钢-钢筋混凝土柱累积损伤性能试验研究

抽象的

通过10次相同位移的准静态试验，模拟研究了远场长周期地震动作用下钢骨混凝土柱的累积损伤行为。准静态测试8 SRC柱的水平循环荷载作用下进行了相同的位移为10倍或3次,然后钢比的影响,马镫比、轴压比,和循环荷载的数量在SRC柱的累积伤害远场地面长周期运动进行了研究。结果表明:循环加载次数对试件的峰值荷载影响不大，但对试件的变形能力、刚度退化和耗能能力有显著影响;与3次循环后试件相比，10次循环后试件的位移延性系数降低了约20% ~ 26%，滞回极限耗能降低了35% ~ 48%，刚度退化率加快。峰值荷载后，相同位移的多次循环加载造成的累积损伤更为显著，加剧了承载力的降低和刚度退化。配筋率和箍筋率越小，轴压比越大，试件的承载力和刚度降低越大。但相同位移下多次循环加载累积损伤对耗能能力影响较小。提高配筋率和配箍率可以有效提高试件的变形能力和耗能能力，降低累积损伤引起的承载力和刚度退化。

1.介绍

作为一种特殊的地面运动，远场长期地面运动具有长持续时间和较丰富的低频部件的特点;在后一振动阶段，可以观察到类似于谐波振动的明显循环脉冲[1- - - - - -3.］．2011年日本东部地震损伤及E-Defense振动台试验结果表明，在远场长周期地震动作用下，自振周期长的高层结构具有位移响应大、周期多、持续时间长、位移大的特点;层间位移角超过弹塑性位移角极限的循环次数可达10倍以上，多次往复塑性变形导致高层结构严重累积损伤[4- - - - - -9］．

钢筋混凝土（SRC）柱是高层结构中的重要承载构件。许多关于SRC柱的地震性能的许多实验研究已经在国内外进行。通过改变轴向压缩比，搅拌比，钢分布形式，钢比率和剪切阵线比的参数来进行传统SRC柱的低循环逆转加载试验;研究了SRC柱的失败形式，滞后曲线，骨架曲线，承载力，延展性和能量耗散能力[10- - - - - -14］．结果表明，型钢混凝土柱的抗震性能优于钢筋混凝土柱。由于高强高性能混凝土的广泛应用，还进行了钢筋高强高性能混凝土柱(SRHSHPC)低周反复加载试验[15- - - - - -17，并对SRHSHPC的破坏过程和地震特性进行了说明。为了提高普通型钢混凝土柱的力学性能，学者们提出了新型截面型钢混凝土柱，如:(1)翼缘与混凝土盖接触的十字形钢;(2)腹板与柱截面对角线相交的旋转十字形钢[18，19］．结果表明，当横截面的钢比不同时，新型SRC柱的变形容量和能量耗散能力明显大于普通SRC柱的能力和仍然存在新型的SRC列在高轴向力的作用下具有良好的承载力和变形性能。然而，大多数关于SRC柱的地震性能的研究基于屈服后水平循环载荷的准静态试验，并且很少考虑远场长期地面运动的效果，从而导致累积损伤的不完整插图和多循环载荷的变形能力高估相同位移[20.］．针对高层结构在远场长周期地震动作用下的位移响应，拟静力试验中通过增加水平循环荷载的次数来模拟远场长周期地震动的影响，并模拟钢筋混凝土梁的累积损伤性能[20.]，钢筋混凝土柱[21.- - - - - -24.]和CFST组合柱[25.，26.]，在长周期地震动作用下进行了研究。结果表明:循环加载次数对峰值加载前构件的性能影响不大，而位移较大的多次循环加载加剧了峰值加载后构件的累积损伤;随着循环加载次数的增加，构件的强度和刚度退化率增大，变形能力显著降低。与标准的3次循环加载相比，多次循环加载引起的循环退化对构件的抗震性能有负面影响。目前，对于长周期远场地震动作用下钢骨混凝土柱的累积损伤性能的研究还很少。为此,准静态测试方法采用10倍的水平循环荷载来模拟远场长周期地动作,和准静态测试8 SRC列相同的循环荷载下的位移进行了10次或3次,和钢率的影响,对比研究了箍筋比、轴压比和循环加载次数对钢骨混凝土柱累积损伤性能的影响。研究结果为型钢混凝土柱的抗震设计提供了试验依据。

2.实验过程

2．1．样本设计

本试验设计了8根相同几何尺寸的钢骨混凝土柱。型钢混凝土柱截面尺寸为180mm × 250mm，高度为1200mm，钢筋采用4C16纵向布置，配筋率为1.79%;钢筋混凝土基础梁截面尺寸为400 mm × 700 mm，长度为1350 mm，试件剪跨比设计为4.4。

标本的主要变化参数包括钢比，搅拌比，轴向压缩比和循环载荷的数量。Q235 I12.6，I14和I16的热轧I光束用作钢丝钢，相应的钢比分别为4.0％，4.8％和5.8％;C8 @ 120，C8 @ 100和C8 @ 80用作马镫（C8 @ 50用作柱头搅拌），相应的马镫比分别为1.0％，1.2％和1.5％;设计轴向压缩比为0.3和0.4;当柱顶的位移角度不小于1.0％时，循环负载的数量为10倍，3次。表格1为试件的设计参数，图1显示了具体尺寸和钢筋。

试件的混凝土设计强度等级为C40，采用商品混凝土。浇筑试件混凝土时，制作6块150 mm × 150 mm × 150 mm立方混凝土块，在与试件相同的条件下养护。测得混凝土块的平均立方抗压强度为49.1 MPa。通过单轴拉伸试验测试了钢材料的性能，确定的强度指标见表2．

2．2．装载设备和装载系统

采用“悬臂柱型”准静态加载方法。数字2显示测试装载设备。钢梁和锚螺杆用于将RC基束固定在地上，以避免在装载过程中的水平滑动。设计轴向压缩比用于确定垂直载荷，通过1000KN液压千斤顶施加到柱的顶部，并在测试中保持恒定。通过MTS液压致动器施加水平载荷，并且塔的装载中心和塔的底部之间的距离为1100mm。滚轮布置在液压千斤顶和装载钢框架梁之间，以确保液压起伏与柱顶的水平位移一起移动;单向旋转铰链放置在柱顶和液压千斤顶之间，以确保柱顶可以在装载方向上自由旋转。

水平加载过程采用位移控制，水平位移按位移角逐步加载<一世>θ= 0.09%、0.18%、0.23%、0.3%、0.36%、0.45%、0.6%、0.9%，各阶段驱替循环一次;水平位移按位移角逐步加载<一世>θ = 1.0%, 1.5%, 2.0%, 2.5%, 3.0%, 3.5%, and 4.0%, and the displacement of each stage was cycled multiple times, including 10 cycles for specimens SRC1∼SRC6 and 3 cycles for specimens SRC1-2, SRC4-2. When the applied load fell below 85% of the peak load, the test was terminated.

2．3．测量内容

测试了试件的竖向荷载、水平荷载、截面钢翼缘、腹板、纵筋、箍筋的水平位移和应变。观察了试件在循环荷载作用下裂纹的发展和分布情况。通过传感器实时采集柱顶的竖向荷载、水平荷载和水平位移。安装在基础梁侧面的位移计监测了钢筋混凝土基础梁的水平位移。截面钢法兰、腹板、纵筋、箍筋的拉应变和压应变由粘贴在钢中的电阻应变片测量，并由DH3816静态应变测试系统采集。

3。结果与讨论

3.1。损坏过程和故障模式

由于各试件的破坏过程和破坏模式相似，在有限的空间内对SRC4进行了具体分析。SRC4的破坏过程可分为预裂、损伤发展和破坏三个阶段。各阶段的试验现象如下。

预开裂阶段:试件开裂荷载前。当位移角不大于0.23%时，试件无明显变化;当位移角为0.3%时，柱底受拉侧出现约50mm长的第一道水平裂缝，达到开裂荷载。

损伤开发阶段：从裂缝载荷到峰值负荷。随着位移角度的增加，样品的现有裂缝连续发展。同时产生若干水平裂缝，主要集中在柱的底部，范围内的柱子部分的高度的范围内。当位移角度为1.0％时，样本的水平裂缝基本完成，倾斜裂缝出现，延伸，相交;纵向棒和镫骨开始屈服。当位移角为1.5％时，垂直裂缝出现在样本的角落，混凝土盖在少量剥离并剥离，现有水平裂缝和倾斜裂缝的发展缓慢，损坏标本不严重，如图所示3(一个)．位移角为2.0%时，试件的荷载达到峰值荷载。随着循环加载次数的增加，柱底水平裂缝逐渐发展和拓宽，第1次、6次后裂缝宽度分别达到0.8 mm、1.0 mm、1.3 mm^TH.、第10个周期;垂直裂缝也向上延伸并变宽，第1、4条裂缝后裂缝宽度分别为0.5 mm、1.0 mm、2.0 mm^TH.，第10次循环，随着混凝土保护层的脱落，试件的损伤程度逐渐加重，如图所示3 (b)．

失效阶段:从峰值负荷到失效阶段。当位移角为2.5%时，循环加载次数对试件的损伤过程影响较大。随着循环加载次数的增加，柱底水平裂缝不断拓宽，第3次循环后，柱底两水平裂缝之间的混凝土覆盖层大部分脱落。垂直裂缝也呈多周期向上扩展和加宽，最大宽度在第1、3次之后^{理查德·道金斯}第6个循环分别达到2.0毫米，3.0毫米和5.5毫米，并且混凝土罩的损坏和掉落的面积大大增加。数字3 (c)- - - - - -3 (e)显示第一个，6后标本的失效模式^TH.分别和第10个循环。在第一个循环的位移角度为3.0％时，混凝土盖在1次柱子底部的柱段高度的范围内被压碎并在大面积内脱落，纵向加固和搅拌件被向外曝光，纵向加固弯曲并膨胀，部分钢部分弯曲。试样的损伤迅速发展，承载能力急剧下降，导致严重的失败。标本的最终失效模式如图所示3 (f)．

其他试件的破坏模式基本相同。破坏主要发生在柱底250mm - 300mm范围内。破坏过程中，混凝土保护层严重压碎剥落，纵筋和箍筋裸露屈曲，型钢局部屈曲，属于弯曲破坏。数字3（g）- - - - - -3 (k)显示其他试件的破坏模式。

发现多个循环负载对标本的累积损伤和失效过程具有一定的影响。与3个循环后的试样相比，10个循环后的样品在循环加载中具有增加的裂缝宽度，并且相应的位移角度随着相同的故障特性而降低。例如，当位移角度为2.0％时，SRC4-2水平裂纹的最大宽度为0.5mm，而SRC4的SRC4为1.3mm;当混凝土盖被严重剥离并且样品损坏时，SRC4-2的相应位移角度分别为约3.0％和3.5％，而SRC4的相应位移角度分别为约2.5％和3.0％。

3.2。滞后曲线

水平荷载的滞回曲线<一世>P和位移角<一世>θ所有试件的形状如图所示4．可以得出结论(1）试件的滞回曲线饱满，呈梭形，无明显的夹点现象，表明试件具有良好的耗能能力。峰值加载前，随着循环加载次数的增加，试件的承载力略有下降，刚度退化不明显。峰值荷载后，随着位移幅值和循环加载次数的增加，试件的损伤积累不断增加，承载力和刚度退化更为显著。（2）通过对比SRC1、SRC2、SRC3试件，钢配比对试件的滞回性能有明显影响。随着配筋率的增加，试件的峰值荷载大大提高，滞回曲线更饱满，耗能能力更强;通过对比SRC2、SRC4、SRC5试件，峰值荷载后，配箍率较大的试件承载力和刚度退化缓慢，极限位移角增大较大。这是因为型钢配箍能有效约束核心混凝土，提高核心混凝土与型钢的协同工作能力，从而改善试件的滞回性能。同时发现，当位移角大于2.5%时，SRC4的承载力和刚度突然显著退化。分析表明，SRC4的箍筋间距较大，削弱了对型钢框架和核心区域混凝土的有效约束;而混凝土保护层在加载后期严重破碎脱落，导致承载力和刚度显著退化。（3）从试件SRC2和SRC6的滞回曲线可以看出，当轴压比较小时，试件的滞回圈较为饱满。当试件荷载达到峰值时，滞回曲线相对稳定，极限位移角较大，耗能能力较强。随着轴压比的增大，试件的滞回曲线变薄，承载力和刚度急剧退化，极限位移角和循环加载次数减少，变形能力和耗能能力下降。（4）循环载荷的数量对样本的滞后性质具有显着影响。3个循环后标本SRC1-2和SRC4-2的滞后环已满。峰值负荷后，滞后曲线稳定，轴承容量和刚度变性的降低缓慢，最终的位移角度大，能量耗散能力强。相反，10个循环后标本SRC1和SRC4的滞后曲线充满了。在峰值负荷，承载力和刚度迅速降低，最终的位移角度和能量耗散能力下降。这种现象主要是由于多循环载荷的作用下标本的累积损伤引起的。

3．3．变形能力

根据试件的骨架曲线，得出屈服位移<一世>∆_y，产量位移角度<一世>θ_y，峰值位移δ_马克斯，峰值位移<一世>θ_马克斯，最终位移δ_你，和极限位移角<一世>θ_你确定了所有试件的位移延性系数<一世>你标本计算<一世>你=∆_你/<一世>∆_y[27.］．结果如表所示3.．表中的值是正和反向负载下的位移，位移角度和位移延展性系数的平均值。产量位移<一世>∆_y由等能量法确定[28.]，极限位移∆_你是对应于水平载荷的位移，下降到峰值负荷的85％。在本文中，最终的位移角度<一世>θ_你[29.]和位移延性系数<一世>你用于描述试件的变形能力。从表3.，得出结论(1）试件的变形能力随着循环加载次数的增加而减小。试件SRC1-2和SRC4-2循环3次后，<一世>θ_你分别为2.95％和3.53％，远远超过2.0％;<一世>你分别为2.93和3.02，接近3.0。这表明3个循环后标本SRC1-2和SRC4-2具有良好的变形能力。随着循环载荷数量的增加，累积标本的损伤。<一世>θ_你和<一世>你10次​​循环后SRC1减少12.5％和26.6％而不是SRC1-2;<一世>θ_你和<一世>你SRC4分别比SRC4-2分别下降了43.3％和20.5％。因此，累积损伤大大降低了样本的变形能力。（2）钢比和搅拌比越大，样品的变形能力越好。对于标本SRC1，SRC2和SRC3，随着钢比的增加，<一世>θ_你和<一世>你增加。对比SRC1与最小钢比，<一世>θ_你和<一世>你最大含钢率分别提高17.4%和18.6%。与SRC2、SRC4、SRC5相比，随着箍筋率的增加，<一世>θ_你和<一世>你逐渐增加。与SRC4相比,<一世>θ_你和<一世>你SRC5分别增长11.5%和11.3%。这是因为型钢和箍筋对核心区混凝土的有效约束作用，使试件核心区混凝土处于三维压缩状态，从而提高了试件的变形能力。（3）随着轴向压缩比的增加，样品的变形容量降低。通过对比，<一世>θ_你和<一世>你具有大的轴向压缩比的SRC6分别比SRC2分别低21.7％和19.4％，具有小的轴向压缩比。因为在后一个阶段的装载，所以<一世>P-大轴压下试件的∆效应增大，附加弯矩加速破坏过程，降低极限变形，削弱变形能力。

标本 Py(kN) ∆y(毫米) θy（%） P马克斯(kN) ∆马克斯(毫米) θ马克斯（%） ∆你(毫米) θ你（%） 你 SRC1 62.2 13.17 1．20 73.2 22.20 2.02 28.34 2.58 2．15 SRC2 71.2 12.66 1.15 83.3 22.20 2.02 31.88 2.90 2.52 SRC3 79.9 13.05 1．28 96.8 22.20 2.02 33.30. 3.03 2.55 SRC4 72.1 11.88 1.08 82.8 22.20 2.02 28.55 2.60 2.40 SRC5 71.9 11.94 1.09 85.0 22.20 2.02 31.86. 2.90 2.67 SRC6 70.0 12.31 1．12 84.0 20.10 1.83 25.00 2.27 2.03 SRC1-2 65.8 11.06 1.01 78.0 19.50 1.77 32.46 2.95 2.93 SRC4-2 65.7 12.86 1.17 76.9 22.20 2.02 38.85 3.53 3.02

表3

标本的承载力和变形能力。

3．4．承载力

3．4．1．承载能力测试值

表格3.显示屈服荷载的测量值<一世>P_y和峰值负荷<一世>P_马克斯所有标本。结果显示以下内容：(1）当位移角度约为2.0％时，大多数样本的负荷达到峰值负荷，峰值负荷约为屈服负荷的1.15-1.21倍，平均值为1.18倍。（2）循环加载次数对峰值荷载的影响不大。与SRC1-2和SRC4-2循环3次后的峰值负荷相比，SRC1-2和SRC4-2循环10次后的峰值负荷分别下降6.1%和增加7.6%，总体变化不大。结合损伤发展情况分析，峰值荷载前试件的损伤发展相对缓慢，损伤积累不严重，因此对峰值荷载的影响较小。（3）含钢率最大的SRC3试件的峰值荷载显著大于其他试件，约为含钢率最小SRC1试件的1.32倍。说明提高配筋率可以有效提高试件的承载力。（4）不同配箍率下SRC2、SRC4、SRC5的峰值荷载差异不大。平均值83.7 kN，最大差值1.5%。说明配箍率对峰值荷载的影响较小，提高配箍率对提高试件承载力的作用有限。(5）虽然增加轴向压缩比可以增强样品的约束效果，但轴向压缩比的增加不会显着增加样本的峰值负荷。

3．4．2．累积损伤对承载力下降的影响

随着循环载荷数量的增加，标本的损坏积聚，标本的承载力降低。比例<一世>P_一世/<一世>P₁， 在哪里<一世>P_一世是最大水平负载<一世>一世循环相同的位移和<一世>P₁为第1次循环时的最大水平荷载，用于研究试件累积损伤引起的承载力降低。比例越大，承载力的降低越小。表格4显示计算结果<一世>P_3./<一世>P₁和<一世>P₁₀/<一世>P₁不同位移角循环下的试件。从表4，结论是：(1）在相同的位移角循环中，<一世>P₁₀/<一世>P₁<<一世>P_3./<一世>P₁，表明试件的承载力随循环加载次数的增加而减小。（2）轴承能力的减小与位移角度的幅度有关。当位移角为1.0％和1.5％时，样品不能屈服或达到峰值负荷，<一世>P₁₀/<一世>P₁是在0.940-0.997左右略小于吗<一世>P_3./<一世>P₁，承载力略有下降。结果表明:小位移多次循环加载对试件的累积损伤对承载力的降低影响不大;当位移角为2.0%时，试件承载力达到峰值，承载力折减范围开始增大。试件SRC1的承载力在第10个循环中下降了12.3%，其余试件的承载力下降不超过8.0%，说明累积损伤对试件承载力的降低有一定的影响。当位移角分别为2.5%和3.0%时，试件的承载力在第3个周期内下降幅度小于7.0%;但随着循环加载次数的增加，试件的损伤发展迅速。在第10个循环中，大部分试件的承载力下降幅度均大于10.0%，最大下降幅度为26.1%。以上分析表明，较大位移的多次循环造成了严重的累积损伤，极大地降低了试件的承载能力。三次标准循环试验测定的承载力指标明显偏高。（3）对于标本SRC1，SRC2和SRC3，在峰值负荷后，钢比越大，越大<一世>P_3./<一世>P₁和<一世>P₁₀/<一世>P₁试件的承载力降低幅度越小。例如，在位移角为2.0%和2.5%的第10个循环中，最小含钢率SRC1的承载力分别下降了12.3%和21.4%，而最大含钢率SRC3的承载力分别只下降了2.7%和6.4%。因此，增加配筋率可以减少累积损伤引起的承载力降低。（4）对于试件SRC2、SRC4、SRC5，峰值荷载后，随着箍筋率的增加，<一世>P_3./<一世>P₁和<一世>P₁₀/<一世>P₁试样增加，承载能力的降低降低。例如，在第10次循环中，位移角为2.0％和2.5％，SRC4的承载能力最小搅拌比率降低了6.3％和26.1％，而SRC5的最大搅拌比率降低了4.4％和9.3％，分别。因此，增加搅拌比有利于降低累积损伤对标本承载力的不利影响。(5）对于试件SRC2和SRC6，在峰值加载前，较大轴压比的SRC6的承载力随循环加载次数的增加略有下降，因为较大的轴压增强了试件的端约束;峰值荷载后，SRC6的承载力在第10个循环位移角为2.5%时迅速下降，承载力下降15.3%，而轴压比较小的SRC2的承载力下降了11.5%。可以看出，在加载后期，轴压比越大，试件承载能力的降低越大。这是因为轴压越大，附加弯矩越大，从而加剧了试件承载力的退化。

标本 位移角度（％） P3./<一世>P1 P10/<一世>P1 SRC1 1.0 0.984 0.984 1.5 0.973 0.940 2．0 0.940 0.877 2．5 0.941 0.786 SRC2 1.0 0.964 0.950 1.5 0.967 0.945 2．0 0.965 0.924 2．5 0.962 0.885 3．0 0.944 - - - - - - SRC3 1.0 0.967 0.964 1.5 0.971 0.951. 2．0 0.981. 0.973 2．5 0.984 0.936 3．0 0.973 0.703 SRC4 1.0 0.989 0.976 1.5 0.985 0.963 2．0 0.983 0.937. 2．5 0.974 0.739 SRC5 1.0 0.989 0.997 1.5 0.990 0.991 2．0 0.977 0.956. 2．5 0.968 0.907 3．0 - - - - - - - - - - - - SRC6 1.0 0.993 0.993 1.5 0.986 0.984 2．0 0.973 0.952 2．5 0.949 0.847 3．0 - - - - - - - - - - - - SRC1-2 1.0 0.972 - - - - - - 1.5 0.965 - - - - - - 2．0 0.950 - - - - - - 2．5 0.942 - - - - - - 3．0 0.935. - - - - - - SRC4-2 1.0 0.980 - - - - - - 1.5 0.964 - - - - - - 2．0 0.954 - - - - - - 2．5 0.951. - - - - - - 3．0 0.962 - - - - - -

请注意．试样SRC3以3%的位移角循环8次，表0.703 =<一世>P 8/<一世>P 1．

表4

P _3./<一世>P ₁和<一世>P ₁₀/<一世>P ₁不同位移角的试样。

3.5。割线刚度

3.5.1。平均割线刚度

由于试件的弹塑性特性和累积损伤，其刚度随位移幅值和循环加载次数的增加而减小。割线刚度<一世>K为每个周期最大正、负水平荷载绝对值之和与最大水平位移绝对值之和的比值。数字5给出了平均割线刚度之间的关系曲线<一世>K_m和位移角度<一世>θ标本。<一世>K_m为多次位移加载周期的正割刚度之和除以加载周期数得到的正割刚度[26.］．下面“平均滞回能量耗散”的含义类似<一世>K_m．可以看出，随着位移角的增大，试件的平均割线刚度呈线性减小，且倾角越大，试件的平均割线刚度越大<一世>K_m − <一世>θ曲线表明，试件的刚度退化越显著。

(一)

(b)

（C）

（d）

(一)
(b)
（C）
（d）

图5.

平均割线刚度-位移角(<一世>K _m − <一世>θ)的标本。（a）循环加载号的影响<一世>K _m， (b)钢筋比<一世>K _m，（c）搅拌比<一世>K _m（D）轴向压缩比<一世>K _m．

如图所示5（a）， SRC4-2在3次循环后刚度退化相对平缓，而SRC4在10次循环后刚度退化明显较快;当位移角为3.0%时，<一世>K_mSRC4比SRC4-2低约50％。它表明，由多个位移循环引起的累积损伤加速了刚度降解速率。如图所示5（b），在相同位移角下，随着钢比的增加，试件的刚度逐渐增大，刚度退化率趋于减慢。如图所示5 (c)，最小配箍比时SRC4的刚度退化较快。随着箍筋比的增大，<一世>K_m − <一世>θ试样的曲线逐渐变平，刚度降解速率降低。如图所示5 (d)，轴向压缩比越大，样品的刚度越大。在峰值负荷之前，所有样本的刚度降解率基本相同;峰值负荷后，<一世>K_m − <一世>θ试件SRC6轴压比越大，曲线越陡峭，刚度退化越快。这也与更显著的<一世>P-大型轴压试件的∆效应。

3.5.2。累积损伤对割线刚度退化的影响

如前所述，随着循环加载次数的增加，试件的刚度也随之减小。正割刚度之间的关系曲线<一世>K和周期数<一世>N的试样如图所示6， 在哪里<一世>N= 1-10为1.0%位移角的循环次数，<一世>N= 11-20为1.5%位移角的循环次数，<一世>N = 21–30 is the cycle number of 2.0% displacement angle,<一世>N= 31-40为2.5%位移角的循环次数，和<一世>N= 41-50为3.0%位移角的循环次数。参照<一世>P_一世/<一世>P₁， 比例<一世>K_一世/<一世>K₁用于反映试件因累积损伤引起的刚度退化，其中<一世>K_一世正割刚度在<一世>一世循环相同的位移和<一世>K₁是第一个循环中的刚度。

(一)

(b)

（C）

(一)
(b)
（C）

图6.

剪切刚度周期加载号码<一世>K-<一世>N标本曲线。（a）钢比的影响<一世>K， (b)箍筋比<一世>K，（c）轴向压缩比<一世>K．

根据图6(一)，当位移角度为1.0％和1.5％时，随着循环负载的数量的增加，标本的刚度降低轻微，<一世>K₁₀/<一世>K₁在第10个循环中大于0.95;当位移角为2.0%和2.5%时，试件刚度折减范围随循环次数的增加而增大;<一世>K_3.在第3周期中减少5.0％;减少范围<一世>K₁₀第10个循环增加到6.0% ~ 20.0%，钢率越低，刚度减小范围越大。当位移角为3.0%时，则<一世>K- - - - - -<一世>N试件SRC3曲线在第5个循环中发展不稳定，刚度急剧下降。以上分析表明，峰值荷载后，多次大位移循环造成的累积损伤更为严重，加剧了试件的刚度退化。增加配筋率可以在一定程度上减少累积损伤对刚度退化的不利影响。

根据数字的分析6 (b)- - - - - -6（c），当位移角分别为1.0%、1.5%和2.0%时，随着循环加载次数的增加，不同箍筋比和轴压比下试件的刚度折减不显著，说明累积损伤不严重;且对试件刚度退化的影响较小;当位移角为2.5%时，箍筋比越小，轴压比越大，刚度折减越大。最大折减率可达20.2%，刚度退化率明显加快。

3.6。能量耗散能力

3.6.1。平均滞后能源

滞回耗能能力能综合反映位移幅值和循环加载次数对构件损伤积累的影响。数字7显示平均滞后能量之间的关系曲线<一世>E_m和位移角度<一世>θ在每个循环中标本的滞后能量的标本是由相应的区域包围的区域<一世>P-<一世>θ磁滞曲线。从图7，得出结论(1）随着位移角度的增加，损伤程度，平均滞后能量和标本的能量耗散能力增加。（2）当位移角分别为1.0%和1.5%时，试件的平均滞回能基本相同。当位移角超过1.5%时，循环加载次数、配筋率、箍筋率和轴压比均对试件的耗能能力有较大影响。具体分析表明，SRC1经过10个循环后的平均滞回能量比SRC1-2经过3个循环后的平均滞回能量降低了约8% ~ 15%，表明大位移多次循环造成的累积损伤降低了试件的耗能能力。配筋率和箍筋率越大，平均滞回能量越大，耗能能力越强。因此，提高配筋率和箍筋率可以有效提高试件的耗能能力。大轴压比SRC6的平均滞回能明显低于小轴压比SRC2。结果表明，轴压比越大，试件的耗能能力越差。

(一)

(b)

（C）

（d）

(一)
(b)
（C）
（d）

图7.

平均滞回能-位移角(<一世>E _m − <一世>θ)的标本。（a）循环加载号的影响<一世>E _m， (b)钢筋比<一世>E _m，（c）搅拌比<一世>E _m（D）轴向压缩比<一世>E _m．

3.6.2。累积损伤对滞后能量耗散的影响

数字8显示滞后能量之间的关系曲线<一世>E以及循环加载的数量<一世>N，与对应关系<一世>N和位移角度<一世>θ和Section中描述的一样吗3.5。2．如图所示8，当位移角度为1.0％，1.5％和2.0％时，随着循环载荷的数量的增加，样品的滞后能基本相同或略微降低，降低范围不超过10％。它表明，由多个位移循环造成的累积损伤是轻微的，对样本的能量耗散影响很小。当位移角度为2.5％和3.0％时，随着循环载荷数量的增加，样品的滞后能量保持相同或略微增加，最大增加范围为8.0％。因此，累积损害仍然对样本的能量耗散能力影响不大。当位移角度为3.5％时，随着循环次数的增加，SRC3的损伤程度逐渐增加，滞后能量迅速增加，并且能量耗散能力连续增加。

(一)

(b)

（C）

(一)
(b)
（C）

图8.

滞后能量周期的关系曲线<一世>E-<一世>N的标本。（a）钢比的影响<一世>E， (b)箍筋比<一世>E，（c）轴向压缩比<一世>E．

总体而言，累积损伤对试件耗能能力影响不大。当试件接近破坏时，由于累积损伤程度的增加，虽然试件的水平荷载显著降低，但耗能能力仍在一定程度上随循环加载次数的增加而增加。

3.6.3。终极滞后能量和终极等效粘性阻尼系数

当样本达到故障状态时，相应的滞后能量和等效粘性阻尼系数被定义为最终的滞后能量<一世>E_你和最终等效粘性阻尼系数<一世>H_欧洲联盟,分别。<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟可以反映标本的最终能量耗散能力[28.］．更大的<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟，标本的最终能量耗散能力越强。落在峰值负荷的水平载荷降至85％作为样品的故障标准。确定对应于样本的故障的位移幅度和滞后曲线，并且<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟计算每个样本。计算结果如图所示9和10．可以得出结论(1）当达到破坏状态时，极限等效粘滞阻尼系数<一世>H_欧洲联盟该试样为0.183-0.299，大部分高于0.2，其大于RC柱的最终等效粘性阻尼系数0.1-0.2弯曲衰竭[30.］．结果表明，型钢混凝土柱具有较好的耗能能力。（2）随着配筋率和箍筋率的增加，<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟标本逐渐增加。<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟具有最大钢比的SRC3分别比最小钢比的最低钢比率为1.9倍，1.21倍;和<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟具有最大搅拌比的SRC5分别比SRC4具有最小搅拌比的1.14倍和1.08倍。可以得出结论，增加钢比和搅拌比可以提高标本的最终能量耗散能力，并增加钢比更有效。（3）E_你和<一世>H_欧洲联盟轴压比小的SRC6比轴压比大的SRC6大。因此，试件的极限耗能能力随着轴压比的增大而减小。（4）循环加载次数对试件的极限耗能能力影响最大。<一世>E_你和<一世>H_欧洲联盟在10个循环后的试样显着低于3次循环后的试样。前者分别仅为0.52-0.65倍和后者0.69-0.75倍。累积损伤大大降低了标本的最终能量耗散能力。

图9.

试件的极限滞回能。

图10.

最终等效粘性阻尼系数标本。

4。结论

通过10次相同位移的准静态试验，模拟研究了远场长周期地震动作用下钢骨混凝土柱的累积损伤行为。通过8根型钢混凝土柱在相同位移下循环加载10次或3次的准静态试验，对试验现象和结果进行了综合分析。得出以下结论:(1）弯曲失败是标本的主要故障模式。在故障期间，混凝土盖被严重压碎和剥离，纵向加强和搅拌件暴露并弯曲，并且钢钢部分弯曲。与3个循环后的试样相比，10个循环后的试样在相同的位移角循环处具有较大的裂缝宽度，在相同的故障特性处具有更小的位移角度，更大的故障程度。（2）对于相同位移循环加载10次的试件，增加配筋率可以提高试件的峰值荷载，而增加箍筋率对试件峰值荷载的增加影响较小。随着配筋率和配箍率的增加，试件的变形能力和耗能能力增强，刚度退化速率减慢。随着轴压比的增大，试件的变形能力和耗能能力减小，加载后期刚度退化率增大。（3）随着循环负荷数量的增加，峰值负荷之前的10个循环的累积损伤很小，这对标本的承载力，线刚度和能量耗散能力几乎没有影响;在峰值负荷之后，由多个位移循环引起的累积损伤是严重的，并且第10个循环中标本的轴承容量和刚度的减少范围大于第3周期的抵消范围;钢比和搅拌比越小，轴向压缩比越大，试样的减少范围越大。此外，增加钢比和搅拌比可以有效地降低由相同位移累积损伤的多个循环引起的试样的承载能力和刚度的减少范围。（4）循环加载次数对试件的累积损伤性能有显著影响。与3次循环后试件相比，10次循环后试件的峰值荷载变化较小，滞回曲线的丰满度减小，变形能力和极限耗能能力减小，峰值加载后刚度退化更为显著。

数据可用性

支持本研究结果的数据包含在文章中。

的利益冲突

作者声明他们没有利益冲突。

致谢

国家自然科学基金项目(no . 51878544);江苏高校自然科学基金项目(no . 18KJD560005);陕西省自然科学基础研究计划项目(no . 2019j -597)。关键词:岩石力学，应力-应变关系，应力-应变关系