高强混凝土偏心受压柱中焊接环式箍筋的约束作用研究.pdf

第 43 卷 第 10 期 2013 年 5 月下 建筑结构 Building Structure Vol 43 No 10 May 2013 高强混凝土偏心受压柱中焊接环式箍筋的 约束作用研究 * 李升才， 章炯 (华侨大学土木工程学院，泉州 362021) 摘要以偏心距为主要控制参数， 对两组共 6 个密置焊接环式复合箍筋约束高强混凝土柱进行大、 小偏心受压 静力加载试验研究和有限元数值模拟对比分析。研究结果表明， 焊接环式箍筋的约束作用可以较大地提高高强混 凝土偏心受压柱的极限承载力、 延性性能和受压区混凝土的极限压应变， 对改善柱的受力和变形性能、 提高结构的 抗震性能具有重要意义。建议考虑密置焊接环式复合箍筋对混凝土的约束作用， 适当修改规范中偏心受压柱极限 承载力计算公式。 关键词高强混凝土偏心受压柱; 焊接环式箍筋; 约束作用; 承载力; 延性 中图分类号:TU317 + 1，TU398文献标识码:A文章编号:1002- 848X(2013)10- 0071- 05 Research on confinement effect of welding ring stirrups in eccentrically loaded high- strength concrete columns Li Shengcai，Zhang Jiong (College of Civil Engineering，Huaqiao University，Quanzhou 362021，China) Abstract:Using eccentricity as the main controlling parameter，two groups of six high-strength concrete columns confined by closely arranged welding composite ring stirrups were researched under large eccentric and small eccentric compression static loading tests，and comparative analysis of the columns by finite element numerical simulation was performed The research results show that ultimate bearing capacity，ductility and concrete ultimate compressive strain of eccentrically loaded high-strength concrete columns are greatly improved by confinement effect of welding ring stirrups，which has great significance to improve the mechanical behavior and deformation property of columns，as well as the seismic performance of the structureIt is recommended to consider the confinement role of the closely arranged welding ring stirrups and appropriately adjust the ultimate bearing capacity calculation formula of eccentric compression column in the code Keywords:eccentrically loaded high-strength concrete column; welding ring stirrup; confinement effect; bearing capacity; ductility * 国家自然科学基金项目(50948036)， 福建省自然科学基金计划项 目(E0810022)， 福建省科技计划重点项目(2012H0028)。 作者简介:李升才， 博士， 教授， Email:lsc50605 hqu edu cn。 0概述 箍筋约束混凝土已成为工程中提高混凝土的强 度和变形性能、 改善高强混凝土脆性的重要措施， 国 外学者从 20 世纪 30 年代在这方面已进行了大量的 研究。1929 年首先由 Richart 提出“圆箍约束下混 凝土的极限强度和极限变形均得到提高” 的观点， 这一观点被后来的研究者 1， 2 证实。近年国外学 者 3- 5通过各种形式的箍筋试件进行了这方面的研 究。目前， 国内关于箍筋约束高强混凝土研究也很 多:文献 6 对 10 根高强箍筋约束高强混凝土柱进 行了偏心受压性能试验研究;文献 7对国内外高 强箍筋约束高强混凝土柱的抗震拟静力试验结果进 行了总结。但大多数是关于轴压构件的研究， 对于 焊接环式箍筋约束高强混凝土偏心受压柱的研究尚 少。为此， 本文通过两组大、 小偏心受压柱的试验来 对焊接环式箍筋约束高强混凝土柱箍筋的作用进行 研究。 1试验概况 1. 1 试验设计及材料性能 试验试件为两组配有密置焊接环式复合箍筋偏 心受压柱， 其中一组为 3 个小偏心受压构件(PY- 1 PY- 3)， 另一组为 3 个大偏心受压构件( PY- 4 PY- 6)， 箍筋形式为焊接环式箍。混凝土设计强度 等级为 C50， 混凝土立方体试件实测抗压强度见表 1。纵筋为 HRB400 级钢筋;箍筋为10 80;模型 设计参数见表 2， 试件尺寸及配筋见图 1。 立方体混凝土试块抗压强度表 1 试件编号 fcu/MPafc/MPa PY- 1 PY- 353. 740. 8 PY- 454. 441. 3 PY- 555. 742. 3 PY- 655. 742. 3 建筑结构2013 年 1. 2 试验加载装置及加载方法 试验是在华侨大学结构工程实验室 2 000kN 液 压机上进行的， 数据通过 DH3816 数据采集仪自动 采集。为测量试件的侧向位移， 沿柱的高度方向布 置了 3 个位移计， 分别布置在柱的上端、 中间和下 端。试验采用静力加载方式， 逐级对试件施加竖向 偏心压力， 直至试件破坏。具体加载制度为:加载开 始后， 前 300kN 每 50kN 逐级加载， 300kN 以后每 20kN 加载一次， 直至试件开裂， 开裂后继续缓慢加 载， 直至试件破坏， 终止试验。试验过程中， 为了保 证在分级荷载下所有量测内容的仪表读数准确和避 免不必 要 的 误 差， 每 级 荷 载 的 持 续 时 间 不 少 于 2min， 在某级荷载作用下变形稳定后才继续加下一 级荷载。试验加载装置见图 2。 试件模型设计参数表 2 类型编号纵筋(每侧)配筋率 /%长细比偏心距 /mm PY- 12161. 7911. 725 小偏心柱PY- 22161. 7911. 730 PY- 32161. 7911. 735 大偏心柱 PY- 4 216(压) 222(拉) 4. 7410100 PY- 5 216(压) 222(拉) 4. 7410130 PY- 6 216(压) 222(拉) 4. 7410120 图 1试件尺寸及配筋图 2焊接环式箍筋的约束作用 2. 1 方箍的作用机理 矩形箍筋约束混凝土在轴向压力作用下， 核心 混凝土的横向膨胀变形使箍筋的直线段产生水平弯 曲。一方面， 箍筋抗弯刚度极小， 也即约束反力很 小;另一方面， 箍筋的转角部位刚度大， 变形小， 两个 垂直方向的拉力合成对核心混凝土对角线(45)方 图 2加载装置及仪表布置图 向的强力约束。故核心混凝土承受的约束力是沿对 角线的集中挤压力和沿箍筋分布的很小横向力 8。 关于箍筋约束作用下混凝土方柱的约束机理， 国内外学者都做了大量的研究。如 Sheikn9等在研 究箍筋约束混凝土方柱时， 将截面划分为有效约束 核心区(面积为 Aeff) 和非约束区， 沿纵向相邻箍筋 中间的截面上有效约束核心面积最小(Aec)。通过 分析和试验数据回归， 给出面积 Aec， Aeff的计算公 式;有效约束核心混凝土的抗压强度取决于体积配 箍率和约束混凝土为峰值强度时的箍筋应力。采用 正方形箍筋， 且沿周边均匀布置时， 可以得出核心混 凝土抗压强度的提高系数。 2. 2 箍筋对偏心受压柱承载力的影响 试验的偏心受压柱模型是按照混凝土结构设 计规范 (GB 500102002) 的公式来设计的， 但测 出的试验偏心受压承载力值却比按规范公式的计算 值大很多， 见表 3。 承载力计算值与试验值对比表 3 试件编号 fcu/MPa 配箍率 /%试验值 /kN 规范值 /kN PY- 1 PY- 2 PY- 3 53. 7 53. 7 53. 7 0. 95 0. 95 0. 95 1 166 1 068 1 053 497. 66 458. 86 422. 43 PY- 4 PY- 5 PY- 6 54. 4 55. 7 55. 7 1. 4 1. 4 1. 4 1 043 1 005 1 033 360. 87 276. 40 298. 60 注:fcu为标准试块实际轴心抗压强度。 由表 3 可知， 小偏心受压试件 PY- 1 PY- 3 实测 极限承载力大概是规范公式计算值的 2 倍， 而大偏 心受压试件 PY- 4 PY- 6 的实测极限承载力竟然是 规范公式计算值的 3 倍多。主要原因是由于规范承 载力公式没有考虑箍筋的约束作用对柱承载力的贡 献， 所以规范的承载力计算公式只适用于普通箍筋 混凝土柱， 对螺旋箍筋或焊接环式箍筋约束混凝土 柱已经不再适用。这也就恰好说明了密置焊接环式 复合箍筋对高强混凝土偏心受压柱的约束作用远大 27 第 43 卷 第 10 期李升才， 等 高强混凝土偏心受压柱中焊接环式箍筋的约束作用研究 于普通箍筋对混凝土的约束作用;同时也证实了密 置焊接环式复合箍筋对混凝土起到了很好的横向约 束作用， 使得混凝土的抗压强度和极限压应变都得 到了很大提高， 从而使偏心受压构件的极限承载力 得到了成倍的提高。因此有必要对规范公式进行相 应的修正， 否则就会导致柱的截面过大， 而体现不出 密置焊接环式复合箍筋的优势， 同时也会造成材料 的浪费。 将文献 10 (采用高强复合螺旋箍筋和井字复 合箍筋) 的结果与试验进行对比， 见图 3。从图可 知， 本文试验构件的承载力提高倍数的平均值都已 达到了 2. 8， 而文献 10中柱承载力提高倍数只达 到了 1. 5。这就说明了焊接环式箍筋与文献 10中 高强箍筋相比有着更好的约束作用， 导致了构件承 载力得到成倍的增加。 图 3极限承载力提高倍数对比 图 4试验试件的荷载-挠度曲线 2. 3 箍筋对偏心受压柱延性的提高作用 通过对 6 个偏心受压柱的试验研究可以测到 6 条荷载-挠度曲线， 见图 4。由荷载-挠度曲线可知， 当荷载较小时， 荷载-挠度曲线大致呈线性关系， 随 着荷载的加大， 曲线呈非线性增长， 荷载增长速度快 于挠度的增长速度， 大偏心受压构件表现得尤为明 显。当达到极限承载力时， 荷载-挠度曲线会出现细 微的上升段， 接着就进入了一个很长的变形平台阶 段。在这个阶段大偏心受压试件与小偏心受压试件 的荷载几乎不变， 而挠度却有较大的增长， 占据了总 挠度的绝大部分比例， 这说明由于密置焊接环式复 合箍筋的约束作用， 所有构件的延性都得到了较大 提 高，而 这 对 于 小 偏 心 受 压 试 件 是 尤 为 重 要 的 11- 13。分析图 4(a)可知， 构件的延性反而随偏心 距加大而降低了， 可能是试验过程中存在着双向偏 心受压情况所致。从本次试验能够观察出小偏心受 压柱的延性也得到一定提高， 破环前有一定的征兆。 从图 4(b)中可知， 随着偏心距的不断增大， 构件延 性也会随之改善。而构件 PY- 4 最大挠度较小， 这是 由于试验过程中加载装置出现问题造成的。 由文献 14可得普通矩形箍筋约束混凝土偏 心受压柱的荷载-挠度曲线， 见图 5。由图 4， 5 的比 较可知， 本文试验的大偏心受压柱在达到极限承载 力后挠度有一段较长的变形平台， 而普通箍筋柱在 达到极限承载力后的变形平台很短， 并且随后马上 出现下降段， 其延性明显低于本文试验的试件。本文 试验的小偏心受压柱在达到极限承载力后同样会进 入一个比较长的水平变形阶段， 而普通矩形箍筋约束 混凝土小偏心受压柱却表现出明显的脆性， 当变形在 达极限承载力后就脆断了， 延性显然不如本文试验的 小偏心受压柱。这再次证明了密置焊接环式复合箍 筋对偏心受压柱的延性有着很大的提高作用。 2. 4 受压区混凝土极限压应变 现行规范规定普通混凝土轴心受压构件的极限 压应变为 0. 002， 偏心受压构件的极 限压应 变为 0. 003 3。而高强混凝土轴心受压构件的极限压应 变大于 0. 002， 偏心受压构件的极限 压应变 小于 0. 003 3。但是在焊接环式箍筋约束作用下， 偏心受 压柱受压边缘的高强混凝土极限压应变得到了显著 的改善， 使构件在受压边缘不破环的情况下平面的 弯曲率明显提高， 从而提高了偏心受压构件的抗弯 能力和延性。根据本次试验数据可得偏心受压柱受 压区混凝土的极限压应变见图 6。 由图 6 可见， 本次试验的所有偏心受压构件受 压区的高强混凝土的极限压应变都要大于 0. 003 3， 最大的达到 0. 008， 平均值达到 0. 006 8， 混凝土的 变形能力提高显著， 随混凝土极限压应变的增大， 受 压区的相对高度也会增大， 这也进一步提高了柱的 极限承载力。文献 14中的普通箍筋约束偏心受 压柱， 其极限压应变大约为 0. 003 3， 与规范值相符 合， 但比本次试验的偏心受压柱受压区混凝土的极 限压应变小了两倍以上。说明焊接环式箍筋约束作 用远大于普通箍筋， 从而改善了高强混凝土的延性， 提高了其抗震性能。 2. 5 有限元数值模拟分析 2. 5. 1 有限元分析模型的建立 将焊接环式箍筋约束高强混凝土偏心受压柱按 37 建筑结构2013 年 图 5试件的挠度-荷载曲线 图 6偏心受压柱受压区混凝土极限压应变 照“从下到上” 的建模方式建立有限元模型。首先， 建立箍筋单元， 按照箍筋间距拉伸出构件的整体箍 筋模型;然后， 连接箍筋的开始节点和结束节点形成 纵筋模型， 建立出构件的钢筋骨架;最后， 对混凝土 进行合理的单元划分。建立的钢筋骨架和混凝土模 型见图 7。 为了模拟箍筋对混凝土的约束作用， 混凝土的 本构模型采用了 Mander15约束混凝土本构模型; 同时， 箍筋建模时自然形成封闭式。 图 7有限元模型 2. 5. 2 荷载-挠度曲线对比分析 图 8 为 6 个试件的有限元分析和试验荷载-挠 度曲线对比图。为了与试验数据进行对比， 选取了 和偏心受压试验测点相同位置的单元位移， 即选取 试件中部截面挠度进行比较。 从图 8(a)可以看出， 对于小偏心受压试件， 非 线性分析和试验荷载-挠度曲线变化趋势基本一致， 数值模拟的极限荷载比试验极限荷载稍高， 但相差 不大， 并且荷载-位移曲线突变都有所体现。可见数 值模拟的精度是可以满足分析要求的。从图中也能 看出， ANSYS 计算的试件的极限挠度比试验得到的 极限挠度要大， 这是由于分析所采用的混凝土本构 关系是按照规范计算的理想混凝土本构模型， 这与 试验实际情况有所不同， 而且 ANSYS 对混凝土开裂 模型的简化处理与实际并不完全一致;采用混凝土 开裂模型和下降段模型时， ANSYS 计算结果具有相 当的网格敏感性， 难以收敛。因此， ANSYS 计算所 得的分析结果挠度值与试验结果略有差异， 但是在 量级上基本上保持一致。通过对比分析可以得出， 非线性分析结果与试验结果能够吻合。 图 8各试件试验及有限元分析荷载-挠度曲线 从图 8(b)可以看出， 对于大偏心受压试件， 试 件 PY- 4 的试验极限承载力为 1 041kN， 而计算分析 的极 限 荷 载 为 1 034. 18kN， 两 者 之 间 的 误 差 为 0. 66% ， 几乎可以忽略。从曲线可以看出在加载到 极限荷载的 40% 区间内试验与计算所得曲线吻合 很好， 而后两曲线吻合较差， 主要原因是由于加载试 验装置的限制， 导致试验加载到极限荷载的 28% 时， 进行了两次加载而产生上述误差， 但极限承载是 非常接近的。试件 PY- 5 的试验最大极限荷载为 1 063kN， 数值模拟极限荷载为 1 050kN， 其极限荷 载误差为 1. 22% ;试验极限荷载时的柱中挠度为 21. 3mm， 而 数 值 模 拟 极 限 荷 载 时 的 柱 中 挠 度 为 20. 6mm， 其挠度误差为 3. 29% 。由曲线形式可以 看出试验与理论模拟计算的数值几乎吻合， 由于试 47 第 43 卷 第 10 期李升才， 等 高强混凝土偏心受压柱中焊接环式箍筋的约束作用研究 件 PY- 5 在试件 PY- 4 后加载， 所以吸取了试件 PY- 4 的经验， 加载一次完成， 理论模拟更加证实了试验的 正确性。试件 PY- 6 的试验极限荷载为 1 010kN， 数 值模拟计算所得的极限荷载为1 023kN， 其极限荷载 的误 差 为 1. 29% ; PY- 6 试 验 的 柱 中 最 大 位 移 为 50. 3mm， 数 值 模 拟 计 算 所 得 的 柱 中 最 大 位 移 为 49. 9mm， 其位移的误差为 0. 79% 。由两曲线对比 可以看出， 试验得出的曲线与数值模拟所得出的曲 线是几乎重合的。 3结论和建议 (1)配置一定量的焊接环式箍筋的偏心受压 柱， 能有效地约束混凝土， 显著地提高高强混凝土 大、 小偏心受压柱的承载力和延性。 (2)采用焊接环式箍筋约束的大、 小偏心受压 柱的受压区混凝土的极限压应变平均值明显高于普 通约束的混凝土偏心受压构件， 对改善高强混凝土 的脆性起着很大的作用。 (3)建议对使用良好的焊接环式箍筋约束的混 凝土偏心受压柱规范的承载力公式进行相应地修 改， 以便与实际情况相符合。 (4)有限元数值模拟结果和试验结果吻合非常 好， 说明可进行有限元拓展参数分析来模拟试验结 果， 从而节省试验费用。 参考文献 1 YUENGAR S R，BESAYIP，REDDY K N Stress-strain characteristic of concrete confined in steel binders J Magazine of Concrete Research，1970，22 (72): 173- 184 2 CHAN W W L The ultimate strength and deformation of plastic hinges in reinforce framework J Magazine of Concrete Research，1975，27(21): 121- 132 3 EID R，DANCYGIER A N Confinement effectiveness in circular concrete columns J Engineering Structures， 2006，28(13): 1885- 1896 4 SATOY， NAGATOMOK， NAKAMURAYBond strengthening hooks for RC members with 1300mpa-class shear-reinforcingspiralsPart:Shearstrength estimation basedontheBCJ-C1166guideline J Journal of Asian Architecture and Building Engineering， 2006，5(2): 317- 324 5 GIUSEPPECAMPIONE， MARINELLAFOSSETTI Compressivebehaviorofconcreteellipticalcolumns confined by single hoops JEngineering Structures， 2007，29(3): 408- 417 6 史庆轩，杨坤，姜维山， 等 高强箍筋约束高强混凝土 柱的偏心 受 压 试 验 研 究J工 业 建 筑，2009，39 (10): 76- 80 7 司炳君，孙治国，王东升， 等 高强箍筋约束高强混凝 土柱抗震性能研究综述J 土木工程学报，2009，42 (4): 1- 9 8 过镇海，时旭东 钢筋混凝土原理和分析M 北京: 清华大学出版社，2003 9 SHEIKN S A，UZUMERI S M Strength and ductility of tied concrete columnsJ Journal of Structural Division， 1980，106(5): 243- 254 10 赵东 高强箍筋约束混凝土偏心受压构件试验及非线 性分析D 西安: 西安建筑科技大学，2008 11 姜安庆，苏旭霖，陆洲导 碳纤维布加固小偏心受压 钢筋混凝土柱承载力分析J 四川建筑科学研究， 2006，32(3): 53- 55 12 唐飞，孙静，刘家蓬 芳纶纤维布加固小偏心受压混 凝土柱试验研究J 水利与建筑工程学报，2009，7 (2): 95- 98 13 尚守平，蒋隆敏，张毛心 钢筋网水泥复合砂浆加固 RC 偏 心 受 压 柱 的 试 验 研 究J建 筑 结 构 学 报， 2005，26(2): 18- 25， 33 14 刘立新，李洪彦，张艳丽， 等 500MPa 级钢筋混凝土 偏心受压柱受力性能的试验研究J 郑州大学学报: 工学版，2007，6(28): 30- 32 15 MANDERJB， PRIESTLEYMJN， PARKR Theoretical stress-strain model for confined concrete J Journal of Structural Engineering，1988，114(8): 1804- 1826 (上接第 88 页) 及设计计算方法探讨J 建筑结构学报，2003，24 (4):91- 96 2 朱奎 刚-柔性桩复合地基特性研究D 杭州:浙江大 学， 2006 3 马骥， 张 东 刚， 张 震， 等 长短桩 复 合 地 基 设 计 计 算 J 岩土工程技术， 2001(2):86- 91 4 葛忻声， 龚晓南， 张先明 长短桩复合地基设计计算方 法的探讨J 建筑结构， 2002， 32(7):3- 7 5 陈龙珠， 梁发云， 黄大治， 等 高层建筑应用长-短桩复 合地基的现场试验研究J 岩土工程学报， 2004， 26 (2):167- 171 6 陈龙珠， 梁发云， 严平， 等 带褥垫层刚-柔性桩复合地 基工程性状的试验研究J 建筑结构学报， 2004， 25 (3):125- 129 7 朱奎， 徐日庆 带褥垫层刚-柔性桩复合地基性状试验 研究J 建筑结构学报， 2006， 27(5):123- 128 8 林本海， 方 辉 长 短 桩 高 强 复 合 地 基 的 承 载 模 型 研 究J 岩 石 力 学 与 工 程 学 报， 2009， 28 ( S2):3857- 3862 57