王 朋 于 彬 史慶軒 王 峰

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2.西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055)

0 引 言

我國(guó)高層建筑發(fā)展的一個(gè)主要特點(diǎn)是鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)用逐漸增多，組合結(jié)構(gòu)可有效地將鋼構(gòu)件、混凝土構(gòu)件進(jìn)行組合，充分發(fā)揮兩者的優(yōu)點(diǎn)[1]。鋼管混凝土疊合柱是在鋼管混凝土柱基礎(chǔ)上提出的一種新的組合柱形式，相比鋼管混凝土柱，鋼管混凝土疊合柱中的鋼管被外層混凝土包圍，避免暴露在環(huán)境中從而使其擁有更好的耐久性和耐火性[2-3]，同時(shí)避免其管壁向外側(cè)屈曲，而使鋼材性能得到更好的發(fā)揮[4-5]。然而，鋼管混凝土疊合柱的外層鋼筋混凝土與內(nèi)層鋼管混凝土力學(xué)性能差異較大，協(xié)同變形能力較差，不能充分發(fā)揮核心混凝土強(qiáng)度高、延性好的特點(diǎn)[6-8]。改善鋼管混凝土疊合柱外層鋼筋混凝土的力學(xué)性能，減小與內(nèi)層鋼管混凝土力學(xué)性能差異成為提高鋼管混凝土疊合柱力學(xué)性能的重要方法。蔡景明使用鋼筋增強(qiáng)高性能纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料[8]、楊勇等使用預(yù)應(yīng)力鋼帶約束[9]等方法提高了疊合柱外層鋼筋混凝土的力學(xué)性能。與此同時(shí)，十字形型鋼混凝土柱有著廣泛的研究與應(yīng)用[10-12]，型鋼翼緣為混凝土提供約束使其強(qiáng)度得到提高，組合柱的承載能力與抗震性能亦得到提高。

結(jié)合鋼管混凝土疊合柱和十字形型鋼混凝土柱的優(yōu)點(diǎn)，課題組提出一種新型型鋼-混凝土組合柱，如圖1所示，即在鋼管混凝土疊合柱的鋼管外層鋼筋混凝土中設(shè)置與內(nèi)鋼管相連接的帶翼緣型鋼，利用型鋼翼緣的約束效果提高管外混凝土的力學(xué)性能，以更好協(xié)同鋼管內(nèi)外混凝土的變形性能和受力性能，同時(shí)翼緣型鋼可以起到受力縱筋的作用，減少組合柱中縱筋數(shù)量。對(duì)新型型鋼-混凝土組合柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究組合柱在低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能。

a—帶T形鋼的內(nèi)置圓鋼管混凝土組合柱；b—帶T形鋼的內(nèi)置方鋼管混凝土組合柱。圖1 新型型鋼-混凝土組合柱截面形式Fig.1 Cross sections of a new type of steel reinforced concrete columns

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)3組7個(gè)試件，外形為倒T字形，如圖2所示，柱截面尺寸均為250 mm×250 mm，柱高為1 112 mm，剪跨比λ=4(柱的計(jì)算高度取至加載端的中心線處)。試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3種鋼-混組合柱截面形式，如圖3所示，試件考慮的變化參數(shù)包括翼緣寬度、腹板高度，試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。經(jīng)前期數(shù)值模擬對(duì)比分析知，型鋼腹板厚度變化對(duì)組合柱抗震性能的影響遠(yuǎn)小于其他截面參數(shù)，因此為保持含鋼率不變，截面參數(shù)改變時(shí)腹板厚度隨之變化。型鋼及鋼管均采用Q235級(jí)鋼材；混凝土采用C40商品混凝土，保護(hù)層厚度為15 mm；箍筋采用HPB300級(jí)直徑8 mm的鋼筋，箍筋間距60 mm且端部設(shè)135°彎鉤，配箍率1.17%，滿足二級(jí)抗震軸壓比0.6的加密區(qū)最小配箍率大于0.9%的要求；縱筋采用4根HRB400級(jí)直徑16 mm的鋼筋，相應(yīng)配筋率為1.29%，滿足最小配筋率大于0.8%的要求。

a—SRC1;b—SRC2;c—SRC3。圖3 SRC柱截面形式 mmFig.3 Cross section forms of SRC columns

圖2 試件示意 mmFig.2 A schematic diagram of specimens

表1 試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Details of specimens

1.2 材料力學(xué)性能

1)鋼材力學(xué)性能。

各種規(guī)格鋼材均預(yù)留3根，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[14]對(duì)其進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，各規(guī)格鋼材拉伸試驗(yàn)結(jié)果的平均值如表2所示。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical property indexes of steel

2)混凝土力學(xué)性能。

澆筑試件時(shí)，預(yù)留2組共12個(gè)150 mm×150 mm×150 mm標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)，第一組于澆筑后28 d時(shí)進(jìn)行試驗(yàn)用以測(cè)定商品混凝土強(qiáng)度是否合格，第二組于試件加載時(shí)同步試驗(yàn)以測(cè)定試件中混凝土的真實(shí)強(qiáng)度。根據(jù)GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[15]對(duì)混凝土進(jìn)行靜力單軸壓縮試驗(yàn)，結(jié)果如表3所示。經(jīng)試驗(yàn)測(cè)定，試件加載時(shí)同期養(yǎng)護(hù)的混凝土立方體試塊抗壓強(qiáng)度平均值為55.82 MPa，其對(duì)應(yīng)的軸心抗壓強(qiáng)度為42.42 MPa。

表3 混凝土抗壓強(qiáng)度Table 3 Compression strength of concrete MPa

1.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

1)加載方案。

試驗(yàn)采用懸臂式加載方法，在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載裝置如圖4所示。試驗(yàn)采用荷載-位移雙控制加載模式，屈服前采用荷載控制加載，荷載分級(jí)施加，每級(jí)荷載增量為20 kN，每級(jí)反復(fù)循環(huán)1次；試件屈服后采用位移控制加載，每級(jí)位移增量為5 mm，每級(jí)反復(fù)循環(huán)3次，不斷加大試件位移，直至試件不能再承擔(dān)預(yù)定軸壓力時(shí)停止加載。

1—反力墻；2—支架；3—反力梁；4—滾珠；5—鋼板；6—千斤頂；7—柱帽；8—作動(dòng)器；9—試件；10—壓梁；11—支撐梁；12—底座。圖4 加載裝置示意Fig.4 A schematic daigram of test devices

2)測(cè)點(diǎn)布置。

加載過(guò)程中主要監(jiān)測(cè)內(nèi)容有：水平荷載、水平位移，柱底端預(yù)計(jì)破壞截面處型鋼應(yīng)變、鋼管應(yīng)變、鋼筋應(yīng)變。試件預(yù)計(jì)破壞截面處型鋼、鋼管、鋼筋的應(yīng)變用預(yù)埋電阻應(yīng)變片量測(cè)，應(yīng)變片沿柱根由下向上80，200，320 mm高度位置共設(shè)置3層，每層具體位置如圖5所示；同時(shí)設(shè)置位移計(jì)如圖6所示，測(cè)點(diǎn)1監(jiān)測(cè)柱頂水平位移，測(cè)點(diǎn)2監(jiān)測(cè)加載過(guò)程中試件整體水平滑移，測(cè)點(diǎn)3、4監(jiān)測(cè)柱塑性鉸區(qū)的彎曲變形。

a—SRC1;b—SRC2;c—SRC3。1、3、5、7為橫向應(yīng)變片，2、4、6、8為縱向應(yīng)變片。圖5 應(yīng)變片布置Fig.5 Arrangements of strain gages

圖6 位移計(jì)布置Fig.6 Arrangements of displacement meters

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)的所有試件均如期發(fā)生了彎曲破壞，破壞過(guò)程相似，各試件最終破壞形態(tài)如圖7所示(由于篇幅所限，僅給出了試件東側(cè)和南側(cè)的破壞圖)。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，縱筋均已外鼓，縱筋附近的混凝土有不同程度破壞，而型鋼包裹的混凝土形態(tài)完好，未有明顯破壞，表明疊合柱外層鋼筋混凝土中加入的帶翼緣型鋼對(duì)管外混凝土形成了有效約束。試件的破壞過(guò)程大致可以分為以下兩個(gè)階段：

1)荷載控制階段。在加載初期，試件處于彈性階段，試件表面尚未出現(xiàn)裂縫。當(dāng)加載至120 kN左右時(shí)試件開(kāi)裂，裂縫首先出現(xiàn)在東、西面柱底處，裂縫呈水平狀，且裂縫在柱南、北側(cè)面中稍有延伸。當(dāng)加載至140～160 kN時(shí)，東、西面柱高400 mm以下出現(xiàn)多條水平裂縫，并向中部不斷延伸形成多條水平貫通裂縫；南、北面的水平短裂縫數(shù)量不斷增多。試件屈服后進(jìn)入位移控制加載階段。

2)位移控制階段。第一級(jí)位移循環(huán)(位移角為1/117)下，各面裂縫繼續(xù)發(fā)展，東、西面柱底處表皮混凝土開(kāi)裂。第二級(jí)位移循環(huán)(位移角為1/74)下，東、西面柱底角部出現(xiàn)豎向劈裂裂縫，南、北面出現(xiàn)多條斜向裂縫，柱底四角處伴有小塊混凝土壓碎剝落。第三級(jí)位移循環(huán)(位移角為1/54)下，東、西面表皮混凝土有較多翹曲開(kāi)裂，柱根處混凝土部分壓碎剝落，第四級(jí)位移循環(huán)(位移角為1/42)下，各角部混凝土繼續(xù)剝落，各面裂縫變寬，主要產(chǎn)生豎向裂縫。之后加載中，原有裂縫變寬，各處混凝土以碎末形式逐漸變?yōu)榇髩K形式不斷掉落。達(dá)到第七～八級(jí)位移循環(huán)(位移角為1/26～1/23)時(shí)，柱根部保護(hù)層混凝土已大部分脫落，縱筋壓曲，型鋼外露。

a—SRC1;b—SRC2-1;c—SRC2-2;d—SRC2-3;e—SRC2-4;f—SRC2-5;g—SRC3。a—東側(cè)；b—南側(cè)。圖7 試件破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of specimens

3 試驗(yàn)分析

3.1 滯回性能

試驗(yàn)測(cè)得到的滯回曲線如圖8所示。由圖可知:所有試件的滯回曲線均為梭形，曲線較為飽滿、光滑，正、負(fù)方向較為對(duì)稱，且未產(chǎn)生明顯的捏縮現(xiàn)象，體現(xiàn)了新型型鋼-混凝土組合柱良好的抗震性能。

a—SRC1;b—SRC2-1;c—SRC2-2;d—SRC2-3;e—SRC2-4;f—SRC2-5;g—SRC3。圖8 各試件的滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of specimens

通過(guò)對(duì)比不同截面形式組合柱滯回曲線可知，內(nèi)置圓鋼管的新型型鋼-混凝土組合柱滯回曲線更加光滑飽滿；內(nèi)置方鋼管組合柱滯回面積最小，承載力下降最快，且在第三級(jí)位移循環(huán)的第一圈承載力大于第二、三圈，這是由于第一圈加載時(shí)柱根處一塊混凝土突然壓碎崩落，致使試件承載力降低。

通過(guò)對(duì)比不同翼緣寬度組合柱滯回曲線可知，翼緣寬度越大，承載力越高，滯回曲線越飽滿。這是由于型鋼翼緣寬度越大的試件，管外混凝土受約束區(qū)域越大，其力學(xué)性能提高越多，峰值承載力隨之增大；在加載后期，管外混凝土因受型鋼約束而延緩其破壞速度，在滯回過(guò)程中可以耗散更多能量，所表現(xiàn)出的滯回曲線也更飽滿。

通過(guò)對(duì)比不同腹板高度組合柱滯回曲線可知，腹板高度越大，承載力越高，滯回曲線越飽滿。這是由于型鋼腹板高度越大的試件，型鋼分布越靠近截面外側(cè)，可約束更多混凝土提高其力學(xué)性能及承載力，且在加載后期可更有效地延緩管外混凝土的破壞速度，在滯回試驗(yàn)中所表現(xiàn)出的滯回曲線也越飽滿。

3.2 骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線上同向(拉或壓)各次加載的峰值點(diǎn)依次相連得到的包絡(luò)曲線。本次試驗(yàn)各試件的骨架曲線如圖9所示。由圖可知:試驗(yàn)中試件的正向承載力略高于負(fù)向承載力，原因是加載時(shí)試件首先進(jìn)行正方向的加載后進(jìn)行負(fù)方向的加載，在進(jìn)行正方向加載時(shí)試件受拉側(cè)混凝土(即負(fù)方向加載時(shí)的受壓側(cè)混凝土)產(chǎn)生了一定程度的損傷，故試件負(fù)方向承載力略小于正方向承載力。

a—截面形式;b—翼緣寬度;c—腹板高度。圖9 不同參數(shù)下各試件的骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens with various parameters

通過(guò)對(duì)比不同截面形式組合柱骨架曲線可知，不同截面形式組合柱的承載力幾乎相同，而各試件加載后期的承載力下降速率不同。內(nèi)置十字形型鋼組合柱的后期承載力下降最快，而內(nèi)置圓鋼管組合柱的后期承載力下降較另兩種略慢，表明鋼管的存在有效提高了管內(nèi)混凝土的力學(xué)性能，延緩了后期管內(nèi)核心混凝土的破壞速度，且圓鋼管形式更好。

通過(guò)對(duì)比不同翼緣寬度組合柱骨架曲線可知，當(dāng)翼緣寬度不同時(shí)，翼緣寬度越大，承載力越高。這是由于型鋼翼緣寬度越大，管外混凝土受約束區(qū)域越多，組合柱的力學(xué)性能及承載力提高越多。

通過(guò)對(duì)比不同腹板高度組合柱骨架曲線可知，試件SRC2-5正向承載力及負(fù)向承載力均較高，且后期承載力相較其余兩個(gè)試件下降緩慢，而試件SRC2-4峰值承載力較高，但后期承載力下降最快。這是由于型鋼腹板高度大的試件，可約束更多混凝土進(jìn)而提高其力學(xué)性能及承載力，且在加載后期可更好地延緩管外混凝土的破壞速度；與之相對(duì)，腹板高度越小，加載后期混凝土破壞速度越快，組合柱在峰值荷載過(guò)后的加載中承載力下降越快。

3.3 剛度退化

剛度退化指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的剛度隨著反復(fù)荷載次數(shù)的增加而降低的特性。由于試驗(yàn)中正負(fù)向峰值承載力存在差距，采用每級(jí)循環(huán)的第一個(gè)滯回環(huán)的正負(fù)荷載峰值點(diǎn)之間連線來(lái)衡量剛度K的變化，計(jì)算式如下：

(1)

式中:+Fi和-Fi分別為每級(jí)循環(huán)下第一個(gè)滯回環(huán)的正負(fù)峰值荷載值；+Δi與-Δi分別為峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移值。不同參數(shù)下各試件的剛度退化曲線如圖10所示，其中位移取∣+Δi∣與∣-Δi∣的平均值。

通過(guò)對(duì)比不同截面形式組合柱剛度退化曲線可知，內(nèi)置十字形型鋼組合柱的初始剛度最大，這是由于該柱的含鋼率較高導(dǎo)致的。隨著加載進(jìn)行，混凝土不斷開(kāi)裂，剛度逐漸降低，其中內(nèi)置十字形型鋼組合柱的剛度退化最快，而內(nèi)置圓鋼管組合柱的剛度退化較另兩種略慢，表明鋼管的存在減緩了核心混凝土的破壞速度，提高了組合柱整體剛度。

通過(guò)對(duì)比不同翼緣寬度組合柱剛度退化曲線可知，當(dāng)翼緣寬度不同時(shí)，剛度退化速度相似，均較緩慢；但翼緣寬度越大的試件，整體剛度較高。這是由于翼緣寬度越大，管外混凝土受約束區(qū)域越多，其力學(xué)性能提高越多且破壞速度更緩慢，進(jìn)而提高了組合柱整體剛度。

通過(guò)對(duì)比不同腹板高度組合柱剛度退化曲線可知，試件SRC2-4初始剛度較高，最終剛度最低，表明腹板高度越小，剛度退化速度越快；而試件SRC2-5初始剛度較高，最終剛度也較高，這是由于該試件腹板高度較大，可使更多的管外混凝土受其側(cè)向約束而延緩破壞，提高了該部分混凝土的整體性與剛度。且試件在含鋼率相同的條件下，型鋼腹板高度越大，型鋼分布越靠近截面外側(cè)，在彈性階段加載中更多的型鋼參與滯回過(guò)程，使組合柱剛度整體得到了提升。

3.4 位移延性系數(shù)

延性是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在達(dá)到峰值承載力后繼續(xù)承擔(dān)一定變形的能力，通常采用位移延性系數(shù)μ對(duì)構(gòu)件的變形能力進(jìn)行量化，計(jì)算式如下：

μ=Δu/Δy

(2)

式中:Δu為有效破壞位移，取峰值承載力Pm下降至85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的水平位移；Δy為屈服位移，采用能量等效面積法計(jì)算。試件的位移延性系數(shù)及位移角的計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 各試件位移延性系數(shù)及位移角計(jì)算結(jié)果Table 4 Calculation results of displacement ductility coefficients and drift ratios of specimens

通過(guò)對(duì)比不同截面形式組合柱延性數(shù)據(jù)可知，試件SRC2-2的破壞位移角與試件SRC1及試件SRC3的相比分別提高了24.8%和8.0%，位移延性系數(shù)分別提高了11.8%和7.7%，屈服位移角與峰值位移角的大小由大到小依次為SRC2-2、SRC3和SRC1。表明新型型鋼混凝土柱顯著改善了型鋼(鋼管)對(duì)混凝土的約束性能，提高了柱的變形性能，且內(nèi)置圓鋼管組合柱較內(nèi)置方鋼管組合柱的提升效果更好。

通過(guò)對(duì)比不同翼緣寬度組合柱延性數(shù)據(jù)可知，試件SRC2-2的破壞位移角與試件SRC2-1與試件SRC2-3的相比分別提高了6.8%和15.9%，位移延性系數(shù)分別提高了12.9%和21.9%，表明翼緣寬度與截面寬度之比大約為9/25時(shí)，是組合柱較為合理的配鋼形式。型鋼翼緣的存在可以有效約束管外混凝土，提高管外混凝土的變形性能，當(dāng)寬度小于適合范圍時(shí)，管外混凝土受到的約束較小；而超過(guò)適合寬度范圍時(shí)，翼緣兩側(cè)邊緣處型鋼得到的側(cè)向支撐力較小，在加載后期更易屈曲，對(duì)管外混凝土的約束也相應(yīng)減小，組合柱的變形性能得不到充分發(fā)揮。

通過(guò)對(duì)比不同腹板高度組合柱延性數(shù)據(jù)可知，試件SRC2-5的位移延性系數(shù)與試件SRC2-2與試件SRC2-4的相比分別提高了10.2%和22.8%，表明腹板高度越大，組合柱的延性與變形性能越好。這是由于腹板高度越大時(shí)，型鋼翼緣可以為更多的管外混凝土提供約束，延緩管外混凝土的破壞，因此組合柱整體延性與變形性能得到提升。

3.5 彎矩-曲率特性

構(gòu)件塑性鉸區(qū)彎矩-曲率特性也是衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要因素。試驗(yàn)中采用位移計(jì)記錄了距柱底200 mm處試件的彎曲變形，不同截面形式試件的彎矩-曲率曲線如圖11所示。由于保護(hù)層混凝土的開(kāi)裂及剝落，位移計(jì)在加載后期的量測(cè)數(shù)據(jù)不足。

通過(guò)對(duì)比不同截面形式組合柱的彎矩-曲率曲線可知，內(nèi)置十字形型鋼組合柱SRC1的峰值彎矩最低，且達(dá)到峰值后彎矩承載力下降迅速；而新型型鋼混凝土組合柱試件SRC2-2和試件SRC3達(dá)到峰值后彎矩承載力下降非常緩慢。結(jié)果表明：新型型鋼混凝土柱核心區(qū)混凝土受到內(nèi)置鋼管約束，顯著改善了組合柱的力學(xué)性能，故峰值彎矩后隨著組合柱彎曲變形的增加，構(gòu)件塑性鉸區(qū)仍能抵抗較大彎矩。

-SRC1；-SRC2-2;-SRC3。圖11 不同截面形式試件的彎矩-曲率曲線Fig.11 Moment-curvature curves of specimens with various section forms

3.6 鋼管及鋼筋應(yīng)變

不同截面形式試件的鋼管及鋼筋的應(yīng)變變化如圖12～14所示，為方便對(duì)比分析，應(yīng)變片數(shù)據(jù)均取推方向時(shí)采集的數(shù)據(jù)，圖中水平直線為鋼材的拉壓屈服應(yīng)變，兩條豎向直線分別為試件加載至峰值荷載及破壞荷載時(shí)所對(duì)應(yīng)的水平位移。由于混凝土澆筑中應(yīng)變片有損壞，圖中只給出了未損壞應(yīng)變片的數(shù)據(jù)，鋼管均貼有縱向及橫向應(yīng)變片，每層應(yīng)變片編號(hào)位置如圖5所示，應(yīng)變片編號(hào)規(guī)則如圖15所示。

a—SRC2-2;b—SRC3。圖12 鋼管應(yīng)變Fig.12 Strains of steel tubes

a—SRC1;b—SRC2-2;c—SRC3。圖13 縱筋應(yīng)變Fig.13 Strains of longitudinal steel bars

a—SRC1;b—SRC2-2;c—SRC3。圖14 箍筋應(yīng)變Fig.14 Strains of stirrups

圖15 應(yīng)變片編號(hào)規(guī)則說(shuō)明Fig.15 Description for numbering rules of strain gauges

通過(guò)對(duì)比組合柱的鋼管應(yīng)變可知，加載前期鋼管應(yīng)變較小，加載至10 mm(側(cè)移角1/100)時(shí)，鋼管縱向應(yīng)變僅約為屈服應(yīng)變的1/3，達(dá)到峰值荷載后縱向應(yīng)變隨著加載進(jìn)行逐漸增大。圓鋼管較方鋼管的應(yīng)變變化更大，剛過(guò)峰值荷載時(shí)圓鋼管的縱向應(yīng)變達(dá)到了屈服值，而方鋼管在將近破壞荷載時(shí)才僅有第一道縱向應(yīng)變達(dá)到屈服值，表明圓鋼管的截面受力更均勻，傳力效果更好。組合柱中鋼管的橫向應(yīng)變均較小，加載至33 mm(側(cè)移角1/30)時(shí)，鋼管應(yīng)變僅約為屈服應(yīng)變的1/3，此時(shí)已達(dá)到試件的破壞荷載，這是由于滯回過(guò)程中，組合柱的縱向拉壓是主要變化，橫向變化是混凝土壓碎膨脹而產(chǎn)生的被動(dòng)變化，因此橫向應(yīng)變較小。

通過(guò)對(duì)比組合柱的縱筋應(yīng)變可知，第一道縱筋應(yīng)變變化最大，第二道其次，第三道縱筋變化最小，該變化與鋼管應(yīng)變變化相同，表明截面彎曲角度沿著柱高逐漸減小，在大約第三道縱筋(柱高320 mm)處，已無(wú)明顯彎曲。內(nèi)置圓鋼管組合柱的縱筋應(yīng)變變化最大，表明其塑性鉸區(qū)彎曲變形較大，組合柱在加載中可以抵抗更大的彎矩。其余兩個(gè)試件第一道縱筋應(yīng)變?cè)谄茐暮奢d處略有下降，是由于此時(shí)角部混凝土掉落引起的。

通過(guò)對(duì)比組合柱的箍筋應(yīng)變可知，3個(gè)試件中僅內(nèi)置十字型鋼組合柱的箍筋在破壞荷載處有較大應(yīng)變，其余箍筋應(yīng)變值均較小，即組合柱的橫向應(yīng)變較小。這是由于大部分混凝土被型鋼所包裹，則混凝土的側(cè)向約束主要由型鋼翼緣提供，因此箍筋受到了較小的側(cè)向膨脹力，使其橫向應(yīng)變較小，表明新型型鋼-混凝土組合柱在管外增加型鋼翼緣的形式可有效約束管外混凝土，減小箍筋受力。此外，內(nèi)置鋼管組合柱的箍筋應(yīng)變更小，表明鋼管的存在有效增加了內(nèi)部混凝土的約束效果，且圓鋼管效果最好。

4 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)6個(gè)新型型鋼-混凝土組合柱以及1個(gè)十字形型鋼混凝土組合柱試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，得到以下結(jié)論：

1)新型型鋼-混凝土組合柱減緩組合柱剛度退化速度、獲得更好的位移延性與彎曲曲率特性，且內(nèi)置圓鋼管形式效果更好。

2)新型型鋼-混凝土組合柱的力學(xué)性能與翼緣寬度和腹板高度有關(guān)，隨著翼緣寬度和腹板高度的增大，組合柱的承載力提高，剛度退化速度越趨緩慢；翼緣寬度與截面寬度之比大約為9/25時(shí)，組合柱的位移延性最好。

3)新型型鋼-混凝土組合柱在管外增加翼緣型鋼的形式有效約束了管外混凝土，減小了箍筋受力；且鋼管的存在有效增加了內(nèi)部混凝土的約束效果，圓鋼管效果更好。