型钢混凝土柱复合受扭极限性能试验研究

盛炜仲邵永健，*施怀博

（1.苏州科技大学土木工程学院，苏州 215011；2.徐州工程学院土木工程学院，徐州 221009）

0 引言

型钢混凝土（Steel-reinforced Concrete，SRC）结构是由混凝土内嵌型钢并加配适量纵向筋和箍筋构成的钢-混凝土组合结构。其起源可追溯至20世纪初，当时英国人以防火为目的在钢柱外侧包裹混凝土，在后续应用中逐渐发现二者协同工作可以显著提升承载力，随后日本及部分欧美国家开始对该结构进行研究，并先后推出了各自的型钢混凝土结构规范条文。我国对于型钢混凝土结构研究起步较晚，早期大部分借鉴前苏联的规范，近年来我国多位学者对型钢混凝土开展独立自主的研究，并取得了较为可观的研究成果。郑忠［1］简要地探讨了型钢混凝土在压扭作用下裂缝发展过程及试件破坏特征。刘祖强［2］研究了型钢混凝土异形框架柱的抗震性能，认为异形柱符合“强柱弱梁、强节点弱构件”的抗震设计要求。艾腾腾［3］比较了型钢混凝土柱和普通钢筋混凝土柱的压扭受力性能，得出内置型钢能够有效提升抗扭承载力的结论。赵宪忠等［4］研究了型钢对混凝土的约束机制，并将混凝土划分为强约束区、弱约束区和无约束区。该结构也可从强化纯钢结构角度进行研究，何绍晖等［5］研究了冲击作用下型钢混凝土柱的动力响应，得出了其破坏模式。高展等［6］研究了T形型钢混凝土柱在火灾后的抗震性能，得出火灾后各项力学性能指标均下降的结论。

考虑到目前我国现行的2016版《组合结构设计规范》［7］仍未对型钢混凝土受扭承载力做出明确规定，且实际工程中角柱等处于多种外力叠加的复合受扭状态。除承载力外，极限状态也是评价结构的重要指标，尤其是延性能够保证结构破坏前有充足的缓冲平台，对保证结构整体性和人员生命安全有重要意义。

本次研究将对15根不同设计参数和加载方式的型钢混凝土柱进行复合受扭力学性能试验，并分析不同的设计参数对试件极限扭矩和延性的影响规律。

1 试验概况

1.1 试件设计

试件主体为矩形柱，尺寸为300 mm×300 mm×1 300 mm，柱底插入440 mm×500 mm×1 200 mm的基础中，基础与柱身均采用C40混凝土制作。基础纵向钢筋采用10C10，箍筋为A8@100。柱身纵向钢筋统一采用8D12，箍筋和型钢的配置，以及试件其他设计参数见图1和表1。

表1 设计参数Table 1 Design parameters

图1 试件设计Fig.1 Specimen design

1.2 材料性能

混凝土、钢筋和型钢的力学性能指标测定依照有关国标［8-10］进行，混凝土强度采用同条件养护试块进行测试，实测立方体抗压强度分布在37.33～40.71 MPa，波动较小，因此取试块实测平均值作为混凝土强度代表值，结果见表2，钢筋和型钢测定结果见表3。

表2 混凝土力学性能Table 2 Concrete mechanical properties

表3 钢筋与型钢力学性能Table 3 Steel mechanical properties

考虑到第3组试件为低周反复加载，对比规范［11］对抗震钢筋的要求，本次采用的HRB500钢筋抗拉强度实测值与屈服强度实测值之比为1.24，屈服强度实测值与标准值之比为1.04，总伸长率实测值为16%，除第1项比规范略低0.01外另两项均符合，因此理论上本次试验未采用HRB500E钢筋不会对结果有显著影响。

1.3 测点布置

1.3.1 位移计布置

为测量试验过程中试件扭率的变化，需布置位移计，扭率计算原理见图2。将加载装置顶端俯视视角简化为正方形，以柱中心为基准左右对称布置2个位移计，间距lAB为400 mm。柱子转动时2个位移计分别测出位移δA与δB，按式（1）可计算出转角，转角与柱身净高之比即为扭率。

图2 扭率计算Fig.2 Calculation of torsion ratio

1.3.2 应变片（花）布置

为测量加载过程中型钢的应变以揭示其对试件复合受扭性能的贡献程度，需要布置电阻应变片和应变花。从基础顶面起150 mm和450 mm分别划定截面1与截面2，每个截面按相同方案布置，测点编号格式为YA-B（C），A表示截面编号，B表示同一截面内的测点编号，如布置的是应变花，则C表示应变花每个分支的编号，布置方案见图3。

图3 测点布置Fig.3 Measuring point layout

1.4 加载装置

试验所用加载装置见图4，该装置通过千斤顶施加竖向轴压力，同时还能够借助水平作动器施加水平偏心力，该力可对柱顶等效施加弯矩和扭矩，通过调整水平偏心力距柱顶水平距离可调整扭矩力臂，进而实现调整扭弯比。该装置能够按需配置荷载类型，最多可同时施加轴压力、弯矩、剪力和扭矩实现复合受扭，该装置及其实验方法已获得国家发明专利［12］。

图4 加载装置Fig.4 Loading device

1.5 加载方案

加载方案分2步，第1步以表2混凝土试块实测强度平均值为基准，根据式（2）计算出试验加载所需轴力，并通过千斤顶一次性加载完毕。第2步在保持轴压力不变的条件下，施加偏心水平力，实现对柱身施加剪力、弯矩和扭矩。施加方式采用位移控制逐级加载，每级持荷5 min。在混凝土开裂前每级荷载3 mm，混凝土开裂后改为6 mm，加载过程中随时关注控制系统显示的荷载—位移关系图，当试件开裂后曲线出现较为明显的拐点时判定试件屈服，此后每级荷载增大至10 mm。为采集更多的数据点，试件开裂前每1 mm手动记录一次数据、开裂后改为2 mm记录一次。待偏心水平力降至峰值的85%时卸载并结束实验。

式中：N为试验加载轴力；μ为试验轴压比；fc为混凝土实测轴心抗压强度；Ac为扣除型钢后混凝土截面积；fa为型钢实测强度；Aa为型钢截面积。

2 试验结果及其分析

2.1 试件破坏分析

由于试件数量较多，选取SRCZ-1和HSRCZ-1d展示其期间状态的损伤照片并进行分析，见图5，照片自左向右依次为A、B、C、D面。根据图4（b）和（c），A面为剪扭叠加面，B面为弯曲承压与扭矩叠加面，C面为剪扭相减面，D面为弯曲承拉与扭矩叠加面。

图5 试件损伤照片Fig.5 Damage of specimens

由图5可知，试件裂缝基本呈45°分布，表示试件均为扭型破坏。A面主要是几条较宽的贯穿截面的主裂缝。C面由于剪力相减，相较于A面裂缝宽度较小，但数量更多。B面为压扭叠加面，因此表现出受压与受扭特征共存的特点，且有明显的混凝土脱落现象。如SRCZ-1接近柱底处的裂缝角度介于竖直和45°之间，而HSRCZ1-d中部出现2道明显的竖向裂缝。D面为拉扭叠加面，与B面类似，2个试件在中部均出现了竖向裂缝且此处混凝土有脱落现象。HSRCZ-1d为低周反复试件，相比SRCZ-1在4个面的破坏更严重，表现为裂缝宽度更大更深，混凝土脱落更严重。以A面右上方和D面中部大裂缝最为显著。

2.2 扭矩-扭率曲线分析

15个试件的扭矩—扭率曲线见图6，其中低周反复试件包括骨架曲线和滞回曲线。型钢以HSRCZ-3为代表展示应变随扭率变化的过程，见图7。主应变ε1与ε2按式（3）至式（6）计算，式中ε0、ε45和ε90分别表示应变花水平、斜向和垂直3个方向的实测值。

图6 扭矩-扭率曲线Fig.6 Torque-torsion ratio curve

分析图6可知，全部试件的加载过程分为3个阶段：弹性阶段、强化阶段、软化阶段。混凝土开裂前为弹性阶段，此时试件刚度最大，扭矩—扭率曲线基本呈线性。混凝土开裂后发生应力重分布，箍筋外围混凝土由于缺少约束而迅速开裂退出工作，此时荷载转由型钢、钢筋和型钢翼缘内侧约束混凝土共同承担，曲线斜率逐渐降低但承载力仍在提高。到达峰值扭矩后，混凝土破坏进一步加剧，裂缝进一步发展，导致承载力出现下降直至试验结束。5根低周反复试件的滞回曲线均呈反S形，表明加载过程中型钢与混凝土出现了显著的滑移现象，这是因为型钢表面相较带肋钢筋比较光滑，与混凝土之间的机械咬合力较低，在低周反复荷载下更容易出现滑移。

2.3 型钢应变分析

图7选取的是单调试件，理论上加载过程中应变的变化规律应当是单调的。分析图7可知，所有测点应变在扭率达到0.005 rad/m时会突然增加，且随后应变发展速率提升，其中Y1-5和Y2-5这2个测点最为理想。这是因为此时混凝土开裂，发生应力重分布，原由混凝土承担的力转由型钢和钢筋承担。Y2-3后期因为应变片被拉坏导致测得应变从100陡增至2200，故该测点后期数据已无意义。部分测点应变在加载过程中会保持不变甚至反向，如Y1-3在0.02～0.04 rad/m范围内、Y1-6和Y2-6在0.06～0.09 rad/m范围内，这说明此处出现滑移，因此型钢应变没有按预期提升甚至回缩。根据表3可计算出型钢微应变达到1500时进入屈服状态，而图中所有测点均未进入屈服，且腹板应变显著小于翼缘应变，这是因为腹板处于柱截面几何中心，此处扭转变形较小，同时也位于弯曲中性轴附近，弯曲变形同样较小，所以腹板应变较小。其余未展示的型钢和钢筋应变数据均与此相似，因此可以认为型钢混凝土柱复合受扭到达极限状态时型钢和钢筋大部分未屈服，即型钢和钢筋的材性未得到有效利用，试件破坏和承载力下降均是由于混凝土破坏所致。

3 影响因素分析

3.1 延性计算

将试件屈服时的扭矩定义为屈服扭矩Ty，将下降到峰值扭矩85%时的扭矩定义为极限扭矩Tu，对应的扭率分别记为屈服扭率θy和极限扭率θu。由于试验得到的曲线仅能判断大致的屈服范围，无法确定较为精确的屈服点，因此采用能量等效法来确定。原理如图8所示，记P-Δ曲线最高点为M，过该点作水平线交纵轴于A点。从原点O作一条射线交P-Δ曲线于B点、交AM于C点。调整该射线的角度，当图中2块阴影区域S1和S2面积相等时，过C点作垂线，与P-Δ曲线交点D即为等效屈服点。

图8 能量等效法原理Fig.8 Energy equivalence method

确定等效屈服点后，按式（7）计算转角延性系数，见表4。

表4 极限状态计算Table 4 Ultimate state calculation

3.2 轴压比影响分析

根据试验数据分析得到的轴压比影响规律如图9所示。

图9 轴压比影响Fig.9 Impact of axial force

由于SRCZ-3试件在试验中被意外拉坏，未达到预期目的，因此涉及该试件的参数分析均不加入对比。由图9可知，对比每组中的1、3号试件，随着轴压比从0.1上升至0.3，2组试件的延性系数分别下降了20.2%和12.3%。结合2.2节分析可知，型钢大部分未屈服，则延性差异由混凝土性能差异体现。试验中混凝土裂缝以45°斜裂缝为主，随着竖向轴力提升，斜裂缝两侧混凝土相对滑动趋势更显著，更不利于维持整体性，因此导致了延性下降。极限扭矩分别提升了1.5%和27.6%，理论上试件开裂后扭矩由型钢和核芯混凝土共同承担，而混凝土贡献的抗扭承载力很低，因此提升轴压比应当对极限承载力影响不大，但第2组极限扭矩却显著提升，观察图6中HSRCZ-3的滞回曲线，可发现其相较其他试件更为饱满，可能是该试件制作时型钢与混凝土连接更紧密，使得加载中型钢滑移幅度较小，从而提升了承载力。

3.3 扭弯比影响分析

根据试验数据分析得到的扭弯比影响规律如图10所示。

图10 扭弯比影响Fig.10 Impact of bending-torsion ratio

对比每组内的1、2号试件，随着扭弯比从0.336提升至0.672，延性系数分别提升44.6%、67.8%和12.5%。极限扭矩分别提升17.0%、23.2%和3.8%。按已知扭弯比可计算出对应的弯矩，第1组为98.54 kN·m和57.66 kN·m，降低41.5%。第2组为90.65 kN·m和55.86 kN·m，降低38.4%，第3组为73.69 kN·m和38.26 kN·m，降低48.1%。呈现出与极限扭矩变化相反的趋势，这是因为随着扭弯比提升，弯矩占比逐渐降低，而试件受弯时正截面受压区混凝土可以提供较高的承载力，而受扭可等效为全截面受拉，但混凝土抗拉强度很低，即试件抗弯比抗扭更有利，因此随着扭矩占比提高，试件的极限弯矩是降低的，但因为扭弯比翻倍，使得极限扭矩反而得到了提高。对于延性，扭弯比较小时极限弯矩更大，混凝土受压区正应力也更大，这就类似于3.2节轴压比更高的情形，因此延性随扭弯比提升而提高。

3.4 配箍率影响分析

根据试验数据分析得到的配箍率影响规律如图11所示。

图11 配箍率影响Fig.11 Impact of stirrup ratio

对比每组第1、4号试件，随着箍筋间距从100 mm减少至50 mm，延性系数分别降低40.4%、24.1%和35.4%，但极限扭矩分别提升28.4%、24.6%和27.4%。配箍率提升意味着参与受扭的箍筋更多，因此可以显著提升极限扭矩，此外更多的箍筋意味着对混凝土侧向约束越强，因此显著提升了屈服扭率，但加载后期混凝土由于破坏较严重，更多的箍筋也无法维持试件的整体性，因此极限扭率未得到明显改善，故延性系数反而降低。

3.5 栓钉影响分析

根据试验数据分析得到的栓钉影响规律如图12所示。

图12 栓钉影响Fig.12 Impact of stud

分析图12可知，配置栓钉后，延性系数分别降低了24.4%和26.4%。第1组极限扭矩提高了6.9%，第2组则降低了7.0%，整体变化不大。配置栓钉后，在浇筑混凝土时栓钉占据了原本混凝土的空间，相当于在混凝土内部产生了多个孔洞，在混凝土开裂后孔洞周围因应力集中而迅速开裂，反而加速破坏了柱身整体性，因此延性降幅较大，而栓钉体积远小于钢筋和型钢，因此承载力提升十分有限。

3.6 配钢形式影响分析

对比第1、2组试件可知，在配钢率基本一致的情况下，配十字型钢试件的极限扭矩比相同设计参数的配H型钢试件平均高8.2%，延性系数高46%。延性系数显著提高是因为十字型钢的几何造型相比H型钢更有利于约束核芯区混凝土，且配十字型钢试件为双轴对称配钢试件，型钢翼缘沿截面四周均匀布置，更有利于抗扭。

3.7 加载方式影响分析

对比第2、3组试件可知，低周反复试件的极限扭矩比相同设计参数的单调试件平均低24.3%，延性系数低34.1%。这是因为低周反复加载时柱身形成的是X形裂缝，相比单调试件的斜裂缝对混凝土整体性破坏更严重，因此混凝土贡献的极限扭矩更低、延性更差。同时上文4个设计参数对低周反复试件极限扭矩和延性系数的影响程度一般都要小于单调试件，这是因为低周反复试件混凝土破坏更严重，使得参数有利于受力性能时上升空间较小，而由于钢筋和型钢的约束使柱身即使破坏较重但仍能维持一定整体性，因此参数不利于受力性能时下行空间同样较小，最终表现为低周反复试件受参数影响程度低于单调试件。其中配箍率对单调和低周反复试件影响程度相当，这是因为配箍率的影响是通过额外引入的箍筋来体现的，并非是混凝土自身性能的影响所致。

4 结论

基于本文15个试件试验数据的分析，可得到如下结论：

（1）15个试件的破坏过程可分为弹性阶段、强化阶段和软化阶段3个阶段。达到极限状态时型钢和钢筋强度未得到充分利用。

（2）对于单调试件，轴压比从0.1提升至0.3，极限扭矩无显著影响，延性降低12.3%～20.2%。扭弯比从0.672降至0.336，极限扭矩提升17%～23.2%，延性提升44.6%～67.8%。箍筋间距从100 mm降至50 mm，极限扭矩提升24.6%～28.4%，延性降低24.1%～40.4%。配置栓钉对极限扭矩同样无明显影响，延性降低24.4%～26.4%。配钢率接近的情况下配十字型钢可平均提高8.2%的极限扭矩和46%的延性。适当降低扭弯比和配置十字型钢这两种方法可同时提高极限扭矩和延性，收效较为理想。

（3）对于低周反复加载试件，其型钢与混凝土间的滑移较大，滞回曲线呈Z形。与同设计参数的单调试件相比，极限扭矩要低20%～32%，延性低33%～48%。但极限扭矩和延性受不同参数的影响程度更小。