火災(zāi)后T形型鋼混凝土柱抗震性能試驗(yàn)研究

高 展 高立堂 李曉東 許業(yè)清 楊 超

（青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，青島266033）

0 引 言

型鋼混凝土異形柱結(jié)合了型鋼與混凝土兩者的優(yōu)良特性，即同時(shí)兼顧了承載力大和抗震性能好兩大優(yōu)點(diǎn)［1］。眾多學(xué)者經(jīng)過不斷努力從各方面對其進(jìn)行了研究。陸洲導(dǎo)和徐朝暉［2］運(yùn)用對比分析的方法對12 根型鋼混凝土柱進(jìn)行關(guān)于耐火的試驗(yàn)，得出柱截面溫度場計(jì)算方法和柱的極限承載力計(jì)算公式。王玉鐲［3-4］等經(jīng)過對3根L形和16根十字形型鋼混凝土柱的火災(zāi)試驗(yàn)，分析了異形柱在火災(zāi)下實(shí)際的變形規(guī)律、溫度場分布以及耐火極限等。陳宗平等［5-6］以軸壓比和偏心荷載為變化因素，對4 根T 形和3 根桁架式不等肢L 形鋼骨混凝土異形柱進(jìn)行了抗震性能相關(guān)的試驗(yàn)，研究分析了試件的破壞形態(tài)以及極限承載力，試驗(yàn)結(jié)果使平截面假定得到了驗(yàn)證，并分析了異形柱結(jié)構(gòu)的工作原理。張波［7］以軸壓比及配箍率為實(shí)驗(yàn)影響因素，對4 根十字形型鋼混凝土柱進(jìn)行低周反復(fù)試驗(yàn)，得出剪跨比是異形柱破壞形態(tài)的一個(gè)重要影響因素。國內(nèi)外對型鋼混凝土的抗火方面做了大量研究，同時(shí)在抗震方面，主要集中在常溫條件下的鋼筋和型鋼混凝土的抗震理論分析和試驗(yàn)，但是對于火災(zāi)后異形柱的抗震性能試驗(yàn)研究，尚且處于空白階段。為此，本文對T形型鋼混凝土柱火災(zāi)后低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能進(jìn)行相關(guān)的試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

《混凝土異形柱結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［8］中規(guī)定了異形柱肢高肢厚比，其比值不得大于4。本試驗(yàn)中試件設(shè)計(jì)肢高500 mm、肢厚200 mm，實(shí)際肢高厚比為2.5。根據(jù)T 形柱實(shí)際受力情況和破壞形態(tài)，同時(shí)為滿足不同剪跨比的要求，分別設(shè)計(jì)1 600 mm、1 900 mm、2 200 mm三種尺寸的柱子，火災(zāi)過程模擬ISO834 標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行試驗(yàn)。試件尺寸及配槽鋼見圖1。選用Q235 級14a 型號的槽鋼，規(guī)格為140 mm×58 mm×6 mm；槽鋼間連接腹桿采用直徑為12 mm HRB400 級鋼筋，采用電弧焊焊接作為腹桿和槽鋼之間的連接方式，試件全部采用C30 混凝土、30 mm 的保護(hù)層厚度。試件設(shè)計(jì)信息見表1，材性試驗(yàn)得fy槽鋼=305 MPa，fy鋼筋=410 MPa，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值fcu=34.6 MPa。

表1 試件基本信息表Table 1 Basic design information of specimens

圖1 試件截面尺寸及配槽鋼形式（單位：mm）Fig.1 Section size of specimen and configuration channel iron form（Unit：mm）

1.2 火災(zāi)試驗(yàn)

試件完成養(yǎng)護(hù)以后，火災(zāi)試驗(yàn)在青島理工大學(xué)垂直火災(zāi)爐中進(jìn)行。試驗(yàn)采用軸心荷載下恒載升溫方式，如圖2 所示。在T 形柱的火災(zāi)試驗(yàn)中，其內(nèi)折角面進(jìn)行受火，對于未受火面使用陶瓷纖維板進(jìn)行有效保護(hù)，如圖3 所示。火災(zāi)試驗(yàn)升溫曲線如圖4所示。

圖2 垂直火災(zāi)爐Fig.2 Vertical fire furnace

1.3 建研式加載試驗(yàn)

1.3.1 試驗(yàn)加載裝置及測試內(nèi)容

抗震試驗(yàn)采用建研式加載裝置。豎向荷載通過200 t 液壓千斤頂提供，水平荷載通過100 t 電液伺服作動(dòng)器來進(jìn)行提供。試驗(yàn)加載圖如圖5所示。

圖3 受火面示意Fig.3 Fire surface

圖4 升溫曲線圖Fig.4 Heating curve graph

圖5 加載裝置圖Fig.5 Loading device graph

1.3.2 試驗(yàn)加載制度

試驗(yàn)采用位移控制的方式進(jìn)行分級加載。試件屈服前，加載級差為3 mm，每級往復(fù)循環(huán)一次。試件屈服以后，加載位移為屈服位移的倍數(shù)，每級往復(fù)循環(huán)三次，在試驗(yàn)中，當(dāng)試件水平承載力降低至極限荷載的85%時(shí)終止試驗(yàn)，認(rèn)為試件破壞。利用折線法確定試件的屈服點(diǎn)，原理如圖6 所示，E點(diǎn)為所對應(yīng)的屈服位移和屈服荷載。

圖6 折線法原理圖Fig.6 Principle diagram of broken line method

1.3.3 試驗(yàn)過程與破壞現(xiàn)象

試驗(yàn)過程包括彈性、帶裂縫工作和破壞三個(gè)階段。增大軸壓比，翼緣背面上下端明顯出現(xiàn)彎曲壓碎破壞；一定范圍內(nèi)增大剪跨比，觀察翼緣背部上下端實(shí)際的彎曲壓碎破壞情況有所減輕，分析原因?yàn)槎讨休^大的剛度，水平剪切力在其發(fā)生相同位移情況下比較大，使破壞發(fā)生的比較早；配箍率對于火災(zāi)后試件的破壞形態(tài)影響沒有明顯的差別。TZ1 和TZ3 出現(xiàn)粘結(jié)劈裂以及剪切破壞，腹板出現(xiàn)嚴(yán)重的混凝土脫落情況，在腹板內(nèi)部混凝土上出現(xiàn)豎向剪切劈裂裂縫，腹桿鋼筋出現(xiàn)外凸現(xiàn)象，翼緣肢端上下端的混凝土出現(xiàn)嚴(yán)重的劈裂破壞現(xiàn)狀，槽鋼出現(xiàn)嚴(yán)重的變形。TZ2、TZ4、TZ5、TZ6 出現(xiàn)粘結(jié)劈裂破壞和彎剪破壞，腹板混凝土脫落嚴(yán)重，翼緣肢端上下端混凝土發(fā)生劈裂破壞，槽鋼明顯變形外凸。部分破壞現(xiàn)象如圖7所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

對試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果進(jìn)行分析，各試件的荷載（P）-位移（Δ）曲線如圖8所示。

（1）通過TZ1、TZ2 可以看出，未受火構(gòu)件的包絡(luò)面積大于受火試件，耗能性大，火災(zāi)后，其內(nèi)部微裂縫快速發(fā)展，明顯削弱了構(gòu)件的耗能能力和承載能力。

圖7 試件破壞圖Fig.7 Specimen failure graphs

圖8 滯回曲線圖Fig.8 Hysteretic curve

（2）通過TZ2、TZ5、TZ6 的試驗(yàn)分析得出，一定范圍內(nèi)增大剪跨比，試件滯回曲線包絡(luò)面積變小，耗能能力降低，所以剪跨比是對火災(zāi)后構(gòu)件滯回特性產(chǎn)生影響的重要因素。

（3）通過TZ2、TZ3、TZ4 的試驗(yàn)分析可得，軸壓比一定范圍內(nèi)增加，滯回環(huán)包絡(luò)面積也發(fā)生明顯的增加，同時(shí)試件的耗能能力提高。

2.2 骨架曲線

對骨架曲線根據(jù)不同的參數(shù)分別進(jìn)行整理，得到在各參數(shù)條件下的骨架曲線如圖9所示。

圖9 骨架曲線圖Fig.9 Skeleton curve

（1）受火柱骨架曲線下降段較未受火柱平緩，分析原因?yàn)楦邷匾鸹炷翗O限應(yīng)變增大導(dǎo)致。

（2）軸壓比在一定范圍內(nèi)提高，試件極限承載力降低，極限位移也嚴(yán)重降低，骨架曲線的斜率均較大，說明極限荷載以后，試件軸壓比在一定范圍內(nèi)越大，后期承載力衰減速度越快。

（3）剪跨比對試件的極限承載力和位移延性有明顯影響，剪跨比增加過程中，破壞位移不斷提高，其承載力也逐漸降低。

2.3 位移延性系數(shù)（μ）

試件的位移延性系數(shù)能夠清楚的對構(gòu)件后期變形性能進(jìn)行反映，計(jì)算公式為μ=Δm/Δy。各參數(shù)下位移延性如圖10所示。

（1）火災(zāi)降低了構(gòu)件的位移延性性能，高溫導(dǎo)致試件材料性能的劣化，受火試件較非受火試件位移延性系數(shù)降低了9.1%。

（2）軸壓比從0.1提到0.2、0.3時(shí)，位移延性系數(shù)降低了3.66%和12.2%。對軸壓比進(jìn)行提高，會(huì)導(dǎo)致試件截面的受壓區(qū)高度增加，同時(shí)約束了截面轉(zhuǎn)動(dòng)，使試件的延性性能降低。

（3）剪跨比從1.702 和 2.021 提高到 2.340 時(shí)，位移延性系數(shù)分別提高17%、69%和33.2%。而剪跨比從1.702 提高到2.021 時(shí)，其延性系數(shù)降低了11.7%，表明剪跨比處在2.0 左右以下時(shí)，延性隨著剪跨比的增加而變差，相反在2.0 左右以上時(shí)，隨著剪跨比的增加位移延性而有所提高。

2.4 剛度退化規(guī)律

剛度反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抵抗變形的能力，一般用割線剛度進(jìn)行表示，其表達(dá)式如下：

式中：Ki為第i次循環(huán)的割線剛度；±pi為第i次循環(huán)正、負(fù)向最大荷載；±δi為第i次循環(huán)正、負(fù)最大荷載對應(yīng)的位移。

（1）在試驗(yàn)初期，構(gòu)件剛度退化明顯，隨著外部混凝土脫落，由槽鋼主要承受荷載，由于槽鋼延性性能良好，使構(gòu)件剛度退化緩慢。

（2）試件隨著軸壓比的增加，初始剛度提高同時(shí)其退化速度也加快。原因是軸壓比較大會(huì)使截面受壓區(qū)高度增加，約束試件的截面轉(zhuǎn)動(dòng)，使其抵抗變形的能力增強(qiáng)。

（3）提高試件的剪跨比，其初始剛度降低。原因?yàn)榧艨绫容^大，增大了柱兩端的彎矩，使其發(fā)生的變形加大。

圖10 位移延性變化規(guī)律曲線圖Fig.10 Displacement ductility curve graphs

圖11 剛度退化曲線圖Fig.11 Stiffness degradation curve graphs

2.5 耗能分析

耗能是構(gòu)件變形能力在能量上的表達(dá)。累積耗能可用下列公式計(jì)算。

式中：E表示累積耗能；F表示水平剪力；x表示水平位移。

各參數(shù)對耗能能力發(fā)生的影響如圖12所示。

圖12 耗能曲線圖Fig.12 Energy consumption curve graphs

（1）對比受火試件和未受火試件可以看出，受火試件提前進(jìn)入屈服階段，受火試件耗能能力小于未受火試件，且受火試件耗能能力明顯降低。

（2）火災(zāi)后試件的耗能能力隨著軸壓比的提高而增大。軸壓比在試件屈服前，耗能能力沒有明顯的影響；但在試件屈服后，會(huì)對耗能能力有比較顯著的影響。分析原因是試件抵抗變形的能力隨著軸壓比的提高而增強(qiáng)，其滯回耗能性能隨之提高。

（3）增大試件剪跨比，滯回耗能降低，但在試件屈服之前，剪跨比對耗能的影響不大，對累積滯回耗能增幅也較小。試件屈服后至試件破壞階段，試件耗能隨著剪跨比變化較明顯。

3 結(jié) 論

（1）火災(zāi)對T 形型鋼混凝土柱的材料造成損傷，使其內(nèi)部微裂縫快速發(fā)展，削弱了各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)，同時(shí)降低了T 形型鋼混凝土柱的屈服強(qiáng)度以及極限承載力，加快了其強(qiáng)度和剛度的退化。

（2）軸壓比是影響結(jié)構(gòu)抗震性能的重要因素，一定范圍內(nèi)提高軸壓比，增加了截面受壓區(qū)高度，限制了截面的轉(zhuǎn)動(dòng)，降低了混凝土柱的位移延性，提高了耗能能力，但增加了初始剛度，更容易產(chǎn)生脆性破壞和鋼骨的變形失穩(wěn)，加速了后期強(qiáng)度衰減和剛度退化。

（3）剪跨比也是影響結(jié)構(gòu)抗震性能的重要因素，一定范圍內(nèi)提高剪跨比，降低了T形型鋼混凝土柱的初始剛度、極限承載力以及耗能性能，使強(qiáng)度衰減變緩。剪跨比在2.0 左右以下時(shí)位移延性隨著值的增加而減小，在2.0左右以上時(shí)隨著值的增加而提高，分析是由于短柱比長柱剛度大，更不容易產(chǎn)生失穩(wěn)所致。