D0I:10.13374/1.issnl00103.2009.12.021 第31卷第12期 北京科技大学学报 Vol.31 No.12 2009年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dee.2009 型钢混凝土柱抗震性能实验研究 陈小刚) 牟在根)张举兵)王翠坤) 陈才华2)孙慧中2) 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)中国建筑科学研究院结构研究所，北京100013 摘要通过对8根剪跨比为3，十字型钢混凝土柱进行了低周反复荷载实验，研究型钢混凝土柱的抗震性能.主要分析了实 验构件的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、延性系数和耗能能力，并探讨了体积配箍率对型钢混凝土柱抗震性能的影响，通过 实验数据的拟合给出了型钢混凝土柱的延性与体积配箍率的关系式·实验结果证实十字型钢混凝土柱构件具有良好的抗震 性能，而且体积配箍率是影响型钢混凝土柱构件延性的一个重要因素，对构件的抗震性能的改善具有非常明显作用 关键词型钢混凝士；混凝土柱：抗震性能：延性 分类号TU317+.2 Experimental study on the seismic behavior of steel reinforced concrete columns CHEN Xiao-gang),MU Zai-gen),ZHA NG Ju-bing).WANG Cui-kun2),CHEN Cai-hua2).SUN Hui-zhong2) 1)School of Civil and Environmental Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 2)Structural Research Institute.China Academy of Building Research,Beijing 100013.China ABSTRACI In order to study the seismic behavior of steel reinforced concrete (SRC)columns.eight cross"shaped SRC columns with a span ratio of 3 were tested under low cyclic reversed loading.The influence of volume"stirrup ratio on the seismic behavior of SRC columns was discussed by analyzing the failure patterns,hysteresis loops.skeleton curves,ductility coefficients and energy dissi- pation capacities of such members.A formula between ductility and volume"stirrup ratio of SRC columns was put forward by fitting the experimental data.The test results confirm that the seismic behavior of cross"shaped SRC columns is good.The volume"stirrup ratio is an important influencing factor on ductility of the members,in favor of improving the seismic behavior of members significant- y KEY WORDS steel reinforced concrete:concrete columns:seismic behavior:ductility 型钢混凝土(steel reinforced concrete,SRC)亦 4.23的工字型钢混凝土柱做了实验研究，研究型钢 称钢骨混凝土或劲性混凝土等，型钢混凝土结构是 混凝土压弯构件的抗震性能，并详细探讨了轴压比 在钢筋混凝土中配置型钢所形成的组合结构，它是 和配箍率对型钢混凝土压弯构件抗震性能的影 目前高层以及超高层建筑中被广泛应用的结构形 响刊.为了进一步研究型钢混凝土柱的配箍率及配 式，研究表明，这种组合构件不仅能更好地发挥各 箍形式对构件抗震性能影响，为下一次混凝土结构 自的材质优点，避免单一材料的弱点，同时由于构件 设计规范修订提供参考依据，本文研究采用十字型 中型钢、钢筋（箍筋与纵筋）、混凝土三位一体地工 钢混凝土柱，配置矩形封闭“井”式箍筋，对8根剪跨 作，材料元件之间具有相辅相成的作用，型钢混凝 比为3的试件进行了低周反复荷载的实验研究， 土结构具有受力合理、承载力大，局部和整体稳定性 1实验概况 能好，抗风及抗震性能好，施工周期短，以及综合经 济效益较好等优点[]. 1.1试件设计 中国建筑科学研究院陈才华对18根剪跨比为 混凝土采用C50,纵筋坐10mm采用HRB335 收稿日期：2009-02-26 基金项目：国家科技支撑计划资助项目(N。.2006BAJ01B02-02):国家自然科学基金资助项目(N。-50878022):北京市自然科学基金资助项目 (No.8082017) 作者简介：陈小刚(1982-)，男，硕士研究生；牟在根(l960一)，男，教授，博士生导师，E-mail:zgmu@ces-usth-edu-cn
型钢混凝土柱抗震性能实验研究 陈小刚12） 牟在根1） 张举兵1） 王翠坤2） 陈才华2） 孙慧中2） 1） 北京科技大学土木与环境工程学院北京100083 2） 中国建筑科学研究院结构研究所北京100013 摘 要 通过对8根剪跨比为3十字型钢混凝土柱进行了低周反复荷载实验研究型钢混凝土柱的抗震性能．主要分析了实 验构件的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、延性系数和耗能能力并探讨了体积配箍率对型钢混凝土柱抗震性能的影响通过 实验数据的拟合给出了型钢混凝土柱的延性与体积配箍率的关系式．实验结果证实十字型钢混凝土柱构件具有良好的抗震 性能而且体积配箍率是影响型钢混凝土柱构件延性的一个重要因素对构件的抗震性能的改善具有非常明显作用． 关键词 型钢混凝土；混凝土柱；抗震性能；延性 分类号 TU317＋∙2 Experimental study on the seismic behavior of steel reinforced concrete columns CHEN Xiao-gang 12）MU Za-i gen 1）ZHA NG Ju-bing 1）W A NG Cu-i kun 2）CHEN Ca-i hua 2）SUN Hu-i z hong 2） 1） School of Civil and Environmental EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 2） Structural Research InstituteChina Academy of Building ResearchBeijing100013China ABSTRACT In order to study the seismic behavior of steel reinforced concrete （SRC） columnseight cross-shaped SRC columns with a span ratio of 3were tested under low cyclic reversed loading．T he influence of volume-stirrup ratio on the seismic behavior of SRC columns was discussed by analyzing the failure patternshysteresis loopsskeleton curvesductility coefficients and energy dissipation capacities of such members．A formula between ductility and volume-stirrup ratio of SRC columns was put forward by fitting the experimental data．T he test results confirm that the seismic behavior of cross-shaped SRC columns is good．T he volume-stirrup ratio is an important influencing factor on ductility of the membersin favor of improving the seismic behavior of members significantly． KEY WORDS steel reinforced concrete；concrete columns；seismic behavior；ductility 收稿日期：2009-02-26 基金项目：国家科技支撑计划资助项目（No．2006BAJ01B02－02）；国家自然科学基金资助项目（No．50878022）；北京市自然科学基金资助项目 （No．8082017） 作者简介：陈小刚（1982－）男硕士研究生；牟在根（1960－）男教授博士生导师E-mail：zgmu＠ces．ustb．edu．cn 型钢混凝土（steel reinforced concreteSRC）亦 称钢骨混凝土或劲性混凝土等．型钢混凝土结构是 在钢筋混凝土中配置型钢所形成的组合结构它是 目前高层以及超高层建筑中被广泛应用的结构形 式．研究表明这种组合构件不仅能更好地发挥各 自的材质优点避免单一材料的弱点同时由于构件 中型钢、钢筋（箍筋与纵筋）、混凝土三位一体地工 作材料元件之间具有相辅相成的作用．型钢混凝 土结构具有受力合理、承载力大局部和整体稳定性 能好抗风及抗震性能好施工周期短以及综合经 济效益较好等优点［1－3］． 中国建筑科学研究院陈才华对18根剪跨比为 4∙23的工字型钢混凝土柱做了实验研究研究型钢 混凝土压弯构件的抗震性能并详细探讨了轴压比 和配箍率对型钢混凝土压弯构件抗震性能的影 响［4］．为了进一步研究型钢混凝土柱的配箍率及配 箍形式对构件抗震性能影响为下一次混凝土结构 设计规范修订提供参考依据本文研究采用十字型 钢混凝土柱配置矩形封闭“井”式箍筋对8根剪跨 比为3的试件进行了低周反复荷载的实验研究． 1 实验概况 1∙1 试件设计 混凝土采用 C50纵筋 10mm 采用 HRB335 第31卷 第12期 2009年 12月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．31No．12 Dec．2009 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2009．12．021
第12期 陈小刚等：型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ,1517 钢，箍筋中6.5mm采用HPB235钢，型钢采用Q235 验条件的限制，本实验构件的设计轴压比n取 钢，其中C50的混凝土由水泥、砂、石子、粉煤灰、外 0.65.考虑荷载组合系数和材料强度分项系数，有 加剂及水按照一定的配合比配合而成.经材料性能 实验轴压比n:和设计轴压比na的关系为na= 实验得到的混凝土的抗压和抗拉强度如表1所示， 1.625×n,因此，与设计轴压比na对应的实验轴 型钢和钢筋的屈服和极限强度如表2所示 压比n,取为0.4. 表1实验所用混凝土的抗压及抗拉强度 《GB50010一2002混凝土结构设计规范》[6]规 Table 1 Compressive strength and tensile strength of concrete 定了框架柱箍筋加密区的体积配箍率要求的基本 材料种类 抗压强度，fk/MPa 抗拉强度，fa/MPa 值，规定设计轴压比n为0.65时，对应的配箍率特 C50混凝土 37.5 3.10 征值A,为0.16，根据公式pv=1,f/f(其中p,为 箍筋的体积配筋率，A。为剪跨比，∫。为混凝土轴心 表2实验所用钢材屈服强度及极限强度 Table 2 Yield strength and ultimate strength of steel 抗压强度设计值，f~为箍筋抗拉强度设计值)可计 材料种类及规格 屈服强度，fv/MPa 极限强度，f/MPa 算得到各级轴压比下的体积配箍率基本值为 型钢 1.76%.本文实验的体积配箍率在此基础上分别提 294 420 纵筋，尘10mm 354 506 高和降低二档（以85%作为变化量），即试件采用五 箍筋，中6.5mm 352 497 种不同的体积配箍率为2.44%、2.07%、1.76%、 1.50%及1.27%， 型钢混凝土柱设计轴压比是指轴向压力与设计 为保证试件发生弯曲破坏，取剪跨比入为3. 承载力的比值.《JG138一2001型钢混凝土组合结 型钢埋深比是指型钢埋入深度hB与型钢截面高度 构技术规程》[5]对框架柱轴压比限值的分级，设计 h。的比值.实验中变化的参数是配箍率.详细的试 轴压比nd分别为0.5、0.65及0.75三级.由于实 件参数汇总于表3 表3试件实验参数 Table 3 Parameters of specimens 试件 实验轴 剪跨比， 埋深比， 混凝土 含钢率， 配筋率， 体积配箍 编号 压比，n: 箍筋配置 he/ha 强度等级 P/% p,/% 率，p% SRC1 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 2.41 Φ6.5mm@41 SRC2a 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 2.06 中6.5mm@48 SRC2b 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 2.02 Φ6.5mm@49 SRC3a 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 1.77 中6.5mm@56 SRC3b 0.4 3 2.5 C50 7,22 2.51 1.73 中6.5mm@57 SRC4a 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 1.50 中6.5mm@66 SRC4b 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 1.48 中6.5mm@67 SRC5 0.4 3 2.5 C50 7.22 2.51 1.27 Φ6.5mm@78 本次实验制作的8根型钢混凝土柱试件由地 600 梁、柱和加载端头三部分组成.柱截面为300mm× 50.300.15p 加载端头 300 300mm,内埋型钢的截面均采用十字形，其由若干 钢板经过焊接而成的一个工字型钢和两个T型钢 组成，试件形状及截面尺寸如图1及图2：柱的纵筋 配置为20尘10mm,箍筋采用中6.5mm的矩形封 闭式的“井”字箍筋.试件计算高度取900mm.加载 地梁 端头尺寸为600mm×300mm×200mm,地梁尺寸 为1200mm×500mm×600mm. 为了防止发生失稳，每隔300mm左右设置水 450300450 1c中3001 平加劲板，且在型钢中心处预留半径约30mm的 1200 500 孔，以此来方便浇灌混凝土；为了防止型钢与混凝土 图1试件几何尺寸（单位：mm) 交接面之间发生剪切黏结滑移，自型钢底部沿翼缘 Fig.1 Geometric dimension of specimens (unit:mm)
第 1 2 期 陈 小 刚 等 ： 型 钢 混 凝 土 柱 抗 震 性 能 实 验 研 究 · 1 5 1 7 ·
.1518 北京科技大学学报 第31卷 610 长度方向每隔100mm设置抗剪栓钉，型钢顶部往 下也设置两排栓钉，型钢的加工图如图3所示.在 410 4坐10 试件浇筑过程中，整个浇筑过程分两次进行，首先进 行地梁部分的混凝土浇筑，然后进行柱身以及加载 端头的混凝土浇筑，由于浇筑之前需要进行支模加 6单10 300 固等准备工作导致两次浇筑之间有一定的时间间 隔，为了避免混凝土接缝处出现问题，上部混凝土浇 图2试件截面配筋（单位：mm) Fiq-2 Reinforcement of cross section (unit:mm) 筑之前需要对接缝处进行凿毛处理. 翼缘 304030 加劲板 加劲板 100×10 厚度一4 =4 扇 R30 腹板 螺丝钉 160×8 100 R30◆5-10@100 (b) 46 30 螺丝钉 1/4圆孔 中5-10@100 。 R30 型钢中心点O 型钢底板 26 50 200×200×10 76 (a) (c) 图3型钢加工图，(a)型钢立面图；(b)型钢剖面图；(c)加劲板（单位：mm) Fig.3 Configuration of steel section:(a)elevation of steel shape:(b)section of steel shape:(c)stiffener (unit:mm) 1.2试件加载制度 本次实验采用悬臂直立式加载，竖向采用200t 反力梁 液压千斤顶施加轴向压力，水平方向采用100t电液 液板Q 伺服控制拉压千斤顶施加往复作用力，实验装置如 千斤 图4所示. 球敏 反力架 加载时首先根据轴压比一次性施加轴力至预定 值1993kN,然后保持轴压力值不变，通过水平放置 拉压千斤顶 (往复水平力) 的拉压千斤顶循环加卸水平力，加载时根据 《JGJ01一96建筑抗震实验方法规程》门采用荷载与 位移双控制.在构件屈服之前按荷载控制，荷载分 基座 数级施加，第1级加载到估计最大荷载的20%，以 图4实验装置示意图 后逐级增加10%，每级往复循环一次；试件屈服后 Fig.4 Schematic drawing of the loading equipment
图2 试件截面配筋（单位：mm） Fig．2 Reinforcement of cross-section （unit：mm） 长度方向每隔100mm 设置抗剪栓钉型钢顶部往 下也设置两排栓钉．型钢的加工图如图3所示．在 试件浇筑过程中整个浇筑过程分两次进行首先进 行地梁部分的混凝土浇筑然后进行柱身以及加载 端头的混凝土浇筑．由于浇筑之前需要进行支模加 固等准备工作导致两次浇筑之间有一定的时间间 隔为了避免混凝土接缝处出现问题上部混凝土浇 筑之前需要对接缝处进行凿毛处理． 图3 型钢加工图．（a） 型钢立面图；（b） 型钢剖面图；（c） 加劲板（单位：mm） Fig．3 Configuration of steel section：（a） elevation of steel shape；（b） section of steel shape；（c） stiffener （unit：mm） 1∙2 试件加载制度 本次实验采用悬臂直立式加载竖向采用200t 液压千斤顶施加轴向压力水平方向采用100t 电液 伺服控制拉压千斤顶施加往复作用力实验装置如 图4所示． 加载时首先根据轴压比一次性施加轴力至预定 值1993kN然后保持轴压力值不变通过水平放置 的拉 压 千 斤 顶 循 环 加 卸 水 平 力．加 载 时 根 据 《JGJ01－96建筑抗震实验方法规程》［7］采用荷载与 位移双控制．在构件屈服之前按荷载控制荷载分 数级施加第1级加载到估计最大荷载的20％以 后 逐级增加10％每级往复循环一次；试件屈服后 图4 实验装置示意图 Fig．4 Schematic drawing of the loading equipment ·1518· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 陈小刚等：型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ,1519 按位移控制，每级增加的位移为屈服位移的倍数，并 水平荷载，测试柱根部（即受力最大处）的型钢应变、 在相同位移下往复循环两次，不断加大构件位移，直 纵筋应变、箍筋应变和混凝土应变，并同时观察试件 至水平荷载下降到最大水平荷载的75%时或试件 从开裂到屈服破坏的实验现象， 不能再承担预定轴压力时结束实验.具体加载方案 水平位移通过与基座固定的电子位移计测量， 如表4所示，在实验过程中根据具体情况对加载方 一共设置了三个水平位移计，其中两个位移计设置 案作稍微的调整 在柱头两侧，与数据采集器相连，以监测柱在推压过 表4具体加载方案 程中是否发生扭转，另一个位移计与控制器相连 Table 4 Details of the loading system 水平荷载通过千斤顶传感器测量，型钢应变、纵筋应 荷载控制 位移控制 变、箍筋应变和混凝土应变利用事先布置的应变片 50,-50kN;100,-100kN:5,-5mm;5,-5mm:10, 测量.应变片具体布置图如图5所示，所有测试数 150.-150kN:200,-200kN:…-10mm:10,-10mm:… 每级增加50kN,直至水平位每级增加5mm,直至水平荷载下降 据均通过高速静态应变仪自动采集和记录，每根型 移接近5mm. 到峰值荷载的75%时停止实验。 钢混凝土柱试件应变片数目如表5所示. 1.3测试内容 在施加轴压力过程中，千斤顶与型钢混凝土柱 在实验过程中，需要测试加载端的水平位移和 试件的加载头不仅需要进行几何对中，还要进行物 @ (b) 型钢翼缘应变片 型钢翼缘应变片 纵筋应变片 纵筋应变片 混凝土应变片 混凝土应变片 型钢腹板应变片 0 1200 500 8 贴应变片 贴应变片 300 150 150 150 150 300 1200 说明：代表应变片 图5试件贴片示意图.(a)型钢贴片位置（正面）：(b)型钢翼缘贴片位置（侧面）：(c)试件剖面贴片位置（单位：mm) Fig.5 Schematic illustration of strain gauge disposition:(a)strain gauge disposition in the specimen(front side):(b)strain gauge disposition in the specimen flanges (side view):(e)strain gauge disposition in section view (unit:mm)
按位移控制每级增加的位移为屈服位移的倍数并 在相同位移下往复循环两次不断加大构件位移直 至水平荷载下降到最大水平荷载的75％时或试件 不能再承担预定轴压力时结束实验．具体加载方案 如表4所示．在实验过程中根据具体情况对加载方 案作稍微的调整． 图5 试件贴片示意图．（a） 型钢贴片位置（正面）；（b） 型钢翼缘贴片位置（侧面）；（c） 试件剖面贴片位置（单位：mm） Fig．5 Schematic illustration of strain gauge disposition：（a） strain gauge disposition in the specimen （front side）；（b） strain gauge disposition in the specimen flanges （side view）；（c） strain gauge disposition in section view （unit：mm） 表4 具体加载方案 Table4 Details of the loading system 荷载控制 位移控制 50－50kN；100－100kN； 150－150kN；200－200kN；… 每级增加50kN直至水平位 移接近5mm． 5－5 mm；5－5 mm；10 －10mm；10－10mm；… 每级增加5mm直至水平荷载下降 到峰值荷载的75％时停止实验． 1∙3 测试内容 在实验过程中需要测试加载端的水平位移和 水平荷载测试柱根部（即受力最大处）的型钢应变、 纵筋应变、箍筋应变和混凝土应变并同时观察试件 从开裂到屈服破坏的实验现象． 水平位移通过与基座固定的电子位移计测量 一共设置了三个水平位移计其中两个位移计设置 在柱头两侧与数据采集器相连以监测柱在推压过 程中是否发生扭转另一个位移计与控制器相连． 水平荷载通过千斤顶传感器测量型钢应变、纵筋应 变、箍筋应变和混凝土应变利用事先布置的应变片 测量．应变片具体布置图如图5所示．所有测试数 据均通过高速静态应变仪自动采集和记录．每根型 钢混凝土柱试件应变片数目如表5所示． 在施加轴压力过程中千斤顶与型钢混凝土柱 试件的加载头不仅需要进行几何对中还要进行物 第12期 陈小刚等： 型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ·1519·
,1520 北京科技大学学报 第31卷 表5试件应变片数目 的增加，水平裂缝增多，进入位移控制之后，随着位 Table 5 Numbers of strain gauge 移荷载增大，水平裂缝进一步增多，柱根角部混凝土 型钢 项目 纵筋箍筋混凝士总数 先后被压酥，如图6(b)所示：荷载继续增大，试件正 翼缘腹板 面中部产生竖向裂缝，较多的水平裂缝开始斜向下 应变片数目 4 2 4 2 4 16 朝中部延伸，逐渐形成交叉裂缝，不再沿柱高度方向 往上产生新裂缝；随着位移荷载的进一步增大，试件 理（施加荷载）对中，这时需要依靠混凝土上的四个 裂缝明显加宽，柱根角部混凝土被压溃而脱落，在加 应变片采集的应变值对千斤顶进行调整，以保证轴 载位移不断增大和往复循环的作用下，柱两侧的混 向压力施加于试件加载头的正中心 凝土保护层剥落，如图6(c)所示，同时正面保护层 2实验结果分析 的混凝土也出现了大量的网状裂缝；到加载后期，柱 根部大量混凝土保护层完全脱落，柱根部纵筋由于 2.1试件破坏形态 缺乏混凝土的约束而开始压曲鼓出，箍筋同时鼓出， 由于本实验的剪跨比入取为3，试件发生的破 如图6(d)所示，水平承载迅速下降；最后试件由于 坏均为弯曲型破坏，在水平荷载控制初期，首先在 混凝土的严重破坏而承受不住预先施加的轴压力而 柱根侧面出现水平裂缝，如图6(a)所示；随着荷载 宣告破坏 (b) (d) 图6试件破坏形态.(a)水平裂缝：(b)混凝土压酥；(c)混凝土剥落；(d)钢筋鼓出 Fig.6 Failure forms of specimens:(a)horizontal cracks:(b)conerete crush:(e)concrete flaking off:(d)rebar protrusion 2.2滞回曲线 的增加，荷载位移曲线逐渐偏离直线，变形速度加 构件在水平荷载作用下的滞回曲线形状是其抗 快，卸载时有一定的残余变形，构件表现出非弹性性 震性能的一个综合表现，滞回曲线越饱满，表明构件 质，但在荷载小于屈服荷载之前，试件的加载和卸载 消耗地震能量的能力越强，抗震性能越好.图7为 刚度均无明显变化·当构件屈服后，其刚度逐渐降 各构件实验荷载位移滞回曲线，即P一△曲线 低，并且其降低程度随着加载位移的增大而加剧；这 从图7的荷载一位移滞回曲线可以看出所有构 是因为随着荷载的增大，型钢外围的混凝土保护层 件的滞回曲线都呈饱满的梭形，表明均具有良好的 不断开裂、剥落，导致构件的刚度的不断减小.构件 抗震能力，可以看出各滞回曲线具有以下几点共同 处于弹性工作阶段，其滞回环面积很小，说明耗能能 的特征， 力较弱；随着加载位移的不断增大，构件的塑性发展 (1)加载初期，试件基本处于弹性工作阶段，加 越来越充分，滞回环面积逐渐增大，趋于饱满，表明 载时曲线呈直线上升，卸载后变形恢复，随着荷载 耗能能力在逐渐增强
表5 试件应变片数目 Table5 Numbers of strain gauge 项目 型钢 翼缘 腹板 纵筋 箍筋 混凝土 总数 应变片数目 4 2 4 2 4 16 理（施加荷载）对中这时需要依靠混凝土上的四个 应变片采集的应变值对千斤顶进行调整以保证轴 向压力施加于试件加载头的正中心． 2 实验结果分析 2∙1 试件破坏形态 由于本实验的剪跨比 λ取为3试件发生的破 坏均为弯曲型破坏．在水平荷载控制初期首先在 柱根侧面出现水平裂缝如图6（a）所示；随着荷载 的增加水平裂缝增多．进入位移控制之后随着位 移荷载增大水平裂缝进一步增多柱根角部混凝土 先后被压酥如图6（b）所示；荷载继续增大试件正 面中部产生竖向裂缝较多的水平裂缝开始斜向下 朝中部延伸逐渐形成交叉裂缝不再沿柱高度方向 往上产生新裂缝；随着位移荷载的进一步增大试件 裂缝明显加宽柱根角部混凝土被压溃而脱落在加 载位移不断增大和往复循环的作用下柱两侧的混 凝土保护层剥落如图6（c）所示同时正面保护层 的混凝土也出现了大量的网状裂缝；到加载后期柱 根部大量混凝土保护层完全脱落柱根部纵筋由于 缺乏混凝土的约束而开始压曲鼓出箍筋同时鼓出 如图6（d）所示水平承载迅速下降；最后试件由于 混凝土的严重破坏而承受不住预先施加的轴压力而 宣告破坏． 图6 试件破坏形态．（a） 水平裂缝；（b） 混凝土压酥；（c） 混凝土剥落；（d） 钢筋鼓出 Fig．6 Failure forms of specimens：（a） horizontal cracks；（b） concrete crush；（c） concrete flaking off；（d） rebar protrusion 2∙2 滞回曲线 构件在水平荷载作用下的滞回曲线形状是其抗 震性能的一个综合表现滞回曲线越饱满表明构件 消耗地震能量的能力越强抗震性能越好．图7为 各构件实验荷载－位移滞回曲线即 P－Δ曲线． 从图7的荷载－位移滞回曲线可以看出所有构 件的滞回曲线都呈饱满的梭形表明均具有良好的 抗震能力．可以看出各滞回曲线具有以下几点共同 的特征． （1） 加载初期试件基本处于弹性工作阶段加 载时曲线呈直线上升卸载后变形恢复．随着荷载 的增加荷载－位移曲线逐渐偏离直线变形速度加 快卸载时有一定的残余变形构件表现出非弹性性 质但在荷载小于屈服荷载之前试件的加载和卸载 刚度均无明显变化．当构件屈服后其刚度逐渐降 低并且其降低程度随着加载位移的增大而加剧；这 是因为随着荷载的增大型钢外围的混凝土保护层 不断开裂、剥落导致构件的刚度的不断减小．构件 处于弹性工作阶段其滞回环面积很小说明耗能能 力较弱；随着加载位移的不断增大构件的塑性发展 越来越充分滞回环面积逐渐增大趋于饱满表明 耗能能力在逐渐增强． ·1520· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 陈小刚等：型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ,1521. 400r (a) 400r (b) 200 200 蓝 -200 -200 400 400 600 600 45 -30 -15 01530 40-30-20-10010203040 位移mm 位移mm 600r (c) 400r d 200 200 0 -200 -200 400 400 600 -600 40-30-20-10010203040 40 -30-20-10010203040 位移mm 位移mm 400r 500 ) 200 300 100 200 壁 -100 400 -300 -600 -500 35-25-15 -551525 40 -30-20-10010203040 位移mm 位移mm 600r 400r (h) 400 200 200 0 -200 -200 400 400 -60035-25-15 55 152535 60035 -25-13 -55 52535 位移mm 位移mm 图7试件荷载一位移滞回曲线.(a)试件SRCL,配箍率为2.41%；(b)试件SRC2a,配箍率为2.06%：(c)试件SRC弘，配箍率为 2.02%:(d)试件sRC3a,配箍率为1.77%；(e)试件sRC3h,配箍率为1.73%；(f)试件SRC4a,配箍率为1.50%：(g)试件sRCh,配 箍率为1.48%；(h)试件sRC5,配箍率为1.27% Fig.7 Load-deformation hysteresis loops of specimens:(a)sample SRCI,the stirrup ratio is 2.41%(b)sample SRC2a,the stirrup ratio is 2.06%(e)sample SRC2b.the stirrup ratio is 2.02%:(d)sample SRC3a,the stirrup ratio is 1.77%:(e)sample SRC3b.the stirrup ratio is 1.73%:(f)sample SRC4a,the stirrup ratio is 1.50%:(g)sample SRC4b.the stirrup ratio is 1.48%:(h)sample SRC5,the stirrup ratio is 1.27%
图7 试件荷载－位移滞回曲线．（a） 试件 SRC1配箍率为2∙41％；（b） 试件 SRC2a配箍率为2∙06％；（c） 试件 SRC2b配箍率为 2∙02％；（d） 试件 SRC3a配箍率为1∙77％；（e） 试件 SRC3b配箍率为1∙73％；（f） 试件 SRC4a配箍率为1∙50％；（g） 试件 SRC4b配 箍率为1∙48％；（h） 试件 SRC5配箍率为1∙27％ Fig．7 Load-deformation hysteresis loops of specimens：（a） sample SRC1the stirrup ratio is 2∙41％；（b） sample SRC2athe stirrup ratio is 2∙06％；（c） sample SRC2bthe stirrup ratio is2∙02％；（d） sample SRC3athe stirrup ratio is1∙77％；（e） sample SRC3bthe stirrup ratio is 1∙73％；（f） sample SRC4athe stirrup ratio is1∙50％；（g） sample SRC4bthe stirrup ratio is1∙48％；（h） sample SRC5the stirrup ratio is 1∙27％ 第12期 陈小刚等： 型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ·1521·
,1522 北京科技大学学报 第31卷 (2)所有试件的轴压比均为0.4，由滯回曲线图 的百分比为试件的配箍率，由图可以看出，四种配 可知，相同条件下，配箍率越大，构件的滞回曲线越 箍率构件的量纲1骨架曲线上升段基本重合，而下 饱满，极限荷载后的水平承载力下降越平缓，构件的 降段有明显的区别，这表明配箍率对量纲1骨架曲 变形能力越强，耗能能力越大， 线的上升段没有什么影响，但对下降段有明显的影 (3)所有试件在加载到最大水平荷载之后，无 响.也就是在荷载达到极限荷载前，各构件的变形 论承载力衰减的快与慢，其滞回曲线基本都能收敛 特征和强度衰减基本相同，而极限荷载之后，由于配 于工字钢纯钢柱的滞回曲线，这主要是因为型钢混 箍率不同，导致构件的变形特征和强度衰减出现较 凝土柱试件为受弯破坏，其在混凝土保护层破坏剥落 大的差异.由图可见，构件配箍率越高，其量纲1骨 之后，型钢以及被型钢约束的核心混凝土还相对完 架曲线下降段越平缓，极限位移越大，也就说明构件 好，仍然具有一定的承载能力以及抵抗变形的能力， 的变形能力越强、强度衰减的越慢， 2.3骨架曲线 2.4耗能能力 构件的滞回曲线的包络线即为骨架曲线，骨架 评价结构构件的耗能性能通常以其荷载一位移 曲线反映了反复荷载下构件的开裂强度、极限承载 滞回曲线的饱满程度来衡量，在低周反复荷载作用 力以及变形能力，在任一次加载过程中，最大荷载均 下，在相同条件下，滞回曲线越饱满，则构件的耗能 不能超越骨架曲线[8]， 性能越好.由于滞回曲线的饱满程度只能定性地分 各构件的骨架曲线具有以下这些特征：当荷载 析构件的耗能性能，所以需要用等效黏滞阻尼系数 小于极限荷载的40%时，骨架曲线的上升段基本呈 h。来定量分析构件的耗能性能，以此来作为判断结 直线，表明构件处于弹性工作阶段，随着荷载的进一 构构件耗能能力的重要指标.其计算示意图如图9 步增大，曲线逐渐偏离直线而向横轴偏移，构件表现 所示.计算所得的等效黏滞阻尼系数h。越大，则表 出弹塑性的变形特征.当荷载增加到大约80%的极 明构件耗能能力越强， 限荷载以后，构件变形迅速增大，构件发生屈服，当 荷载达到极限荷载之后，由于构件的较多混凝土保 护层剥落，钢筋和型钢进入塑性以及轴压力P一△ 效应的影响，骨架曲线进入下降段，配箍率高的试 件下降段相对平缓，强度衰减较慢， 为了更为直观地比较不同配箍率构件的骨架曲 线，引入量纲1骨架曲线，量纲1骨架曲线能更好 地反映出最大荷载前后的变形特征和强度衰减。量 纲1骨架曲线是以P/Po为纵坐标，△/△，为横坐 图9等效黏滞阻尼系数计算示意图 标的骨架曲线，其中P、△分别是加载过程中的水 Fig.9 Illustration of equivalent hysteresis damping ratio 平荷载与水平位移，P是最大水平荷载，△是对应 等效黏滞阻尼系数h。可由下面的公式进行计算： 于最大水平荷载的水平位移 图8为不同配箍率的量纲1骨架曲线，图例中 1 Sloop he-2元SAon+SB0c (1) 式中，Sp为第1次循环的滞回环面积，SAoD为三角 形AOD面积，SBoC为三角形BOC面积， 图10为构件的等效黏滞阻尼系数与位移的曲 线关系图，图例中的百分比为试件的配箍率。由图 -SRC2b.2.026 可以看到，各构件的等效黏滞阻尼系数均随着位移 一SRC3b.1.73% 02 -SRC4a.I.50% 的增加而增大，这表明型钢混凝土柱的耗能能力较 SRC5.127% 强，在承受较大的位移，尽管柱根部较多混凝土保护 2 层剥落，但型钢及其内部核心的混凝土仍能处于良 41A 好的工作状态，继续消耗地震能量· 图8不同配箍率构件的量纲1骨架曲线 图10所示轴压比均为0.4，对于不同配箍率构 Fig.8 Dimensionless skeleton curves of specimens with different 件的等效黏滞阻尼系数与位移的关系，总体来说， stirrup ratios 同一级位移下，配箍率低的构件的等效黏滞阻尼系
（2） 所有试件的轴压比均为0∙4由滞回曲线图 可知相同条件下配箍率越大构件的滞回曲线越 饱满极限荷载后的水平承载力下降越平缓构件的 变形能力越强耗能能力越大． （3） 所有试件在加载到最大水平荷载之后无 论承载力衰减的快与慢其滞回曲线基本都能收敛 于工字钢纯钢柱的滞回曲线．这主要是因为型钢混 凝土柱试件为受弯破坏其在混凝土保护层破坏剥落 之后型钢以及被型钢约束的核心混凝土还相对完 好仍然具有一定的承载能力以及抵抗变形的能力． 2∙3 骨架曲线 构件的滞回曲线的包络线即为骨架曲线．骨架 曲线反映了反复荷载下构件的开裂强度、极限承载 力以及变形能力在任一次加载过程中最大荷载均 不能超越骨架曲线［8］． 各构件的骨架曲线具有以下这些特征：当荷载 小于极限荷载的40％时骨架曲线的上升段基本呈 直线表明构件处于弹性工作阶段随着荷载的进一 步增大曲线逐渐偏离直线而向横轴偏移构件表现 出弹塑性的变形特征．当荷载增加到大约80％的极 限荷载以后构件变形迅速增大构件发生屈服．当 荷载达到极限荷载之后由于构件的较多混凝土保 护层剥落钢筋和型钢进入塑性以及轴压力 P－Δ 效应的影响骨架曲线进入下降段．配箍率高的试 件下降段相对平缓强度衰减较慢． 为了更为直观地比较不同配箍率构件的骨架曲 线引入量纲1骨架曲线．量纲1骨架曲线能更好 地反映出最大荷载前后的变形特征和强度衰减．量 纲1骨架曲线是以 P／P0 为纵坐标Δ／Δ0 为横坐 标的骨架曲线其中 P、Δ分别是加载过程中的水 平荷载与水平位移P0 是最大水平荷载Δ0 是对应 于最大水平荷载的水平位移． 图8 不同配箍率构件的量纲1骨架曲线 Fig．8 Dimensionless skeleton curves of specimens with different stirrup ratios 图8为不同配箍率的量纲1骨架曲线图例中 的百分比为试件的配箍率．由图可以看出四种配 箍率构件的量纲1骨架曲线上升段基本重合而下 降段有明显的区别．这表明配箍率对量纲1骨架曲 线的上升段没有什么影响但对下降段有明显的影 响．也就是在荷载达到极限荷载前各构件的变形 特征和强度衰减基本相同而极限荷载之后由于配 箍率不同导致构件的变形特征和强度衰减出现较 大的差异．由图可见构件配箍率越高其量纲1骨 架曲线下降段越平缓极限位移越大也就说明构件 的变形能力越强、强度衰减的越慢． 2∙4 耗能能力 评价结构构件的耗能性能通常以其荷载－位移 滞回曲线的饱满程度来衡量．在低周反复荷载作用 下在相同条件下滞回曲线越饱满则构件的耗能 性能越好．由于滞回曲线的饱满程度只能定性地分 析构件的耗能性能所以需要用等效黏滞阻尼系数 he 来定量分析构件的耗能性能以此来作为判断结 构构件耗能能力的重要指标．其计算示意图如图9 所示．计算所得的等效黏滞阻尼系数 he 越大则表 明构件耗能能力越强． 图9 等效黏滞阻尼系数计算示意图 Fig．9 Illustration of equivalent hysteresis-damping-ratio 等效黏滞阻尼系数 he 可由下面的公式进行计算： he＝ 1 2π Sloop SAOD＋SBOC （1） 式中Sloop为第1次循环的滞回环面积SAOD为三角 形 AOD 面积SBOC为三角形 BOC 面积． 图10为构件的等效黏滞阻尼系数与位移的曲 线关系图图例中的百分比为试件的配箍率．由图 可以看到各构件的等效黏滞阻尼系数均随着位移 的增加而增大．这表明型钢混凝土柱的耗能能力较 强在承受较大的位移尽管柱根部较多混凝土保护 层剥落但型钢及其内部核心的混凝土仍能处于良 好的工作状态继续消耗地震能量． 图10所示轴压比均为0∙4对于不同配箍率构 件的等效黏滞阻尼系数与位移的关系．总体来说 同一级位移下配箍率低的构件的等效黏滞阻尼系 ·1522· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
第12期 陈小刚等：型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ,1523 0.40r 表6构件延性系数 Table 6 Ductility coefficient of specimens 0.35 0.30 构件 实验 体积 延性系数 编号 轴压比 配箍率/%正向 反向 均值 025 SRC1 0.4 2.41 4.85 4.08 4.47 0.20 .-SRC2b.2.024 SRC2a 0.4 2.06 5.70 4.39 5.05 0.15 +-SRC3a.1.7794 +-SRC36,1.73 SRC2b 0.4 2.02 5.67 4.19 4.93 0.10 SRC4a.1.50 +-SRC4b,1.489% SRC3a 0.4 1.77 4.81 3.89 4.35 0.05 10 1520253035 SRC3b 0.4 1.73 5.10 4.74 4.92 位移mm SRC4a 0.4 1.50 3.58 4.81 4.20 图10等效黏滞阻尼系数与位移的关系 SRC4b 0.4 1.48 4.42 3.57 4.00 Fig-10 Correlation of equivalent hysteresis damping ratio and dis SRC5 0.4 1.27 3.42 4.08 3.75 placement 型钢混凝土柱的抗震性能，这一点同样得到了实验 数比配箍率高的要大些，但随着加载位移的增大，接 的验证，实验结果表明，配箍率越高，柱的延性越 近30mm甚至更大时，配箍率低的构件由于外包的 好，这是因为在型钢混凝土柱中，型钢承担轴力，其 混凝土保护层大量剥落承载力迅速下降而不能继续 腹板相当于连续配置的箍筋，箍筋更能使外围混凝 较好的工作，但是配箍率较大的构件却能继续较好 土得到较好的约束，不至于剥落，体积配箍率越大， 的工作，等效黏滞阻尼系数仍然继续增大，体现了他 其所能提供的约束作用就越强，对混凝土延性的改 们很好的耗能性能.如试件SRC3a,其在加载位移 善作用越明显，构件延性系数的提高也就越大，从 达到34mm时等效黏滞阻尼系数达到0.37.试件 实验结果看，保护层外的混凝土剥落后，型钢内的混 SRC2b在位移加载到32mm时，等效黏滞阻尼系数 凝土几乎完好，因此箍筋对柱的延性的提高有较大 达到0.32.由此可见，相同条件下，型钢混凝土柱构 的影响，配箍率的高低还影响最大承载力出现时候 件的耗能性能随配箍率的增大而增大， 的位移：配箍率越高，位移越大；反之，越小，这也说 2.5延性分析 明配箍率对延性的影响. 延性是指截面或构件在承载能力没有显着下降 图11为延性系数与体积配箍率的曲线图.该 的情况下承受变形的能力，或者说，延性的含义是破 曲线表明，体积配箍率是构件延性的重要因素，构件 坏以前截面或构件能承受多大的后期变形能力，本 的延性随着体积配箍率增大而增大，由曲线还可以 文根据实测P一△滞回曲线所得的骨架曲线，根据 看出，体积配箍率不大于1.77%(1.27%、1.48%和 文献[9]的建议，采用R.Park法求其屈服位移A, 1.77%)的点基本共线，可将其拟合为一条直线，如 以荷载下降到极限荷载Pmx的85%作为名义极限 图12及拟合曲线公式： 荷载，以其对应的位移作为极限位移△，位移延性 =120.040+2.2247(0≤1.77%)(2) 系数“为极限位移△与屈服位移△的比值，即 式中，μ为延性系数，P,为体积配箍率. =A/A 《GB50010一2002混凝土结构设计规范)[6]规 根据以上延性系数及其屈服位移和极限位移的 定，设计轴压比为0.65（实验轴压比为0.4）的框架 确定方法，由图8的骨架曲线计算得到本实验各构 柱的体积配箍率基本值为1.76%.该拟合公式可以 件的位移延性系数，如表6所示 方便求出体积配箍率低于此基本值的构件延性系 本实验研究表明，配箍率是影响型钢混凝土柱 数 延性的重要因素，以下具体地分析配箍率对型钢混 影响型钢混凝土柱延性的主要因素除了构件的 凝土柱延性的影响 配箍率，还有剪跨比、含钢量、钢材强度、型钢形式、 体积配箍率对构件延性的贡献主要体现在对混 混凝土强度及施工措施等，这些参数对于柱的延性 凝土受力性能的改善上·箍筋的存在对混凝土起到 有着相互关联的影响，并不独立[0-12]， 约束作用，使其从单向受力状态变为多向受力状态， 不仅提高约束混凝土的强度，同时提高混凝土达到 3结论 峰值强度后的变形能力，因此设置箍筋有利于提高 (1)型钢混凝土柱在低周反复荷载作用下具有
图10 等效黏滞阻尼系数与位移的关系 Fig．10 Correlation of equivalent hysteresis-damping-ratio and displacement 数比配箍率高的要大些但随着加载位移的增大接 近30mm 甚至更大时配箍率低的构件由于外包的 混凝土保护层大量剥落承载力迅速下降而不能继续 较好的工作但是配箍率较大的构件却能继续较好 的工作等效黏滞阻尼系数仍然继续增大体现了他 们很好的耗能性能．如试件 SRC3a其在加载位移 达到34mm 时等效黏滞阻尼系数达到0∙37．试件 SRC2b 在位移加载到32mm 时等效黏滞阻尼系数 达到0∙32．由此可见相同条件下型钢混凝土柱构 件的耗能性能随配箍率的增大而增大． 2∙5 延性分析 延性是指截面或构件在承载能力没有显着下降 的情况下承受变形的能力或者说延性的含义是破 坏以前截面或构件能承受多大的后期变形能力．本 文根据实测 P－Δ滞回曲线所得的骨架曲线根据 文献［9］的建议采用 R·Park 法求其屈服位移 Δy 以荷载下降到极限荷载 Pmax的85％作为名义极限 荷载以其对应的位移作为极限位移 Δu位移延性 系数 μ为极限位移 Δu 与屈服位移 Δy 的比值即 μ＝Δu／Δy． 根据以上延性系数及其屈服位移和极限位移的 确定方法由图8的骨架曲线计算得到本实验各构 件的位移延性系数如表6所示． 本实验研究表明配箍率是影响型钢混凝土柱 延性的重要因素．以下具体地分析配箍率对型钢混 凝土柱延性的影响． 体积配箍率对构件延性的贡献主要体现在对混 凝土受力性能的改善上．箍筋的存在对混凝土起到 约束作用使其从单向受力状态变为多向受力状态 不仅提高约束混凝土的强度同时提高混凝土达到 峰值强度后的变形能力因此设置箍筋有利于提高 表6 构件延性系数 Table6 Ductility coefficient of specimens 构件 编号 实验 轴压比 体积 配箍率／％ 延性系数 正向 反向 均值 SRC1 0∙4 2∙41 4∙85 4∙08 4∙47 SRC2a 0∙4 2∙06 5∙70 4∙39 5∙05 SRC2b 0∙4 2∙02 5∙67 4∙19 4∙93 SRC3a 0∙4 1∙77 4∙81 3∙89 4∙35 SRC3b 0∙4 1∙73 5∙10 4∙74 4∙92 SRC4a 0∙4 1∙50 3∙58 4∙81 4∙20 SRC4b 0∙4 1∙48 4∙42 3∙57 4∙00 SRC5 0∙4 1∙27 3∙42 4∙08 3∙75 型钢混凝土柱的抗震性能这一点同样得到了实验 的验证．实验结果表明配箍率越高柱的延性越 好．这是因为在型钢混凝土柱中型钢承担轴力其 腹板相当于连续配置的箍筋箍筋更能使外围混凝 土得到较好的约束不至于剥落．体积配箍率越大 其所能提供的约束作用就越强对混凝土延性的改 善作用越明显构件延性系数的提高也就越大．从 实验结果看保护层外的混凝土剥落后型钢内的混 凝土几乎完好因此箍筋对柱的延性的提高有较大 的影响．配箍率的高低还影响最大承载力出现时候 的位移：配箍率越高位移越大；反之越小．这也说 明配箍率对延性的影响． 图11为延性系数与体积配箍率的曲线图．该 曲线表明体积配箍率是构件延性的重要因素构件 的延性随着体积配箍率增大而增大．由曲线还可以 看出体积配箍率不大于1∙77％ （1∙27％、1∙48％和 1∙77％）的点基本共线可将其拟合为一条直线如 图12及拟合曲线公式： μ＝120∙04ρv＋2∙2247 （ρv≤1∙77％） （2） 式中μ为延性系数ρv 为体积配箍率． 《GB50010－2002混凝土结构设计规范》［6］ 规 定设计轴压比为0∙65（实验轴压比为0∙4）的框架 柱的体积配箍率基本值为1∙76％．该拟合公式可以 方便求出体积配箍率低于此基本值的构件延性系 数． 影响型钢混凝土柱延性的主要因素除了构件的 配箍率还有剪跨比、含钢量、钢材强度、型钢形式、 混凝土强度及施工措施等这些参数对于柱的延性 有着相互关联的影响并不独立［10－12］． 3 结论 （1） 型钢混凝土柱在低周反复荷载作用下具有 第12期 陈小刚等： 型钢混凝土柱抗震性能实验研究 ·1523·
,1524. 北京科技大学学报 第31卷 (杨华.谈谈钢骨混凝土结构的特点，有色金属设计，2004， 52r 5.0 31(2):21) [3]Huang M.Chen Y H.SRC composite structure.J Kunming 48 Unim,2006,17(4):92 4.6 (黄明，陈颖辉.SRC组合结构.昆明大学学报，2006,17(4)： 4.4 92) 42 [4]Chen C H.Wang C K,Sun HZ.Experimental study on seismie 4.0 behavior of steel reinforced concrete compression-bending mem 3.8 bers.Earthquake Resistant Eng Retrofitting.2007.29(4):68 (陈才华，王翠坤，孙慧中.型钢混凝土压弯构件抗震性能实 0.012 0.014 0.0160.0180.0200.022 验研究.工程抗震与加固改造，2007,29(4)：68) 体积配灌率 [5]The Ministry of Housing and Urban rural Development of the 图11延性系数与体积配箍率的关系 People's Republie of China-JCJ138-2001 Technical Specifica Fig.11 Correlation of ductility coefficient and volumetric stirrup ra tion for Steel Reinforced Concrete Composite Structures.Beijing: China Architecture&.Building Press,2001 tio 4.4 (中华人民共和国住房和城乡建设部.JG138一2001型钢混 凝土组合结构技术规程.北京：中国建筑工业出版社，2001) 4.3 [6]The Ministry of Housing and Urbanrural Development of the 42 People's Republic of China-GB50010-2002 Code for Design of 4.1 Concrete Structures.Beijing:China Architecture Building Press,2002 4.0 (中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50010一2002混凝土 3.9 结构设计规范.北京：中国建筑工业出版社，2002) 3.8 [7]The Ministry of Housing and Urban rural Development of the Peoples Republic of China JGJ01-96 Specification of Testing 3.7 0.0120 0.0136 0.0152 0.0168 0.0184 Methods for Earthquake Resistant Buildings.Beijing:China Ar- 体积配箱率 chitecture&Building Press.1997 (中华人民共和国住房和城乡建设部.JGJ01一96建筑抗震实 图12配箍率不大于1.77%的延性系数拟合曲线 验方法规程.北京：中国建筑工业出版社，1997) Fig.12 Ductility coefficient fitting curve of specimens with the vol- [8]Yao QF.Test of Civil Engineering Structures.Beijing:China umetric stirrup ratio less than 1.77% Architecture Building Press.2001 良好的延性，滞回曲线呈饱满的梭形，骨架曲线的下 (姚谦锋.土木工程结构实验.北京：中国建筑工业出版社， 2001) 降段较为平缓，耗能能力强，体现出良好的变形能 [9]Chen C H.Experimental Research and Numerical Computation 力.表明十字型钢混凝土柱具有良好的抗震性能， of SRC Members Under Eccentric Axial Load.Beijing:China (2)实验研究表明，体积配箍率是影响型钢混 Academy of Building Research,2007 凝土柱构件延性的重要因素，配箍率越大，其骨架曲 (陈才华.型钢混凝土压弯构件实验研究及数值计算，北京： 线下降段趋势越平缓，反复荷载作用下的强度衰减 中国建筑科学研究院，2007) [10]Lin M Q.Research of High-Strength Concrete Columns [Dis- 得越慢，其耗能能力越强，延性越好，总之，对构件 sertation].Xi an:Xi an University of Architecture and Tech- 抗震性能的改善具有非常明显的作用， nology,2006 (3)本文研究了体积配箍率对构件延性系数的 (林明强.高强型钢混凝土柱的研究[学位论文]·西安：西安 影响，并给出了配箍率对延性系数的计算公式，为进 建筑科技大学，2006) 一步修改规范提供了参考依据， [11]Wu XX.Performance Research High-Strength Concrete Columns [Dissertation].Changsha:National University of De- 参考文献 fense Technology.2006 [1]LiS M,Zhang Y.Summary on research of sectional concrete (吴锡欣.型钢高强混凝土柱力学性能研究[学位论文]，长 structure.Shanxi Archit.2006.32(4):68 沙：国防科技大学，2006) (李素梅，张宇.型钢混凝土结构研究综述.山西建筑，2006， [12]Chen Q.Wang T C.Ductility analysis of SRC columns.Eng 32(4):68) Mech,2002,19(Sppl1):593 [2]Yang H.Discussion on the characteristics of profile reinforced (陈待，王铁成.型钢混凝土柱延性分析.工程力学，2002， concrete.Nonferrous Met Des,2004.31(2):21 19(增刊1)：593)
图11 延性系数与体积配箍率的关系 Fig．11 Correlation of ductility coefficient and volumetric stirrup ratio 图12 配箍率不大于1∙77％的延性系数拟合曲线 Fig．12 Ductility coefficient fitting curve of specimens with the volumetric stirrup ratio less than1∙77％ 良好的延性滞回曲线呈饱满的梭形骨架曲线的下 降段较为平缓耗能能力强体现出良好的变形能 力．表明十字型钢混凝土柱具有良好的抗震性能． （2） 实验研究表明体积配箍率是影响型钢混 凝土柱构件延性的重要因素配箍率越大其骨架曲 线下降段趋势越平缓反复荷载作用下的强度衰减 得越慢其耗能能力越强延性越好．总之对构件 抗震性能的改善具有非常明显的作用． （3） 本文研究了体积配箍率对构件延性系数的 影响并给出了配箍率对延性系数的计算公式为进 一步修改规范提供了参考依据． 参 考 文 献 ［1］ Li S MZhang Y．Summary on research of sectional concrete structure．Shanxi A rchit200632（4）：68 （李素梅张宇．型钢混凝土结构研究综述．山西建筑2006 32（4）：68） ［2］ Yang H．Discussion on the characteristics of profile reinforced concrete．Nonferrous Met Des200431（2）：21 （杨华．谈谈钢骨混凝土结构的特点．有色金属设计2004 31（2）：21） ［3］ Huang MChen Y H．SRC composite structure． J Kunming Univ200617（4）：92 （黄明陈颖辉．SRC 组合结构．昆明大学学报200617（4）： 92） ［4］ Chen C HWang C KSun H Z．Experimental study on seismic behavior of steel reinforced concrete compression-bending members．Earthquake Resistant Eng Retrofitting200729（4）：68 （陈才华王翠坤孙慧中．型钢混凝土压弯构件抗震性能实 验研究．工程抗震与加固改造200729（4）：68） ［5］ The Ministry of Housing and Urban-rural Development of the People’s Republic of China．JGJ138－2001 Technical Specification for Steel Reinforced Concrete Composite Structures．Beijing： China Architecture ＆ Building Press2001 （中华人民共和国住房和城乡建设部．JGJ138－2001型钢混 凝土组合结构技术规程．北京：中国建筑工业出版社2001） ［6］ The Ministry of Housing and Urban-rural Development of the People’s Republic of China．GB50010－2002 Code for Design of Concrete Structures．Beijing：China Architecture ＆ Building Press2002 （中华人民共和国住房和城乡建设部．GB50010－2002混凝土 结构设计规范．北京：中国建筑工业出版社2002） ［7］ The Ministry of Housing and Urban-rural Development of the People’s Republic of China．JGJ01－96 Specification of Testing Methods for Earthquake Resistant Buildings．Beijing：China Architecture ＆ Building Press1997 （中华人民共和国住房和城乡建设部．JGJ01－96建筑抗震实 验方法规程．北京：中国建筑工业出版社1997） ［8］ Yao Q F．Test of Civil Engineering Structures．Beijing：China Architecture ＆ Building Press2001 （姚谦峰．土木工程结构实验．北京：中国建筑工业出版社 2001） ［9］ Chen C H．Experimental Research and Numerical Computation of SRC Members Under Eccentric A xial Load．Beijing：China Academy of Building Research2007 （陈才华．型钢混凝土压弯构件实验研究及数值计算．北京： 中国建筑科学研究院2007） ［10］ Lin M Q．Research of High-Strength Concrete Columns ［Dissertation］．Xi’an：Xi’an University of Architecture and Technology2006 （林明强．高强型钢混凝土柱的研究［学位论文］．西安：西安 建筑科技大学2006） ［11］ Wu X X． Performance Research High-Strength Concrete Columns ［Dissertation ］．Changsha：National University of Defense Technology2006 （吴锡欣．型钢高强混凝土柱力学性能研究 ［学位论文］．长 沙：国防科技大学2006） ［12］ Chen QWang T C．Ductility analysis of SRC columns．Eng Mech200219（Suppl1）：593 （陈倩王铁成．型钢混凝土柱延性分析．工程力学2002 19（增刊1）：593） ·1524· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷
