钢筋混凝土圆形墩柱抗震性能试验研究

钢筋混凝土圆形墩柱抗震性能试验研究

为了解决传统纤维布加固的张力滞后问题，一些国外专家对混凝土支撑柱进行了横向预测加固试验。试验结果表明，横向预测加固可以为混凝土支撑柱提供初始横向独立的阻力，并获得更好的抗衰减效果[1.3]。压弯构件恢复力模型的研究早已开展[4―7],而目前,国内外对横向预应力加固压弯构件的恢复力模型的研究还鲜有报道。本文基于环向预应力碳纤维条带加固混凝土圆形墩柱低周反复荷载的试验结果,通过分析加固墩柱的滞回特性,提出了环向预应力碳纤维条带加固混凝土圆形墩柱的三折线恢复力模型。1试验总结1.1圆形墩柱的剪承载力本次试验共有7根混凝土圆形墩柱。为了模拟实际工程中墩柱的剪切破坏,使碳纤维布充分发挥作用,设计试件的抗弯承载力大于其抗剪承载力,使混凝土圆形墩柱发生剪切破坏。墩柱截面直径300mm,柱身高525mm,柱头高450mm,底座高450mm,截面配置纵筋625,并伸入到底座底部,箍筋φ6@150。保护层厚度为25mm。设计轴压比n为0.25、0.40和0.55。试件的设计尺寸和柱体配筋、预应力碳纤维条带加固方案见图1;试件所用的材料及其性能详见表1;具体试验分组方案见表2。1.2预应力施加阶段锚具细部构造见图2。纤维布与锚具的连接制作方法是:布的端部浸胶之后由锚头的两半夹紧,然后缠绕纤维布于锚头中部一圈或两圈,涂胶并裹紧,再拧紧锚头两端的小螺栓,使纤维布和锚头形成整体。在施加预应力时,应该交替同步旋紧两根螺杆的螺母。预定预应力水平的控制以纤维布锚具两端4个测点的应变平均值为依据。施加预应力的过程简便易行,使用普通扳手即可完成全部操作。1.3试验设计和试验加载试验在同济大学土木工程防灾国家重点试验室完成,试验装置如图3所示。在墩柱顶部通过2个50t千斤顶施加竖向恒定荷载;通过试件柱头的4根螺杆和100t的伺服作动器相连,沿水平方向施加低周反复荷载;通过电阻应变片量测钢筋应变和纤维布应变;通过电测位移计量测位移。所有力、位移和应变信号均连接到DH3817高速静态数据采集仪,通过计算机自动采集。本试验采用低周反复水平荷载模拟水平地震作用。首先施加轴向力至预定值,然后循环施加水平力。水平荷载根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ01-96)采用荷载与位移双控制:试件屈服前,采用水平荷载控制,每级荷载循环一次,加载初期,荷载主要级差为30kN,加载级差逐减,接近试件屈服时级差为5kN;试件屈服后,采用位移控制,以屈服位移为级差进行位移控制加载(考虑到安全因素,每级循环3次,接近试件破坏时,取屈服位移的半数值递增),不断加大试件位移,直至水平荷载下降到极限荷载的85%时为止。2结果与分析2.1试件破坏及拉展特征试件的缠布破坏形态和柱体破坏形态见图4。对比柱的柱身中部在最外侧受拉纵筋尚未屈服时,即已出现细微交叉斜向裂缝。试件在2Δy位移循环时,交叉斜裂缝加速开展;在3Δy位移循环至第二圈时,斜向裂缝迅速开展,柱身中部有部分混凝土脱落,呈现出裸露的箍筋,试件侧向正反向承载力急剧下降,属于典型的剪切破坏。试件H2采用非预应力碳纤维条带加固,其出现斜向交叉裂缝的时间与对比柱相近,但发展过程相对缓慢。试件在3Δy位移循环时,底部水平裂缝加速开展;在4Δy位移循环至第二圈时,斜向裂缝有所开展,同时底部混凝土部分脱落,试件破坏,加载停止。试件H2仍为典型的剪切破坏,其原因为:未施加预应力的纤维条带对混凝土产生环向约束力需要柱体的膨胀变形,其加固作用具有滞后性,因此其加固效果也就差些。试件H3~试件H7的试验进程都经历了底部弯曲水平裂缝的出现、最外侧纵筋屈服、未包裹纤维布处出现斜向裂缝、碳纤维布发出啪啪的拉展声音、底部混凝土裂缝加速开展以及部分脱落的过程。截止到试件破坏,裂缝的发展、混凝土的压碎及纤维布的高程度拉展主要发生在柱底塑性铰区域,加固圆形墩柱承载力下降缓慢,均呈现出弯曲破坏的特征。预应力纤维布对核心混凝土提供了主动约束作用,随着纤维布中预应力的增大,核心混凝土受到的侧向约束力也逐渐增大,其强度和变形能力随受到的侧向约束力的增加而增长,柱体由脆性的剪切破坏变为延性较好的弯曲破坏。2.2滞回曲线分析各试件的荷载-位移滞回曲线如图5所示。与对比柱相比,各加固圆形墩柱滞回特性均得到不同程度的改善,其滞回环也变得饱满,墩柱耗能能力显著提高,塑性变形能力大幅度增长。试件的滞回曲线有明显的上、下两个交汇点;对碳纤维条带施加较大的预应力,可以减缓加、卸载刚度随位移增加而降低的幅度;试件达到峰值荷载后的强度退化率随轴压比增大而增大。2.3预应力的延性各试件的无量纲化骨架曲线如图6所示,试验结果如表3所示。对比各试件的延性系数可知,在预应力0~0.25的范围里,随着预应力大小的增加,试件的延性逐渐提高;当对碳纤维条带施加相同的预应力时,试件的极限变形能力随着轴压比的增大而逐渐降低。3线型恢复力模型恢复力模型概括了结构或构件的刚度、强度、延性、吸收能量的能力等力学特性,包括骨架曲线和滞回规则两大部分。图6表明,经无量纲化后的骨架曲线关于原点基本对称,且可以把骨架曲线划分为弹性段、强化段和强度退化段三部分,故采用图7所示的三线型曲线。建立恢复力模型的关键是求解下列参数:屈服荷载Py、屈服位移Δy、极限荷载Pm、荷载峰值点位移Δm和退化刚度K3。由于试件H2体现出了较明显的剪切破坏特征,故本文在建立恢复力模型时仅采用了试件H3~试件H7的数据。文中采用非线性曲线拟合软件1stOpt对数据进行多元非线性回归分析。3.1加固圆形混凝土墩柱抗弯承载力公式基于既有FRP加固钢筋混凝土圆柱正截面受弯承载力计算公式,考虑了环向预应力碳纤维条带对核心混凝土的约束作用,给出了加固圆形混凝土墩柱正截面抗弯承载力的计算公式,并和试验结果进行了对比,证明了这一公式的适用性。3.1.1加固柱的本构关系参考GB50010-2010《混凝土结构设计规范》正截面承载力计算的基本假定,圆形混凝土墩柱截面如图8所示。假定加固柱计算时满足以下的几何和物理条件:①平截面假定;②不考虑混凝土抗拉强度和碳纤维布抗压强度;③混凝土采用图9所示本构关系,环向预应力CFRP约束混凝土采用图10所示本构关系;④钢筋采用图11所示的理想弹塑性本构关系;⑤碳纤维采用图12所示的理想线弹性本构关系;⑥沿周边均匀配置的钢筋,当纵筋根数不少于6根时,可用钢环代替。3.1.2试验结果分析图9所示的素混凝土的本构关系,取εc0=0.002,εcu=0.0033。根据本课题组相关专题的研究,确定了环向预应力碳纤维布约束混凝土的计算方法。约束混凝土的极限强度fcu′、峰值应变εc0′和极限应变εcu′计算公式如下:根据本文试验数据,取混凝土圆柱体抗压强度与立方体抗压强度标准值的比值为0.77,故:式中:fcc′、εco′分别为约束混凝土极限抗压强度及相应应变;fcc、εco分别为素混凝土极限抗压强度及相应应变;fil、fel和fr分别为预应力CFRP初始约束应力、预应力CFRP有效约束应力和箍筋约束应力;αh为CFRP的有效拉应变系数,当圆墩柱直径为300mm时,相应于预应力0.10、0.20和0.25,αh分别取值为0.46、0.60和0.65;sf为CFRP条带间距;D为圆墩柱直径;tf、Ef和ff分别为CFRP厚度、弹性模量和极限抗拉强度;εif为环向预应力CFRP的初始平均应变;fy为箍筋屈服强度;Ass1为单根箍筋截面面积;s为箍筋间距;dcor为核心混凝土的直径。3.1.3增强轴压比及预应力大小正截面抗弯承载力计算时,纵筋强度采用屈服强度,而纤维条带加固圆形墩柱在低周反复荷载作用下柱底截面破坏时,其纵筋强度已接近极限强度。因此本文参考既有研究成果,综合考虑了轴压比n和预应力大小α对纵筋利用程度的影响,对纵筋配筋特征值lλ进行了增强。式中,n为设计轴压比,α为初始预应力大小,0≤n≤0.55,0≤α≤0.25;Pm为水平承载力;Mu为加固圆柱截面抗弯承载力;2θ为对应于受压区混凝土截面面积的圆心角;λl为纵筋配筋特征值;λl′为考虑预应力纤维布作用后的纵筋配筋特征值;λf为为碳纤维布特征值;Ag为圆墩柱截面面积。3.2y的经验公式FRP加固圆柱的屈服位移受纵筋屈服应变和截面直径的影响较大,其他因素影响很小。结合本文试验数据,对理论公式进行修正,可得屈服位移Δy的经验公式:式中:fy为纵筋屈服强度;Es为纵筋弹性模量;l为圆墩柱计算高度。3.3应力大小对载荷pm和轴压比n影响通过对试验数据进行回归分析,综合考虑了预应力大小α和轴压比n两因素对峰值荷载Pm和屈服荷载Py关系的影响,计算公式如下:式中,0≤n≤0.55,0≤α≤0.25。3.4确定长度等因素计算荷载峰值点的位移Δm必须考虑多种变形成分(弯曲、剪切、滑移)、二阶效应、塑性铰长度等因素,纯理论计算较为复杂,计算结果存在较大离散性,故Δm采用经验方法确定。通过对试验数据进行多元非线性回归分析,可以建立轴压比n、环向预应力大小α和骨架曲线强化段在水平轴上的投影长度和屈服位移比值的关系:式中,0≤n≤0.55,0≤α≤0.25。3.5计算骨架曲线的刚性骨架曲线分为弹性段、强化段和强度退化段三部分,定义其各段相应刚度分别为K1、K2、K3。3.5.1试件开裂时无明显控制点由图6看出,由于预应力碳纤维条带对圆形墩柱提供主动环向约束力,加固试件的骨架曲线在试件开裂时并无明显拐点,即试件的开裂对其刚度的影响不大。同时也考虑到弹塑性地震反应分析的主要目的是研究构件进入塑性阶段后的性能,故可以把预应力碳纤维条带加固圆墩柱屈服前的骨架曲线简化为原点和屈服点直接相连的直线(图7中OA段),因此弹性段的刚度为:3.5.2强化部分采用前述公式分别计算出Pm、Py、Δm和Δy四个参数,即可得强化段(图7中AG段)刚度:3.5.3gh段gh段本文将强度退化段简化为峰值荷载点与极限位移点的连线(图7中GH段)。令该段的退化刚度K3=βK1,根据试验数据进行多元非线性拟合,计算过程见表4,可得如下关系式:式中,0≤n≤0.55,0≤α≤0.25。3.6开放试验的均衡试验数据分析由试验数据分析可知,滞回曲线的卸载刚度随着轴压比和位移幅值的增大而逐渐降低;初始预应力的增大可以减小卸载刚度降低的幅度。试件各级循环下的卸载刚度退化率见表5。通过对试验数据进行多元非线性回归分析,可以建立轴压比n、预应力大小α、位移幅值Δ与刚度退化率Ku/K1的关系:式中:0≤n≤0.55,0≤α≤0.25;Δ为骨架曲线上卸载点对应的位移幅值;Δy为屈服位移。3.7循环加载时强度退化率的确定由图5可知,预应力碳纤维条带加固圆墩柱滞回曲线有明显的上下两个交汇点,根据试验数据分析,本文取直线P=0.75Py与P=K1Δ的交点作为上交点,取其关于原点的对称点为下交点。加固圆柱在达到屈服荷载之后再进行循环加载时,卸载以后的反向加载或再加载路径首先指向下交点(上交点),然后再指向历史最小(大)位移点对应的强度退化点[13―14]。引入强度退化率γ的概念,定义为某一级位移幅值下的第三次循环的最大水平荷载与第一次循环时的最大水平荷载之比。试件各级循环下的强度退化率见表6。对试验数据进行多元非线性回归分析,可以建立轴压比n、预应力大小α、当前位移幅值下的位移延性Δ与屈服位移Δy的比值μ和强度退化率γ的关系如下:式中,0≤n≤0.55,0≤α≤0.25。3.8加载路径各试件的滞回曲线如图5所示,结合以上对各参数的分析,总结出预应力碳纤维条带加固混凝土圆墩柱恢复力模型的滞回环规则:1)加固圆墩柱未达到屈服强度之前,加载和卸载均沿着骨架曲线的弹性段(图7中的OA段)。2)加固圆墩柱屈服后,加载路径沿着骨架曲线进行(图7中的AB段和DE段);从正骨架曲线上卸载时(图7中的BC段),卸载刚度按式(12)确定。3)反向加载和再加载时,首先指向下(上)交点,然后再指向历史最小(大)位移处对应的强度退化点(图7中J′和G′),强度退化率按式(13)确定。例如,如图7所示,当历史最大位移点为B(ΔI,Pi),则再加载路径为指向上交点之后,再指向强度退化点G′(ΔI,Pi-ΔPi),强度退化值ΔPi=γPi,其中γ采用式(13)计算。4)反向加载时,首先指向下交点,然后再指向历史最小位移处(图7中的E)对应的强度退化点(图7中的J′);到达骨架曲线后,再沿着骨架曲线前进(图7中的JK段)。3.9曲线特征点计算结果图13为根据建议的恢复力模型绘制的退化三线型骨架曲线与试验所得骨架曲线的对比图。建议的骨架曲线特征点计算结果与试验结果的对比详见表7。表中带,t下标的为试验数据。考虑到恢复力模型关于原点对称,故本文只取正向骨架曲线进行对比。可以看出,建议的骨架曲线与试验结果吻合度较好,说明本文提出的退化三线型恢复力模型能够较好地模拟预应力碳纤维条带加固钢筋混凝土圆墩柱的滞回性能。4预应力碳纤维条带加固混凝土圆形墩柱的基本理论分析(1)预应力碳纤维条带对混凝土圆形墩柱提供的环向主动约束力,有效延缓了圆型墩柱斜裂缝的产生和发展,将其破坏形态由脆性的剪切破坏转变为延性更好的弯曲