帶高強度螺栓約束拉桿矩形鋼管混凝土短柱

1、火災后型鋼混凝土柱抗震性能試驗研究李俊華1,陳建華1,孫彬2（1.寧波大學 建筑工程與環(huán)境學院，浙江寧波，315211 ； 2.中國建筑科學研究院，北京，100013）摘要：通過5個火災后型鋼混凝土柱試件和3個常溫下對比柱試件的低周反復加載試驗，研究火災后型鋼混凝土柱的承載力和抗震性能。由試驗獲得了火災后型鋼混凝土柱的破壞形態(tài)和滯回曲線，分析了剪跨比、軸壓比等參數(shù)對火災后型鋼混凝土柱滯回特性、 延性、耗能性能、承載力及剛度退化的影響。結(jié)果表明：火災后小剪跨比型鋼混凝土柱（入=1.5 ）的破壞形態(tài)與常溫下基本相同，大剪跨比型鋼混凝土柱（入=2.5 ）的破壞形態(tài)則發(fā)生明顯變化，常溫下發(fā)生彎曲型破壞

2、的柱在火災后往往發(fā)生粘結(jié)破壞。與常溫下 的型鋼混凝土柱相比，火災后型鋼混凝土柱的滯回曲線更加飽滿、骨架曲線的上升段和下降段更為平緩、延性系數(shù)略有增大、耗能 能力更強?；馂暮?，型鋼混凝土柱的延性、耗能能力與剪跨比、軸壓比密切相關(guān)。位移延性系數(shù)隨剪跨比的增大而增大，隨軸壓比 的增大而減?。患艨绫仍酱?，破壞時的等效阻尼比越大。經(jīng)歷火災作用后，型鋼混凝土柱的剛度和承載力退化顯著，初始剛度的退 化程度隨剪跨比的增大而減小，屈服以后的剛度和抗剪承載力退化程度隨剪跨比的增大而加大。提岀了火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力計算公式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好，可為火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力的損傷評估提供依據(jù)。關(guān)鍵

3、詞：型鋼混凝土柱；火災后；抗震性能；抗剪承載力 中圖分類號：TU文獻標識碼：AExperimental study on seismic performance of steel reinforced concretecolumns after exposure to fireLI Junhua1，CHEN Jianhu1，SUN Bin2（College of Civil Engineering and Environment, Ningbo University, Ningbo 315211, China2. China Academy of Building Research, Beij

4、ing 100013, China）Abstract: Based on cyclic reversed loading tests of five steel reinforced concrete （SRC） columns after exposure to fire and three comparative specimens at ambient temperature, shear bearing capacity and seismic performance of SRC columns after exposure to fire were studied. Failure

5、 patterns and hysteresis curves ware obtained from the tests, and influences of shear span ratio, axial compression ratio on the hysteresis behavior, ductility, energy dissipation, shear bearing capacity and stiffness degeneration of SRC columns after exposure to fire were analyzed. Test results sho

6、w that failure patterns of SRC columns after exposure to fire with low shear span ratto=1.5）are similar to that at normal room temperatures, while those with high shear span ratio （入=2.5） are different from that obviously. Bond failures occur in those SRC columns after exposure to fire while flexure

7、 failures mainly occur at normal room temperatures. Compared with SRC columns at normal room temperatures, SRC columns after exposure to fire have plumper hysteresisloops, more flat skeleton curves, higher ductility coefficient and greater energy dissipation ability. The ductility and energy dissipa

8、tion ability of SRC columns after exposure to fire are related to shear span ratio and axial compression closely. Displacement ductility coefficients increase with the increase of shear span ratio, but decrease with the increase of axial compression ratio. Equivalent damping ratio rises with the inc

9、rease of shear span ratio when failures occur. After exposure to fire, the stiffness and shear bearing capacity of SRC columns decline obviously. The degeneration degree of initial stiffness decreases with the increase of shear span ratios, but the degeneration degree of stiffness and shear bearing

10、capacity after yielding increase with the increase of shear span ratio. A formula for calculating shear bearing capacity of SRC columns after exposure to fire is presented, and the calculation results are consistent with the experimental results. It can be used to provide the basis for damage assess

11、ment of SRC columns after exposure to fire.Key words: steel reinforced concrete （SRC） column; after exposure to fire; seismic performance; shear bearing capacity基金項目：國家自然科學基金項目(51178226)，浙江省自然科學基金項目(LY14E080003)，寧波市自然科學基金項目(2013A610197)作者簡介：李俊華(1977)，男，湖南安仁人，工學博士，教授。 E-mail:lijunhua收稿日期：2014年8月火災后型鋼

12、混凝土柱抗震性能試驗研究李俊華1,陳建華1,孫彬2（1寧波大學 建筑工程與環(huán)境學院，浙江寧波，315211; 2.中國建筑科學研究院，北京，100013）摘要：通過5個火災后型鋼混凝土柱試件和3個常溫下對比柱試件的低周反復加載試驗，研究火災后型鋼混凝土柱的承載力和抗震性能。由試驗獲得了火災后型鋼混凝土柱的破壞形態(tài)和滯回曲線，分析了剪跨比、軸壓比等參數(shù)對火災后型鋼混凝土柱滯回特性、 延性、耗能性能、承載力及剛度退化的影響。結(jié)果表明：火災后小剪跨比型鋼混凝土柱（X =1.5）的破壞形態(tài)與常溫下基本相同，大剪跨比型鋼混凝土柱（X =2.5 ）的破壞形態(tài)則發(fā)生明顯變化，常溫下發(fā)生彎曲型破壞的柱在火災后

13、往往發(fā)生粘結(jié)破壞。與常溫下 的型鋼混凝土柱相比，火災后型鋼混凝土柱的滯回曲線更加飽滿、骨架曲線的上升段和下降段更為平緩、延性系數(shù)略有增大、耗能 能力更強。火災后，型鋼混凝土柱的延性、耗能能力與剪跨比、軸壓比密切相關(guān)。位移延性系數(shù)隨剪跨比的增大而增大，隨軸壓比 的增大而減??；剪跨比越大，破壞時的等效阻尼比越大。經(jīng)歷火災作用后，型鋼混凝土柱的剛度和承載力退化顯著，初始剛度的退 化程度隨剪跨比的增大而減小，屈服以后的剛度和抗剪承載力退化程度隨剪跨比的增大而加大。提出了火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力計算公式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好，可為火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力的損傷評估提供依據(jù)。關(guān)鍵詞：型鋼混凝

14、土柱；火災后；抗震性能；抗剪承載力 中圖分類號：TU文獻標識碼：AExperimental study on seismic performance of steel reinforced concretecolumns after exposure to fireLI Junhua1, CHEN Jianhu1, SUN Bin2（1.College of Civil Engineering and Environment, Ningbo University, Ningbo 315211, China2. China Academy of Building Research, Beijin

15、g 100013, China）Abstract: Based on cyclic reversed loading tests of five steel reinforced concrete （SRC） columns after exposure to fire and three comparative specimens at ambient temperature, shear bearing capacity and seismic performance of SRC columns after exposure to fire were studied. Failure p

16、atterns and hysteresis curves ware obtained from the tests, and influences of shear span ratio, axial compression ratio on the hysteresis behavior, ductility, energy dissipation, shear bearing capacity and stiffness degeneration of SRC columns after exposure to fire were analyzed. Test results show

17、that failure patterns of SRC columns after exposure to fire with low shear span rUo=1.5） are similar to that at normal room temperatures, while those with high shear span ratio （入=2.5） are different from that obviously. Bond failures occur in those SRC columns after exposure to fire while flexure fa

18、ilures mainly occur at normal room temperatures. Compared with SRC columns at normal room temperatures, SRC columns after exposure to fire have plumper hysteresisloops, more flat skeleton curves, higher ductility coefficient and greater energy dissipation ability. The ductility and energy dissipatio

19、n ability of SRC columns after exposure to fire are related to shearspan ratio and axial compression closely. Displacement ductility coefficients increase with the increase of shear span ratio, but decrease with the increase of axial compression ratio. Equivalent damping ratio rises with the increas

20、e of shear span ratio when failures occur. After exposure to fire, the stiffness and shear bearing capacity of SRC columns decline obviously. The degeneration degree of initial stiffness decreases with the increase of shear span ratios, but the degeneration degree of stiffness and shear bearing capa

21、city after yielding increase with the increase of shear span ratio. A formula for calculating shear bearing capacity of SRC columns after exposure to fire is presented, and the calculation results are consistent with the experimental results. It can be used to provide the basis for damage assessment

22、 of SRC columns after exposure to fire.Key words: steel reinforced concrete （SRC） column; after exposure to fire; seismic performance; shear bearing capacity基金項目：國家自然科學基金項目(5X78226),浙江省自然科學基金項目(LY14E080003),寧波市自然科學基金項目(2013A610197)作者簡介：李俊華(1977),男，湖南安仁人，工學博士，教授。 E-mail:lijunhua收稿日期：2014年8月(a)制作完成的鋼骨

23、架圖2鋼骨架與鋼端板(2)鋼端板尺寸與開洞1200Fig3 Heating and cooling curvesFig. 2 Steel skeleton and steel end plate1.2材料屬性本次試驗采用 C40商品混凝土，在澆注混凝土制 作試件的同時，澆注邊長為150mm的混凝土立方體試 塊，與試件在同等條件下養(yǎng)護，在試驗受火前夕按GB/T50081-2002普通混凝土力學性能試驗方法進 行試塊立方體強度測試，獲取混凝土的抗壓強度，實 測常溫下混凝土的抗壓強度fcu見表1。按GB/T228-2002金屬材料室溫拉伸試驗方法 進行了拉伸試驗，測定型鋼和鋼筋的屈服強度、極限 抗拉

24、強度、彈性模量。由試驗測得的型鋼、縱向受力 鋼筋、箍筋的材料屬性見表2。表2鋼材材性測試結(jié)果Table 2 Material test results of steel鋼材種類屈服強度/極限強度/彈性模量/MPaMPaMPa翼緣250.42430.252.07X 105型鋼2.03X 105腹板279.92438.50縱向受力鋼筋446.42574.822.02 X 105箍筋428.54592.162.06X 1051.3火災試驗方案火災試驗時，將受火的5個試件分3批立放于寧波大學火災實驗室耐火試驗爐，第1爐試件為SRCF-1SRCF-2；第2爐試件為 SRCF-3 SRCF-4;第3爐試件

25、 為SRCF-5試件在爐內(nèi)擺好后，為保護試件端部的加 載短橫梁，用耐火巖棉將短橫梁包裹，做好防火處理。 升溫過程中不施加外荷載，所有試件的設(shè)計升溫時間 均為90min，當升溫達到預定時間后，熄火并打開爐門， 使試件在爐膛內(nèi)自然冷卻。由爐內(nèi)熱電偶記錄的各批 次升降溫曲線如圖 3所示。從圖中可以看出，3次升降 溫過程大致保持了一致。1.4火災后試驗方案火災后的低周反復加載試驗在寧波大學結(jié)構(gòu)實驗 室建研式加載裝置上進行，該裝置主要包括立柱、底梁、底梁尾部短柱、L橫梁、上橫梁、輔助橫梁、連 桿機構(gòu)、側(cè)向?qū)蜓b置、隨動加載小車等。立柱、底 梁、上橫梁、輔助橫梁通過螺栓連接，形成水平、垂 直雙向自平衡體系

26、。L橫梁通過四連桿機構(gòu)保證其加 載過程中能時刻保持水平，通過側(cè)向?qū)蜓b置保證其 豎向平面穩(wěn)定。試驗加載系統(tǒng)如圖4所示。圖4試驗加載系統(tǒng)Fig4 Loading system加載前，將試件立置于裝置底梁上，將L橫梁壓在試件頂面，做好試件與底梁及L橫梁的固定連接，防止試件底面與底梁、試件頂面與L橫梁在加載過程中發(fā)生相對滑動。然后通過置于L橫梁上的豎向伺服千斤頂施加柱頂軸向荷載，千斤頂?shù)酌姘惭b有隨動小 車，通過隨動小車將千斤頂?shù)箳煊谏蠙M梁，保證豎向 隨動加載。千斤頂?shù)募虞d過程由微機控制，當豎向荷 載達到預定值后保持千斤頂力值穩(wěn)定，直到試驗結(jié)束。豎向荷載施加好以后，通過MTS液壓伺服作動器施加水平荷載

27、，水平加載采用位移控制，每級反復加載循 環(huán)2次。當同一級位移的不同循環(huán)荷載下，第2次荷載循環(huán)的峰值荷載下降為第1次循環(huán)下峰值荷載的85%以下，或進入下降段后的某一級位移下的第1次循環(huán)中，荷載降為峰值荷載的85%以下，認為試件發(fā)生破壞，將試件拉回原位后停止試驗。1.5測點布置火災試驗時，通過熱電偶測定升溫過程中試件內(nèi) 部的溫度分布，熱電偶采用寧波奧崎儀表成套設(shè)備有 限生產(chǎn)的鎧裝熱電偶（ WRKK-191 ）直徑3mm,長度 8m。試件豎向中截面上的測溫點布置如圖5所示。圖5試件截面測溫點布置Fig .5 Thermocouple locations in section of specimen低

28、周反復加載試驗中，在試件底部與頂部位置處 布置位移計用于監(jiān)測試件底面與底梁、試件頂面與L橫梁的相對位移，試驗過程中發(fā)現(xiàn)這兩個位移計的實 測數(shù)據(jù)幾乎為零，表明試驗過程中試件與底梁及L橫梁的固定效果很好，試件沒有發(fā)生相對滑動。柱頂處 沿水平力方向的位移由MTS控制系統(tǒng)自動獲取。2試驗結(jié)果與分析2.1火災試驗現(xiàn)象受火后，試件表面混凝土呈黃褐色，表層出現(xiàn)不 規(guī)則裂紋，部分試件的柱角混凝土崩裂剝落，柱身混 凝土由于爆裂留下凹坑。試件受火后典型外觀如圖6所示。圖6火災后試件外觀圖Fig .6 Appearance of the specime n after fire2.2實測溫度-時間曲線圖7給出了爐膛

29、溫度和試件SRCF-2內(nèi)預埋熱電偶實測溫度T隨時間t的變化曲線。從圖 7中可以看 到：1）與爐溫相比，試件內(nèi)部升溫明顯滯后；熄火后，爐膛溫度迅速下降，但試件內(nèi)部各點溫度仍繼續(xù)上升。距離試件表面越遠的點，其溫升時間越長。2）熄火3 小時后，試件內(nèi)部各點的溫度大致趨向一致，且隨后的3小時內(nèi)，試件內(nèi)部溫度保持 200C左右。3）由于 水分蒸發(fā)和遷移，所有測點的溫度T-時間t曲線在100 C時均出現(xiàn)拐點和溫度平臺，且距離試件表面越 遠，溫度平臺越長。Fig.7 Measured temperature-time curves2.3破壞形態(tài)常溫下試件的破壞形態(tài)有三種。剪跨比入為2.0的試件SRC-1發(fā)生

30、了剪切粘結(jié)破壞：加載初期，柱端 兩側(cè)首先出現(xiàn)彎曲裂縫，隨著荷載的增加與反復循環(huán)，彎曲裂縫逐漸延伸并發(fā)展為斜裂縫；繼續(xù)加載，型鋼 翼緣外側(cè)沿柱高出現(xiàn)縱向粘結(jié)裂縫，粘結(jié)裂縫出現(xiàn)后 發(fā)展迅速，并隨著荷載的循環(huán)往復不斷加大，最終導 致型鋼翼緣外側(cè)縱筋位置處混凝土保護層劈裂剝落， 整個破壞過程非常突然，脆性性質(zhì)顯著。剪跨比入為1.5的試件SRC-2發(fā)生了斜壓破壞：加載初期，試件腹 部首先出現(xiàn)斜裂縫，隨著荷載的增加，斜裂縫不斷發(fā) 展，將試件表面混凝土劃分成若干菱形狀塊體；隨著 荷載的增大與反復循環(huán)，被交叉斜裂縫分割而成的菱 形狀塊體壓碎剝落，箍筋外露，由于型鋼腹板的存在，試件還有較高承載能力；隨著試驗的繼

31、續(xù)進行，核心 區(qū)混凝土壓碎，縱筋屈曲外凸，水平荷載迅速下降而 破壞。剪跨比入為2.5的試件SRC-2發(fā)生了彎剪破壞： 加載初期，柱端兩側(cè)出現(xiàn)水平裂縫，隨著荷載增大， 也會出現(xiàn)一些斜裂縫，但斜裂縫發(fā)展不如水平裂縫迅 速；繼續(xù)加載，水平裂縫不斷加大，柱端混凝土壓碎 剝落，壓碎區(qū)隨著荷載的反復循環(huán)不斷擴大，最終導 致試件破壞?；馂暮蠹艨绫热霝?.0的試件SRCF-1的破壞形態(tài) 和剪跨比入為1.5的試件SRCF-2的破壞形態(tài)與常溫下 相同剪跨比試件的破壞形態(tài)基本相同，分別發(fā)生剪切 粘結(jié)破壞和斜壓破壞，但剪跨比入為2.5的試件SRCF-3、SRCF-4、SRCF-5的破壞形態(tài)與常溫下相同 剪跨比試件SR

32、C-3的破壞形態(tài)有明顯差異，SRCF-3、 SRCF-4、SRCF-5發(fā)生了剪切粘結(jié)破壞，而不是彎剪破壞。這種破壞形態(tài)的改變與火災后型鋼與混凝土之 間粘結(jié)強度退化有很大關(guān)系，研究表明11，當曾經(jīng)經(jīng)歷的最高溫度達到 200 C、400 C、600 C、800 C時， 型鋼與混凝土之間的極限粘結(jié)強度分別只有到常溫下極限粘結(jié)強度的 64.5%、40.3%、18.1%、7.2%。粘結(jié)強度退化影響了型鋼與混凝土之間的共同工作性能，使 型鋼翼緣外側(cè)混凝土中彎矩和剪力產(chǎn)生的應力不能有 效傳遞而導致混凝土保護層劈裂破壞。所有試件的破 壞形態(tài)與見圖8。(a)SRC-1口/P(b) SRCF-1(a) SRC-1

33、(b) SRCF-1 (c) SRC-2 (d) SRCF-2SRC-2.NK./P(d) SRCF-2(e) SRC-3 (f)SRCF-3(g) SRCF-4( h) SRCF-5圖8試件的破壞形態(tài)Fig.8 Failure modes of specimensNK/ PNK/P(f) SRCF-32.4滯回曲線圖9為所有試件的荷載-位移滯回曲線。從圖9中 可以看出：1）常溫下與火災后試件的滯回曲線相對坐 標原點大致對稱。2）加載初期，曲線斜率基本不變， 卸載后的殘余變形很小，試件處于彈性工作狀態(tài)。隨 著位移的增大，滯回曲線逐漸向水平軸靠攏，滯回環(huán) 所包含的面積變大。達到峰值荷載后，水平荷

34、載隨位 移的增加而降低，試件的強度和剛度隨著荷載循環(huán)次 數(shù)的增加發(fā)生明顯退化。3）與常溫下的試件相比，火災后試件的滯回曲線更加飽滿。4）在其他條件相同的情況下，試件的剪跨比越大，其滯回環(huán)所包含的面積 越大；試件的軸壓比越大，其滯回環(huán)所包含的面積越 小。2.5骨架曲線圖10為火災后試件的骨架曲線。從圖10中可以看出：1）在軸壓比相同的情況下， 隨著剪跨比的增大， 試件的峰值荷載降低，與峰值荷載對應的位移加大。2） 在剪跨比相同的情況下，隨著軸壓比的增大，試件的 峰值荷載增大，與峰值荷載對應的位移加大。3）隨著剪跨比的增大和軸壓比的減小，試件骨架曲線下降段 變得平緩，極限變形能力增強。(e) SR

35、C-3（g） SRCF-4（h） SRCF-5圖9試件滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of specimens圖11為常溫下與火災后試件骨架曲線的對比。從圖11中可以看到：在其他參數(shù)大致相同的情況下，火 災后試件骨架曲線的上升段和下降段較常溫下更為平 緩，變形能力有所提高。2.6承載力與延性表3給出了各試件的屈服荷載Vy、屈服荷載對應的位移 y、峰值荷載Vm （抗剪承載力）、峰值荷載對 應的位移 m、極限荷載Vu、極限荷載對應的位移 U等骨架曲線特征值及位移延性系數(shù)。表3中，屈服荷載按通用屈服彎矩法確定，極限荷載取峰值荷載的 85%，位移延性系數(shù) 卩= y,所有數(shù)據(jù)取正

36、向和反+ XRF-2SHCF-3SRCF-4SRCF-5圖10火災后試件骨架曲線F ig.1O Skeleton curves of specimens after fire+5RCF-2SRCF-3圖11常溫下與火災后試件骨架曲線對比曲1 十5RCF4試件編號Vy /kN y /mmVm /kN m /mmVu /kN u /mmSRC-1234.015.1260.524.8221.429.81.98SRCF-1202.920.4231.530.1196.842.82.10SRC-2375.219.0419.528.7356.635.31.86SRCF-2320.220.0352.425.4

37、299.535.61.78SRC-3279.323.2302.734.8257.346.72.02SRCF-3153.325.5182.640.1155.255.62.18SRCF-4181.622.9223.935.1190.346.52.03SRCF-5145.126.5173.845.0147.760.02.26表3試件骨架曲線特征值與延性系數(shù)Table 3 Main parameters of skeleton curves and ductilitycoefficient of specimensKi =冋+1P（1）F ig.11 Skeleton curves of specim

38、ens at normaltemperature and after fire向加載時正負絕對值之和的平均值。從表3中荷載特征值可以看到：1）經(jīng)歷火災作用 后，試件的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載均出現(xiàn)不 同程度降低。軸壓比為0.2，剪跨比為1.5、2.0、2.5的三組對比試件，其屈服荷載分別下降了14.7%、13.3%、45.2% ;峰值荷載與極限荷載都分別下降 了 16.0%、11.2%、39.9%。其中，剪跨比為 2.5的試 件承載力降低非常顯著，這主要是由于火災導致型鋼 與混凝土之間粘結(jié)強度降低，造成試件的破壞形態(tài)由 彎曲型破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檎辰Y(jié)破壞，破壞時型鋼與混凝土的 材料強度未能充分發(fā)揮。

39、2）軸壓比相同時（n=0.2），剪跨比為1.5、2.0、2.5的3個火災后試件 SRCF-2、 SRCF-1、SRCF-3的屈服荷載與峰值荷載依此降低， 與SRCF-2相比，SRCF-1、SRCF-3的屈服荷載分別降 低36.6%、52.1%，峰值荷載分別降低 34.3%、48.2%。 3）剪跨比相同時（入=2.5），軸壓比為 0.1、0.2、0.3 的3個試件SRCF-5、SRCF-3、SRCF-4的屈服荷載與 峰值荷載依此增大， 與SRCF-5相比，SRCF-3、SRCF-4 的屈服荷載分別增大了 5.7%、25.2%，峰值荷載分別 增大了 5.1%、28.8%。從表3中試件的位移延性系數(shù)

40、可以看到：1）經(jīng)歷火災作用后，軸壓比為0.2，剪跨比為1.5、2.0、2.5的三組對比試件，位移延性系數(shù)分別降低了4.3%、增加了 6.1%、增加7.9%。總體來看，除剪跨比較小的試 件外，火災后型鋼混凝土柱的的延性系數(shù)較常溫下略 有提高。2）軸壓比相同時（n=0.2），剪跨比為1.5、 2.0、2.5 的 3 個火災后試件 SRCF-2、SRCF-1、SRCF-3 的位移延性系數(shù)依此增大，與SRCF-2相比，SRCF-1、SRCF-3的位移延性系數(shù)分別增大18.0%、22.5%。3）剪跨比相同時（入=2.5）,軸壓比為0.1、0.2、0.3的3 個試件SRCF-5、SRCF-3、SRCF-4

41、位移延性系數(shù)依此 減小，與 SRCF-5相比，SRCF-3、SRCF-4的位移延性 系數(shù)分別減小了 3.5%、10.2%。2.6剛度根據(jù)JGJ101 1996建筑抗震試驗方法規(guī)程， 第i次位移循環(huán)下試件的剛度按下式計算：式中，式中：Ki表示第i次循環(huán)的平均割線剛度； Pi表示第i次循環(huán)正向加載峰值荷載值；-P表示第i次循環(huán)反向加載峰值荷載值；表示第i次循環(huán)正向峰值荷載對應的位移值；-氣表示第i次循環(huán)反向峰值荷載對應的位移值。圖12給出了火災后不同剪跨比和軸壓比情況下 / mm / mm(a)不同剪跨比(a)不同剪跨比 / mm(b)不同軸壓比比020406080 / mm(c)常溫下與火災后對

42、比圖12試件割線剛度-位移曲線F ig.12 Secant stiffness-displacement curves of specimens0.20.180.160.14SRCF-30.080.06SRCF-40.04SRCF-50.0202080 / mm0.20.180.160.14SRC-1SRCF-10.08SRCF-20.06SRC-30.04SRCF-3102030405060 / mm(c)常溫下與火災后對比0.12he0.1he 0.120.10.024060(b)不同軸壓比- SRC-2圖13試件的等效阻尼比F ig.13 Equivalent damp ratio of

43、 specimens試件割線剛度-位移曲線以及常溫下與火災后曲線的 對比情況(割線剛度均根據(jù)某一級加載下首次循環(huán)計 算)。從圖12中可以看出：1)火災后，試件的割線剛 度隨位移的增大而減小，表現(xiàn)出明顯的退化現(xiàn)象。2)在相同加載位移的條件下，試件的割線剛度隨剪跨比 的增大而減小，隨軸壓比的增大而增大。3)與常溫下試件剛度相比，火災后試件剛度顯著降低，軸壓比為 0.2，剪跨比為1.5、2.0、2.5的三組對比試件，加載初 期的割線剛度較常溫下分別下降36.98%、35.93%、25.23%，與屈服荷載對應的剛度較常溫下分別下降了19.28%、31.34%、44.27%，與峰值荷載所對應的剛度 較常

44、溫下分別下降了27.35%、25.78%、41.45%。總體而言，剪跨比越小，試件的初始剛度降低越多；剪跨 比越大，試件屈服后剛度降低越多。2.7耗能性能耗能性能可用等效阻尼比he表示，he=A/2 n P ,其中，A為一個滯回環(huán)的面積，P 為該滯回環(huán)上下兩個部分最大水平荷載和最大位移乘積的平均值，he越大，表明構(gòu)件的耗能能力越強。圖13為火災后不同剪跨比和軸壓比情況下的等 效阻尼比he與變形的關(guān)系曲線以及常溫下與火災后曲 線的對比（he根據(jù)各級加載位移下首次循環(huán)所獲滯回 曲線計算）。從圖13中可以看出：1）火災后，試件的 等效阻尼比隨著位移的增大而增大，體現(xiàn)出良好的耗 能性能。2）軸壓比一定

45、時，隨著剪跨比的增大，試件 與極限位移相對應的等效阻尼比he增大，這表明剪跨比越大的試件，破壞時的耗能能力越強。3）剪跨比相同時，試件的等效阻尼比he在相同的加載位移條件下隨著軸壓比的增大而增大。這是因為在相同加載位移 條件下，小剪跨比試件對應的水平荷載大，試件彈塑 性變形發(fā)展更充分。4）與常溫下的試件相比，火災后 試件的等效阻尼比he更大。軸壓比為 0.2，剪跨比為1.5、2.0、2.5的三組對比試件，加載位移為10mm時的等效阻尼比 he分別增大了 27.23%、45.71%、62.84%; 屈服荷載對應的位移下，等效阻尼比he分別增大了30.7%、35.04%、64.74%；峰值荷載對應

46、的位移下，等效阻尼比he分別增大了 21.25%，66.95%，51.57%?？?體而言，經(jīng)歷火災后作用后，試件的耗能能力更強。5） 8個試件與極限位移對應的等效阻尼比he在0.10.2之間。3火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力計算在常溫下型鋼混凝土柱受剪承載力計算公式基礎(chǔ) 上12，考慮到火災后混凝土及鋼材力學性能的下降以 及型鋼與混凝土之間由于粘結(jié)性能退化造成構(gòu)件破壞 形態(tài)及承載力的改變等因素，本文建議采用式（2 ）和式（3）計算火災后型鋼混凝土柱的剩余抗剪承載力Vcm。非抗震設(shè)計：kc c fcbh° ksv fyv sv1.5sh°Vcm0.58kafatwhw 0.007

47、N抗震設(shè)計:Vcm土弋kc cfcbh。OgfAsvyvsh°0 58kafatwhw 0.056N式中：為型鋼混凝土柱的剪跨比，按JGJ138-2001型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程12取值； fc為混凝土的軸心抗壓強度設(shè)計值；fyv為箍筋的抗拉強度設(shè)計值；fa為型鋼的抗拉強度設(shè)計值； b為柱 截面寬度；h°為柱截面有效高度， 按JGJ138-2001型 鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程12取值；Asv為配置在同 一截面內(nèi)箍筋各肢的全部截面面積；s為箍筋間距；tw為型鋼腹板腹板厚度；hw為型鋼腹板高度；re為承載力抗震調(diào)整系數(shù)，取值為0.85 ； kc為火災后混凝土抗壓強度的平均折減

48、系數(shù)；ksv為火災后箍筋抗拉強度 折減系數(shù)；k a為火災后型鋼抗拉強度折減系數(shù)；c為火災后型鋼與混凝土粘結(jié)退化對構(gòu)件抗剪承載力的影 響系數(shù)?；馂暮蠡炷量箟簭姸鹊钠骄蹨p系數(shù)kc為火災后混凝土截面抗壓強度與常溫下混凝土截面強度的 比值，按下述方法計算：把混凝土截面劃分成若干網(wǎng) 格，其中第i個網(wǎng)格的面積為 Ai，火災時網(wǎng)格中心點 經(jīng)歷的最高溫度為Ti，則該網(wǎng)格火災后的平均抗壓強 度為fc（Ti）A，整個截面火災后的平均抗壓強度為 遲fc（T）A，因此:kc 八 fc（T）A/（fcA）（4）式中，fc仃i ）為高溫后混凝土材料的抗壓強度, 式（5）計算13:1.00.58194按公fc(T)Ry

49、jf1000T < 200°CT - 20 < 1000丿T>200°C1.1459-1.39255ANSYS利用在試驗測得的截面溫度分布基礎(chǔ)上，通過 計算獲得了本次試驗中所有試件的截面溫度場， 式（4）和式（5）求得本次試驗中混凝土抗壓強度的 平均折減系數(shù)kc為0.539。文獻14在大量計算結(jié)果 基礎(chǔ)上，提出ISO834標準升溫后方形截面柱混凝土抗 壓強度的平均折減系數(shù) kc用式（6）計算：kc 二 0.664 1.24a - 0.374t0.0239t2 -21.03a 0.252 at（ 6）式中，a為截面邊長（n）適應范圍：0.3m < a

50、< 0.8m ； t為升溫時間（h），適應范圍0.5h w t w 3h。利用公式（6）計算得到本次試驗中混凝土抗壓強度的平均折減 系數(shù)kc為0.550，計算結(jié)果與本文 ANSYS分析計算結(jié) 果較為接近，可以借鑒。研究表明，當過火溫度低于600C時，對火災后鋼 材的強度沒有太大影響； 當過火溫度超過600C時，火 災后鋼材的強度值約降低 10%在型鋼混凝土柱中， 箍筋靠近試件表面，火災時遭受的溫度大都會超過 600C,而型鋼由于混凝土保護層較大，火災時遭受的 溫度一般不會超過400 C,因此建議ksv和ka分別取0.9 和 1.0。如前所述，火災后型鋼與混凝土的粘結(jié)強度顯著 降低，造成常

51、溫下發(fā)生彎曲型破壞的試件在經(jīng)歷火災 作用后發(fā)生粘結(jié)破壞，影響試件的抗剪承載力，建議 對剪跨比入 2.0的型鋼混凝土柱，按式(6)和式(7) 計算火災后型鋼與混凝土粘結(jié)退化對構(gòu)件抗剪承載力 的影響系數(shù)c:. h -非抗震設(shè)計：ca(6)h?！?h 2aa抗震設(shè)計：c-(7)h。式中，h為型鋼混凝土柱截面高度；aa為型鋼翼緣外側(cè)混凝土保護層厚度。按公式(2)和公式(3)以及上述各系數(shù)取值方 法計算得到的試件抗剪承載力Xi和Vcl與試驗結(jié)果V爲的對比見表4。表中，各試件的材料強度取標準值， 未受火試件抗剪承載力值按JGJ138-2001型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程11公式計算。5個火災后試件的 Vc；

52、 /VcC2均值為1-02，方差為0.。113； H 均為為07,方 差為0.0061。因此，公式(2)和公式(3)可用于火災后型鋼 混凝土柱抗剪承載力的計算。表4試件抗剪承載力計算值與試驗值對比Table 4 Comparison of calculating and test shear strength試件編號Vc；你Vc： /kNV* /Vc2cmcmVc： /kNVc； /VcmSRC-1260.5292.90.89293.10.89SRCF-1231.5230.01.00214.91.07SRC-2419.5337.31.24340.61.23SRCF-2352.4268.51.3

53、1275.91.28SRC-3302.7263.31.15261.81.16SRCF-3182.6207.70.88192.80.95SRCF-4223.9232.60.96216.21.04SRCF-5173.8182.90.95169.41.034結(jié)論1) 火災后型鋼混凝土的粘結(jié)退化引起型鋼混凝土 柱破壞形態(tài)的改變，常溫下發(fā)生彎曲型破壞的柱在火 災后往往發(fā)生粘結(jié)破壞。2) 與常溫下的試件相比， 火災后型鋼混凝土柱的 滯回曲線更加飽滿，骨架曲線的上升段和下降段更為平緩，變形能力有所提高。3) 火災后，型鋼混凝土柱的位移延性系數(shù)隨剪跨比的增大而增大，隨軸壓比的增大而減小。除剪跨比 較小的試件外

54、，火災后型鋼混凝土柱的位移延性系數(shù) 較常溫下略有提高。4) 與常溫下試件相比，火災后試件剛度顯著降低。 剪跨比越小，試件的初始剛度降低越多；剪跨比越大， 試件屈服后剛度降低越多。5) 與常溫下試件相比，火災后試件的耗能能力更強。剪跨比越大，試件破壞時的等效阻尼比越大；剪 跨比相同時，相同的加載位移條件下的等效阻尼比隨 著軸壓比的增大而增大。6) 經(jīng)歷火災作用后，試件的承載力降低，剪跨比 越大，降低程度越高。提出了火災后型鋼混凝土柱抗 剪承載力計算公式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好， 可為火災后型鋼混凝土柱抗剪承載力的損傷評估提供 依據(jù)。參考文獻1 馮穎慧，樓文娟，沈陶，周君.內(nèi)配圓鋼管的鋼骨混凝

55、土柱火災后剩余承載力研究J.工業(yè)建筑,2008,38(3):16-19 (FengYinghui, Shen Tao, Lou Wenjuan, Zhou Jun. The study of residual load bearing capacity of column reinforced by inner circular steel tube after fire J. Industrial Construction, 2008, 38(3):16-19 (in Chinese)2 周君.鋼骨混凝土核心柱溫度場及高溫后剩余承載力性能研究J.特種結(jié)構(gòu),2009,26:35-39 (Zhou jun. Study on the thermal field and residual load bearing capacity after fire of column reinforced by inner circular steel tube J. Special Structures, 2009,26(4):35-39 (in Chinese)3 候進學，毛小勇.考慮升降溫作用的高溫后型鋼混凝土偏壓柱受力性能試驗研究