自复位RC框架柱脚节点在不同轴压比下的抗震性能试验研究

杨熠明，杨 溥, 2，高浩捷，蔡 森，沈培文

自复位RC框架柱脚节点在不同轴压比下的抗震性能试验研究

杨熠明1，杨 溥1, 2，高浩捷3，蔡 森4，沈培文1

(1. 重庆大学土木工程学院，重庆 400045；2. 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室(重庆大学)，重庆 400045；3.华润置地(湖南)有限公司，长沙 410199；4. 香港华艺设计顾问(深圳)有限公司，深圳 518057)

自复位RC框架柱脚节点将无黏结预应力钢筋与新型金属消能阻尼器结合，在保证结构足够的承载力和耗能能力的前提下，能有效减小传统框架结构水平地震作用下产生的残余变形．对2个采用了新型可更换阻尼器的自复位RC框架柱脚节点进行了低周往复荷载抗震试验，对比分析了不同轴压比下框架柱脚节点的受力机制、滞回曲线、耗能能力、复位能力等性能．试验结果表明：自复位RC框架柱脚节点的耗能主要来自阻尼器的屈服耗能，不同轴压比下该框架柱脚节点的耗能能力大致相当；高轴压比导致框架柱产生轻微的塑性变形，从而使残余变形增大，相应的复位能力略有降低．

自复位柱脚节点；轴压比；复位能力；残余变形；抗震性能

钢筋混凝土框架结构是我国现阶段主要的建筑结构形式，在遭遇强震后，框架结构往往难以实现理想的“强柱弱梁”破坏模式，通常会在底层柱脚发生破坏，从而使结构在震后存在较大的残余变形，影响结构的正常使用功能，修复成本很高．为此，结构领域的相关学者提出了旨在减少或消除结构残余变形的自复位结构形式．

自复位(self-centering)RC框架结构最早由Priestley等[1]提出，其框架梁与柱通过预应力筋干式连接，梁端与柱之间在水平荷载作用下可以产生开口，地震能量通过梁柱接触面处发生相对转动或设置的耗能部件来耗散．自复位柱脚节点是将该理论应用于柱脚节点，底层柱和基础通过预应力筋干式连接，地震时柱脚和基础产生开口，通过耗能元件消耗地震能量，震后在预应力筋作用下柱身回到初始位置.

Chi等[2]设计了一种自复位钢框架柱脚节点，并对布置该柱脚节点的结构进行模拟分析，结果表明：结构第1层残余变形最小；结构在设计地震(DBE)和大震(MCE)水准下的残余变形均未超出相应限值，表现出良好的自复位特性．

吕西林等[3-4]在钢筋混凝土框架中同时设置了自复位梁柱节点和自复位柱脚节点，并进行了框架振动台试验．Guo等[5-6]对外置阻尼器的自复位柱进行了低周反复加载试验，考察了预应力大小、耗能件构造、预应力筋材料以及GFRP套筒等因素对自复位柱抗震性能的影响；同时还进行了3组缩尺的单层两跨框架(分别为普通RC框架、只布置了自复位梁柱节点的框架以及同时布置自复位柱脚节点和梁柱节点的框架)的低周往复试验，结果表明同时布置了自复位梁柱节点和柱脚节点的框架基本无损伤，框架残余层间位移角很小．

自复位桥墩的结构与柱脚节点类似，文献[7-8]对内置耗能钢筋的自复位桥墩以及自复位双柱墩体系进行了近断层地震动的时程分析．结果表明：相较于普通桥墩，自复位桥墩的初始侧向刚度减小，自振周期变大；在0.4地震动下预应力筋仍处于弹性阶段且残余变形非常小(残余位移角小于0.05rad).文献[9-12]提出了能反映自复位桥墩内在固有属性的侧移刚度概念及其计算式，初步提出基于性能设计原则的三步设计方法和简化分析模型，并对所设计的自复位桥墩进行了试验，验证了其简化分析模型的有效性．目前，我国已将自复位技术实际应用于公路桥墩，如京台高速上的黄徐路立交跨线桥，文献[13]利用ABAQUS有限元程序对该桥进行抗震验算，结果表明在El-Centro大震下其震后残余位移角较小，从而实现了桥墩损伤的可控和自复位功能．

虽然关于自复位RC框架柱脚节点的研究已取得很多成果，但轴压比对自复位RC框架柱脚节点的抗震性能影响规律的研究仍然较少．由于轴压比是影响柱脚受力和抗震性能的重要因素之一，且建筑结构中框架柱的轴压比远大于桥墩结构，因此，本文采用一种新型可更换阻尼器，设计了2个自复位RC框架柱脚节点，并对其进行低周往复荷载抗震试验，以对比分析该类节点在不同轴压比下的抗震性能，重点考察耗能机制和自复位特性．

1 试验方案

1.1 试验设计

本试验为缩尺试验，柱高1.5m，柱截面尺寸为300mm×300mm，试件的详细尺寸如图1所示．

本试验共有2个试件，试件编号及参数如表1所示．SCFC1-0.1为低轴压比试件，SCFC1-0.3为高轴压比试件，两试件采用相同的阻尼器．

图1 试件尺寸及配筋图

表1 自复位RC框架柱脚节点试件

Tab.1 Test specimens of the SCRC frame column base joints

混凝土强度等级为C60．预应力筋采用2根直径为15.2mm的预应力钢绞线(1860级1×7标准型，pt＝280mm2)，无黏结预应力钢绞线初始张拉力为200kN(约为0.4ƒptk)，两根预应力钢绞线分别安装在柱中相距40mm的2个圆孔内(如图1中截面1—1和2—2所示)，预应力钢绞线总长度为2100mm．试件模型如图2所示．

图2 试件模型

试件柱脚两侧阻尼器布置方式如图3所示．阻尼器主要由4部分组成：耗能钢筋、直螺纹套筒、防屈曲外套管和塑料套管．阻尼器详细构造如图4所示．耗能钢筋采用HPB300级钢筋，外直径20mm，总长度450mm，中部钢筋需做切细处理，切细段直径10mm，长度80mm，钢筋两端按设计要求加工螺纹，通过高强螺栓连接框架柱十字板和基座，为防止耗能钢筋截面改变处发生破坏，加工时切成圆滑过渡状．直螺纹套筒采用标准型，接头等级为I级，材料为45碳钢．防屈曲外套管材料采用Q345钢材，高180mm，外径38mm，内径30mm，壁厚4mm，距套管底部25mm高度处预留有直径8mm的孔洞．塑料套管材料采用PVC塑料，壁厚3mm，上部分内径38mm，下部分内径19.5mm．

图3 阻尼器布置方式

图4 阻尼器设计详图

在材料性能试验机上对阻尼器进行单向反复拉压测试，其力-位移曲线如图5所示．可见当位移为0.5mm时阻尼器发生屈服，当位移达12mm时阻尼器被拉断．

图5 阻尼器力-位移曲线

1.2 加载方案与加载制度

如图6所示，本试验采用低周往复加载，竖向采用300t液压千斤顶维持固定的竖向力，水平方向采用75t作动器进行往复加载．试验前均进行预加载以检测仪器是否正常．两个试件加载方式相同，竖向千斤顶和反力梁通过滑车相连，可自由滑动．在自复位框架柱加载平面外放置工字钢侧向夹持，以防止加载过程中试件出现平面外偏移或扭转，在与柱面接触一侧的工字钢上放置橡胶滑垫，可减少框架柱与侧向夹持工字钢之间的摩擦力．

试验过程中竖向加载采用力控制，竖向千斤顶根据试验所需轴压比施加恒定竖向力并保持稳定，之后进行水平加载．水平加载采用位移控制，最大加载位移为55mm，对应的层间位移角约为1/25rad．采用分级加载方式，在各幅值下循环2次，第1级加载位移幅值为5mm，以后依次按5mm增大，直到水平位移达到55mm．加载制度如图7所示．

图6 试验装置

图7 加载制度

1.3 测试内容

本试验在加载过程中需测量的数据主要包括水平与竖向荷载、预应力筋拉力、柱身水平位移及局部应变．

水平与竖向荷载通过力传感器测量，预应力筋的拉力通过设置于底座处的力传感器测量，以上数据均由数据采集系统DH3816N进行采集．

柱顶水平位移采用位移计测量，加载点位移计为D1．同时，为了分析框架柱不同高度处的水平位移变化，沿框架柱柱身设置位移计D2和D3(分别距柱底900mm和500mm)；在柱底中部距基座面75mm处设置位移计D4，以测量柱与基础的水平相对滑移，用于修正柱身的水平位移．在柱两侧十字板与基座上部之间分别设置位移计D5和D6，以测量阻尼器拉伸长度．各测点位置如图8(a)所示．

图8 位移计及应变片布置

此外，沿柱身从下至上选取6个高度，在每个高度布置4片应变片，分别位于四角的纵筋上，用来观测纵筋应变大小．应变片布置如图8(b)所示，图中Z*表示应变片编号，为Z1～Z6．

2 试验现象

两个试件试验现象类似，在加载初期(水平位移小于10mm，层间位移角小于1/125rad)，柱身与阻尼器均处于弹性状态；继续加载，当水平位移达到10mm时，柱底发生开口现象；随着加载的继续，柱底开口增大，阻尼器因被拉伸而发生屈服；当水平位移达到最大值时(55mm，此时层间位移角1/25rad)，柱身明显倾斜(图9(a)、(b))，柱底有明显开口现象(图9(c))，柱两侧阻尼器发生屈曲破坏；完全卸载后柱身复位．

对于试件SCFC1-0.1，当加载点水平位移达到45mm(层间位移角为1/29rad)时，柱体开始出现裂缝，受拉时柱身左侧出现了2条宽度为0.1mm的水平裂缝，一条长120mm，距柱底605mm；另一条长50mm，距柱底780mm．受推时柱身右侧出现了2条宽度为0.1mm的水平裂缝，一条长40mm，距柱底690mm；另一条长20mm，距柱底595mm．对于试件SCFC1-0.3，当加载点水平位移达到30mm(层间位移角为1/43rad)时，柱体就出现了裂缝，受拉时柱身左侧出现1条宽0.1mm的水平裂缝，长150mm，距柱底640mm．受推时柱身右侧出现了2条宽度为0.1mm的水平裂缝，一条长30mm，距柱底600mm；另一条长30mm，距柱底690mm．所有裂缝均位于下部钢套靴和上部混凝土交界区域，如图9(d)所示．

图9 试件破坏情况

柱身两侧的阻尼器在试验过程中被反复拉压，屈服耗能．试件SCFC1-0.1柱脚两侧阻尼器在整个试验过程中其内部钢筋没有发生弯曲失稳，而试件SCFC1-0.3柱身发生了轻微扭转，故其左侧两个阻尼器在试验过程中略微倾斜，使得左侧阻尼器在受压回到原长时出现压曲失稳现象．

综上所述，本试验中框架柱在往复加载过程中绕柱脚一侧转动，柱底产生开口，柱身仅出现细小裂缝，损伤轻微，部分阻尼器破坏后退出工作，完全卸载后柱身复位．

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

图10为两试件的水平荷载-层间位移角滞回曲线，滞回曲线的捏拢现象明显．由图10可见，两试件在加载初期，框架柱处于弹性变形阶段，初始刚度较大，卸载后没有残余变形；随着加载点水平位移的不断增大，框架柱柱底张开(加载点处水平位移约为10mm)，开口后柱身刚度由预应力钢绞线和阻尼器共同提供，且由于-效应，框架柱脚节点的刚度下降，曲线出现明显的拐点．卸载后在顶部轴压力和预应力钢绞线拉力的作用下，框架柱复位；由于受拉一侧阻尼器屈服，框架柱脚节点产生了少量的残余变形.超过一定位移后，阻尼器陆续破坏后退出工作，试件承载能力有所下降，卸载后残余变形也相应减小.

试件SCFC1-0.1的最大承载力是115.4kN，阻尼器破坏后承载力下降至95.4kN，减小16.3%；试件SCFC1-0.3的最大承载力是264.8kN，阻尼器破坏后承载力下降至230.2kN，减小13.1%．

图10 试件的水平荷载-层间位移角滞回曲线

3.2 预应力损失

预应力钢绞线拉力-层间位移角曲线如图11所示，曲线呈V形，试件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3的预应力钢绞线在试验过程中均出现预应力损失现象．

表2为预应力损失组成．预应力损失分为两部分：一部分为由于轴压力加载引起的柱身弹性压缩导致的预应力损失，其值和柱身变形成正比，轴力卸载后该部分预应力可恢复；另一部分为试验过程中由于锚具变形带来的预应力损失．

图11 试件的预应力钢绞线拉力-层间位移角曲线

表2 试件的预应力损失

Tab.2 Pretension force loss of the specimens

3.3 柱身变形

图12为柱脚开口角-层间位移角曲线．从图中可以看出两试件的柱脚处最大开口角均为0.04rad．假定柱身在加载过程中完全保持直线状态，可通过简单的角度计算，得出最大水平加载位移下柱脚开口角的理论值为0.0423rad．实测值与理论值相差极小，说明柱身基本保持直线状态．

图12 柱脚开口角-层间位移角曲线

表3为不同高度处柱纵筋的最大应变值，可见距柱底500mm处(钢套靴与混凝土交界高度处)纵筋变形最大，应对此处Z3应变片进行进一步分析．柱身的裂缝也在此高度附近产生，表明柱身确实在此处变形最大．

表3 纵筋最大应变值

Tab.3 Maximum strain value of the longitudinal bar

图13为Z3-1和Z3-2应变片测得的纵筋应变值．试件SCFC1-0.1最大拉应变为574me，最大压应变为569me；试件SCFC1-0.3最大拉应变为664me，最大压应变为1456me，均小于钢筋的屈服应变，且最大压应变值仅为混凝土极限压应变的一半，可认为钢筋混凝土柱身基本没有损伤．

3.4 阻尼器变形

图14为位移计D6测得的阻尼器变形-层间位移角曲线．由图可见，当加载至最大水平位移55mm时，试件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3柱脚开口一侧阻尼器最大拉伸变形分别为14.53mm和13.59mm，相差0.94mm；而试件受压侧阻尼器最大压缩变形分别为1.79mm和3.63mm，均已经进入屈服阶段(由图5可知当阻尼器变形达到0.5mm时即进入屈服状态，结合图14对比分析表明阻尼器在试验开始后很快进入屈服状态，发挥耗能作用)．受压侧阻尼器变形相差较大是由试件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3柱轴力不同而导致底部受压区高度相差较大造成．

图14 阻尼器变形-层间位移角曲线

3.5 耗能能力

根据柱身变形分析可知，在试验过程中柱身基本没有损伤，即柱身耗能可以忽略不计，整个试件只有阻尼器元件的屈服耗能．这符合预期的耗能设计，即地震作用下柱身不发生破坏而通过阻尼器的屈服或破坏来提供全部耗能能力．因此，可通过阻尼器变 形分析自复位柱的整体耗能能力，具体计算结果见 表4.

表4 自复位柱脚节点的耗能

Tab.4 Energy dissipation of SCRC frame column base joints

试件SCFC1-0.1在水平位移为35mm(层间位移角1/37rad)时有1根阻尼器被拉断，达到最大水平位移55mm时4根阻尼器均被拉断；试件SCFC1-0.3在水平位移为45mm(层间位移角1/29rad)时有1根阻尼器被拉断，达到最大水平位移55mm时有2根阻尼器被拉断．表4中耗能是根据试验中阻尼器的实际变形计算所得．由表4可见，自复位柱脚节点耗能随水平位移增大而增大，但当阻尼器被拉断后耗能能力急剧减少，直至最后衰减为0．

另一方面，构件的滞回曲线也能从一定程度上反映构件的耗能，滞回曲线包含的面积即为构件的耗能能力．由图10可见，试件SCFC1-0.3耗能能力略强于试件SCFC1-0.1，这是因为顶部轴力加载装置的滑车与反力梁之间存在水平摩擦力，因此直接通过试验得出的滞回曲线计算耗能会产生误差．试件SCFC1-0.3承载了更大的轴压力，产生的水平摩擦力也更大，摩擦耗能的现象也更加明显，使其滞回曲线显示出更好的耗能能力．

3.6 复位能力

对于本试验的自复位RC框架柱脚节点，根据上述公式计算得到的残余变形和复位能力系数见表5．

表5 自复位柱脚节点的复位能力系数

Tab.5 Self-centering capacity coefficient of RC frame column base joints

两试件的残余变形如图16所示．根据自复位RC框架柱脚节点的受力机理，试件的残余变形主要由阻尼器的变形和柱身的塑性变形引起．本次试验中，试件柱身仍保持弹性，可知残余变形大小主要取决于阻尼器的变形，因此结合试验现象对残余变形进行分析．由图16可知，试件SCFC1-0.1在加载至5mm位移循环前，残余变形为0，框架柱两侧阻尼器均未屈服；继续加载，试件出现残余变形，受拉侧阻尼器开始屈服；加载至20mm位移循环时，达到最大残余变形，受压侧阻尼器屈服；继续加载，框架柱两侧阻尼器产生轻微弯曲导致整体残余变形略微减小；加载至40mm位移循环时，阻尼器陆续被拉断，残余变形急剧减小，达到55mm最大水平位移循环时，阻尼器全部被拉断，完全卸载后残余变形为0．试件SCFC1-0.3与SCFC1-0.1变化规律类似，从5mm位移循环后，残余变形随位移不断增加；加载至35mm位移循环时，阻尼器发生断裂，残余变形有所减小；加载至50mm位移循环时，框架柱两侧阻尼器各有1根断裂，残余变形快速减小，最终卸载后残余变形为3.36mm．

图16 两试件残余变形对比

试件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3残余变形相差较大，特别是最终残余变形相差很大，主要原因在于轴压比不同，具体如下：① 高轴力下自复位柱的效应更加明显；② 高轴力下柱脚两侧受压区深度大很多，受压区混凝土即使有钢套靴包裹仍变形严重，当框架柱所受水平力完全卸载后部分混凝土将退出工作；③ 高轴力下自复位框架柱由初始缺陷带来的扭转效应更加明显．

4 结 论

(1) 框架柱底部采用钢套靴保护混凝土柱，防止其在地震中发生损伤；新型阻尼器在往复轴向拉压荷载作用下具有稳定且良好的耗能能力，设置直螺纹套筒便于震后更换修复．

(2) 试件的滞回曲线均为典型的“旗帜形”曲线，在水平往复荷载作用下，自复位RC框架柱脚节点柱身部分损伤轻微．部分阻尼器断裂后退出工作，结构耗能能力减弱，阻尼器破坏后结构承载力仍保持在最大承载力的82.7%以上．卸载后结构残余变形小于6.1%，达到了预期的设计目标．

(3) 轴压比对自复位RC框架柱脚节点预应力损失的影响表现在高轴压比下节点较低轴压比时预应力损失更大．另外，锚具的变形也是造成预应力损失的原因之一．

(4) 轴压比对自复位RC框架柱脚节点抗震性能影响表现在高轴压比下框架柱的塑性变形较大，且效应更加明显，使得高轴压比下框架柱残余变形较大，复位能力相对较差．自复位RC框架柱脚节点的耗能能力主要由阻尼器的变形和屈服提供，而节点的残余变形主要来自于阻尼器的塑性变形．

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Experimental Study on the Seismic Behavior of Self-Centering RC Frame Column Base Joints Under Different Axial Compressive Ratios

Yang Yiming1，Yang Pu1，2，Gao Haojie3，Cai Sen4，Shen Peiwen1

(1. School of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China；2. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area (Chongqing University)，Chongqing 400045，China；3. China Resources Land(Hunan) Co.，Ltd.，Changsha 410199，China；4. Hong Kong Huayi Design Consultants(Shenzhen) Co.，Ltd.，Shenzhen 518057，China)

Self-centering(SC)RC frame column base joints can effectively reduce residual drift under horizontal seismic action with unbonded prestressed reinforcements and energy-dissipating dampers，in which unbonded prestressed reinforcements are compared with traditional RC frame and energy-dissipating dampers provide the energy dissipation capacity．Two specimens of SCRC frame column base joints with a new type of replaceable damper were designed and tested under cyclic horizontal loading．The mechanical behavior，hysteretic curve，energy dissipation capability，and SC capacity of the SCRC frame column base joints with different axial compression ratios were investigated．The energy dissipation capacities of the SCRC-frame column base joints with different axial compression ratios were found to be nearly the same because they were provided by the dampers．Moreover，the residual drift of the SCRC frame column base joints with high axial compression ratio is large and the SC capacity is slightly reduced．

self-centering column base joint；axial compression ratio；self-centering capacity；residual drift；seismic behavior

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51578093)，the Natural Science Foundation of Chongqing，China(No.cstc2018jcyjAX0061).

TU391

A

0493-2137(2020)05-0542-09

10.11784/tdxbz201904041

2019-04-17；

2019-11-04.

杨熠明（1993—  ），男，博士研究生，yangym@cqu.edu.cn.

杨 溥，yangpu@cqu.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目(51578093)；重庆市自然科学基金资助项目(cstc2018jcyjAX0061).

(责任编辑：刘文革，樊素英)