无粘结部分预应力混凝土柱抗震性能的试验

赵少伟，师长磊，郭 蓉，丁彦芳

（1.河北工业大学 土木工程学院，天津 300401；2.河北省土木工程技术研究中心，天津 300401）

我国是一个地震多发地区，地震引起的建筑破坏和财产损失不容忽视.由于经济能力的限制，我国以及其它许多国家的抗震设计规范中都是采取控制大震作用下的塑性变形，满足不坍塌的要求，但是这样设计由于塑性残余变形大，难以修复加固，会造成严重的经济损失[1].为了提高建筑物在重大震后的可修复性，对其进一步研究使结构能够最大程度的减小塑性变形是十分有必要的.近年来，无粘结预应力混凝土广泛应用于我国建筑行业，但对于无粘结部分预应力混凝土框架结构的研究仅仅局限在框架梁的研究上，对框架柱中配置无粘结钢绞线的研究还处于基础阶段，张鑫，梁汝鸣，韦合等[2]通过对6根3组无粘结预应力混凝土柱进行拟静力试验，构件的研究点分别为外加轴压比、预加轴压比和预应力度，得到的主要结论有：增大轴压比可以提高无粘结预应力混凝土柱的极限承载力；外加轴压比对无粘结预应力混凝土柱的残余变形和耗能性影响较大，减小残余变形可以通过将其控制在一定范围实现，而预加轴压比对两者的影响不大；在一定程度上增加普通钢筋的用量可以提高其耗能能力.因此，对无粘结部分预应力柱的抗震性能进行试验研究，其试验成果对于推广无粘结部分预应力柱的实际应用有重大的理论意义.

影响无粘结部分预应力钢筋混凝土框架柱抗震性能的因素很多，目前国内外学者对综合配筋指标、轴压比、非预应力筋强度等级及配筋率、混凝土强度、预应力度等影响因素进行了系统的研究，但在轴压比方面，很少有研究者从预加轴压比和外加轴压比两个方面综合研究轴压比对框架柱抗震性能的影响.本文设计5根无粘结部分预应力混凝土框架柱进行拟静力试验研究，从加轴压比和预加轴压比两个方面系统研究了轴压比对试验柱抗震性能以及恢复性能的影响.

1 试验概况

1.1 试件设计

参考《建筑抗震设计规范》[3]、《混凝土结构设计规范》[4]等规范并结合试验室加载设备的具体情况，本试验设计5根试验柱，试件分柱身和基座2部分，柱身尺寸均为300mm×300mm×1 500mm，基座的外部尺寸为1200mm×600mm×600mm，各个试件采用相同的尺寸，为了留出安装锚索测力计的位置，在基座底部预留了 400 mm×600 mm×200 mm空间.柱的尺寸和配筋均相同，钢绞线采用 2×s15.2（ =1860 MPa），普通受力筋采用直径为22mm的HRB335级钢筋，预应力度均为0.531 4，综合配筋指标均为0.566 1，箍筋采用直径为10mm的HPB300钢筋，在柱子柱顶以下400mm和基座以上900mm范围内，箍筋加密布置，间距为50mm，在其它部分间距为100mm.混凝土采用C40混凝土，普通受力钢筋的保护层厚度为35 mm.钢绞线分别在柱子两端预留出一定长度，以满足相关规范的要求.在基座左右分别预留两直径为80mm的孔道，以用于在试验时穿入锚固螺栓固定试件，具体设计参数如表1.

本试验采用低周水平反复加载方式，加载制度采用力-位移混合控制加载，为深入研究轴压比框架柱抗震性能的影响，将试件分为2组：第1组为 UPC-1、UPC-2、UPC-3、UPC-4，主要研究外加轴压力造成总轴压比不同对试件综合抗震能力的影响；第2组为UPC-3、UPC-5，主要研究预加轴压比造成总轴压比不同对试件综合抗震能力的影响.

表1 框架柱设计参数Tab.1 Design parametersof frame columns

表2 钢筋性能参数Tab.2 Performance parametersof stell rebars

表3 预应力筋试验数据Tab.3 Performance parametersof prestressed strands

1.2 材料性能

本试验所用非预应力钢筋实测材料性能见表2，预应力钢筋材料性能见表3，混凝土材料性能见表4.

表4 混凝土性能参数Tab.4 Performance parametersof concrete

2 试验结果分析

2.1 滞回曲线分析

加载初期，试验柱的加载制度由力控制，由图1可以看出，开始时试验柱处于弹性阶段，荷载与位移呈线性变化，卸载后试验柱的变形能够完全恢复，基本无塑性变形；试验柱开裂进入弹塑性阶段后，滞回环的面积较开裂前有增长但面积仍然相对较小，耗能能力较小，卸载后裂缝能够完全闭合；非预应力筋屈服后，加载制度变为位移控制，当加载到1.5 ～2

时，钢筋与混凝土之间出现滑移，滞回曲线有“捏缩”现象，为“弓”字形，但是由于无粘结预应力钢绞线的作用，无论是推亦或是拉，卸除荷载后试验柱的裂缝均能完全闭合，当位移控制在2.5 ～3 后，随着位移控制等级的增加，刚度进一步退化，卸载后试件的残余位移迅速变大，滞回环面积增大，当位移控制达5 时，柱子荷载值基本不再增长，试验柱的位移明显增大，耗能也有所增加，滞回曲线也为“弓”形，反映出构件的塑性变形能力比较强，能较好地吸收地震能量，此时构件的荷载下降至极限荷载的85%以下，且柱底两侧混凝土保护层压碎破坏.

图1 试验柱荷载－位移滞回曲线Fig.1 Load-displace menthy steresis curve of the columns

2.2 骨架曲线

在低周反复荷载拟静力试验中，将试验所得滞回曲线的每个加载等级首次循环的峰值点连接起来所得的曲线即为骨架曲线.各柱试验数据如表5，骨架曲线对比图如图2所示.

分析骨架曲线可知，在低周反复荷载试验过程中，试件依次经历了弹性、弹塑性、塑性强化和破坏共4个阶段.柱子在开裂之前，骨架曲线为斜直线，刚度不变，试件处于弹性受力状态；试0件开裂后曲线出现第1个拐点，混凝土和钢筋之间产生滑移，骨架曲线的斜率开始减小，构件刚度略有下降，继续加载，试件刚度继续降低，在非预应力筋屈服时曲线出现第2个拐点，此时试件处于弹塑性阶段；非预应力筋屈服后试件进入塑性强化阶段，改用位移控制加载方式加载，随着控制位移的增加，裂缝进一步延展，骨架曲线的斜率减小，刚度进一步降低，钢筋和混凝土的相对滑移进一步加大，试件的极限荷载出现在骨架曲线的第3个拐点，此后试件的水平承载能力开始下降，当下降至极限荷载的85%以下时定义该试件破坏.

2.2.1 承载力分析

对比2组柱子的骨架曲线并分析表5试验柱的开裂、屈服和极限承载力荷载值及其变化情况可知：

外加轴压比的改变对试验柱的开裂荷载基本没有影响.随着外加轴压比的增加，屈服荷载和极限荷载有所增加，UPC-4较UPC-1的屈服荷载提高了22.2%，极限荷载提高了23.8%，这是由于试件在开裂后，在继续加载时大的外加力更有利于上一次异向加载时未闭合裂缝的闭合，从而使开裂部分的混凝土参加到工作中去.但是随着外加轴压比的增加，试验柱屈服之后很快达到极限强度，即塑性强化阶段较短，且极限荷载会更早出现，达到极限荷载后承载力的下降也越来越快，这是构件延性降低的表现.

预加轴压比的增加对试验柱的开裂荷载没有影响.随着预加轴压比的增加，极限荷载降低，但屈服荷载有小幅增加，UPC-3较UPC-5屈服荷载提高了3.75%，极限荷载降低了10.7%，这说明预加轴压比增大，预应力钢绞线的应力增大，更有利于钢绞线、钢筋和混凝土在弹性阶段和弹塑性阶段的协同工作，而且通过锚具向混凝土加压和外加轴压力效果类似.在加载过程中，每个试验柱在其正向加卸载和反向加卸载过程中，弹性阶段正向骨架曲线和反向骨架曲线斜率基本相同，即正反向加卸载过程中，试验柱的刚度相同.

2.2.2 延性分析

图2 试验柱骨架曲线对比图Fig.2 Skeleton curve comparison chartof the columns

延性是指结构或试件从屈服到极限荷载或者是承载力还没有明显下降的情况下的变形能力，它反映了结构抗震能力的大小，是结构或试件通过塑性变形消耗地震能量能力的良好表征，增加延性可以加强结构的抗倒塌能力，提高结构抗震能力，因此要求结构具有可靠的强度和刚度的同时应具有良好的延性[5].

由表5数据可以看出，随着外加轴压比的增加，延性系数在降低，可见同普通混凝土柱子一样，外加轴压比也是影响无粘结部分预应力混凝土柱子延性的一个重要因素，因此，为了保证结构或试件的延性应该限制外加轴压比.

预加轴压比对于无粘结部分预应力混凝土框架柱延性性能的影响较小，预加轴压比增大，其延性性能稍有降低.

2.3 耗能分析

加载阶段结构或试件吸收的能量由荷载—位移滞回曲线加载曲线下的面积来衡量，卸载阶段耗散的能量同样由荷载—位移滞回曲线卸载曲线下的面积来衡量，因此每个循环耗散的能量可以由滞回环的面积来评定，而各加载等级平均耗能可以由该等级下的所有循环的平均值衡量，累计耗能即各等级所有循环的滞回环面积之和[6].

表5 试验数据Tab.5 Testdata

通过计算，各柱的累积耗能分别为：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组试件的屈服后各位移控制等级的平均耗能走势对比图如图3所示.

由第1组柱子对比发现：外加轴压比的增加可以比较显著的提高柱子的耗能能力，如UPC-2相对于UPC-1、UPC-3相对于UPC-2都有明显提高，当外加轴压比较大时，虽然提高轴压比也能提高耗能能力，但是提高幅度变小.综合分析骨架曲线和耗能走势图，随着耗能能力提高，屈服位移和破坏位移却在减小，因此，我们在实际应用时要合理选择外加轴压比.

由第2组柱子对比发现：预加轴压比对柱的耗能影响较大，随着预加轴压比的增大，试验柱的耗能能力急剧减小，这是因为随着预加轴压比的增大，柱的延性降低，弹塑性状态下耗能能力减弱，因此，小的预加轴压比更加有利于柱耗能能力的提高.

图3 试验柱平均耗能走势对比图Fig.3 Averageenerge consupm tion chartof the columns

2.4 复位性能分析

低周反复荷载作用下，试验柱非预应力受拉主筋屈服之后，试验柱的加载方式改为位移控制，且试验柱的变形由加载初的弹性变形转为弹塑性变形，有不可恢复变形的产生，此变形称为试验柱的残余变形.随着控制位移等级的增加，残余变形也会逐渐增大，但是在钢筋混凝土框架柱中配置适量的无粘结预应力钢绞线，则能减小残余变形.这是因为在整个试验过程中，钢绞线一直处于弹性阶段，则其可以提高试验柱的恢复能力.在横向荷载作用下，试验柱经历了“状态①—状态②—状态③”的受力变形过程，状态②对应的为最大变形 ，状态③对应的变形即为残余变形 ，这种试验柱在卸载后向初始状态恢复的能力称为“复位能力”.复位能力大小由复位能力系数 来反应， 计算公式采用 =1 ，本试验2组试验柱复位能力系数 对比如图4.

试验柱的在试验柱屈服之前主要是弹性变形，且其残余变形特别小，所以其复位能力系数基本不变，但是在试验柱屈服后，5个试验柱的复位能力系数均随着位移控制幅值增大而减小，即试验柱的复位能力随着其峰值位移的增大而降低，且下降趋势基本相同.屈服后的第一个位移控制幅值加载时，框架柱的复位能力系数下降迅速，这是因为在非预应力钢筋已经屈服的基础上，随着位移控制幅值的增大，非预应力钢筋已经进入塑性阶段，试验柱的恢复力由原来的非预应力钢筋以及预应力钢绞线共同提供变为只有预应力钢绞线提供，恢复变形能力逐渐减弱.而达到极限承载力之后，复位能力系数下降变缓.

对比第1组试验数据，随着外加轴压比的增加，试件的复位能力系数逐渐降低，复位能力降低，这是因为在同一峰值位移下，随着外加轴压比的增加，试件的残余变形增大，复位能力系数减小，复位能力降低.试验柱在达到屈服荷载之后，外加轴压比的大的构件恢复能力下降速率越快，即在中震条件下轴压比越小恢复能力越强，在试验柱达到极限荷载时，柱的恢复能力降低更加明显，即在大震条件下，柱的外加轴压比越小恢复能力越强，更利于大震后构件的修复.

图4 试验柱复位性能系数对比Fig.4 Coefficientof resetperformance comparison chartof the columns

对比第2组试验数据，预加轴压比对于试验柱复位能力系数的影响较明显，在达到极限荷载之前，随着预加轴压比的增大，预加轴压比小的UPC-5复位能力系数大，但两者的复位能力均下降迅速，即在中震条件下，预加轴压比越小恢复能力稍好；当试验柱达到极限荷载之后，预加轴压比小的UPC-5的复位能力明显小于UPC-3，表明其复位能力远远低于UPC-3，即在大震条件下，预加轴压比越大恢复能力越强，但是随着位移的增大，试验柱的可修复性降低，裂缝会迅速发展.

3 结论

1）外加轴压比增加对柱的开裂荷载基本没有影响，但是可以有效地提高柱的屈服荷载和极限荷载，外加轴压比为0.456的UPC-4较外加轴压比为0.182的UPC-1屈服荷载提高了22.2%，极限荷载提高了23.8%；预加轴压比对柱的开裂荷载没有影响，但随着预加轴压比的增加，屈服荷载有小幅增加，极限荷载降低，预加轴压比为0.118的UPC-3较预加轴压比为0.055的UPC-5屈服荷载提高了3.75%，极限荷载降低了10.7%.

2）外加轴压比是影响延性的一个重要因素，外加轴压比增加，延性降低，为了保证结构或试件的延性应该限制外加轴压比；而预加轴压比对延性的影响较小，预加轴压比增加，柱的延性也会稍有降低.

3）增加外加轴压比可以比较显著的提高柱的耗能能力，外加轴压比为0.456的 UPC-4较外加轴压比为0.182的UPC-1累积耗能提高了73.2%；减小预加轴压比有利于柱耗能能力的提高，预加轴压比为0.055的UPC-5较预加轴压比为0.118的UPC-3累积耗能提高了82.5%.

4）随着外加轴压比的增加，柱的复位能力降低；在达到极限荷载之前，预加轴压比小的试验柱复位性能稍好，但达到极限荷载之后，较大的预加轴压比的试验柱拥有更强的复位能力.

[1]谢春.近场地震作用下钢筋混凝土框架柱抗震性能试验研究 [D].长沙：湖南大学，2011.

[2]张鑫，梁汝鸣，韦合，等.配置预应力无粘结高强钢绞线混凝土柱的试验研究 [J].工业建筑，2007，37（11）：81-84.

[3]GB 50011-2010，建筑抗震设计规范 [S].

[4]GB 50010-2010，混凝土结构设计规范 [S].

[5]王清湘，林立岩.高强混凝土柱延性的试验研究 [J].建筑结构学报，1995，16（4）：22-31.

[6]章宇明.密肋复合墙板损伤模型及基于损伤性能目标的抗震设计方法研究 [D].西安：西安建筑科技大学，2006.

[7]郭蓉.加固方钢管混凝土框架的抗震性能试验与理论研究 [D].天津：天津大学，2007.