图1 试件尺寸及配筋
Fig.1 Specimen size and reinforcement
陈宗平1,2，刘 祥1，宁 璠1
(1. 广西大学土木建筑工程学院，南宁 530004；2. 广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室，南宁 530004)
摘 要:为研究压弯剪扭复合受力钢筋混凝土十形柱的抗震性能，以扭弯比、轴压比为变化参数，设计6个钢筋混凝土十形柱试件进行恒定轴力反复弯剪扭的加载试验，观察试件的破坏过程和形态，获取扭矩-扭转角滞回曲线和荷载-位移滞回曲线以及试件的开裂、屈服、峰值和破坏等特征点参数。基于试验数据，详细分析了压弯剪扭复合受力该类柱的极限承载力、位移延性、层间侧移角、能量耗散、强度及刚度退化等抗震性能指标。结果表明:在扭弯比小于0.21且轴压比小于0.34范围时，低周反复压弯剪扭钢筋混凝土十形柱的破坏形态表现为弯扭和扭剪破坏，滞回曲线呈捏拢状的S形，位移延性系数超过3.0，开裂时的侧移角大于1/550，破坏时的侧移角大于1/40，能满足我国建筑抗震设计规范要求；扭矩的存在使得材料的损伤更严重，耗能更大。
关键词:钢筋混凝土；十形柱；实验研究；压弯剪扭；抗震性能
异形柱结构以 L、T、十等异形截面柱代替普通建筑的矩形或圆形截面柱，因柱肢与墙体等厚，异形柱结构又被称为“隐形”结构，具有房间不露出柱楞，方便家具摆放，增大室内使用面积和减轻结构自重等优点，颇受广大用户的青睐。钢筋混凝土(RC)异形柱结构在多层和小高层住宅建筑中得到了广泛应用[1－3]。异形柱由于截面柱肢细长，加上L、T形柱截面不对称等特点，其抗震性能问题一直受到工程界的高度关注，特别是某些工程结构由于建筑需要等方面原因(如平面不规则、刚度突变等)加上异形柱本身的截面特点，部分结构柱不可避免地出现了扭矩的作用。出现扭矩时的异形柱抗震性能如何，已经引起了工程界的高度关注。我国现有的混凝土结构设计规范和异形柱结构技术规程都没有给出相关设计条文指导工程实践，理论研究滞后于工程应用，存在安全隐患。
目前国内外文献对压弯剪扭复合受力结构柱的抗震性能研究较少，并且缺乏系统性，还无法形成整套理论指导工程实践。
在钢筋混凝土柱复合受扭方面，较具代表性的研究有:赵嘉康等[4]完成了14根钢筋混凝土矩形柱在压弯剪扭复合受力下的试验研究，根据变角空间桁架模型建立了压、弯、剪、扭强度相关方程。王东方等[5]运用虚功原理和变角空间桁架模型推导了钢筋混凝土构件在压弯剪扭作用下的扭转刚度计算公式。林咏梅等[6]进行了7根钢筋混凝土方形柱在双向压弯剪和单调扭矩作用下的抗扭性能试验研究，试验证实轴压比小于0.5时，抗扭强度随轴压比的增加而增加，随相对偏心距的增加而降低。刘继明等[7]进行了9根承受压弯剪扭复合受力的钢筋混凝土角柱抗震性能试验研究，研究结果表明偏心距较小时，开裂刚度、屈服刚度、极限刚度都随着轴压比的增大而减小；当偏心距较大时，却随着轴压比的增大而增大。门进杰等[8]进行了14根高强钢筋混凝土方形柱在压弯剪扭作用下的抗扭性能试验研究，结果表明:轴压比越大，裂缝发展走势越陡峭，相对偏心距越大，裂缝发展走势越平缓，倾角越小。Navarro等[9]提出了一个可用于分析钢筋混凝土构件在压弯剪扭作用下力学行为的三维有限元模型。Wang等[10]、Li等[11]分别通过12根钢筋混凝土圆柱及4根矩形柱复合受力试验证实了随着扭弯比的增大，构件抗扭承载力增加，抗弯承载力下降，而随扭弯比的减小，构件抗弯承载力增加，抗扭承载力下降。
在钢筋混凝土异形柱方面，针对异形柱在轴力、弯矩、剪力，以及三者共同作用下的受力性能已有大量研究成果[12－16]，但在异形柱复合受扭方面鲜有涉及。徐玉野等[17－18]进行了6根压弯剪扭作用下钢筋混凝土异形柱的抗扭性能研究(1根L形柱、4根T形柱、1根十字形柱)以及9根压扭作用下异形柱抗扭性能研究(4根L形柱、3根T形柱、2根十字形柱)，结果表明:压扭作用下异形柱的开裂扭矩和极限扭矩随轴压比的增加而增大，轴压比和扭剪比会提高T形柱在压弯剪扭作用下的抗扭性能。李光星等[19]在板柱结构的等效柱理论基础上，提出了板柱节点抗扭构件的有效抗扭截面概念，推导了异形柱板柱节点抗扭构件的刚度计算公式。
对于压弯剪扭钢筋混凝土十形柱的抗震性能研究，目前基本上尚属空白(仅有1个试件数据)，亟需研究揭示其本质规律，毕竟十形柱已经大量使用。为此，本文开展6个试件的压弯剪扭加载试验，观察其破坏形态并获取抗震性能指标，以期为钢筋混凝土十形柱的进一步科学研究和工程应用提供参考。
以扭弯比和轴压比为变化参数，设计6个钢筋混凝土十形柱试件，缩尺比例为 1/2。试验轴压比(n=N/(fcA))考虑了0.28和0.34两种变化情况；扭弯比(r=T/M)考虑了 0.00、0.14和 0.21三种情况(r=0时，对应压弯剪试件)。试件净高1030 mm，自加载点至底座顶部的有效高度为 1180 mm，全高1630 mm。加载端的横截面尺寸1400 mm×500 mm，高度300 mm。底座的横截面尺寸900 mm×500 mm，高度 300 mm。十形柱截面肢高 360 mm、肢厚120 mm，剪跨比(λ)3。加载端及底座部分混凝土的保护层厚度取 30 mm，柱身混凝土保护层厚度取15 mm。所有试件试验段纵筋配筋率ρs=1.86%，体积配箍率ρv=1.14%。钢材力学性能见表 1，试件尺寸如图1所示。浇注混凝土时预留立方体标准试块，并与试件同条件养护，实测其抗压强度值为fcu=30.4 MPa，换算成棱柱体抗压强度值fc=0.88×0.76×fcu=20.33 MPa。
图1 试件尺寸及配筋
Fig.1 Specimen size and reinforcement
表1 材料力学性能指标
Table 1 Mechanical performance indexes
恒定轴力低周反复弯剪扭加载装置较其它常规抗震试验相对复杂，加载难度也更大。目前国内外文献上并没有统一的试验标准，结合试验室条件，并参考清华大学聂建国等[20]研发的试验装置，设计了图2所示的加载系统。试件水平放置，底座由2根钢梁以及4根螺栓固定，加载端通过8根高强螺栓及4块钢板与作动器相连，作动器力臂中心与试件加载端中心处于同一水平面，由反力墙及作动器向加载端提供水平荷载(推力方向为正)，通过作动器自身设备采集加载端处水平荷载以及位移，轴向压力由柱顶油压千斤顶提供，油压千斤顶通过滑动小车与反力架钢梁连接，确保加载端可以自由移动，另一端通过球铰与试件顶端轴心连接，确保加载端能自由转动。
图2 加载装置
Fig.2 Test setup
加载原理如图3所示。力控阶段作动器出力F1、F2保持恒定比值α，即:F2=α·F1。此力系对柱底截面产生的弯矩、扭矩、侧移量及扭转角分别为:
式中:He为柱有效高度，即从柱底到水平加载点间的垂直高度，L为作动器施加荷载作用点间距离的一半，Δ1、Δ2为两力臂处位移。由以上两式得:
式中，r为扭弯比，可通过改变系数α来实现。因此通过改变两个作动器的荷载及位移比值，可完成对构件不同扭弯比的控制。
图3 加载原理图
Fig.3 Loading principle
实验开始前先对试件施加 50 kN的轴向荷载，确认所有仪表读数正常后将轴向荷载加至设计值。
试验采用荷载和位移混合控制的加载制度。试件屈服前由荷载控制，作动器出力比值F1/F2保持恒定，F1增量为9 kN，每级循环1次，实验数据由电脑系统自动采集，通过观测数据，当F1出现屈服时加载转至位移控制。位移控制加载阶段以荷载控制阶段时的屈服位移Δy为增量，作动器水平位移比值Δ1/Δ2保持恒定，每级循环 3次，当荷载降到峰值荷载值的85%时认为试件破坏，停止加载。试件加载程序如图4所示，试件设计参数及详细加载步骤见表2。
图4 加载程序
Fig.4 Loading scheme
表2 试件设计参数及加载步骤
Table 2 Design parameters and load steps of specimens
根据扭弯比的不同，试件表现出弯曲、弯扭和扭转剪切3种不同的破坏形态。
弯曲破坏:扭弯比r=0的试件(相当于传统的压弯剪试件)发生了弯曲破坏。以试件 RC-3 (r=0，n=0.28)为例，其破坏过程为:当加载到60 kN时，试件首先在与加载方向平行柱肢截面的中下部出现3条间距约100 mm的水平裂缝；随着荷载的不断增大，沿柱高有新的水平裂缝出现，原有裂缝向两端延伸和逐渐变宽；荷载的反复作用下，与加载方向平行的柱肢水平裂缝交替发展，而与加载方向垂直的柱肢位于截面中性轴附近，无论是往或者返作用，裂缝均很少。试验后期，与加载方向平行肢端根部位置(约100 mm高度范围)出现竖向裂缝、混凝土被压碎破坏。图5(a)所示，试件 RC-6 (r=0，n=0.34)破坏过程及形态与RC-1相似，可见在轴压比小于0.34范围内，构件破坏形态主要受扭弯比影响。
弯扭破坏:扭弯比r=0.14的试件发生了弯扭破坏。以试件RC-2 (r=0.14，n=0.28)为例，其破坏过程为:加载初期，裂缝发展形态与扭弯比r=0试件类似，首先水平开裂；随着荷载的继续增大，裂缝的发展形态表现出新的特点，由水平缝逐渐斜向延伸(倾角约为10°)形成螺旋形裂缝，并且斜向倾角的角度不断增大，往返荷载作用下最终形成 45°左右的交叉螺旋斜裂缝。无论是与加载方向平行或者是垂直的柱肢，螺旋裂缝均较为明显；试验后期，与加载方向平行柱肢根部位置(约 200 mm 高度范围)出现竖直裂缝、混凝土被压碎破坏。图5(b)所示，试件RC-5 (r=0.14，n=0.34)破坏过程及形态与RC-2相似，且裂缝数量多于RC-2。
扭转剪切破坏:扭弯比r=0.21的试件发生了扭转剪切破坏。以试件RC-1 (r=0.21，n=0.28)为例，其破坏过程为:加载到约-42 kN时，试件首先在与加载方向平行柱肢中部出现斜向裂缝，反复荷载作用下逐渐斜向延伸发展并形成多条“×”状交叉螺旋形斜裂缝，倾角约在45°～65°之间；随着荷载的增大，螺旋裂缝宽度不断增大，并形成几条主斜裂缝，并在柱高约 400 mm位置的各柱肢端部纵向钢筋位置处转变为纵向黏结裂缝，把保护层混凝土劈裂脱落。图5(c)所示，试件RC-4 (r=0.21，n=0.34)破坏过程及形态与RC-1相似，且裂缝数量多于RC-1。
图5 试件裂缝分布
Fig.5 Crack distribution of specimens
在轴压比小于0.34时，扭弯比从0增大到0.21，试件受扭破坏形态越来越明显，裂缝角度越来越大；图6为试件混凝土脱落高度，随着扭弯比的增大，混凝土脱落高度增加。
图6 混凝土脱落范围
Fig.6 Range of concrete spalling
图7给出了试件实测的扭矩-扭转角滞回曲线(图中T、θ分别为试件的扭矩、扭转角)。由图7可发现试件的扭矩-扭转角滞回曲线具有以下特点:
1)扭矩-扭转角滞回曲线基本对称，中间捏拢明显，呈S形。
2)开裂前，滞回曲线包围的面积很小，扭矩和扭转角之间基本呈线性关系，试件处于弹性工作状态；开裂后，滞回环逐渐呈曲线形向扭转角轴倾斜，试件扭转刚度降低，包围面积逐渐增大，进入弹塑性工作阶段；当荷载经过最大值降为0时，位移并未回到起始点，此时试件出现了残余变形。
图7 扭矩-扭转角滞回曲线
Fig.7 Torque-torsion angle hysteretic curves
3)扭弯比从0增大到0.21时，试件变形量增大，循环次数增多，延性也更好，同时滞回环面积有所增大；随着轴压比由0.28增大到0.34，滞回环面积有所增大。
图8为柱顶荷载-位移滞回曲线(P、Δ分别为柱顶荷载、水平位移)。由图可见:
1)荷载-位移滞回曲线形状与扭矩-扭转角滞回曲线相似，中间捏拢明显，呈S形，但其滞回环包围面积更大。
2)在 0.21范围内，扭弯比的增大对荷载位移曲线形状的影响较小，而随着轴压比的增大，荷载位移曲线“捏拢现象”越来显著。
图8 荷载-位移滞回曲线
Fig.8 Loading-displacement hysteretic curves
图9 给出了试件扭矩-扭转角和荷载-位移滞回曲线的骨架线。由图可见:
1)扭矩-扭转角和荷载-位移滞回曲线的骨架线形状相似，均经历初始的线弹性、接近峰点的非线性和峰点后的下降三阶段。
2)加载初期，骨架线的斜率接近，反映了扭弯比和轴压比变化对初始刚度的影响很小；但屈服后，骨架线出现偏差，并且扭矩-扭转角骨架线偏差更明显。
3)轴压比为 0.28时，随着扭弯比的增大极限扭矩增大而极限弯矩减小。对相同扭弯比试件，随着轴压比的增大，其极限扭矩增加，但峰点过后的下降段更陡峭。
图9 骨架曲线
Fig.9 Skeleton loop of specimens
表3给出了各试件开裂、屈服、峰值以及破坏等特征点参数(屈服点采用“能量等值法”确定，破坏点是指荷载下降至峰值85%时对应点)。由表可见。
1)轴压比小于0.28时，当扭弯比从0.14增大到0.21，其抗扭特征点扭矩(开裂、屈服、峰值和破坏点)增大而抗弯特征点荷载减小，抗扭特征点扭转角及抗弯特征点位移均减小。RC-1 (r=0.21，n=0.28)的抗扭特征点扭矩比RC-2 (r=0.14，n=0.28)分别提高了16%、7%、2%及2%，抗弯特征点荷载分别降低了22%、8%、8%及6%，抗扭特征点扭转角分别降低了0、20%、11%及7%，抗弯特征点位移分别降低了35%、2%、16%及8%；轴压比为0.34时，当扭弯比从0.14增大到0.21，压弯剪扭构件抗扭特征点扭矩(峰值和破坏点)减小而抗弯特征点荷载增大。RC-4 (r=0.21，n=0.34)的抗扭特征点扭矩比RC-5(r=0.14，n=0.34)均降低了 9%，抗弯特征点荷载均增大了3%。
2)扭弯比小于0.21时，轴压比从0.28增大到0.34，可以有效提高试件抗扭特征点(屈服、峰值和破坏点)扭矩和扭转角。RC-4(r=0.21，n=0.34)的抗扭特征点扭矩比 RC-1(r=0.21，n=0.28)分别提高了20%、31%及 31%，抗扭特征点扭转角分别提高了95%、110%及59%。
表3 试件特征点参数
Table 3 Characteristic parameters of specimens
注:表中扭矩T的单位为kN·m；荷载P的单位为kN；位移Δ的单位为mm；扭转角θ的单位为(°)。
根据破坏点和屈服点的扭转角和位移值，可得到试件扭转角和位移延性系数，计算公式如下:
式中:Δy、Δm分别为试件屈服位移及破坏位移；θy、θm分别为试件屈服扭转角及破坏扭转角。
表4、表5所示为试件抗扭延性系数及抗弯延性系数。在扭弯比小于0.21且轴压比小于0.34范围内，复合受扭钢筋混凝土十形柱的位移延性系数介于3.27～3.69之间，大于我国建筑抗震设计规范[21]要求的3.0，满足要求。
表4 扭转延性系数
Table 4 Torsion ductility coefficients of specimens
表5 位移延性系数
Table 5 Displacement ductility coefficients of specimens
轴压比相同时，当扭弯比由0.21减小为0.14，试件抗弯延性系数增大，抗扭延性系数减小。RC-2(r=0.14，n=0.28)的抗弯延性系数比RC-1(r=0.21，n=0.28)增大了5%，抗扭延性系数减小了10%。扭弯比相同时，当轴压比由0.28增大至0.34，压弯剪扭试件受弯延性系数减小。由空间桁架理论可知，增大压力可减小试件受弯产生的拉应力，相当于增加纵筋的配筋量，混凝土试件受弯面混凝土斜压杆压应力增加，而纵筋的屈服被推迟，甚至不屈服，使得抗弯延性系数降低。
图10给出了各试件扭转角和位移延性系数的对比情况。由图可见:对于相同试件，扭转角延性系数大于位移延性系数。这也反映出，即便有扭矩的存在，试件的破坏依旧由弯曲起控制作用。
图10 试件延性系数对比
Fig.10 Ductility coefficient comparisons of specimens
试件位移角是评判结构抗倒塌能力强弱的重要指标，表6给出了试件各特征点变形对应的试件位移角。
表6 试件位移角
Table 6 Drifts of specimens
由表可见:在扭弯比小于 0.21且轴压比小于0.34范围内，复合受扭钢筋混凝土十形柱开裂点所对应的位移角平均值为 1/334，总体上满足我国现行抗震规范对RC柱弹性侧移角限值1/550的要求，而破坏点对应的位移角均超过了1/40(注:取正反向的平均值)，大于我国现行抗震规范对RC柱抗倒塌侧移角限值1/50的要求。当扭弯比小于0.21时，小于0.34的轴压比对破坏位移角的大小无影响，几乎一样；而轴压比相同时，扭弯比越小，其破坏位移角越大。
采用等效粘滞阻尼系数表征试件的耗能能力，计算模型见图11，按下式进行计算:
式中:S(ABC + CDA)为滞回环面积；S(OBE + ODF)为滞回环上下顶点相对应的三角形面积。
图11 等效粘滞阻尼系数计算模型
Fig.11 Calculation model of equivalent viscous damping coefficient
表7和图12给出了各试件的弯剪、扭转和总的等效粘滞系数及其组成和变化情况。由表7和图12可见:
表7 试件的等效粘滞阻尼系数(he)
Table 7 Equivalent viscous damping coefficients of specimens
图12 试件的等效粘滞阻尼系数
Fig.12 Equivalent viscous damping coefficients of specimens
1)随着位移的增大，试件的扭转耗能表现为先快速增大，然后逐渐减小的变化趋势。弯剪耗能则表现为总体逐渐增大的变化趋势。两者的总耗能总体上逐渐增大，但前期耗能增长较后期快。
2)破坏时，扭弯比r=0的试件(相当于压弯剪受力)，粘滞阻尼系数最小，介于0.17～0.21之间；而扭弯比r=0.14和r=0.21的试件，粘滞阻尼系数较大，介于 0.27～0.32之间；这也反映出在扭弯比小于0.21且轴压比小于0.34的情况下，扭矩的作用使得试件的耗能更大，材料的损伤更严重。
图13给出了总耗能构成比例及弯剪、扭转所占比例的变化趋势。由图13可见，复合受扭试件的耗能前期以扭转为主，随着变形增大，扭转耗能所占比重逐渐变小，4倍屈服位移时降至50%，之后以弯剪耗能为主。破坏过程中，扭转耗能主要是由外围混凝土提供，当外围混凝土的失效退出工作后，抗扭能力逐渐减弱，外界作用逐渐转移到内部钢筋(特别是纵向钢筋)上，弯剪耗能逐渐增加。
图13 耗能组成及其比例变化
Fig.13 Component damping coefficients of specimens
以扭矩-扭转角和荷载-位移骨架线的割线刚度变化来探讨试件的刚度退化。按下式计算:
式中:θi、Ti分别为第i级循环对应的最大扭转角和扭矩；Δi、Pi分别为第i级循环对应的最大位移和荷载；+、-分别表示正向和反向。
图14给出了试件扭转和弯曲刚度退化情况，由图可见:扭转刚度与弯曲刚度相比，早期退化更快，3倍屈服位移时，扭转刚度退化基本超过了60%，而弯曲刚度退化只是40%～50%；后期两者都变缓慢，但其残余刚度值已经很低，仅仅20%左右。试验参数范围内，扭弯比和轴压比的变化对刚度退化影响并不明显；扭弯比大的试件早期刚度退化略为缓慢，到了后期，退化速率大致相当。
图14 刚度退化曲线
Fig.14 Stiffness degradation curves
同一加载位移下，试件抗扭强度和抗弯强度随着加载循环次数的增加而减弱。
图15 强度退化曲线
Fig.15 Stiffness degradation curves
图15 为试件的扭转和弯曲强度退化情况。由图可见:随着位移的增加，试件的扭转强度退化变化并不显著，在扭弯比小于0.21且轴压比小于0.34范围内，扭转强度系数上介于 0.85～0.96之间，并且对于相同的位移下，3次循环过程中，第2次循环的强度衰减占的比例最大，呈现出先快后慢的衰减趋势。与扭转强度衰减相比，弯曲衰减则更为显著，在扭弯比小于0.21且轴压比小于0.34范围内，弯曲强度系数总体上介于 0.70～0.90之间变化，相同的位移下，3次循环过程中的强度退化规律与扭转退化规律一致，先快后慢。
(1)轴压比小于0.34时，当扭弯比从0增大到0.21，压弯剪扭复合受力钢筋混凝土十形柱的破坏形态依次表现为弯曲、弯扭和扭转剪切3种不同的破坏形态，均为混凝土的脱落，脱落高度随扭弯比的增大而增加，并且裂缝主要集中在与加载方向平行的柱肢上；扭弯比大的试件其螺旋状斜裂缝更宽、角度更大。
(2)压弯剪扭复合受力钢筋混凝土十形柱的扭矩-扭转角和荷载-位移滞回曲线均呈现出中间捏拢的S形；荷载-位移滞回曲线的滞回环较扭矩-扭转角滞回曲线的滞回环更饱满。
(3)轴压比小于0.28时，当扭弯比从0.14增大到0.21，抗扭峰值荷载增大而抗弯峰值荷载减小；轴压比为0.34时，当扭弯比从0.14增大到0.21，抗扭峰值荷载减小而抗弯峰值荷载增大；扭弯比小于0.21时，轴压比从0.28增大到0.34，可以有效提高试件抗扭峰值荷载和扭转角。
(4)轴压比小于 0.34且扭弯比小于 0.21情况下，复合受扭钢筋混凝土十形柱的位移延性系数大于 3.0，开裂及破坏时的位移角均能满足我国建筑抗震设计规范要求。
(5)轴压比小于 0.34且扭弯比小于 0.21情况下，复合受扭钢筋混凝土十形柱破坏点的等效粘滞阻尼系数介于 0.17～0.32之间。相对压弯剪受力试件，扭矩的加入增大了阻尼系数。
(6)复合受扭钢筋混凝土十形柱受力破坏过程中，前期耗能主要由扭转承担，后期则转移到主要由弯剪承担；从扭转和位移延性系数以及试件破坏过程看，在实验参数范围内压弯剪扭复合受力钢筋混凝土十形柱的破坏最终还是由弯曲起主导作用。
(7)压弯剪扭复合受力钢筋混凝土十形柱的扭转刚度退化较弯曲刚度退化严重，其早期退化更快。但是扭转强度退化较弯曲强度退化程度轻。
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EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF REINFORCED CONCRETE CROSS SHAPE COLUMNS UNDER COMPRESSIONFLEXURE-SHEAR-TORSION COMBINED ACTIONS
CHEN Zong-ping1,2, LIU Xiang1, NING Fan1
(1. College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China;2. Key Laboratory of Disaster Prevention And Structural Safety of Ministry of Education Guangxi University, Nanning 530004, China)
Abstract:To reveal the seismic behavior of reinforced concrete cross shape columns under compressionflexure-shear-torsion combined actions, the torsion-bending ratio and axial compression level were considered as parameters in an experiment, and six specimens of reinforced concrete cross shape columns were designed for reversed cyclic flexure-shear-torsion loading test with constant compression. The failure process and failure pattern were observed, the hysteretic curves of torque-torsion angle and loading-displacement as well as the characteristic results of the cracking, yielding, peak and failure points were obtained. Based on the test data, the seismic indexes of the specimens, such as the bearing capacity, ductility, drift angle, energy dissipation, strength and stiffness degradation, were analyzed deeply. The research results show that when the torsion-bending ratio is less than 0.21 and the axial compression level is less than 0.34, the failure pattern of the specimens are of a bending-torsion or torsion-shear failure mode. The hysteretic curves are of an “S” shape and pinch obviously. The ductility coefficients are larger than 3.0, the crack point drift angles are larger than 1/550, and the failure point drift angles are larger than 1/40. All of them can meet the needs of the Chinese code for seismic design of buildings. The presence of the torque makes the material damage more serious and improves the energydissipation capacity of the specimens.
Key words:reinforced concrete; cross shape column; experimental study; compression-flexure-shear-torsion combined action; seismic behavior
宁 璠(1981―)，男，广西人，硕士生，主要从事钢-混凝土组着结构受力性能研究(E-mail: 389837603@qq.com).
刘 祥(1981―)，男，河北人，博士生，主要从事钢-混凝土组着结构受力性能研究(E-mail: 276723135@qq.com);
作者简介:
通讯作者:陈宗平(1975―)，男，广西人，教授，博士，博导，主要从事钢-混凝土组合结构、再生混凝土结构、异形柱结构等方面的研究(E-mail: zpchen@gxu.edu.cn).
基金项目:国家自然科学基金项目(51268004，51578163)；广西自然科学基金重点项目(2016GXNSFDA380032)；广西高等学校高水平创新团队及卓越学者计划资助项目(桂教人[2017]38号)
收稿日期:2017-06-28；修改日期:2017-10-16
文章编号:1000-4750(2018)10-0124-11
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.0506
文献标志码:A
中图分类号:TU375.3