无粘结预应力混凝土框架柱钢绞线的应力分析研究

赵少伟，李玉祥，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）

无粘结预应力混凝土框架柱钢绞线的应力分析研究

赵少伟1,2，李玉祥1，丁彦芳1

（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）

目前无粘结预应力混凝土的研究主要是对混凝土梁的试验研究，而对无粘结部分预应力混凝土框架柱的试验研究甚少，为深入了解无粘结部分预应力混凝土框架柱钢绞线的应力、极限应力增量以及预应力损失的计算情况，对2组5根试验柱进行拟静力试验研究．结果表明：现行《无粘结预应力混凝土结构技术规程》JGJ92—2004中的公式同样适用于无粘结部分预应力混凝土框架柱应力的计算，预应力度和预加轴压比均对无粘结预应力筋极限应力增量有很大影响；随着预应力度的提高，预应力筋极限应力增量增加；而随着预加轴压比的提高，预应力筋极限应力增量降低．

预应力度；预加轴压比；预应力损失；极限应力增量；无粘结部分预应力混凝土框架柱

0 引言

无粘结预应力混凝土结构具有钢材用量少、结构自重轻、耐久性好和应用范围广等优点[1-6]．故无粘结预应力混凝土结构在加拿大、英国、德国和新加坡等国家的建筑工程中得到应用，甚至在经济不发达的非洲也得到应用[7-8]．无粘结预应力混凝土广泛应用于我国建筑行业，但对于无粘结预应力混凝土框架结构的研究仅仅局限在框架梁的研究，而框架柱中配置无粘结钢绞线的研究还处于基础阶段，并且我国规范中没有关于框架柱中配置无粘结钢绞线和非预应力钢筋的计算公式和构造规定[9]．此外，与无粘结预应力混凝土梁对钢绞线的应力及极限应力增量的研究意义相同，无粘结预应力混凝土框架柱钢绞线应力的研究对实际工程及预应力混凝土规程也有着重要的意义．因此，综合考虑我国的经济效益和社会效益，本文针对预应力度、预加轴压比2个因素对无粘结部分预应力混凝土框架柱中钢绞线应力和极限应力增量进行研究与分析．

1 试验设计

本试验设计5根试验柱分为2组分别对其进行拟静力试验，试验采用力—位移混合控制加载方式，加载制度如图1所示．钢绞线的应力值测点由底端的MGH—300锚索测力传感器测出，通过框架柱顶部和柱中布置的水平位移计测量柱的水平位移．外加轴压比为0.262．第1组UPC-1、UPC-2、UPC-3和UPC-4变量为预应力度，分别为0.6051、0.5478、0.4952和0.4477，预加轴压比为0.13，预应力钢绞线张拉控制应力为其强度标准值的70%；第2组UPC-4和UPC-5变量为预加轴压比，分别为0.128 3和0.0318，预应力度为0.4477，UPC-5的钢绞线张拉控制应力为其强度标准值的37%．试验柱的尺寸情况见图2，根据《混凝土结构设计规范》[10]柱的基本数据及设计参数见表1～表3．

图1 加载制度示意图Fig.1 Loading system schematic

图2 试验柱尺寸（单位：mm）Fig.2 Frame column size（unit:mm）

2 试验结果分析

2.1 预应力损失的分析

关于无粘结部分预应力混凝土框架柱预应力损失的计算，本文采用分项计算法，并根据《无粘结预应力混凝土结构技术规程》（JGJ92-2004）[11]给定的计算公式求得框架柱中各个阶段的预应力损失值．无粘结预应力混凝土框架柱的预应力损失及有效预应力如表4和表5．

表1 框架柱尺寸和配筋Tab.1 Frame column size and reinforcement

表2 框架柱设计参数Tab.2 Frame column design parameters

此外，试验中所有试验柱由锚索测力计测得的钢绞线有效预应力均大于理论计算值，即试验柱的实际预应力损失小于计算值，这是因为在试验前，无粘结部分预应力混凝土框架柱中预应力筋的松弛引起的预应力损失和混凝土的收缩与徐变引起的预应力损失还没有损失完全，这样就会导致计算值的预应力损失较实际值偏大．

参数名称计算公式参数定义

表3 框架柱设计参数的计算Tab.3 Design and calculation of parameters of frame column

2.2 预应力钢绞线应力分析

试验过程中，无粘结钢绞线的变形主要是指构件两端锚固端之间的钢绞线的变形，如果忽略钢绞线与塑料护套之间的摩擦，则可以认为在试验过程中，钢绞线的应力沿构件长度均匀分布．本试验共放置10个锚索测力计，UPC-1至UPC-5对应的锚索测力计编号分别为3001到30010，其中奇数为正向加载一侧，偶数为反向加载一侧．在试验过程采用KD-2型有线巡测系统实时记录钢绞线的应力情况．其测量如图3所示．

通过图3的对比，可以看出，钢绞线应力变化有很强的规律性：

1）不同预应力度情况下，框架柱中受拉钢绞线应力变化在正反向循环加载过程中成三折线变化．加载过程，不同预应力度的试验柱其钢绞线发挥的作用各不相同．当受拉非预应力钢筋屈服之后，其钢绞线将要承担很大一部分拉应力来控制框架柱的变形，图3中a）、c）、e）、g）表明：随着预应力度的提高，预应力钢绞线的利用更加充分．

2）卸载过程，由于试验过程预应力的累积损失，所以加载完成后，预应力钢绞线的应力会较初始加载时有所下降．但是下降程度不大，说明实验过程预应力损失较小，并且钢绞线两端锚固处混凝土没有压碎，这样将会降低钢绞线的预应力损失．

3）对于不同预加轴压比的无粘结部分预应力混凝土框架柱UPC-4和UPC-5，图3中g）、h）、i）、j）可以看出，预加轴压比对钢绞线的应力影响也比较大．且降低预加轴压比更有利于钢绞线充分发挥作用．

4）预加轴压比不同，钢绞线承受的应力也不同，试验柱的位移和破坏程度不同，UPC-5锚索测力计在卸载过程由于接缝处砂浆松动，所以损失严重．测力计3009和30010测得的纵向应力分别为加载初始应力的21.7%和28.6%；而测力计3007和3008测得的纵向应力分别为加载初始应力的76.7%和79.8%．

表4 无粘结部分预应力混凝土框架柱的预应力损失计算值Tab.4 Unbonded partially prestressed concrete frame columns prestressing loss calculated

表5 无粘结部分预应力混凝土框架柱有效预应力Tab.5 Unbonded partially prestressed concrete frame column effective prestress

图3 钢绞线加卸载应力变化Fig.3 Steel w ire loading and unloading stress changes

2.3 预应力钢绞线极限应力增量分析

利用我国《无粘结预应力混凝土结构技术规程》（JGJ92-2004）的计算公式计算无粘结部分预应力混凝土框架柱预应力钢绞线极限应力增量，并且判断公式的适用性．

规程规定，对采用钢绞线作无粘结预应力筋的受弯构件，在进行正截面承载力计算时，无粘结预应力筋的应力设计值pu按公式(1)计算：

按公式计算所得结果为无粘结预应力筋极限应力的设计值．

从表6中数据可以看出，正向加载时，UPC-1～UPC-4试验柱中预应力钢绞线极限应力增量与计算值比值平均值为1.0625，标准差为0.019，反向施加荷载时，平均值为0.854 4，方差为0. 012；而UPC-5无论正向加载还是反向加载，其极限应力增量试验值与计算值相差均较小．表明预应力筋应力增量试验值与计算值相差不大，且离散性较小．也就是说《无粘结预应力混凝土技术规程》（JGJ92-2004）中规定的无粘结预应力钢绞线极限应力增量计算公式同样适用于无粘结部分预应力混凝土框架柱的计算．

表6 极限应力增量计算值与试验值Tab.6 The ultimate stress increment of calculated value and experimental value

2.4 预应力钢绞线极限应力增量影响因素

在无粘结部分预应力混凝土框架柱中，影响其受力性能的因素很多：无粘结预应力钢绞线的摆放位置及配置方式、无粘结钢绞线的数量和综合配筋指标、预应力筋的张拉情况和外加轴压比、非预应力筋的配筋率、混凝土的强度以及非预应力筋的强度[12]．而对于无粘结预应力钢绞线的影响亦是如此．本文将详细分析预应力度和预加轴压比对无粘结部分预应力混凝土框架柱中预应力钢绞线极限应力增量的影响．

2.4.1 预应力度的影响

上文已经介绍，预应力度的不同会导致预应力筋在试验柱中的利用率不同，图4可以明显的看出，预应力度对试验柱中预应力筋的应力增量影响非常显著．其中图4a）为正向加载时，预应力筋位移—应力增量曲线，图4b）为反向加载时预应力筋位移—应力增量曲线，图中3001(3002)、3003（3004）、3005（3006）和3007（3008）对应的预应力度分别为0.605 1、0.547 8、0.495 2和0.447 7．

通过图4可以看出，UPC-1～UPC-4这4个试验柱的应力增量曲线走势相同，在试验柱屈服之前，无论是正向加载还是反向加载，预应力度对预应力筋应力增量影响并不明显，当试验柱屈服之后，应力增量曲线开始分开，此时因为非预应力钢筋的屈服而降低了其受力性能，从而导致试验柱主要依靠受压区混凝土和预应力钢绞线来承受外荷载作用．随着预应力度的提高，钢绞线应力增量也提高，也就是说，预应力度越大，预应力钢绞线发挥作用越大，且提高了预应力钢绞线的极限应力增量．

图4 位移—应力增量曲线Fig.4 The displacement,stress increment curve

2.4.2 预加轴压比的影响

图5为预加轴压比对试验柱中无粘结预应力钢绞线应力增量影响的曲线，a）为正向加载时位移—应力增量曲线，b）为反向加载时位移—应力增量曲线．

由图5可看出，预加轴压比对试验柱应力增量的影响要比预应力度的影响明显，预加轴压比为0.128 3的UPC-4的预应力筋极限应力增量明显低于预加轴压比为0.0318的UPC-5的预应力筋极限应力增量．高预加轴压比是通过提高预加轴压力来改变的，增大预加轴压力能够有效控制裂缝的开展，从而增大试验柱的有效受力面积，尤其在试验柱屈服之后，试验柱主要依靠受压区混凝土和预应力钢筋来承受外荷载，而高预加轴压比的受压区混凝土截面面积要大于低预加轴压比的，这就导致高预加轴压比的预应力筋承担外荷载较低预加轴压比的小，应力增量也就降低，其极限应力增量也随着降低，但是两者趋势相同．

图5 位移—应力增量曲线Fig.5 The displacement,stress increment curve

3 结论

本文分别对无粘结部分预应力混凝土框架柱中预应力钢绞线的应力损失、极限应力增量以及极限应力增量的影响因素进行分析，得出如下结论：

1）锚索测力计测得框架柱中预应力钢绞线应力损失值与计算值吻合较好，误差甚小．说明按照《无粘结预应力混凝土结构技术规程》JGJ92-2004中计算预应力损失和极限应力增量的公式同样适用于无粘结部分预应力混凝土框架柱中预应力钢绞线应力损失和极限应力增量的计算．

2）无粘结部分预应力混凝土框架柱中，预应力度和预加轴压比均对无粘结预应力筋应力增量有很大影响．随着预应力度的提高，预应力筋极限应力增量增加；随着预加轴压比的提高，预应力筋极限应力增量反而降低．

[1]张明生．无粘结部分预应力混凝土桥墩抗震性能试验研究与模拟分析[D]．大连：大连理工大学，2012．

[2]娄汝伟．配置HRB500级非预应力筋的无粘结部分预应力混凝土梁受弯性能试验研究[D]．天津：河北工业大学，2010．

[3]刘任远．无粘结预应力混凝土框架结构设计研究[D]．成都：西南交通大学，2006．

[4]陶静．无粘结预应力混凝土梁的极限承载力分析[D]．湘潭：湘潭大学，2007．

[5]陈惠玲．部分预应力混凝土结构的设计和应用[J]．建筑结构，1981，增刊01：32-37．

[6]罗海艳．预应力度对无粘结部分预应力混凝土柱复位性能的影响研究[D]．扬州：扬州大学，2008．

[7]孙陆珍．UPPC简支梁受力性能的分析[D]．哈尔滨：东北林业大学，2006．

[8]张宝虎．配置高强非预应力纵筋的无粘结部分预应力混凝土梁疲劳性能试验研究[D]．天津：河北工业大学，2010．

[9]丁彦芳．无粘结部分预应力混凝土框架柱抗震性能试验研究[D]．天津：河北工业大学，2014．

[10]GB 50010-2010，混凝土结构设计规范[S]．

[11]JGJ 92-2004，无粘结预应力混凝土结构技术规程[S]．

[12]张荣，苏小卒．竖向加预应力钢筋混凝土柱抗震性能试验研究[J]．同济大学学报，2006，34（12）：1579-1582．

[责任编辑 杨屹]

Unbonded prestressed concerte frame column steel strand stress study

ZHAO Shaowei1,2，LI Yuxiang1，DING Yanfang1

(1.Collegeof Civil Engineering,Hebei Universityof Technology,Tianjin 300401,China;2.Civil Engineering Technology Research Center of Hebei Province,Tianjin 300401,China)

The current experimental research on unbounded prestressed concrete focuses on the concrete beams,while it is rare for the experiment study of unbonded partially prestressed concrete frame column.In order to understand the unbonded partially prestressed concrete frame column steelstrand stress,ultimate stress increment and calculation of the prestress stress loss,the paper focuses on the experimental study on the proposed static for five test column,and divided tw o groups.The results show that the current Technical specification for concrete structures of unbonded prestressed JGJ92-2004 formula is suitable for the stress calculation of unbonded partial prestressed concrete frame column.Prestressing degree and pre-axial compression ratio have a great influence on the unbonded prestressed tendon stress increment. With the improvement of prestressing degree,ultimate stress increment of prestressed tendon is increased;with the improvement of pre-axial compression ratio,the ultimate stress increment of prestressed tendon is reduced.

prestressing degree;pre-axial compression ratio;prestressing loss;ultimate stress increment;unbonded partially prestressed concrete frame column

TU378

A

1007-2373(2015)06-0090-06

10.14081/j.cnki.hgdxb.2015.06.018

2014-07-02

河北省交通运输厅科技计划（Y-2011052）

赵少伟（1972-），男（汉族），教授，博士，zhaoshaowei@vip.sina.com．

数字出版日期：2015-12-17数字出版网址：http://www.cnki.net/kcms/detail/13.1208.T.20151217.1505.002.html