600MPa级钢筋混凝土柱抗震性能试验研究

李义柱,曹双寅,许鹏杰,倪向勇

(东南大学土木工程学院,江苏,南京210096)

摘 要:为研究配置600 MPa级钢筋混凝土柱的抗震性能,对5个配置600 MPa级钢筋混凝土柱和1个对比普通钢筋混凝土柱进行低周往复荷载试验;分析了钢筋强度、箍筋间距和轴压比对试件破坏形态、滞回性能、承载力及延性、耗能性能以及刚度与强度退化的影响。研究结果表明:试件仍主要发生弯曲破坏,但600 MPa级纵筋与混凝土间出现了明显的粘结失效,且纵筋容易断裂;提高钢筋强度,试件的承载力和能量耗散均显著增加,但延性和耗能能力有所降低;而增大箍筋间距会明显降低试件延性和耗能能力,加快试件后期的强度衰减,但基本不影响承载力。总体上看,600 MPa级钢筋混凝土柱具有较好的抗震性能,能通过合理的设计将其应用于抗震结构中。

关键词:钢筋混凝土柱;600 MPa级钢筋;低周往复加载;承载力;延性;耗能能力

混凝土结构由于其力学性能好、材料来源广、工程造价低等优点,是现代工程建设中应用最广泛的结构形式之一。将高强度钢筋用于混凝土结构中,可以节约钢筋的用量,获得巨大的经济效益;同时,我国住房和城乡建设部在《关于加快应用高强钢筋的指导意见》[1]中明确指出要在建筑工程中加快应用400 MPa级及以上高强钢筋,而600 MPa级钢筋是我国新近研制的高强钢筋,具有屈服强度高、韧性好的优点,因而,将600 MPa级钢筋应用于混凝土结构中可以减少钢筋用量,解决钢筋拥堵等问题。

湖南大学陈昉健等[2]对HRB600级高强钢筋进行了拉压往复荷载试验,得出HRB600级钢筋表现出脆性破坏特征,其所呈现出来的脆性将极大影响结构的抗震性能。同济大学王君杰课题组[3―5]对21个分别配置HRB335、HRB500E、HRB600级钢筋的混凝土柱进行了抗震性能试验,并研究了纵筋的屈曲性能,结果表明:钢筋等体积代换时,纵筋强度对试件承载力和变形能力影响较大,箍筋强度影响较小;钢筋等强度代换时,试件抗震性能基本保持不变,但由于配置600 MPa级钢筋混凝土柱试件较少,研究尚未形成统一认识。此外,西安建筑科技大学史庆轩课题组[6―7]研究了高强复合箍筋约束高强混凝土柱在高轴压比下的抗震性能,结果表明:密配高强箍筋是保证高强混凝土柱在高轴压比下具有良好延性性能的有效措施;且大部分试件破坏时,高强箍筋已经屈服;在同等条件下与普通箍筋柱相比,高强箍筋混凝土柱有更好的塑性耗能能力,其约束效果明显优于普通箍筋。国外学者Rautenberg 等[8]、Trejo 等[9]、Sokoli和 Ghannoum[10]、Ibarra和Bishaw[11]、Lim等[12]分别对配有高强钢筋(550 MPa~830 MPa)的混凝土柱进行了抗震性能试验,结果表明:高强纵筋在小侧移下容易发生粘结破坏,但不会影响构件的强度和变形能力,跟普通钢筋混凝土柱相比,其耗能能力有所降低;在高轴压比下,使用高强钢筋可以解决钢筋拥堵和节省钢筋用量,且不影响构件的抗震性能。

虽然国内外围绕高强钢筋及其在混凝土柱中的应用进行了大量的研究工作,但国外已有研究所采用的高强钢筋与我国高强钢筋的材料性能有一定差异;而国内关于高强钢筋的研究主要集中在屈服强度为500 MPa或900 MPa及以上,且多用于箍筋;600 MPa级钢筋在混凝土柱中的研究刚刚开始,目前将600 MPa级钢筋同时用作柱纵筋和箍筋的研究尚未见报道。为此,本文设计了5个配置600 MPa级钢筋和1个配普通钢筋的混凝土柱,分析了钢筋强度、箍筋间距及轴压比对柱抗震性能的影响,为600 MPa级钢筋在混凝土柱中的应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验共设计了6个悬臂式钢筋混凝土柱,柱截面尺寸为350 mm×350 mm,设计的变化参数有钢筋强度、箍筋间距和轴压比,具体的设计参数见表 1;试件编号中,NH分别表示纵筋和箍筋的类型,其中,N表示HRB400级钢筋,H表示HRB600级钢筋;0.2、0.4及 0.5表示试件的设计轴压比。试件的设计混凝土强度等级为C50,柱纵筋采用12根直径为16 mm的钢筋,纵筋配筋率为1.97%;箍筋采用直径为8 mm的钢筋,箍筋间距分为70 mm和 105 mm,其对应的体积配箍率分别为 1.91%和1.28%。试件的几何尺寸及配筋如图1所示。

1.2 材料力学性能

试件采用一次性浇筑,且在浇筑的同时预留了6个边长为150 mm的标准立方体试块,并将试块与试件同条件养护,用以测得混凝土立方体抗压强度,其实测平均值为47.4 MPa。钢筋的力学性能按照GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验 第一部分:室温试验方法》的规定进行测定,其具体力学性能如表2所示。

表1 试件设计参数
Table 1 Design parameters of specimens

图1 试件几何尺寸及配筋示意图
Fig.1 Geometry size and reinforcing bars of specimens

表2 钢筋力学性能指标
Table 2 Mechanical properties of steel bars

1.3 加载方案及测点布置

本次试验采用悬臂柱式加载装置,如图2所示。首先在柱顶采用液压千斤顶施加竖向荷载至预定轴压力,然后使用 MTS作动器在加载梁处施加水平反复荷载。水平加载分为荷载控制和位移控制两个阶段,试件屈服以前采用荷载控制,每级荷载增量为30 kN并循环一次;试件屈服后,采用位移控制加载,每级位移增量为屈服位移,每1级加载位移下循环3次,直至试件水平荷载下降到峰值荷载的85%以下时停止加载。试验主要测点布置:在柱顶加载点处布置位移传感器以测量水平加载位移;在地梁处布置位移计以观测试件水平滑动位移;在柱根塑性铰范围内的纵筋及箍筋上分别布置应变片,以了解其应变情况。

2 试验破坏过程及形态

加载初期,试件首先在侧面底部出现弯曲水平裂缝,随后在正面靠近底部处产生细小的斜裂缝;随着荷载的增加,裂缝沿着柱高不断增多,裂缝宽度不断增大,其裂缝形式开始转变为弯剪裂缝,裂缝形式如图3(a)所示。当试件荷载逐渐增大到临近峰值荷载时,试件侧面角部混凝土开始压碎、剥落,随后延伸至整个侧面(图 3(b))。在试件达到峰值荷载后,随着加载位移的增大,配置600 MPa级纵筋的混凝土柱出现了竖向粘结裂缝(图 3(c)),纵筋发生粘结滑移;继续增大位移,由于600 MPa级纵筋的屈服平台较短而进入应变硬化阶段,试件荷载出现二次增大。进入加载后期,竖向粘结裂缝越来越多,纵筋粘结失效;柱底部核心区混凝土也出现压碎,荷载逐步向纵筋转移,箍筋弯钩开始松动,纵筋侧向支撑减小,致使纵筋屈曲(图 3(d))。此时,试件水平荷载开始出现明显降低,随着反复荷载的累积损伤及钢筋较小的断裂伸长率,600 MPa级纵筋出现断裂,试件荷载出现陡降,继而引发更多的纵筋断裂(图 3(e)),此时弯钩已经松动,核心区混凝土明显压碎、脱落,最终试件呈现弯曲型破坏,如图3(f)所示。

由于试件HH-0.2-3更大的箍筋间距,减小了纵筋与混凝土间的粘结作用,促使试件的竖向粘结裂缝更加明显(图 3(c)),试件弯曲破坏时混凝土剥落更严重(图 3(g))。受高轴压的影响,试件 HH-0.4-5与 HH-0.5-6的竖向粘结裂缝增多,且在 600 MPa级纵筋进入应变硬化阶段后,试件荷载并未出现二次增加;试件破坏时,核心区混凝土压碎更严重(图3(h))。

图2 试验加载装置
Fig.2 Test loading setup

1-反力墙;2-加载架;3-滚珠;4-钢板;5-千斤顶;6-加载垫块;7-力传感器;8-试件;9-钢支架;10-锚栓;11-支撑钢架;12-挡板

图3 试件破坏过程及形态
Fig.3 Failure process and modes of specimens

3 试验结果及其分析

3.1 滞回曲线

本次试验测得各试件的P-Δ滞回曲线如图4所示,图中PΔ分别为加载点处的水平荷载和水平位移。试件的滞回曲线有如下特点:

1)试件的滞回曲线总体上呈饱满梭形状,说明试件具有较好的抗震性能。在加载初期,荷载与位移基本呈线性关系,此时滞回环包围的面积很小,试件处于弹性工作状态;随着荷载的增大,试件屈服,滞回环呈曲线形状,斜率向位移轴倾斜,滞回环包围面积不断增大,耗能增加,卸载后有明显残余变形;当试件达到最大水平荷载后,变形加快,且在同一级位移循环下,荷载峰值与曲线斜率随着循环系数增加而均较第一次循环低,表明试件在反复荷载下存在强度衰减和刚度退化现象。

2)在位移加载的后期,由于 600 MPa级纵筋与混凝土发生了粘结失效,致使配置600 MPa级纵筋试件的滞回曲线饱满程度明显变差,且在后期曲线向反S形发展,说明配置600 MPa级纵筋会降低试件在后期的滞回性能。

3)由于箍筋间距的增大,试件HH-0.2-3滞回曲线饱满程度明显降低,且试件经历的循环次数明显减少,试件耗散的能量更小。

4)试件轴压比越大,滞回曲线的饱满程度越好,耗能越多,但试件经历的位移有所减小,且试件在后期的强度衰减与刚度退化均加快。

图4 试件滞回曲线
Fig.4 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲线

骨架曲线是指试件滞回曲线中每一级的第1次循环的峰值荷载点所连成的外包络曲线,各试件的骨架曲线如图5所示。

图5 试件骨架曲线
Fig.5 Skeleton curves of specimens

1)配置 600 MPa级钢筋试件的骨架曲线大致分为弹性段、第一次强化段、平缓段、第二次强化段以及下降段,由于600 MPa级纵筋会进入应变硬化阶段,试件的骨架曲线会出现两次强化段。

2)由图5(a)可知,采用600 MPa级箍筋等体积代换普通箍筋对试件曲线影响较小,这是因为试件的轴压比较小,导致 600 MPa级箍筋的强度并未充分发挥。由于试件HH-0.2-3较大的箍筋间距,试件在第一次强化段后的平缓段不明显而直接进入第二次强化段,试件HH-0.2-3与HH-0.2-4分别在35 mm与55 mm处达到最大承载力,此时纵筋已接近极限强度;随后纵筋断裂,试件的水平荷载出现陡降。

3)由图5(b)可知,增大轴压比会提高试件的初始刚度以及最大承载力,同时可能使试件不出现第二次强化段,试件骨架曲线的下降段更加陡峭,强度衰减加快,延性降低。

3.3 承载力及延性

试验所得试件各阶段的水平荷载、位移、延性系数汇总于表3。其中Pcr为开裂荷载;Py为屈服荷载,可由“几何作图法”[13]确定;Pm为峰值荷载;Pu为破坏荷载(取峰值荷载下降到 85%时对应的值);ΔcrΔyΔmΔu分别是与PcrPyPmPu对应的位移值;μ为延性系数,由μ=Δu/Δy计算。由表3可以发现:

1)除了较大箍筋间距试件 HH-0.2-3的延性系数小于3.0外,其余试件的延性系数均大于4.0,说明经过合理设计的600 MPa级钢筋混凝土柱可以满足抗震位移延性的要求。

2)对比试件NN-0.2-1与HH-0.2-4可知,采用600 MPa级钢筋等体积替换普通钢筋可以提高试件承载力38%,但试件的延性系数降低了26%,这是因为600 MPa级钢筋更高的屈服强度和屈服应变,提高了试件的承载力和屈服位移,但对试件破坏时的位移基本没有影响,从而导致延性降低。

表3 试验结果
Table 3 Experimental results

3)随着轴压比的增大,试件的开裂荷载、屈服荷载以及峰值荷载均提高;而试件的延性呈先增大后减小。

3.4 耗能性能

滞回曲线包围的面积反映了试件耗散能量的大小,试件每个加载循环所耗散的能量用该循环的P-Δ曲线所包围的面积来衡量。各试件每个循环耗散能量E和累积耗散能量Ea分别如图6、图7所示。由图可知,随着加载位移的增大,试件每个循环耗散能量E和累积耗散能量Ea均越来越大,且在前期增长较平缓,而后期增长迅速。采用600 MPa级钢筋替换普通钢筋,试件每个循环耗散的能量E和累积耗散能量Ea均增大,说明 600 MPa级钢筋混凝土柱具有较好的能量耗散。试件的轴压比越大,每个循环耗散的能量和累积耗散能量均明显增大,因此,在一定范围内,增大轴压比可以提高试件的耗能。由于试件HH-0.2-3较大的箍筋间距,导致其加载循环系数减少,从而减小了试件累积耗散能量。

在现代工程抗震中,常用等效粘滞阻尼系数he来评价结构的耗能能力[14]。表4列出了试件主要阶段的等效粘滞阻尼系数,其中heyhemheu分别为试件在屈服荷载、峰值荷载以及破坏荷载时的等效粘滞阻尼系数。由表可以看出,试件的等效粘滞阻尼系数随着位移的增大而增大,表明试件耗能能力越来越强;试件在峰值点及破坏点时的等效粘滞阻尼系数约为 0.1~0.2,说明试件具有较好的耗能能力[15]。600 MPa级钢筋混凝土柱的等效粘滞阻尼系数在各阶段基本均小于普通钢筋混凝土柱,尤其是在临近破坏点较为明显,这表明采用600 MPa级钢筋会降低试件的耗能能力,特别是在加载后期由于纵筋的粘结失效表现的更为明显。

表4 试件等效粘滞阻尼系数
Table 4 Equivalent viscous damping coefficients of specimens

图6E-Δ曲线
Fig.6E-Δcurves

图7Ea-Δ曲线
Fig.7Ea-Δcurves

3.5 刚度退化

在反复荷载作用下,由于试件的累积损伤,导致试件刚度随位移加载循环的增大而不断减小,这就是刚度退化[15]。试件刚度取每次循环正向或负向最大荷载与相应位移的比值。图8给出了各试件的刚度退化曲线。

图8 试件刚度退化曲线
Fig.8 Stiffness degradation curves of specimens

由图8可以看出,随着加载位移的增大,试件刚度均越来越小,且在前期刚度下降较快,后期较为平缓,这主要是混凝土在前期不断开裂所致。由图8(a)可知,不同钢筋强度试件的刚度退化曲线基本重合,说明600 MPa级钢筋对试件初始刚度以及刚度退化影响较小。由图8(b)可知,增大轴压比,提高了试件的初始刚度,且在各级加载位移下,试件轴压比越大,刚度越大,这是因为增大轴压比提高了试件在每级加载位移下承担的水平荷载,同时也加快了试件后期刚度退化。

3.6 强度退化

在等位移幅值加载情况下,强度随循环次数的增加而不断减小,这就是强度退化[15]。可用强度退化系数ηj来表征,其计算公式为:

式中:ηj为第j次加载强度退化系数;Pj,3Pj,1分别为第j级加载时第3次循环与第1次循环的最大荷载。

图9 试件强度退化曲线
Fig.9 Strength degradation curves of specimens

各试件的强度退化系数随加载过程的变化如图9所示。可以看出,强度退化系数随着加载位移的增加基本呈下降趋势;在加载前期,强度退化系数均大于 0.9,强度退化较小,而进入加载后期,配置 600 MPa级纵筋试件的强度退化系数出现陡降,强度退化明显,原因是600 MPa级纵筋发生了粘结失效,导致混凝土大量剥落,试件损伤严重。增大轴压比,试件的强度退化系数在后期下降越快,强度衰减加剧。试件HH-0.2-3较大的箍筋间距,使试件提前进入明显的强度衰减,这主要是因为一方面较大的箍筋间距不能有效约束核心区混凝土,另一方面又降低了纵筋与混凝土间的粘结作用,从而使试件强度提前衰减。

3.7 损伤分析

地震作用会使结构或构件产生损伤,并且该损伤会随着荷载循环次数的增多而不断累积。结构或构件的损伤程度一般采用损伤指数D来表示,D可通过建立相应的损伤模型计算求得。参考文献[16]基于能量耗散原理建立的损伤模型,对本文的构件进行累积损伤分析,模型的建立过程如图10所示。

在理想无损伤状态下,外力所作的功为Wi;在损伤状态下,外力所作的功将分为弹性变形能Wei、塑性变形能Wpi和损伤耗散能WDi三部分。由能量守恒定律:

其中:

式中:Ke为构件的初始加载刚度,Δi为第i循环时构件正、反向的最大变形(为便于说明,假设正、反向的最大变形相等);分别表示第i循环正、反向外力所作的功。

因此,构件在第i循环的损伤指数Di计算公式如下:

可采用图10中各部分的面积表示:

各试件的累积损伤指数随加载过程的变化如图 11所示。可以看出,随着加载位移的增大,试件的损伤指数均是前期增长较快,后期逐渐趋于平缓,说明前期由于混凝土的开裂导致试件出现较大的损伤,而后试件进入塑性阶段,损伤随之减缓。在相同加载位移下,配置600 MPa级钢筋试件的损伤指数更小,说明采用600 MPa级钢筋能减缓试件的累积损伤。由于试件HH-0.2-3较大的箍筋间距,导致纵筋与混凝土间的粘结失效加剧,试件的损伤指数在加载后期出现了显著的增大。

图10 第i循环的受力状态
Fig.10 Stress state of theith cycle

图11 试件累积损伤曲线
Fig.11 Accumulated damage curves of specimens

4 结论

通过对600 MPa级钢筋混凝土柱的低周反复荷载试验,以及对试验现象和结果的分析,可以得出以下结论:

(1)600MPa级钢筋混凝土柱破坏过程主要为弯曲裂缝、弯剪裂缝、保护层混凝土压碎、纵筋粘结失效、纵筋屈曲、核心区混凝土压碎及纵筋断裂,最终呈现弯曲型破坏形态。

(2)试件的滞回曲线总体上均呈现较饱满的梭形,具有良好的抗震性能;由于600 MPa级纵筋在后期出现了粘结失效,试件的滞回曲线饱满程度变差,降低了试件的滞回性能。

(3)采用600MPa级钢筋等体积替换普通钢筋,试件仍具有较好的耗能性能,同时可以减缓试件的累积损伤,对试件刚度退化影响较小,但延性有所降低。

(4)通过对600MPa级钢筋混凝土柱滞回性能、承载力及延性、耗能性能、刚度及强度退化、累积损伤的分析可知,配置600 MPa级钢筋混凝土柱的延性和耗能能力虽有所降低,但仍满足抗震设计的要求,能应用于抗震结构中。

参考文献:

[1]建标[2012]1号 关于加快应用高强钢筋的指导意见[Z].北京: 住房和城乡建设部办公厅秘书处,2012.Building Standard [2012]1 Guidance on accelerating the application of high-strength reinforcement [Z].Beijing:The Secretariat of the General Office of the Ministry of Housing and Urban-rural Development,2012.(in Chinese)

[2]陈昉健,易伟建.高强钢筋往复荷载变幅加载试验研究[J].工业建筑,2016,46(7): 154-158.Chen Fangjian,Yi Weijian.Study of high-strength steel under variable amplitude cyclic-load test [J].Industrial Construction,2016,46(7): 154-158.(in Chinese)

[3]苏俊省,王君杰,王文彪,等.配置高强钢筋的混凝土矩形截面柱抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2014,35(11): 20-27.Su Junsheng,Wang Junjie,Wang Wenbiao,et al.Comparative experimental research on seismic performance of rectangular concrete columns reinforced with high strength steel [J].Journal of Building Structures,2014,11(35): 20-27.(in Chinese)

[4]王君杰,苏俊省,王文彪,等.配置 HRB500E,HRB600钢筋的混凝土圆柱抗震性能试验[J].中国公路学报,2015,28(5): 93-107.Wang Junjie,Su Junsheng,Wang Wenbiao,et al.Experiment on seismic performance of circular concrete columns reinforced with HRB500E,HRB600 steel [J].China Journal of Highway and Transport,2015,28(5):93-107.(in Chinese)

[5]苏俊省,王君杰,宋彦臣,等.钢筋混凝土柱纵筋屈曲长度简化计算模型 [J].工程力学,2017,34(2): 162-170.Su Junsheng,Wang Junjie,Song Yanchen,et al.Simplified calculation model of longitudinal reinforcement buckling length in RC columns [J].Engineering Mechanics,2017,34(2): 162-170.(in Chinese)

[6]史庆轩,王朋,田园,等.高强箍筋高强混凝土柱抗震性能试验研究[J].工程力学,2014,31(8): 161-167.Shi Qingxuan,Wang Peng,Tian Yuan,et al.Experimental study on seismic behavior of high-strength concrete columns with high-strength stirrups [J].Engineering Mechanics,2014,31(8): 161-167.(in Chinese)

[7]史庆轩,王鹏,田园,等.高强箍筋约束高强混凝土短柱抗震性能试验研究[J].土木工程学报,2014,47(8):1-8.Shi Qingxuan,Wang Peng,Tian Yuan,et al.Experimental study on seismic behavior of high-strength concrete short columns confined with high-strength stirrups [J].China Civil Engineering Journal,2014,47(8): 1-8.(in Chinese)

[8]Rautenberg J M,Pujol S,Tavallali H,Lepage A.Drift capacity of concrete columns reinforced with high-strength steel [J].ACI Structural Journal,2013,110(2): 307-317.

[9]Trejo D,Link T B,Barbosa A.Effect of reinforcement grade and ratio on seismic performance of reinforced concrete columns [J].ACI Structural Journal,2016,113(5): 907-916.

[10]Sokoli D,Ghannoum W M.High-strength reinforcement in columns under high shear stresses [J].ACI Structural Journal,2016,113(3): 605-614.

[11]Ibarra L,Bishaw B.High-strength fiber-reinforced concrete beam-columns with high-strength steel [J].ACI Structural Journal,2016,113(1): 147-156.

[12]Lim J J,Park H G,Eom T S.Cyclic load tests of reinforced concrete columns with high-strength bundled bars [J].ACI Structural Journal,2017,114(1): 197-207.

[13]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: 336-337.Guo Zhenhai,Shi Xudong.Reinforced concrete theory and analyse [M].Beijing: Tsinghua University Press,2003: 336-337.(in Chinese)

[14]李忠献.工程结构试验理论与技术[M].天津: 天津大学出版社,2004: 229-232.Li Zhongxian.Theory and technique of engineering structure experiments [M].Tianjin: Tianjin University Press,2004: 229-232.(in Chinese)

[15]薛建阳,马辉.低周反复荷载下型钢再生混凝土短柱抗震性能试验研究[J].工程力学,2013,30(12): 123-131.Xue Jianyang,Ma Hui.Experimental study on seismic performance of steel reinforced recycled concrete short column under low-cyclic reversed loading [J].Engineering Mechanics,2013,30(12): 123-131.(in Chinese)

[16]刁波,李淑春,叶英华.反复荷载作用下混凝土异形柱结构累积损伤分析及试验研究[J].建筑结构学报,2008,29(1): 57-63.Diao Bo,Li Shuchun,Ye Yinghua.Analysis and experiment of cumulated damage of RC structures with special columns under cyclic loading [J].Journal of Building Structures,2008,29(1): 57-63.(in Chinese)

EXPERIMENTAL STUDY ON ASEISMIC BEHAVIOR OF REINFORCED CONCRETE COLUMNS WITH GRADE 600 MPa STEEL BARS

LI Yi-zhu,CAO Shuang-yin,XU Peng-jie,NI Xiang-yong
(School of Civil Engineering,Southeast University,Nanjing,Jiangsu 210096,China)

Abstract:To investigate the aseismic behavior of RC columns with grade 600 MPa steel bars,five RC columns with grade 600 MPa steel bars and one RC column with conventional steel for comparison were tested under cyclic loading.The effects of steel bar strength,stirrup spacing and axial compression ratio on failure model,hysteretic behavior,bearing capacity and ductility,dissipation capacity,and degradation of stiffness and strength were analyzed.The test results showed that: the failure pattern of specimens is the bending failure,and the bond failure between the grade 600 MPa longitudinal bars and concrete and the fracture of longitudinal bars were observed.The bearing capacity and energy dissipation of specimens increased significantly with the improvement of steel bar strength,while the ductility and energy dissipation capacity of specimens decreased.Increasing the stirrup spacing decreased the ductility and energy dissipation capacity and accelerated the strength degradation of specimens in late loading,but there was little effect on bearing capacity of specimens.It is concluded that the RC columns with grade 600 MPa steel bars has a good aseismic behavior and can be used in aseismic structures by reasonable design.

Key words:reinforced concrete columns; grade 600 MPa steel bars; cyclic loading; bearing capacity; ductility;energy dissipation capacity

倪向勇(1989―),男,河南人,博士生,从事工程结构抗震研究(E-mail: 230169367@seu.edu.cn).

徐鹏杰(1993―),男,江苏人,硕士生,从事工程结构抗震研究(E-mail: 188839156@qq.com);

李义柱(1989―),男,江西人,博士生,从事工程结构抗震研究(E-mail: liyizhu6568230@163.com);

作者简介:

通讯作者:曹双寅(1962―),男,山东人,教授,工学博士,博导,从事工程结构鉴定与加固改造研究(E-mail: 101000873@seu.edu.cn).

基金项目:国家973计划项目(2012CB026200)

收稿日期:2017-08-29;修改日期:2017-12-12

文章编号:1000-4750(2018)11-0181-09

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.08.0659

文献标志码:A

中图分类号:TU375.3