王梓懿，劉 陽(yáng)，郭子雄，賈磊鵬，陳慶猛

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門361021；2.福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)試驗(yàn)室，福建 廈門361021；3.廈門特房建設(shè)工程集團(tuán)有限公司，福建 廈門361021）

型鋼混凝土（steel reinforced concrete，SRC）是將型鋼和鋼筋混凝土（reinforced concrete，RC）按一定方式組合而形成的一種新型組合結(jié)構(gòu)，具有強(qiáng)度剛度大、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，是高層建筑常用的結(jié)構(gòu)形式之一.近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)SRC基本構(gòu)件的抗震性能開(kāi)展了大量試驗(yàn)研究［1－7］，取得了豐碩的成果.目前，SRC結(jié)構(gòu)的正截面承載力計(jì)算有3種思路：1）基于外包混凝土折算剛度，并按鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法計(jì)算［8］；2）考慮鋼骨應(yīng)力分布的影響，截面應(yīng)變分布基本符合平截面假定，承載能力近似按照鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法計(jì)算［9］；3）疊加方法.我國(guó)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)YB 9082－2006《鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》中對(duì)SRC柱的正截面承載力計(jì)算采用了疊加方法［10］.王海榮等［11］采用條帶法對(duì)SRC 柱達(dá)到正截面承載力時(shí)的鋼骨和RC部分承擔(dān)的軸力進(jìn)行了計(jì)算，在此基礎(chǔ)上還提出了一種簡(jiǎn)化計(jì)算方法.這些方法的關(guān)鍵是確定型鋼和鋼筋混凝土部分的軸力分配規(guī)律，但均是針對(duì)某一特定狀態(tài)而言.在水平地震作用下，SRC柱處于壓剪往復(fù)作用受力狀態(tài)，不同位移角下，型鋼和鋼筋混凝土部分承擔(dān)的軸力比例會(huì)發(fā)生變化.目前這方面的研究工作很少，因此，有必要對(duì)壓剪工況下SRC柱截面的軸力分配規(guī)律進(jìn)行研究，為SRC 柱承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算提供參考.本文基于已完成的21個(gè)SRC 柱實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)其軸力分配規(guī)律進(jìn)行分析.

圖1 試驗(yàn)加載裝置Fig.1 Test setup

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

已完成的21個(gè)比例為1∶2的SRC 柱試件試驗(yàn)加載裝置示意圖，如圖1所示，試驗(yàn)參數(shù)如表1所示.表1中：nk為試驗(yàn)軸壓力系數(shù)，取nk＝Nk／（fc，kAc＋fa，yAa），Nk為試驗(yàn)軸力，Ac，Aa分別為混凝土部分和型鋼部分的截面積，fc，k為混凝土棱柱體抗壓強(qiáng)度，取fc，k＝0.76fc，u，fc，u，fa，y分別為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度和型鋼屈服強(qiáng)度；l為試件邊長(zhǎng)；ρa(bǔ)，ρs，ρv分別為配鋼率、配筋率和體積配筋率；fs，y為縱筋屈服強(qiáng)度實(shí)測(cè)值.

表1 試件參數(shù)匯總表Tab.1 parameters of columns

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

1.2.1 破壞形態(tài) 所有試件均在控制截面區(qū)域發(fā)生彎曲破壞，且在承載力達(dá)到峰值以前具有相似的試驗(yàn)現(xiàn)象.加載至1／250位移角時(shí)，柱的根部出現(xiàn)彎曲裂縫，并隨位移角的增大而不斷發(fā)展；在1／100位移角時(shí)，縱筋屈服，受拉區(qū)混凝土彎曲裂縫貫通；在1／50～1／25位移角時(shí)，受壓區(qū)混凝土保護(hù)層開(kāi)始出現(xiàn)壓酥剝落，試件強(qiáng)度開(kāi)始出現(xiàn)明顯退化；在1／20～1／15位移角時(shí)，混凝土保護(hù)層全部剝落，縱筋壓屈，承載力降至峰值荷載的80%以下，試驗(yàn)終止.

典型試件的最終破壞形態(tài)，如圖2所示.

圖2 典型試件最終破壞形態(tài)Fig.2 Typical failure modes

1.2.2 滯回曲線 典型試件的荷載－位移滯回曲線，如圖3所示.由圖3可知：在屈服荷載以前，滯回曲線基本為直線，且殘余變形較??；在屈服荷載以后，隨著位移角的增加，滯回環(huán)的面積逐漸增大，強(qiáng)度和剛度開(kāi)始逐漸出現(xiàn)退化現(xiàn)象.比較幾個(gè)試件的滯回曲線可以發(fā)現(xiàn)：SRC柱具有比RC柱更優(yōu)越的抗震性能；隨著配鋼率的增加，滯回環(huán)變得越來(lái)越飽滿，耗能能力增強(qiáng).

圖3 典型荷載－位移滯回曲線Fig.3 Typical F－Δ hysteretic curves

2 SRC柱軸力分配計(jì)算過(guò)程

2.1 基本假定

在計(jì)算型鋼混凝土柱各部分軸力時(shí)作以下基本假定：

1）試件截面應(yīng)變分布符合平截面假定；

2）不考慮混凝土部分的抗拉強(qiáng)度；

3）型鋼及縱筋采用理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系.

2.2 型鋼承擔(dān)軸力的計(jì)算

型鋼的受力可分為4種情況：

1）型鋼全截面受壓；

2）上翼緣受壓，下翼緣受拉，腹板部分受壓部分受拉；

3）上翼緣受壓，下翼緣受拉，腹板全截面受壓；

4）上翼緣受壓，下翼緣部分受拉部分受壓，腹板全截面受壓.

由型鋼應(yīng)變的實(shí)測(cè)值可知，型鋼的受力為前兩種情況.型鋼截面受力，如圖4所示.當(dāng)型鋼全截面受壓時(shí)，根據(jù)型鋼實(shí)測(cè)應(yīng)變判斷，此時(shí)位移角還較小，型鋼截面的幾何特征和受力分布如圖4（a）和4（b）所示.型鋼所受合力為

圖4 型鋼截面受力簡(jiǎn)圖Fig.4 Stress diagram of the shaped steel

當(dāng)上翼緣受壓，下翼緣受拉，腹板部分受壓部分受拉時(shí)，在較小位移角下型鋼尚未達(dá)到屈服，此時(shí)型鋼的受力分布如圖4（c）所示.隨著位移角增大，型鋼應(yīng)變達(dá)到屈服應(yīng)變，此時(shí)型鋼的受力分布如圖4（d）所示.型鋼承擔(dān)軸力Na的公式為

式（2）～（4）中，Na，y和Na，1分別為型鋼受壓區(qū)的合力和受拉區(qū)的合力；εy為型鋼屈服應(yīng)變；x1為型鋼受壓翼緣應(yīng)變超出屈服應(yīng)變?chǔ)舮的值；x2為型鋼受拉翼緣應(yīng)變超出屈服應(yīng)變?chǔ)舮的值；h為型鋼截面高度.

縱筋所承擔(dān)的軸力Ns，由縱筋的實(shí)測(cè)應(yīng)變值和縱筋本構(gòu)關(guān)系求得，混凝土部分所承擔(dān)的軸力Nc，可由總的軸力減去縱筋及型鋼承擔(dān)的軸力求得.

3 結(jié)果分析

由以上計(jì)算公式可求得在不同位移角下各部分所分配的軸力，典型試件的軸力分配比例隨位移角的發(fā)展而變化的情況，如圖5所示.采用YB 9082－2006《鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》建議方法所求得的型鋼部分及鋼筋混凝土部分軸力分配比例，分別如圖5中用虛線和實(shí)線所示.

由圖5可知：由于規(guī)范采用的計(jì)算方法未考慮不同位移角的影響，故為一條水平直線；且由于個(gè)別試件軸壓比較小，計(jì)算所得型鋼部分承擔(dān)軸力為負(fù)值，最小可達(dá)－60%.

文中采用的方法可以更全面，隨試件位移角的發(fā)展，試件各部分承擔(dān)軸力的比例是變化的，在位移角為1／250，1／50和1／25（1／20）時(shí)，各部分軸力分配比例匯總，如表2所示.表2中：δc，δa，δs分別為混凝土部分、型鋼部分及縱筋部分所分配的軸力百分比.由于Δ在大位移角下縱筋發(fā)生較大變形，其上應(yīng)變片應(yīng)變超出量程，故θ＝1／25（1／20）時(shí)，表2內(nèi)存在無(wú)效數(shù)據(jù).

圖5 軸力分配結(jié)果Fig.5 Result of axial force distribution

表2 軸力分配計(jì)算結(jié)果匯總表Tab.2 Calculation results of the axial force distribution

3.1 不同位移角對(duì)軸力分配影響

軸力主要由混凝土和型鋼兩部分承擔(dān)，由于拉壓部分相互抵消，縱筋所承擔(dān)的軸力較小，占總軸力的比例一般在10%以內(nèi).在1／100位移角以前，型鋼所分配的軸力約占總軸力的20%～40%；隨著位移角的增大，型鋼分配的軸力有所降低，但是變化不大；在位移角大于1／100后，混凝土的抗壓能力逐漸得到發(fā)揮，型鋼參與抗彎，拉壓應(yīng)力相互抵消，導(dǎo)致分擔(dān)的軸力逐漸減少；位移角在1／50左右的時(shí)候，型鋼承擔(dān)的軸力達(dá)到最小值，對(duì)于軸壓力系數(shù)較小且配鋼率較大的試件，此時(shí)混凝土部分承擔(dān)的軸力甚至超過(guò)了總軸力；當(dāng)位移角大于1／50后，混凝土部分開(kāi)始?jí)核制扑椴⒅鸩酵顺龉ぷ鳎弯摮袚?dān)的軸力逐漸增大；在位移角超過(guò)1／20之后，由于型鋼柱塑性鉸區(qū)變形較大，應(yīng)變量測(cè)數(shù)據(jù)大部分超過(guò)有效度數(shù)范圍.試件SRC15的型鋼所承擔(dān)軸力的比例最大與最小的差值達(dá)到58%，說(shuō)明不同位移角下，型鋼與鋼筋混凝土部分直接的軸力分配規(guī)律變化很大.

3.2 軸壓力系數(shù)對(duì)軸力分配影響

在其他條件相同的情況下，對(duì)比軸壓力系數(shù)不同的試件SRC15，SRC18，SRC20可以發(fā)現(xiàn)：對(duì)于軸壓力系數(shù)較小的試件SRC15，在位移角為1／100時(shí)，型鋼部分便已處于整體受拉狀態(tài)，混凝土分配的軸力較早達(dá)到峰值，隨著位移角的增加，曲線的下降段較為平緩，最終在1／25～1／20位移角時(shí)，型鋼承擔(dān)的軸力達(dá)到總軸力的40%以上；對(duì)于軸壓力系數(shù)中等的試件SRC18，在小位移角下型鋼和混凝土分配的軸力基本不變，隨著位移角的增加，型鋼分配的軸力逐漸降低，當(dāng)位移角達(dá)到1／35時(shí)，混凝土分配的軸力達(dá)到峰值，占總軸力的108%；對(duì)于軸壓力系數(shù)較大的試件SRC20，在小位移角下混凝土與型鋼承擔(dān)了基本相同的軸力，由于試件在1／25位移角時(shí)破壞便已較為嚴(yán)重，之后的數(shù)據(jù)已無(wú)法量測(cè).隨著軸壓力系數(shù)的增加，試件SRC10在整個(gè)加載過(guò)程中型鋼都承擔(dān)了一定比例的軸力，混凝土部分所承擔(dān)軸力的最大值僅占總軸力的82%.因此，在高軸壓力系數(shù)下，型鋼對(duì)試件的抗壓承載力具有較大的貢獻(xiàn).

3.3 配鋼率對(duì)軸力分配影響

對(duì)典型試件的軸力分配圖進(jìn)行對(duì)比分析后發(fā)現(xiàn)：雖然試件的配鋼率有所不同，但軸力分配曲線的規(guī)律基本相同，而且對(duì)于不同配鋼率的試件，型鋼所承擔(dān)軸力的百分比也相差不大.配鋼率最小的試件SRC10，在整個(gè)加載過(guò)程中承擔(dān)了10%～35%的軸壓力.

4 結(jié)論

1）SRC柱中型鋼承擔(dān)了一定比例的軸向力，相當(dāng)于降低了鋼筋混凝土部分的實(shí)際軸壓比，提高了試件的變形能力和滯回耗能能力.當(dāng)混凝土壓碎退出工作時(shí)，型鋼承擔(dān)的軸力比例逐漸增大，保證了試件的軸向承載力，提高了結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力.

2）型鋼與鋼筋混凝土部分的軸力分配規(guī)律隨結(jié)構(gòu)層間位移角的增大不斷變化，型鋼承擔(dān)的軸力先減小后增大，最大的比例差值超過(guò)50%，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮軸力分配規(guī)律的變化.

3）大位移角下，型鋼承擔(dān)軸力比例隨軸壓比的增加和配鋼率的增加而增加；小位移角下，型鋼承擔(dān)軸力比例隨軸壓比和配鋼率的變化規(guī)律性不明顯.

［1］RICLES J，PABOOJIAN S.Seismic performance of steel－encased composite columns［J］.Journal of Structural Engineering（ASCE），1994，120（8）：2474－2494.

［2］LI Li，MATSUI C.Effects of axial force on deformation capacity of steel encased reinforcedconcrete beam－columns［C］∥Proceedings of 12th World Conference on Earthquake Engineering.Sydney：［s.n.］，2000：1075－1082.

［3］葉列平，方鄂華.鋼骨混凝土構(gòu)件的受力性能研究綜述［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2000，33（5）：1－11.

［4］李俊華，王新堂，薛建陽(yáng).低周反復(fù)荷載作用下型鋼高強(qiáng)混凝土柱受力性能試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2007，40（7）：11－18.

［5］郭子雄，林煌，劉陽(yáng).不同配箍形式型鋼混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2010，31（4）：110－115.

［6］劉陽(yáng)，郭子雄.核心型鋼混凝土柱抗震性能及軸壓比限值試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2010，43（6）：57－66.

［7］劉陽(yáng)，郭子雄，林煌.SRC柱塑性鉸區(qū)域變形性能試驗(yàn)研究［J］.華僑大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2011，31（1）：48－53.

［8］ECCS.Composite structures［M］.London and New York：The Construction Press，1981：34－89.

［9］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ 138－2001 型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2011：25－30.

［10］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.YB 9082－2006 鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2006：113－122.

［11］王海龍，江見(jiàn)鯨，李中立，等.鋼骨混凝土柱正截面強(qiáng)度計(jì)算中的軸力分配［J］.清華大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，1999，28（9）：108－111.