一就是增大构件的截面尺寸, 但这一方法会使构件变成短柱。特别是在框支-剪力墙结构体系中, 由于上部荷载较大, 而下部商场或地下停车场同时需要较大的空间, 从而更容易形成短柱。

　　 近年来, 国内外对不同尺寸钢筋混凝土构件的受剪性能研究结果表明, 不同尺寸试件的抗剪承载力、耗能能力等参数不再是常数, 而是随截面尺寸的增加而减小, 存在明显的尺寸效应^{[9,10,11,12,13]}。因此, 基于小尺寸试验结果是否适合大尺寸的试件还有待验证。为此, 笔者首先研究了4个发生弯曲破坏、截面为700×700的钢筋混凝土中长柱在高轴压比下的抗震性能^[14];继而研究了发生弯剪破坏、截面边长为500mm的钢筋混凝土短柱在高轴压比下的抗震性能^[15];但还未了解发生剪切-粘结破坏的大尺寸钢筋混凝土短柱在高轴压比下的抗震性能。因此, 本文依据文献[16]对试件发生剪切-粘结破坏的影响因素分析, 制作了2个截面为700×700的钢筋混凝土短柱, 主要参数有:剪跨比为2.39、纵筋配筋率为1.51%、体积配箍率为0.338%, 以研究其在低周反复荷载下的抗震性能。

　　 为了研究大尺寸短柱剪切-粘结破坏下的抗震性能, 设计2个大尺寸的钢筋混凝土短柱, 其横截面尺寸、试件形状、试件配筋见图1, 主要设计参数见表1。表1中柱净高H=1 274mm+250mm, 其中1 274mm为试件的制作高度, 250mm为球铰 (图2) 高度;钢筋的材料特性见表2。

　　 2个试件在40 000kN的试验系统上进行加载, 加载装置见图2。先安装球铰, 将其固定在横梁上, 再将柱顶与球铰相连, 为了限制柱顶不发生水平位移, 在柱顶左右两侧安装与球铰相连的限位装置;底座固定于滑板车上, 通过轴压产生的摩擦力及其水平限位装置限制底座与滑板车产生相对位移, 从而保证柱的底座与滑板车一同运动;水平作动器作用在滑板车上, 以提供水平荷载。

　　 为了测试柱顶的水平位移, 按图2所示在试件的顶部安装水平位移计 (LVDT) , 量程为50mm, 从而得到试件的水平荷载-变形曲线。

　　 首先对试件施加预定的轴压力, 然后施加水平荷载, 水平荷载采用荷载-位移双控加载方法, 见图3。即试件屈服前以0.2V_y (屈服荷载) 增量加载, 每级荷载循环一次;试件屈服后采用位移控制每级增加0.5Δ_y (Δ_y为屈服位移) 的方式进行加载, 每级位移循环两次, 直到试件破坏结束试验。

　　 当水平荷载 (V) 达到750kN时, 中间偏左侧第二根纵筋位置出现了一条自柱顶向下的竖向裂缝, 长度约800mm。当水平荷载达到900kN时, 左侧和右侧共发现了3条水平裂缝;当采用位移控制并加载到5mm (即Δ=5mm) 时, 水平裂缝增多, 竖向裂缝继续向下发展;当加载到Δ=7.5mm时, 水平裂缝继续增多且原有水平裂缝继续延长, 左侧根部出现了长200mm的竖向裂缝, 自顶向下的竖向裂缝在其下部延伸出了较多的斜裂缝;当加载到Δ=9mm时, 竖向裂缝增多, 并在其周围出现了许多斜裂缝, 混凝土开始脱落;当加载到Δ=14mm时, 混凝土保护层脱落速度较快, 试件很快失去承载能力, 破坏过程见图4。

　　 当轴压力加载完成并即将进行水平加载时, 在试件的左侧第二根纵筋位置出现了自上而下的竖向粘结裂缝;当水平荷载 (V) 达到800kN时, 开始出现的竖向裂缝继续向下延伸, 直至延伸到距试件根部200mm处, 且试件左侧第三根纵筋位置同样出现了一条自上而下的竖向粘结裂缝, 长度约500mm;当采用位移控制并加载到Δ=4mm时, 试件的中间位置自顶向下出现了第三条竖向裂缝, 左侧受压区出现了一条竖向裂缝;当加载至Δ=12mm (第一次循环) 时, 所有裂缝发展很快, 左侧根部混凝土脱落;当加载至Δ=12mm (第二次循环) 时, 混凝土脱落严重, 试件迅速丧失承载能力, 破坏过程见图5。

　　 总之, 2个试件均发生了剪切-粘结破坏。其破坏特征为加载初期在构件中部纵筋位置处出现了自上而下的粘结裂缝, 随着水平荷载的增加, 构件的斜裂缝发展较快, 并与竖向裂缝交叉至混凝土快速脱落, 承载力快速降低。

　　 图6为试件J-0.4, J-0.6的荷载-位移关系曲线。由图6可知, 2个试件在循环次数较少的情况下便发生了破坏, 滞回环面积较小, 达到峰值荷载后, 2个试件承载力下降迅速, 总变形较小。

　　 图7为试件J-0.4, J-0.6的骨架曲线, 由图7可以看出, 2个试件屈服前, 骨架曲线十分接近;2个试件屈服后, 达到的峰值荷载几乎相等;峰值荷载后, 试件J-0.4下降初始阶段较平缓, 而试件J-0.6达到峰值后承载力急速下降而破坏。因此, 认为屈服点和峰值荷载点为2个试件骨架曲线的特征点。屈服点的屈服荷载和屈服位移由能量法求得, 结果见表3。

　　 对于钢筋混凝土柱而言, 延性为构件从屈服开始达到最大水平荷载时或者最大水平荷载以后, 承载力没有明显降低时的变形能力。可用位移延性系数μ和极限弹塑性位移角θ来表示, 分别按下式计算:

　　 $\begin{array}{l}\mu =\Delta {}_{\text{u}}/\Delta {}_{\text{y}}(1)\\ \theta =\Delta {}_{\text{u}}/{\rm H}(2)\end{array}$

　　 式中:Δ_u为极限位移, 因峰值荷载后继续加载承载力急速下降, 故Δ_u在此表示峰值位移;Δ_y为屈服位移;H为试件高度。

　　 结果表明, 试件J-0.4, J-0.6的延性较小, 位移延性系数分别为1.67, 1.49, 相应的极限位移角分别为0.008 0, 0.006 4, 见表3。因此可见, 试件轴压比越大, 延性越差。

　　 图8为等效黏滞阻尼系数曲线, 其中横坐标表示柱端的转角θ, 纵坐标表示试件的等效黏滞阻尼系数h_e。从图8可以看出, 当水平位移小于4mm (即θ<4/1 524) 时, 2个试件的等效黏滞阻尼系数基本相等;当水平位移大于4mm时, 2个试件的等效黏滞阻尼系数近似呈线性增加;当位移相同时, 试件J-0.4的等效黏滞阻尼系数较小;当等效黏滞阻尼系数相同时, 试件J-0.4的水平位移较大;当试件J-0.4, J-0.6破坏时, 两者的等效黏滞阻尼系数分别为0.184, 0.137, 可见耗能能力较差。

　　 在低周反复荷载作用下, 试件刚度随循环次数或水平位移值的增加而不断降低的现象称为刚度的退化, 一般用环线刚度和割线刚度来评价。刚度定义见图9。环线刚度退化见图10, 割线刚度退化见图11。

　　 ${\rm K}{}_i={\rm P}{}_i/\Delta {}_{\text{i}}(3)$

　　 式中:K_i为第i个加载循环的刚度;P_i为第i个加载循环的峰值荷载, kN;Δ_i为P_i所对应的位移, mm。

　　 ${\rm K}{}_j=({\rm P}{}_j{}^{+}+{\rm P}{}_j{}^{-})/(\Delta {}_j{}^{+}+\Delta {}_j{}^{-})(4)$

　　 式中:K_j为第j次循环的割线刚度;P_j⁺, P_j^-分别为第j次正、负向循环的最大荷载, kN;Δ_j⁺, Δ_j^-分别为第j次正、负向循环最大荷载所对应的位移, mm。

　　 从图10, 11可以看出:1) 正向和负向的初始刚度有些差异, 但随着不断反复加载, 正向和负向的刚度近似相等;2) 试件从加载开始到破坏, 刚度退化较快;3) 轴压比越大, 刚度退化越快。

　　 我国混凝土规范^[17]指出, 试件斜截面受剪承载力应符合下列规定:

　　 $V=\frac{1.75}{1+\lambda }f{}_{\text{t}}bh{}_0+f{}_{\text{y}\text{v}}\frac{A{}_{\text{s}\text{v}}}{s}h{}_0+0.07{\rm N}(5)$

　　 式中各参数含义见混凝土规范。

　　 依据我国混凝土规范得出的计算结果见表4中的V_c1。

　　 美国ACI 318-11规范^[18]规定的柱抗剪承载力的简化计算公式为:

　　 $V=0.17\left(1+\frac{{\rm N}}{14A{}_{\text{g}}}\right)\sqrt{f{}_{\text{c}}}bh{}_0+\frac{f{}_{\text{y}\text{v}}A{}_{\text{s}\text{v}}h{}_0}{s}(6)$

　　 式中:A_g为柱的横截面面积;其他参数含义见ACI 318-11规范。

　　 依据美国ACI 318-11规范得出的计算结果见表4中的V_c2。

　　 从表4中可以看出, 当轴压比为0.4时, 依据我国混凝土规范得出的试件受剪承载力大于依据ACI 318-11规范得出的试件受剪承载力;而当轴压比为0.6时, 依据ACI 318-11规范得出的试件受剪承载力偏大, 主要由于ACI 318-11规范中没有轴压力的贡献不得超过0.3f_cA的规定。因此当轴压比较小时, 采用ACI 318-11规范的方法更加安全;而当轴压比较大时, ACI 318-11规范又过高地估计了轴压比对抗剪承载力的贡献。

　　 钢筋混凝土柱在轴压力的作用下, 加强了骨料的咬合作用及摩阻力, 改善了混凝土的受力性能, 因此, 轴压比不同, 破坏形态也可能不同。另外, 轴压比对试件的抗剪承载力也有较大影响, 文献[19]的结果表明, 当轴压比小于0.5时, 轴压比越高, 抗剪承载力越大;但当轴压比超过0.5后, 轴压比越高, 承载力反而越小, 依据这一结论, ACI 318-11规范 (式 (6) ) 则较高地估计了高轴压比钢筋混凝土柱的抗剪承载力。

　　 从图4, 5中的破坏过程可以看出, 轴压比越大, 粘结裂缝越早出现, 且裂缝随着水平位移的增加而快速发展。因此, 轴压比越高, 试件发生剪切-粘结破坏的可能性就会越大。

　　 纵筋的影响主要表现在纵筋直径的大小以及纵筋配筋率等方面。纵筋的直径越大且配筋率越高时, 钢筋与混凝土之间的粘结力就会降低, 因此发生剪切-粘结破坏的可能性越大。为避免钢筋混凝土短柱发生剪切-粘结型破坏, 我国混凝土规范规定剪跨比不大于 2.0 的框架柱且为一级抗震等级时, 要求每侧的纵筋配筋率不大于1.2%, 但从试件J-0.4, J-0.6的破坏状态看, 2个试件均发生了剪切-粘结破坏, 而柱每侧纵筋的配筋率仅为0.755%, 因此, 对于大尺寸的钢筋混凝土柱, 上述规定偏高, 但仍需进一步研究。

　　 通过对2个体积配箍率为0.338%, 剪跨比为2.39、截面为700×700的钢筋混凝土短柱的抗震加载试验, 得到主要结论如下:

　　 (1) 试件发生剪切-粘结破坏。其破坏特征为加载初期在试件中部纵筋位置处出现了自上而下的粘结裂缝, 随着水平荷载的增加, 构件的斜裂缝发展较快, 并与竖向裂缝交叉至混凝土快速脱落, 承载力急剧下降。

　　 (2) 虽然轴压比不同, 但2个试件的抗剪承载力近似相等。

　　 (3) 试件J-0.4, J-0.6的位移延性系数分别为1.67, 1.49, 相应的极限位移角分别为0.008 0, 0.006 4。因此, 对于截面尺寸相同而轴压比不同的试件J-0.4, J-0.6, 当轴压比较高时, 其位移延性系数和极限弹塑性位移角偏小。

　　 (4) 当柱端位移小于4mm时, 试件J-0.4, J-0.6的等效黏滞阻尼系数近似相等;随着水平位移的增加, 试件的等效黏滞阻尼系数基本呈线性增加;试件J-0.4, J-0.6破坏时的等效黏滞阻尼系数分别为0.184, 0.137, 耗能能力较差。

　　 (5) 轴压比较低时, 根据美国ACI 318-11规范的方法计算的柱抗剪承载力偏安全, 但该方法也较高地估计了高轴压比柱的抗剪承载力。

　　 (6) 对于大尺寸钢筋混凝土柱, 为避免柱发生剪切-粘结破坏, 我国混凝土规范对每侧的纵筋配筋率不大于1.2%的设定值偏高, 但仍需进一步研究。