趙少偉，師長磊，郭 蓉，丁彥芳

（1.河北工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300401；2.河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401）

我國是一個地震多發(fā)地區(qū)，地震引起的建筑破壞和財產(chǎn)損失不容忽視.由于經(jīng)濟能力的限制，我國以及其它許多國家的抗震設(shè)計規(guī)范中都是采取控制大震作用下的塑性變形，滿足不坍塌的要求，但是這樣設(shè)計由于塑性殘余變形大，難以修復(fù)加固，會造成嚴(yán)重的經(jīng)濟損失[1].為了提高建筑物在重大震后的可修復(fù)性，對其進一步研究使結(jié)構(gòu)能夠最大程度的減小塑性變形是十分有必要的.近年來，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土廣泛應(yīng)用于我國建筑行業(yè)，但對于無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)的研究僅僅局限在框架梁的研究上，對框架柱中配置無粘結(jié)鋼絞線的研究還處于基礎(chǔ)階段，張鑫，梁汝鳴，韋合等[2]通過對6根3組無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土柱進行擬靜力試驗，構(gòu)件的研究點分別為外加軸壓比、預(yù)加軸壓比和預(yù)應(yīng)力度，得到的主要結(jié)論有：增大軸壓比可以提高無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土柱的極限承載力；外加軸壓比對無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土柱的殘余變形和耗能性影響較大，減小殘余變形可以通過將其控制在一定范圍實現(xiàn)，而預(yù)加軸壓比對兩者的影響不大；在一定程度上增加普通鋼筋的用量可以提高其耗能能力.因此，對無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力柱的抗震性能進行試驗研究，其試驗成果對于推廣無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力柱的實際應(yīng)用有重大的理論意義.

影響無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土框架柱抗震性能的因素很多，目前國內(nèi)外學(xué)者對綜合配筋指標(biāo)、軸壓比、非預(yù)應(yīng)力筋強度等級及配筋率、混凝土強度、預(yù)應(yīng)力度等影響因素進行了系統(tǒng)的研究，但在軸壓比方面，很少有研究者從預(yù)加軸壓比和外加軸壓比兩個方面綜合研究軸壓比對框架柱抗震性能的影響.本文設(shè)計5根無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土框架柱進行擬靜力試驗研究，從加軸壓比和預(yù)加軸壓比兩個方面系統(tǒng)研究了軸壓比對試驗柱抗震性能以及恢復(fù)性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

參考《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[3]、《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[4]等規(guī)范并結(jié)合試驗室加載設(shè)備的具體情況，本試驗設(shè)計5根試驗柱，試件分柱身和基座2部分，柱身尺寸均為300mm×300mm×1 500mm，基座的外部尺寸為1200mm×600mm×600mm，各個試件采用相同的尺寸，為了留出安裝錨索測力計的位置，在基座底部預(yù)留了 400 mm×600 mm×200 mm空間.柱的尺寸和配筋均相同，鋼絞線采用 2×s15.2（ =1860 MPa），普通受力筋采用直徑為22mm的HRB335級鋼筋，預(yù)應(yīng)力度均為0.531 4，綜合配筋指標(biāo)均為0.566 1，箍筋采用直徑為10mm的HPB300鋼筋，在柱子柱頂以下400mm和基座以上900mm范圍內(nèi)，箍筋加密布置，間距為50mm，在其它部分間距為100mm.混凝土采用C40混凝土，普通受力鋼筋的保護層厚度為35 mm.鋼絞線分別在柱子兩端預(yù)留出一定長度，以滿足相關(guān)規(guī)范的要求.在基座左右分別預(yù)留兩直徑為80mm的孔道，以用于在試驗時穿入錨固螺栓固定試件，具體設(shè)計參數(shù)如表1.

本試驗采用低周水平反復(fù)加載方式，加載制度采用力-位移混合控制加載，為深入研究軸壓比框架柱抗震性能的影響，將試件分為2組：第1組為 UPC-1、UPC-2、UPC-3、UPC-4，主要研究外加軸壓力造成總軸壓比不同對試件綜合抗震能力的影響；第2組為UPC-3、UPC-5，主要研究預(yù)加軸壓比造成總軸壓比不同對試件綜合抗震能力的影響.

表1 框架柱設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parametersof frame columns

表2 鋼筋性能參數(shù)Tab.2 Performance parametersof stell rebars

表3 預(yù)應(yīng)力筋試驗數(shù)據(jù)Tab.3 Performance parametersof prestressed strands

1.2 材料性能

本試驗所用非預(yù)應(yīng)力鋼筋實測材料性能見表2，預(yù)應(yīng)力鋼筋材料性能見表3，混凝土材料性能見表4.

表4 混凝土性能參數(shù)Tab.4 Performance parametersof concrete

2 試驗結(jié)果分析

2.1 滯回曲線分析

加載初期，試驗柱的加載制度由力控制，由圖1可以看出，開始時試驗柱處于彈性階段，荷載與位移呈線性變化，卸載后試驗柱的變形能夠完全恢復(fù)，基本無塑性變形；試驗柱開裂進入彈塑性階段后，滯回環(huán)的面積較開裂前有增長但面積仍然相對較小，耗能能力較小，卸載后裂縫能夠完全閉合；非預(yù)應(yīng)力筋屈服后，加載制度變?yōu)槲灰瓶刂?，?dāng)加載到1.5 ～2

時，鋼筋與混凝土之間出現(xiàn)滑移，滯回曲線有“捏縮”現(xiàn)象，為“弓”字形，但是由于無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線的作用，無論是推亦或是拉，卸除荷載后試驗柱的裂縫均能完全閉合，當(dāng)位移控制在2.5 ～3 后，隨著位移控制等級的增加，剛度進一步退化，卸載后試件的殘余位移迅速變大，滯回環(huán)面積增大，當(dāng)位移控制達5 時，柱子荷載值基本不再增長，試驗柱的位移明顯增大，耗能也有所增加，滯回曲線也為“弓”形，反映出構(gòu)件的塑性變形能力比較強，能較好地吸收地震能量，此時構(gòu)件的荷載下降至極限荷載的85%以下，且柱底兩側(cè)混凝土保護層壓碎破壞.

圖1 試驗柱荷載－位移滯回曲線Fig.1 Load-displace menthy steresis curve of the columns

2.2 骨架曲線

在低周反復(fù)荷載擬靜力試驗中，將試驗所得滯回曲線的每個加載等級首次循環(huán)的峰值點連接起來所得的曲線即為骨架曲線.各柱試驗數(shù)據(jù)如表5，骨架曲線對比圖如圖2所示.

分析骨架曲線可知，在低周反復(fù)荷載試驗過程中，試件依次經(jīng)歷了彈性、彈塑性、塑性強化和破壞共4個階段.柱子在開裂之前，骨架曲線為斜直線，剛度不變，試件處于彈性受力狀態(tài)；試0件開裂后曲線出現(xiàn)第1個拐點，混凝土和鋼筋之間產(chǎn)生滑移，骨架曲線的斜率開始減小，構(gòu)件剛度略有下降，繼續(xù)加載，試件剛度繼續(xù)降低，在非預(yù)應(yīng)力筋屈服時曲線出現(xiàn)第2個拐點，此時試件處于彈塑性階段；非預(yù)應(yīng)力筋屈服后試件進入塑性強化階段，改用位移控制加載方式加載，隨著控制位移的增加，裂縫進一步延展，骨架曲線的斜率減小，剛度進一步降低，鋼筋和混凝土的相對滑移進一步加大，試件的極限荷載出現(xiàn)在骨架曲線的第3個拐點，此后試件的水平承載能力開始下降，當(dāng)下降至極限荷載的85%以下時定義該試件破壞.

2.2.1 承載力分析

對比2組柱子的骨架曲線并分析表5試驗柱的開裂、屈服和極限承載力荷載值及其變化情況可知：

外加軸壓比的改變對試驗柱的開裂荷載基本沒有影響.隨著外加軸壓比的增加，屈服荷載和極限荷載有所增加，UPC-4較UPC-1的屈服荷載提高了22.2%，極限荷載提高了23.8%，這是由于試件在開裂后，在繼續(xù)加載時大的外加力更有利于上一次異向加載時未閉合裂縫的閉合，從而使開裂部分的混凝土參加到工作中去.但是隨著外加軸壓比的增加，試驗柱屈服之后很快達到極限強度，即塑性強化階段較短，且極限荷載會更早出現(xiàn)，達到極限荷載后承載力的下降也越來越快，這是構(gòu)件延性降低的表現(xiàn).

預(yù)加軸壓比的增加對試驗柱的開裂荷載沒有影響.隨著預(yù)加軸壓比的增加，極限荷載降低，但屈服荷載有小幅增加，UPC-3較UPC-5屈服荷載提高了3.75%，極限荷載降低了10.7%，這說明預(yù)加軸壓比增大，預(yù)應(yīng)力鋼絞線的應(yīng)力增大，更有利于鋼絞線、鋼筋和混凝土在彈性階段和彈塑性階段的協(xié)同工作，而且通過錨具向混凝土加壓和外加軸壓力效果類似.在加載過程中，每個試驗柱在其正向加卸載和反向加卸載過程中，彈性階段正向骨架曲線和反向骨架曲線斜率基本相同，即正反向加卸載過程中，試驗柱的剛度相同.

2.2.2 延性分析

圖2 試驗柱骨架曲線對比圖Fig.2 Skeleton curve comparison chartof the columns

延性是指結(jié)構(gòu)或試件從屈服到極限荷載或者是承載力還沒有明顯下降的情況下的變形能力，它反映了結(jié)構(gòu)抗震能力的大小，是結(jié)構(gòu)或試件通過塑性變形消耗地震能量能力的良好表征，增加延性可以加強結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力，提高結(jié)構(gòu)抗震能力，因此要求結(jié)構(gòu)具有可靠的強度和剛度的同時應(yīng)具有良好的延性[5].

由表5數(shù)據(jù)可以看出，隨著外加軸壓比的增加，延性系數(shù)在降低，可見同普通混凝土柱子一樣，外加軸壓比也是影響無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土柱子延性的一個重要因素，因此，為了保證結(jié)構(gòu)或試件的延性應(yīng)該限制外加軸壓比.

預(yù)加軸壓比對于無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土框架柱延性性能的影響較小，預(yù)加軸壓比增大，其延性性能稍有降低.

2.3 耗能分析

加載階段結(jié)構(gòu)或試件吸收的能量由荷載—位移滯回曲線加載曲線下的面積來衡量，卸載階段耗散的能量同樣由荷載—位移滯回曲線卸載曲線下的面積來衡量，因此每個循環(huán)耗散的能量可以由滯回環(huán)的面積來評定，而各加載等級平均耗能可以由該等級下的所有循環(huán)的平均值衡量，累計耗能即各等級所有循環(huán)的滯回環(huán)面積之和[6].

表5 試驗數(shù)據(jù)Tab.5 Testdata

通過計算，各柱的累積耗能分別為：UPC-1，8 412 kN mm；UPC-2，11 554 kN mm；UPC-3，12915kN mm；UPC-4，14 570 kN mm；UPC-5，23 569 kN mm.2組試件的屈服后各位移控制等級的平均耗能走勢對比圖如圖3所示.

由第1組柱子對比發(fā)現(xiàn)：外加軸壓比的增加可以比較顯著的提高柱子的耗能能力，如UPC-2相對于UPC-1、UPC-3相對于UPC-2都有明顯提高，當(dāng)外加軸壓比較大時，雖然提高軸壓比也能提高耗能能力，但是提高幅度變小.綜合分析骨架曲線和耗能走勢圖，隨著耗能能力提高，屈服位移和破壞位移卻在減小，因此，我們在實際應(yīng)用時要合理選擇外加軸壓比.

由第2組柱子對比發(fā)現(xiàn)：預(yù)加軸壓比對柱的耗能影響較大，隨著預(yù)加軸壓比的增大，試驗柱的耗能能力急劇減小，這是因為隨著預(yù)加軸壓比的增大，柱的延性降低，彈塑性狀態(tài)下耗能能力減弱，因此，小的預(yù)加軸壓比更加有利于柱耗能能力的提高.

圖3 試驗柱平均耗能走勢對比圖Fig.3 Averageenerge consupm tion chartof the columns

2.4 復(fù)位性能分析

低周反復(fù)荷載作用下，試驗柱非預(yù)應(yīng)力受拉主筋屈服之后，試驗柱的加載方式改為位移控制，且試驗柱的變形由加載初的彈性變形轉(zhuǎn)為彈塑性變形，有不可恢復(fù)變形的產(chǎn)生，此變形稱為試驗柱的殘余變形.隨著控制位移等級的增加，殘余變形也會逐漸增大，但是在鋼筋混凝土框架柱中配置適量的無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線，則能減小殘余變形.這是因為在整個試驗過程中，鋼絞線一直處于彈性階段，則其可以提高試驗柱的恢復(fù)能力.在橫向荷載作用下，試驗柱經(jīng)歷了“狀態(tài)①—狀態(tài)②—狀態(tài)③”的受力變形過程，狀態(tài)②對應(yīng)的為最大變形 ，狀態(tài)③對應(yīng)的變形即為殘余變形 ，這種試驗柱在卸載后向初始狀態(tài)恢復(fù)的能力稱為“復(fù)位能力”.復(fù)位能力大小由復(fù)位能力系數(shù) 來反應(yīng)， 計算公式采用 =1 ，本試驗2組試驗柱復(fù)位能力系數(shù) 對比如圖4.

試驗柱的在試驗柱屈服之前主要是彈性變形，且其殘余變形特別小，所以其復(fù)位能力系數(shù)基本不變，但是在試驗柱屈服后，5個試驗柱的復(fù)位能力系數(shù)均隨著位移控制幅值增大而減小，即試驗柱的復(fù)位能力隨著其峰值位移的增大而降低，且下降趨勢基本相同.屈服后的第一個位移控制幅值加載時，框架柱的復(fù)位能力系數(shù)下降迅速，這是因為在非預(yù)應(yīng)力鋼筋已經(jīng)屈服的基礎(chǔ)上，隨著位移控制幅值的增大，非預(yù)應(yīng)力鋼筋已經(jīng)進入塑性階段，試驗柱的恢復(fù)力由原來的非預(yù)應(yīng)力鋼筋以及預(yù)應(yīng)力鋼絞線共同提供變?yōu)橹挥蓄A(yù)應(yīng)力鋼絞線提供，恢復(fù)變形能力逐漸減弱.而達到極限承載力之后，復(fù)位能力系數(shù)下降變緩.

對比第1組試驗數(shù)據(jù)，隨著外加軸壓比的增加，試件的復(fù)位能力系數(shù)逐漸降低，復(fù)位能力降低，這是因為在同一峰值位移下，隨著外加軸壓比的增加，試件的殘余變形增大，復(fù)位能力系數(shù)減小，復(fù)位能力降低.試驗柱在達到屈服荷載之后，外加軸壓比的大的構(gòu)件恢復(fù)能力下降速率越快，即在中震條件下軸壓比越小恢復(fù)能力越強，在試驗柱達到極限荷載時，柱的恢復(fù)能力降低更加明顯，即在大震條件下，柱的外加軸壓比越小恢復(fù)能力越強，更利于大震后構(gòu)件的修復(fù).

圖4 試驗柱復(fù)位性能系數(shù)對比Fig.4 Coefficientof resetperformance comparison chartof the columns

對比第2組試驗數(shù)據(jù)，預(yù)加軸壓比對于試驗柱復(fù)位能力系數(shù)的影響較明顯，在達到極限荷載之前，隨著預(yù)加軸壓比的增大，預(yù)加軸壓比小的UPC-5復(fù)位能力系數(shù)大，但兩者的復(fù)位能力均下降迅速，即在中震條件下，預(yù)加軸壓比越小恢復(fù)能力稍好；當(dāng)試驗柱達到極限荷載之后，預(yù)加軸壓比小的UPC-5的復(fù)位能力明顯小于UPC-3，表明其復(fù)位能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于UPC-3，即在大震條件下，預(yù)加軸壓比越大恢復(fù)能力越強，但是隨著位移的增大，試驗柱的可修復(fù)性降低，裂縫會迅速發(fā)展.

3 結(jié)論

1）外加軸壓比增加對柱的開裂荷載基本沒有影響，但是可以有效地提高柱的屈服荷載和極限荷載，外加軸壓比為0.456的UPC-4較外加軸壓比為0.182的UPC-1屈服荷載提高了22.2%，極限荷載提高了23.8%；預(yù)加軸壓比對柱的開裂荷載沒有影響，但隨著預(yù)加軸壓比的增加，屈服荷載有小幅增加，極限荷載降低，預(yù)加軸壓比為0.118的UPC-3較預(yù)加軸壓比為0.055的UPC-5屈服荷載提高了3.75%，極限荷載降低了10.7%.

2）外加軸壓比是影響延性的一個重要因素，外加軸壓比增加，延性降低，為了保證結(jié)構(gòu)或試件的延性應(yīng)該限制外加軸壓比；而預(yù)加軸壓比對延性的影響較小，預(yù)加軸壓比增加，柱的延性也會稍有降低.

3）增加外加軸壓比可以比較顯著的提高柱的耗能能力，外加軸壓比為0.456的 UPC-4較外加軸壓比為0.182的UPC-1累積耗能提高了73.2%；減小預(yù)加軸壓比有利于柱耗能能力的提高，預(yù)加軸壓比為0.055的UPC-5較預(yù)加軸壓比為0.118的UPC-3累積耗能提高了82.5%.

4）隨著外加軸壓比的增加，柱的復(fù)位能力降低；在達到極限荷載之前，預(yù)加軸壓比小的試驗柱復(fù)位性能稍好，但達到極限荷載之后，較大的預(yù)加軸壓比的試驗柱擁有更強的復(fù)位能力.

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