张耀跃， 孙林柱， 李昀阳， 赵俊亮， 杨昌民
（1河北大学建筑工程学院，保定071000；2温州大学建筑工程学院，温州325000）
[摘要] 为减小钢筋混凝土柱的截面尺寸并改善其延性，试验设计9根双层箍筋约束混凝土柱和3根单层箍筋柱。以箍筋约束混凝土柱为研究对象进行轴向加载试验，根据试验结果提出双层箍筋约束混凝土柱峰值荷载的理论计算公式；试验通过对比各组试件的荷载一应变曲线，定性地分析了配箍特征值对双层箍筋约束混凝土柱延性的影响，并得到构件的应变延性系数在1.24~2.70之间；通过分析横向变形系数与轴向应变的关系曲线，揭示了试件的破坏机理。
0 引言
近年来，国内外发生了多次极具灾难性的地震，如2008年汶川大地震、2010年青海玉树地震、2010年海地地震和2010年智利地震等，许多建筑物在地震中倒塌或遭到严重破坏，造成大量人员伤亡和巨大的经济损失。而柱作为建筑结构中的重要承力构件，其强度不足或退化会对整个建筑物产生很大影响，甚至导致整个建筑物倒塌。造成钢筋混凝土柱破坏的一个重要原因是延性不足。
关萍、钱稼茹等指出在影响柱延性的诸多因素中配箍特征值是比较重要的因素。清华大学过镇海等在对反复荷载作用下箍筋约束混凝土的应力-应变全曲线进行研究之后认为，配箍率的增大能较大程度地提高混凝土的峰值应变，且对下降段提升效果更为明显，对混凝土的延性也有很大提升。杨坤等分别对单层高强箍筋及复合高强箍筋约束混凝土的轴向承载力进行研究后认为，高强箍筋可以很大程度地提高混凝土的延性且能提供一定的轴向承载力，复合箍筋对核心混凝土约束力强于单层箍筋且其分布更加均匀。
目前，国内外研究人员对FRP约束混凝土和单层箍筋约束混凝土等已进行了较多研究，
而对双层箍筋约束混凝土的研究较少。Kent和Park提出在矩形箍筋约束混凝土中，当混凝土未达到抗压强度以前，侧向变形极小，箍筋几乎没有起到约束作用；当混凝土逐渐达到其抗压强度时，侧向变形迅速增大，箍筋开始逐渐受力变形，对混凝土试件产生约束力；当箍筋达到屈服后，其约束力基本保持不变。普通箍筋约束混凝土属于主动约束，其约束力可人为随着受力阶段的不同而变化。本试验尝试减小柱子截面尺寸，并通过配置双层高强箍筋提
高配箍率来改善柱子的延性，使得混凝土柱在延性允许的范围内提高承载力。
1 试验概况
1.1试件制作
1.1.1钢筋笼制作
试件设计尺寸（长×宽×高）为250×250×1 400，由于试件尺寸较大，所有试件钢筋笼由熟练工人按照图纸要求绑扎。制作完成后，将钢筋笼装入模板并编号，搬运至实验台等待浇筑。试验所采用的钢筋规格有φ12，φ10，φ6，φ8四种，试验前对每种直径钢筋取4根长度为500mm的样品进行标准拉伸试验，对每种直径钢筋测得的弹性模量Es、屈服强度fy、极限抗拉强度fu、极限应变εu等结果取平均值作为该种直径钢筋的实测值，钢筋实测应力．应变曲线如图1所示，力学参数见表1。
1.1.2浇筑混凝土
首先将试验配比所需的材料称量后倒入搅拌机搅拌，搅拌均匀后分两次浇筑。先浇筑柱的基座，待混凝土强度增长至试验设计强度标准值的70%后作剔凿处理，再浇筑柱身。由于双层箍筋混凝土柱的箍筋间距较小，采用分层浇筑的方法浇筑柱身，每浇筑300mm用振动棒振捣密实。在浇筑试件的同时，每组混凝土各制备3组150×300的圆柱体试块，用于试验时确定各组混凝土的轴心抗压强度fck。试件浇筑完成后自然养护60d，使混凝土强度达到试验设计强度标准值。共制作12根试件，试件简图如图2所示，试件参数及配筋情况详见表2。
1.2试验步骤
为防止端部破坏，试验前预先在柱头20cm范围内采用FRP布来进行加固处理。为保证试件均匀受压，在柱顶涂抹lcm厚高强石膏，用压力机压平，直至硬化。在试件中截面四周的中线位置处分别粘贴横向和纵向应变片（BX120-0. SAA型）测定中截面的纵向应变和横向应变。在柱身两侧安装拉杆式位移计来监测试件的纵向变形，位移计标距为800mm，型号规格为ZS1100 -DT100。试验在WAW-10000F型电液伺服多功能实验机上进行，加载装置如图3所示。应变和位移数据通过采集仪采集。
仪器安置好后，先对试件进行几何对中，即试件几何中心轴线与压力机上压力板中轴线重合，再对构件进行物理对中。设定施加的轴向压力为预计极限荷载的30%，加载速度为240kN/min，观察预压过程中试件四周应变片的数值变化是否同步、均匀，如有偏差则终止试验，并对试件进行微调，这样既能检查各个仪器工作是否正常，又尽可能地保证试件处于轴心受压。对中满足要求后可开始正式试验，试验开始时，压力机与采集仪同时启动并记录开始时间，以保证数据采集的时间对应关系。采用电脑程控方式加载，加载制度为：首先以240kN/min的加载速率加载；轴力达到2 000kN后切换为位移控制，加载速率为0.5 mm/min，直至试件破坏。
2 试验结果
2.1试验现象
随着竖向轴力逐渐增大，双层箍筋约束的各个试件（FY-1~FY-9）的破坏形式基本相同，在力控制阶段，试件无明显裂缝产生。切换至位移控制阶段后，试件承受的轴力到达极限承载力的80%时，试件表面开始出现细小的竖向裂缝并伴有微小声响。达到峰值荷载后，裂缝数量急剧增多，裂缝宽度迅速扩展，随后保护层翘曲剥落，试件承载力缓慢下降，纵筋向外压屈，箍筋开始向外鼓出，表面裂缝逐渐演变成为贯穿试件的斜向破坏面。破坏过程中没有产生明显的破坏声响（FY-9除外）。单层箍筋约束的各个试件（FY-10~FY-12）在峰值荷载以前无明显现象，超过峰值荷载进入下降段后，试件的承载力下降得明显比双层箍筋约束的试件快，且过程中伴随有“噼啪”声，保护层破坏严重。
通过观察破坏后的试件发现，全部试件纵筋向外侧压屈，除FY-9外其余试件箍筋均未被拉断，单、双层箍筋约束典型试件破坏形态如图4所示。配有单层箍筋的试件混凝土破碎、剥落严重，配有双层箍筋的试件由于提高了配箍特征值，因此随着荷载的增长，纵向裂缝在混凝土内部扩展，而横向裂缝则被双重约束有效阻止，裂缝在箍筋和纵筋焊接处的薄弱层开展，没有出现“全盘皆散”的现象。试件的破坏面与水平面的夹角大致在60°~ 80°之间，属于压剪破坏，各试件试验结果列于表3。
2.2试验结果分析
2.2.1试件的承载力
结合表2、表3可知，单层箍筋约束试件（FY-10~ FY-12）混凝土轴心抗压强度与双层箍筋约束试件（FY-1~FY-3）近似，而双层箍筋约束试件的轴向承载力没有明显的提高，这说明内层箍筋的存在对提高箍筋约束混凝土柱的峰值荷载作用不大。
双层箍筋约束下的核心混凝土由于受到内外双层箍筋的约束，所承受的轴力可分为两部分，一部分是处于外层箍筋约束区内的混凝土，这部分混凝土均受到外层箍筋的约束，另一部分是处于内层箍筋约束区内的混凝土，这部分混凝土同时受到内、外层箍筋的约束。由于两部分约束的作用不同，轴心抗压强度也不同。根据《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)对轴心受压构件正截面承载力的定义，将轴心受压双层箍筋约束混凝土柱的峰值荷载公式表示为：
式中：fck为混凝土轴心抗压强度；Acor为构件的核心混凝土的截面面积；fy'为纵筋的抗压强度；fy1，fy2分别为外、内层箍筋抗拉强度；As’为纵筋的截面面积；Ass1，Ass2为外、内层箍筋的换算截面面积，Ass1=
层单根箍筋的截面面积，dcor1，dcor2分别为外、内层箍筋筒直径，s为箍筋间距；a为箍筋对混凝土约束的折减系数，本次试验a值取1;β为双层箍筋约束混凝土的换算系数。
为计算双层箍筋约束混凝土的换算系数β，将式(1)中的N与N1=fkAcor+fy'As'+2a(fylAss1+fy2Asa2)进行线性拟合，如图5所示。得到N=1.088N1，相关系数为0.996 89，相关程度很高，将换算系数β代回到式(1)中得到的计算结果列于表3。由表3可知计算得到的峰值荷载与试验的峰值荷载之间的相对误差在-12. 5%~5.9%之间，表明式(1)计算精度较好。
2.2.2试件的变形
将本次试验的12根试件数据按混凝土强度和箍筋形式分成4组作对比分析，各试件轴向压力与竖向应变（通过位移计采集）的关系曲线如图6~9所示。结合表3和图6～9可以看出，双层箍筋试件除FY-9为脆性破坏外，其余各试件下降段平缓，均表现出良好的延性。横向对比双层箍筋各组数据后发现，峰值荷载随着混凝土强度的提高而提高，峰值应变随混凝土强度的提高而明显降低。混凝土强度相同的每组试件在线弹性阶段的曲线吻合较好，峰
值荷载差异不大，下降段因配箍特征值的不同而存在差异，整体趋势表现为试件的内外层配箍特征值越高，试件的延性越好，与单层箍筋约束混凝土（FY-10~FY-12）的规律类似。
结合表3中各个试件的配箍特征值和应变延性系数分析可知，FY-9的配箍特征值与FY-8近似，但应变延性系数却相差较大，导致试件FY-9脆性破坏的因素可能包含以下几点：1）在搬运钢筋笼的过程中，FY-9钢筋笼局部钢筋损伤而没有及时发现，在下降段时因发生应力集中导致钢筋突然断裂，造成整体的脆性破坏；2）在对中时出现偏差，导致试件呈小偏心受压而造成的脆性破坏。
图10为双层箍筋约束试件（FY-1~FY-3）与其对应单层箍筋约束试件（FY-10~FY-12）的对比荷载．应变曲线。可以看出在峰值荷载之前，单层箍筋约束的荷载一应变曲线与双层箍筋约束的荷载一应变曲线吻合度较高，而下降段时双层箍筋约束曲线处于单层箍筋的上方且荷载下降速度明显比单层箍筋约束试件的慢，这很好地说明了采用双层箍筋的形式能够较大程度上改善试件的延性。
图1 1为双层箍筋各组试件的横向变形系数(V)和纵向应变均值(ε)的关系曲线。由图11可知，在受压初期不同混凝土强度试件的横向应变系数均在0~0.2的范围内上下波动，在达到峰值应变的70%后，泊松比突然增长，这表明试件的内部在70%峰值应变时内部出现裂缝，箍筋开始发挥约束作用。结合2.1节的试验现象，可还原双层箍筋混凝土柱内部裂缝的演变过程，即加载初期，试件内部由于竖向变形较小而产生少量的微小裂缝，其横向变形比较均匀。随着荷载的增加，当达到峰值荷载的70%左右时，内部混凝土开始出现较多裂缝，随之裂缝由内向外扩展，在达到80%峰值荷载时扩展至混凝土表面，超过峰值荷载后裂缝继续扩展，最终形成斜向破坏面。
为探究双层箍筋约束构件整体应变与中截面应变均值的关系，以典型组试件( FY-1~FY-3)为研究对象进行分析，将位移计测得的数据除以标距再乘以106即可把位移转化为微应变，如图12所示。可以看出，中截面应变片的数据在图像的上升段与位移计采集的数据吻合较好，在峰值荷载前后中截面应变片出现“折回”段。这是由于当轴力到达试件的极限承载力后，纵筋屈服，内外层箍筋对核心混凝土的约束开始增长，保护层由于没有箍筋的约束，表面的微小裂缝随试件的竖向变形迅速开展、贯通，最后保护层翘曲、脱落。粘贴在混凝土表面的纵向应变片随保护层共同变形，由弹性阶段时的压应力逐渐变为保护层翘曲后的张拉应力，与柱身的宏观破坏过程相一致，延性越好对应图像中应变片曲线的拐点越平滑。结合图11,12可以看出，在试件表面粘贴应变片能够通过表面应变的情况来揭示箍筋发挥约束作用的过程。
3 结论
(1)双层箍筋试件除FY-9外，其余试件在破坏过程中均显示出良好的延性，证明试验所设计的试件能够在保证延性的同时减小柱子的截面尺寸，降低造价，有很高的经济效益。
(2)在《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)定义基础上，提出双层箍筋约束混凝土柱极限承载力的计算公式，结果显示计算峰值荷载与试验峰值荷载之间的相对误差在- 12. 5%~5.9%，计算精度较高，计算公式简便，适合工程应用。
(3)双层箍筋混凝土柱的配箍特征值对应变延性系数影响较大，总体趋势为随内外层配箍特征值的增大而提高，与单层箍筋约束混凝土的规律一致，而对峰值荷载的提高作用不明显。
(4)双层箍筋混凝土柱的延性明显优于单层箍筋混凝土柱且保护层脱落不明显，中截面应变片测得的变形与柱身的宏观变形相一致，应变片曲线中的“折回”段亦能在一定程度上反映试件的延性。
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