钢板笼混凝土组合柱的偏压性能试验

曾志兴， 刘祥， 侯鹏飞， 余文茂， 林强

(华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 361021)

钢板笼混凝土组合柱的偏压性能试验

曾志兴， 刘祥， 侯鹏飞， 余文茂， 林强

(华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 361021)

通过对9根钢板笼混凝土组合柱和1根钢筋混凝土柱的偏压试验，研究钢板笼混凝土组合柱偏压的基本力学性能，并分析不同参数对钢板笼混凝土组合柱偏压力学性能的影响.结果表明：钢板笼混凝土组合柱的偏压破坏特征与钢筋混凝土柱基本相同，试件中部符合平截面假定，横向曲线近似正弦半波曲线；钢板笼混凝土组合柱与钢筋混凝土柱相比，耗能可提高110%，延性可提高48%；偏心距是影响钢板笼混凝土组合柱偏压承载力的主要因素，长细比在4～10范围内对承载力影响不大；随着含钢率增大，试件的承载力增大，但提高的幅度逐渐减小.

钢板笼混凝土柱； 偏心受压； 力学性能； 偏心距； 长细比； 纵向配钢量

Abstract： The mechanical properties of prefabricated cage system (PCS) composite column under eccentric compression were experimentally studied by 9 PCS composite columns and 1 ordinary reinforced concrete (RC) column, the influence of different parameters was also discussed. The result indicates that the form of destruction of PCS composite column is similar to RC column; the plane section assumption is valid in the middle part of the column; the deflection of column is close to half-wave sinusoid; PCS composite column has about 110% higher capacity of energy dissipation and 48% higher ductility than RC column. Eccentricity is the main factor of bearing capacity of PCS composite columns. Slenderness ratio in the range of 4-10 has little effect on the bearing capacity. The bearing capacity of the specimen increases with the increase of the steel ratio, but the increase ratio gradually reduces.

Keywords： prefabricated cage system reinforced concrete column； eccentric compression； mechanical property; eccentricity； slenderness ratio； longitudinal steel ratio

钢板笼混凝土结构是一种新型的混凝土结构体系[1-2]，不仅继承了钢筋混凝土结构的许多优点，还有其独特的优点，如力学性能方面，它对核心区混凝土约束能力强，大大提高了构件的延性及耗能能力；施工方面采用工厂预制，比钢筋混凝土结构施工快，而且整体性好，保证了稳定优质的施工质量.钢板笼(prefabricated cage system，PCS)结构最早由美国学者Shamsai等[3-4]在2005年首次提出的.他们对21根高强PCS混凝土柱和16根普通PCS混凝土柱进行轴压试验，结果表明：在同等配筋率和混凝土强度下，PCS组合柱对核心混凝土的约束能力比普通钢筋混凝土强，耗能比普通混凝土提高80%.国内也有对钢板笼混凝土构件进行相关试验研究.文献[5-8]通过对4根不同配箍特征值的钢板笼混凝土短柱进行轴压试验，结果表明：PCS组合柱的轴压破坏特征与普通钢筋混凝土柱相似，延性比普通钢筋混凝土提高49%，耗能比普通钢筋混凝土提高73.5%.本文对钢板笼混凝土组合柱的偏压性能进行试验，研究其在不同参数影响下的破坏形态、承载力、延性等力学性能.

图1 试件PCS-1截面 图2 加工好的钢板笼简图(单位：mm)Fig.2 Prefabricated steel cage Fig.1 Section of specimen PCS-1 (unit: mm)

1 试验概况

1.1试件设计与制作

通过对纵筋的等强代换原则设计了PCS-3的对比件RC.图1为试件PCS-1的截面；图2为加工好的钢板笼.试件具体参数如表1所示.根据GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[9]中的方法，设计了9根钢板笼(PCS)混凝土组合柱(编号：PCS-1～PCS-9)和1根钢筋混凝土(reinforced concrete，RC)柱作对比.柱的截面尺寸均为250 mm×250 mm，保护层均为25 mm；混凝土强度等级均为C30，钢板笼均采用6 mm厚的Q235级钢，钢筋纵筋采用HRB 400级，箍筋采用HPB 300级；RC的箍筋间距为80.5 mm，钢板笼箍筋宽度为6 mm，间距均为76.5 mm.表1中： 钢板开孔尺寸21-61-36-61-21表示21为钢板尺寸，61为开孔尺寸，36为钢板尺寸，其他以此类推.

表1 钢板笼混凝土柱试件参数表Tab.1 Parameter of PCS columns

(a) 加载简图 (b) 加载实物图图3 加载装置Fig.3 Experiment set-up

对试件进行加载前，对混凝土、钢板、钢筋进行材料性能试验，设计强度等级为C30的混凝土立方体抗压强度实测值为30.05 MPa.拉伸试验结果表明：Q235钢板板厚为6 m,屈服强度和极限强度分别为287，375 MPa;HRB 400级钢筋直径为14 mm,屈服强度和极限强度分别为443，595 MPa.

1.2加载及测量方案

试验采用10 MN电液伺服压剪试验机进行加载.为实现柱的偏压，在柱试件的两端分别安置刀铰模拟两端铰接的边界条件.为防止柱端局部破坏，在柱子的两端分别用碳纤维增强复合材料(CFRP)布进行加固处理.加载示意图和加载装置，分别如图3(a),(b)所示.

试验严格遵循GB 50152-2012《混凝土结构试验方法标准》[10]，试验采用位移和荷载双参数控制，分级加载.在竖向钢板达到屈服80%前采用荷载控制为主，每级加载10 kN，之后采用位移控制，每级加载1 mm，每次加载之前，进行预加载.

2 试验结果及分析

2.1试验现象

试验现象与钢筋混凝土柱偏压基本相同，主要分为轴心受压破坏、大偏心受压破坏、小偏心受压破坏3种情况.

图4 轴心受压破坏图Fig.4 Damage under axis compression

1) 轴心受压破坏.试件PCS-1在加载初期试件没有明显的变形，加载至约17%极限荷载时,试件中部出现0.04 mm宽的裂缝;此后一段试件内裂缝增加较少，裂缝宽度维持不变；加载至约80%极限荷载时，试件夹角处开始起皮，随后各个夹角均有轻微压碎并少量剥落.接近极限荷载时，柱子上部CFRP布加固区裂缝竖向扩展迅速，混凝土保护层压碎剥落，随后承载力迅速下降，露出的钢板笼纵向钢板弯曲，试件破坏.试件轴心受压破坏，如图4所示.

2) 大偏心受压破坏.试件PCS-4破坏过程与普通钢筋混凝土(试件RC)过程相似.加载初期，荷载较小，混凝土未开裂，钢板、混凝土应变呈线性增长状态；加载至约极限荷载的10%时，受拉区(荷载远端)出现裂缝，随着荷载增长，裂缝数量及宽度增加，基本为水平裂缝且等间距出现.随后出现1～3条主要裂缝，主要裂缝发展较快且向受压区延伸，加载至50%极限荷载时,受拉区混凝土退出工作，纵向钢板应变突变，受压区混凝土竖向裂缝达0.1 mm；加载至约85%极限荷载时,受拉区钢板屈服；加载至90%极限荷载时,侧面与受压面夹角竖向裂缝扩展明显；达到极限荷载后，承载力下降缓慢，随后受压面混凝土被压碎，受拉面裂缝开展明显；下降至80%极限荷载时,受压面混凝土保护层部分掉落，至70%时，全部掉落，停止加载.试件大偏心受压破坏，如图5所示.

3) 小偏心受压破坏.PCS-1～PCS-3，PCS-5～PCS-9在荷载较小(约10%极限荷载)时，受拉面中部偏上出现水平裂缝，随着荷载增大，受拉面裂缝逐渐向两侧面扩展，试件变形不明显；加载至85%极限荷载时，受压面出现竖向裂缝，受压面与侧面夹角的保护层开始剥落；达到极限荷载时，受压面中部偏上混凝土压碎，承载力下降；荷载下降至70%极限荷载时,结束加载.试件小偏心受压破坏，如图6所示.

(a) 侧面 (b) 受拉面 (c) 受压面 (a) 受压面 (b) 受拉面 (c) 侧面 图5 大偏心受压破坏图 图6 小偏心受压破坏图Fig.5 Damage under large eccentric compression Fig.6 Damage under small eccentric compression

2.2平截面假定验证

在各级荷载作用下，部分典型试件的柱中截面的纵向应变(ε)与界面高度(h)的关系，如图7所示.由图7可知：PCS偏压柱在加载初期能够保持较好的平截面变形，加载后期有测点偏离了平截面假定.这可能与试验误差及混凝土开裂有关，但总体来看，加载过程基本符合平截面假定.

2.3钢板应变

PCS组合柱跨中钢板的荷载(F)-应变(ε)曲线，如图8所示.图8中：受拉为正，受压为负；数字对应相关试件编号，如1代表PCS-1受拉钢板应变，1′代表PCS-1受压钢板应变.由图8结合试验现象可知：PCS-1～PCS-3，PCS-5～PCS-9达到极限承载力前，受拉应变随荷载增大而增大，达到极限强度后，应变的水平阶段不明显或无水平阶段，发生明显的脆性破坏；PCS-4钢板的受拉、受压应变均呈现线性增长、非线性增长和水平发展3个阶段，受拉钢板强度得到充分利用，呈明显的延性破坏.

(a) PCS-3 (b) PCS-4图7 试件的平截面假定Fig.7 Plane section assumption of specimens

图8 试件钢板荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curve of steel of specimens

3 PCS组合柱偏压力学性能分析

3.1初始偏心距的影响

不同初始偏心距下，PCS组合柱的荷载(F)-挠度(Y)曲线,如图9(a)所示.由图9(a)可知：初始偏心距是影响PCS组合柱极限承载力的主要因素，初始偏心距越大，其极限承载力越小，相应的荷载-挠度曲线斜率也越小.初始偏心距越大，其弹塑性发展过程越长，试件破坏后承载力下降也越平缓.

3.2长细比的影响

(a) 初始偏心距

不同长细比下，PCS组合柱的的荷载(F)-挠度(Y)曲线，如图9(b)所示.由图9(b)可见：长细比的变化与试件极限承载力的关系没有明显的规律，可能在此范围内影响不大.另外，长细比越大的试件，其荷载-挠度曲线斜率越小，说明其刚度越小.这可能是由于长细比增大使试件的P-δ效应更加明显.

3.3纵向配钢量的影响

不同纵向配钢量下，PCS组合柱的荷载(F)-挠度(Y)曲线，如图9(c)所示.由图9(c)可见：配钢量是影响PCS组

(b) 长细比 (c) 纵向配钢量图9 PCS组合柱的的荷载-挠度曲线Fig.9 Load-deflection curve of PCS composite columns

合柱极限承载力的主要因素，配钢量越大，其极限承载力越大，但当配钢量大于一定值时，其承载力增大不明显；在加载初期，配钢量对试件荷载-挠度曲线的斜率影响不明显，接近极限承载力时，配钢量越小的试件，其斜率越小，变形能力越大.

图10 PCS组合柱与RC柱的荷载-挠度曲线Fig.10 Load-deflection curve of PCS composite column and RC column

3.4PCS组合柱与RC柱对比

PCS组合柱与RC柱的荷载(F)-挠度(Y)曲线，如图10所示.由图10可知：PCS组合柱的偏压极限承载力(1.100 MN)与RC柱(1.099 MN)相差不大；PCS组合柱的荷载-挠度曲线的斜率比RC柱的小，说明其变形能力比RC柱好；PCS-3组合柱耗能能力(20.868 kJ)明显大于RC柱(9.938 kJ)，提高110%；PCS-3组合柱的延性(13.5)比RC柱的延性(9.1)好，提高48%[11].

4 结论

通过对钢板笼混凝土组合柱(PCS组合柱)的偏压性能进行试验，得到以下3点主要结论.

1) PCS组合柱的偏压破坏特征与钢筋混凝土柱(RC柱)基本相同，试件中部符合平截面假定，横向曲线近似正弦半波曲线.

2) PCS组合柱偏压承载力与钢筋混凝土柱(RC柱)相差不大，但耗能及延性要优于钢筋混凝土柱(RC柱)，分别提高110%和48%.

3) 偏心距是影响PCS组合柱偏压承载力的主要因素，长细比在4～10范围内对承载力影响不大.随着含钢率增大，试件的承载力增大，但提高的幅度逐渐减小.所得结论可为今后钢板笼混凝土的发展及应用提供参考.

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(责任编辑： 黄仲一英文审校： 方德平)

ExperimentalResearchonPCSReinforcedConcreteColumnUnderEccentricCompression

ZENG Zhixing， LIU Xiang， HOU Pengfei， YU Wenmao， LIN Qiang

(College of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 361021， China)

10.11830/ISSN.1000-5013.201704073

2017-04-22

曾志兴(1967-)，男，教授，博士，主要从事混凝土结构的研究.E-mail:zhixing@hqu.edu.cn.

福建省自然科学基金资助项目(2017J01095)； 福建省泉州市科技计划资助项目(2014Z116)

TU 370.2

A

1000-5013(2017)05-0638-05