高軸壓比下PVA-ECC柱抗震性能試驗研究

汪夢甫，張旭

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082)

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高軸壓比下PVA-ECC柱抗震性能試驗研究

設計了3根PVA-ECC柱進行低周反復加載試驗，分析了高軸壓比下配箍率變化對柱抗震性能的影響，并與普通鋼筋混凝土柱進行對比，分析其在滯回性能、延性、耗能性能及剛度退化上的差異.結果表明：3根PVA-ECC柱在低周反復荷載作用下均發生彎曲破壞，沒有出現普通鋼筋混凝土柱的劈裂、剝落與黏結破壞；隨著箍筋間距的減小，抗震延性得到改善，箍筋間距70 mm和50 mm的柱與間距90 mm的柱相比，位移延性、極限彈塑性位移角、等效黏滯阻尼系數分別增加了15.6%～16.3%，17.1%～20.6%和15.6%～17.8%；最后給出了滿足一定位移延性和極限彈塑性位移角的抗震設計要求的最小配箍率的建議值.

抗震設計；PVA-ECC柱；配箍率；高軸壓比

在大型火力發電廠主廠房結構、高層或超高層鋼筋混凝土結構、大跨結構以及其他重型工業建筑結構中，豎向荷載較大，經常會遇到柱的軸壓比超過規范限值的問題[1].為了改善高軸壓比框架柱的延性與變形能力，國內外研究人員[2-8]嘗試用高強混凝土代替普通混凝土、用高強縱筋代替普通縱筋、用高強箍筋代替普通箍筋，并完成了許多高強箍筋高強混凝土短柱(剪跨比≤2.0)、高強箍筋高強混凝土普通框架柱(剪跨比為3.0左右)與高強箍筋高強混凝土長柱(剪跨比≥4.0)的擬靜力試驗.試驗結果表明[4-8]：在框架柱中采用高強混凝土，可降低軸壓比，對其延性抗震和耗能有利；沿著整個柱高密配高強箍筋是保證高強混凝土框架柱在高軸壓比下具有良好延性性能以及提高其軸壓比限值的有效措施.然而，無論是普通混凝土還是高強混凝土，均具有顯著的脆性特征，密配箍筋固然能改善柱的延性與耗能，但會因鋼筋擁擠而影響混凝土柱的施工質量.

PVA-ECC是一種在水泥砂漿中摻入短纖維PVA(體積摻量不超過2%)的工程水泥基復合材料(Engineered Cementitious Composite，簡稱 ECC)，其主要特征為高延性、高韌性，在拉伸荷載作用下產生多條細密裂縫，極限拉應變可以穩定地達到3%以上[9]．這使得ECC與鋼筋之間有一致協調的變形能力，即使鋼筋受力狀態達到塑性屈服時也是如此，在疲勞荷載作用下ECC變形大于其靜載包絡線，具有優異的變形能力[10].近年來將PVA-ECC代替混凝土應于梁[11-14]、結點[15]、框架[16-17]的研究較多，并進行了大量的抗震性能試驗，試驗結果表明: 配筋ECC單元表現出了剪應力下的高延性特點、高能量吸收特點、大側向位移下有穩定的結構整體性及滯后環，由于ECC優良的剪切延性，箍筋的配置數量可以減少甚至不用配置.與PVA-ECC梁的研究相比，以PVA-ECC代替混凝土應用于框架柱(即PVA-ECC柱)的研究不多，但也有頗具價值的成果.Fischer與Li[18]完成了一根配有箍筋、二根未配箍筋(其中一根試驗軸壓比為0.1)共3根縮比為1/5、剪跨比為4.5的PVA-ECC柱的擬靜力試驗，并與相應普通鋼筋混凝土柱試驗結果進行了比較，結果表明：PVA-ECC柱的變形性能得到了改善，耗能能力得到極大提升，箍筋對PVA-ECC柱的影響可以忽略,沒有出現劈裂、剝落與黏結破壞.Fischer與Fukuyama[19]完成了一根未配箍筋試驗軸壓比為0.15、剪跨比為4.5的大尺度PVA-ECC柱的擬靜力試驗，進一步論證了Fischer與Li[18]由小尺度模型試驗得出的結論.Gencturk與Elnashai[20]完成了縮比為1/8、剪跨比為4.62的共15根PVA-ECC柱的單調加載、循環加載、靜力時程加載試驗及3根PVA-ECC柱的擬動力試驗，并與相應普通鋼筋混凝土柱試驗結果進行了比較，結果表明：ECC柱的延性大大高于相應的普通混凝土柱，在保證生命安全和防止倒塌階段，ECC柱的能量吸收能力較相應的普通混凝土柱增加分別為150%和50%.然而，現有PVA-ECC柱的研究存在如下問題：1)試驗柱軸壓比太小.由于軸壓比對柱的延性與變形能力有重要影響，軸壓比為零或軸壓比為0.1的普通混凝土框架柱的延性本來就能滿足設計需要，改用PVA-ECC柱的延性更好，只是錦上添花而己，其研究結論不能直接應用到高軸壓比柱.2)試驗柱的剪跨比太大.試驗柱的剪跨比均大于4.0，柱截面承受剪應力相對彎曲應力較小，改用PVA-ECC柱并不能充分說明其抗剪能力優越，其研究結論不能直接應用到一般框架柱上(剪跨比為3.0左右).

為了深入了解高軸壓比PVA-ECC柱的抗震性能，本文以文獻[8]的3根高強箍筋、高強混凝土、高軸壓比(設計軸壓比最小為1.153)框架柱(剪跨比為2.78)為對比試件，將該3根試件的高強混凝土用PVA-ECC代替制作成箍筋間距不同(50 mm, 70 mm, 90 mm)的PVA-ECC柱，進行低周反復加載擬靜力試驗，研究PVA-ECC柱與文獻[8]中鋼筋混凝土柱的抗震性能差異和配箍率變化對PVA-ECC柱抗震性能的影響，分析該類新材料構件的破壞形態、滯回曲線、骨架曲線、延性、耗能能力以及剛度退化.該研究成果對超高韌性水泥基復合材料的廣泛應用具有實際意義.

1 試驗概況

1.1 試件設計

本次試驗制作了3根PVA-ECC柱,試件幾何尺寸與文獻[8]中的混凝土柱相同.截面尺寸為180 mm×180 mm，柱身高度為650 mm，水平加載點距柱底500 mm，剪跨比為2.78.柱一端固定，另一端自由.固定端與基座相連，基座尺寸為1 800 mm×350 mm×400 mm.在柱端施加固定豎向軸力和低周反復水平荷載，試驗軸壓比nt=0.7.試件截面尺寸及配筋構造見圖1.本文參考文獻[21]確定超高韌性水泥基復合材料配合比，見表1.表1中水泥采用P.O42.5普通硅酸鹽水泥；硅灰平均粒徑為88nm，比表面積為18 500m2/g；石英砂粒徑范圍0.9～2mm；石英粉平均粒徑50μm；FOX-8HP型聚羧酸減水劑；PVA纖維采用日本可樂麗公司生產的REC15×12型號，其基本性能見表2.

圖1 試件尺寸及截面配筋圖(mm)

w水泥w硅灰w石英粉w石英砂w水灰比w減水劑ρPVAwSD623wBC99210.3890.2770.9670.2080.020.020.10.1

注：除PVA為體積分數外，其余均為與膠凝材料(水泥、硅灰)的質量分數.

表2 PVA纖維的基本性能

1.2 材料力學性能

試件澆筑時，每根試件預留3個150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊和3個150 mm×150 mm×300 mm的棱柱體試塊，并與試件在同條件下養護28 d，在試驗前首先進行PVA-ECC試塊抗壓強度試驗.目前關于PVA-ECC材料立方體和棱柱體強度之間的換算關系研究較少，所以本文采用棱柱體抗壓強度實測平均值作為PVA-ECC的軸心抗壓強度.本次試驗的3根PVA-ECC柱和與其對比的3根普通鋼筋混凝土柱試件參數見表3；鋼筋材料的力學性能見表4；箍筋端頭采用焊接搭接，焊接搭接長度為10d，如圖2所示；PVA-ECC拌合物如圖3所示.

表3 試件參數表

表4 鋼筋材料性能

圖2 箍筋搭接焊示意圖

圖3 PVA-ECC拌合物

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗加載裝置如圖4所示，試件水平方向通過螺桿與固定在反力墻上的500 kN的電液伺服作動器連接起來施加低周往復水平力，軸向力通過千斤頂施加，千斤頂下端設置力傳感器，力傳感器下端設置滾軸，可以自由滾動.基座通過壓梁、地錨螺栓錨固在試驗臺座上.

試驗加載制度與文獻[8]相同，首先施加豎向荷載并保持恒定，然后施加水平荷載.水平加載采用低周反復靜力加載制度，采用位移控制.相應的每圈位移幅值為0.63 mm, 1 mm, 2 mm, 3.33 mm,5 mm, 10 mm, 14.3 mm, 20 mm, 25 mm，…，對應的位移角分別為1/800, 1/500, 1/250, 1/150, 1/100, 1/50, 1/35, 1/25, 1/20，…，直到試件的水平承載力下降至峰值承載力的85%以下.

圖4 試驗加載裝置圖

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象

3根PVA-ECC柱均發生彎曲破壞，以試件ECC-2為例，試件在水平位移小于3.33 mm的情況下，荷載位移曲線為直線，基本處于彈性狀態.水平位移達到5 mm時在柱受拉側距離柱根部5 mm處出現水平裂縫，反向水平位移達到5 mm時，柱受拉側距離柱根部4 mm處出現水平裂縫，水平位移達到10 mm時，出現多條新的水平裂縫和斜向裂縫，柱角出現豎向的微裂縫，且原有裂縫有所發展.水平位移達到14.3 mm時，構件達到水平峰值承載力，柱根部受拉側出現細而密的水平裂縫，柱身中部出現水平裂縫和斜裂縫.水平位移達到20 mm時，受拉側的水平裂縫寬度增加，可觀測到裂縫之間的纖維.柱角混凝土的豎向裂縫向上發展，混凝土表皮隆起，并且出現水平和豎向的交叉裂縫.水平位移達到25 mm時，柱角受壓側混凝土壓酥，由于纖維的橋聯作用，與常見普通鋼筋混凝土柱破壞情形相比并沒有出現混凝土大面積的剝落現象.水平位移達到30 mm時，水平承載力降到峰值承載力的85%以下試驗終止.4個柱角部分的混凝土被壓酥，由于纖維橋聯作用，混凝土沒出現大規模的剝落，箍筋和縱筋也都沒有露出.

其余2個試件的破壞現象與ECC-2基本類似，柱角部分混凝土被壓壞，混凝土被壓酥.柱的2個側面出現多條細而密的水平裂縫，柱正面和后面出現交叉的斜裂縫，總體來說破壞的時候出現的裂縫較多，各試件破壞形態如圖5所示.

2.2 滯回性能分析

滯回曲線指結構或構件在低周反復荷載作用下的荷載-位移曲線，能夠比較全面地反映承載能力、剛度、延性、剛度和強度退化規律以及耗能能力.滯回曲線越飽滿，表明其耗能能力越強，抗震性能越好.圖6為文獻[8]中的3根試件以及本次試驗中3根試件的力-位移曲線圖.從圖6可看出：水平位移較小時，試件基本處于彈性狀態，各試件加載曲線斜率幾乎不變，加卸載曲線幾乎重合，殘余變形小.可見在彈性階段提高配箍特征值對各試件影響不大.隨著水平位移增大，試件裂縫不斷增多，殘余變形逐漸增大，滯回環所包圍的面積也不斷變大，試件進入屈服階段.進入屈服階段后試件的加卸載曲線表現出如下特點：

1)由于PVA-ECC材料具有應變硬化特性，變形能力較強，3根PVA-ECC柱滯回曲線形狀飽滿，捏攏現象不明顯，正反兩個方向圖形基本對稱.隨著水平位移增大，滯回環所包圍的面積也增大.

2)箍筋間距相同時，使用超高韌性水泥基復合材料的ECC-1，ECC-2和ECC-3分別與使用普通鋼筋混凝土的C-1，C-2和C-3相比，可以看出，ECC-1，ECC-2和ECC-3滯回環比C-1，C-2和C-3飽滿，且在箍筋間距越大的時候飽滿程度差別越明顯.

圖5 試件破壞形態

3)普通鋼筋混凝土柱C-2，C-3，由于普通混凝土本身抗拉和抗剪能力弱，變形能力不強，箍筋約束不夠，導致在高軸壓比作用下試件達到峰值承載力后，隨著水平位移增大承載力下降較快，延性較差.超高韌性水泥基復合材料由于纖維本身抗拉能力強以及纖維的橋聯作用，使得PVA-ECC柱變形能力強，達到峰值承載力后，隨著水平位移增大承載力下降平緩，表現出較好的延性.

4)ECC-1與ECC-2對比滯回環包圍的面積相差不大，水平承載力降到峰值承載力85%時的極限水平位移在30 mm左右，都表現出較好的滯回性能和耗能性能.ECC-3與ECC-1和ECC-2對比滯回環包圍的面積略小，極限水平位移也略小.但是與C-3對比ECC-3還是表現出較好的滯回性能和耗能性能.由此可見，在箍筋間距為70 mm的基礎上再加密箍筋對PVA-ECC柱的耗能能力提高不明顯，箍筋間距為90 mm的PVA-ECC柱也可以表現出較好的耗能性能.

(a) C-1

(b) C-2

(c) C-3

(d) ECC-1

(e) ECC-2

(f) ECC-3

2.3 骨架曲線分析

試件的骨架曲線就是把水平荷載-位移滯回曲線中每一級加載的峰值點連接起來形成的包絡線.它能很好地反映試件在低周反復荷載作用下的承載力變化和延性性能.試件的骨架曲線如圖7所示.

從圖7所示試件骨架曲線中可得出以下結論：

1)試件ECC-3與ECC-1及ECC-2相比在達到峰值承載力后承載力下降較快，極限位移也較小.ECC-1與ECC-2達到峰值承載力后水平力下降走勢相差不大，只是ECC-1承載力比ECC-2和ECC-3高.

2)相同箍筋間距時ECC-1，ECC-2和ECC-3分別與C-1，C-2和C-3相比，由于PVA-ECC材料中沒有粗骨料，PVA-ECC柱彈性模量比普通鋼筋混凝土柱小，所以骨架曲線在位移較小時其斜率比普通鋼筋混凝土柱小.與鋼筋混凝土柱相比達到峰值承載力時，PVA-ECC柱對應的水平位移較大.達到峰值承載力后，PVA-ECC柱的水平力下降較平緩，極限位移也較大.總體來說ECC-1，ECC-2和ECC-3的極限位移角都超過1/25，水平力下降趨勢平緩.表明使用超高韌性水泥基復合材料可以有效提高試件的延性.

Δ/mm

Δ/mm

Δ/mm

Δ/mm

2.4 延性性能

延性是指構件破壞之前，在其承載力無顯著降低的條件下經受非彈性變形的能力.延性性能可較好地反映結構或構件在地震作用下承受變形和消耗地震能量的能力.本文采用與文獻[8]相同的延性系數計算方法，Δy為屈服位移，Δu為極限位移，延性系數uΔ=Δu/Δy，并計算各試件的極限位移角θu和文獻[8]中的試件進行對比.θu=Δu/H，H為水平加載點到柱根部的距離，試件試驗數據特征值及延性系數見表5；各項指標定義如圖8所示；延性系數與體積配箍率的曲線如圖9所示.

圖8 柱延性指標定義

ρv/%

試件編號屈服位移/mm峰值荷載/kN極限位移/mm正向反向均值正向反向均值正向反向均值極限位移角θu延性系數uΔECC-18.28.68.40162.32173.15168.1429.329.529.41/17.03.50ECC-28.18.38.20154.73164.74160.1328.728.328.51/17.53.48ECC-37.98.38.10152.43167.42160.0824.224.624.41/20.53.01C-16.67.16.85170.12185.90178.0118.024.821.41/23.43.12C-26.67.47.00164.50174.88169.6920.120.020.11/24.92.86C-37.97.67.75165.21181.80173.5117.517.717.61/28.42.27

由表5和圖9可以得到如下結論：

本次試驗的3個試件的延性系數都大于3，極限位移角在1/20.5～1/17之間，遠大于我國《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[1]框架結構彈塑性層間位移角1/50的要求，其中ECC-1試件的延性系數和極限位移角最大；ECC-1，ECC-2和ECC-3與C-1，C-2和C-3相比，位移延性分別提高了12.2%，21.7%和32.6%，箍筋間距越大，延性提高的幅度越大，越能充分發揮PVA-ECC材料的優越性；ECC-1，ECC-2與ECC-3相比位移延性分別提高了16.3%和15.6%，極限彈塑性位移角分別提高了20.6%和17.1%；箍筋間距90 mm的ECC-3與箍筋間距50 mm的C-1相比，延性系數相差不大，但極限位移增大了14%；ECC-2與ECC-3相比延性系數提高了15.6%，ECC-1與ECC-2相比提高了0.6%，C-2與C-3相比提高了26.0%，C-1與C-2相比提高了9.1%.表明使用摻入PVA纖維的超高韌性水泥基復合材料可以有效地提高柱子的延性，增強柱子的抗震能力；材料本身抗剪能力較強，可以起到減少箍筋配置的作用；箍筋對其約束作用的提高沒有對普通混凝土明顯.

2.5 耗能性能

通常把結構耗能能力的大小作為評價結構抗震性能的一個重要指標.采用等效黏滯阻尼系數ξeq(見式(1))判別結構的耗能能力，等效黏滯阻尼系數越大，構件的耗能能力越強，抗震性能越好.

(1)

等效黏滯阻尼系數計算示意見圖10；等效黏滯阻尼系數與水平位移的曲線見圖11.由圖11可以得到：在水平位移較小時，所有試件的能量耗散較小，等效黏滯阻尼系數較小.隨著水平位移增大，試件通過塑性變形耗散能量增大，等效黏滯阻尼系數逐漸變大.本次試驗的3根試件的等效黏滯阻尼系數在0.104～0.377之間.ECC-1黏滯阻尼系數最大，ECC-3黏滯阻尼系數最小.ECC-1，ECC-2與ECC-3相比最大水平位移對應的等效黏滯阻尼系數分別提高了17.8%和15.6%.總體來說PVA-ECC柱的等效黏滯阻尼系數比普通鋼筋混凝土柱大，說明使用摻入PVA纖維的超高韌性水泥基復合材料可以有效提高試件的耗能能力.

圖10 等效黏滯阻尼系數示意圖

Δ/mm

2.6 剛度退化

與文獻[8]相同，都用割線剛度來研究試件的剛度退化，用式(2)表示：

(2)

Ki指的是第i次荷載循環的正反2個方向的峰值荷載絕對值之和與對應的水平位移絕對值之和的比值，各試件的剛度退化曲線見圖12.

由圖12可以得到：各試件的剛度退化開始較快，后逐步減小，沒有出現剛度突變，位移小于10mm的時候，鋼筋混凝土柱的割線剛度比PVA-ECC柱的大，隨著位移逐漸增大兩者的割線剛度相差不大.3根PVA-ECC柱試件在相同位移下的剛度相差不大，說明配箍率對PVA-ECC柱的剛度影響不大.

水平位移/mm

3 結 論

本文完成了3根高軸壓比PVA-ECC柱的低周反復加載擬靜力試驗，并與普通鋼筋混凝土柱的試驗結果對比分析，得到如下結論：

1)與普通鋼筋混凝土柱相比，PVA-ECC柱表現出更好的延性、耗能性能和抗震能力，且在配箍率越小時PVA-ECC柱抗震能力提高越明顯，越能充分發揮PVA-ECC材料的優越性.

2)在相同軸壓比下，箍筋間距為90mm的ECC-3柱滯回性能和延性比間距為70mm的稍差，在90mm間距基礎上加密箍筋可以提高PVA-ECC柱的抗震性能，但與普通鋼筋混凝土柱C-3相比，ECC-3還是表現出較好的抗震性能.箍筋間距為50mm的PVA-ECC柱與70mm的相比，滯回性能和延性提高不明顯，表明超高韌性水泥基復合材料本身的抗拉、抗剪和變形能力較強，在70mm基礎上再加密箍筋意義不大.

3)綜合表5，并考慮一定的安全儲備，本文認為在本次試驗特定條件(nt=0.701，ρt=5.81%)下，PVA-ECC柱在箍筋間距90mm(ρv=3.72%)時能滿足延性系數μΔ≥3和極限彈塑性位移角限值θu≥1/67的要求[22].這也是本次試驗特定條件PVA-ECC柱滿足抗震性能要求的最小配箍率.這說明用高軸壓比條件下PVA-ECC柱代替高強混凝土柱可以起到減少箍筋配置的作用，但并非可以不配置箍筋.

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Experimental Study on Seismic Performance of PVA-ECC Columns with High Axial Load Ratio

WANG Mengfu?, ZHANG Xu

(College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

In this paper, the low reversed cyclic loading tests of three PVA-ECC columns were carried out, and the influence of the stirrup ratio change on the seismic performance of the columns under the high axial load ratio was studied, and the hysteretic performance, ductility, energy dissipation capacity and stiffness degradation of the test PVA-ECC columns and the ordinary reinforced concrete columns were compared. The test results indicate that, under high axial load, the test specimen exhibited flexure failures with better ductility, and bond splitting, spalling of ECC as well as composite disintegration due to cyclic loading were prevented. With the decrease of the stirrup spacing of PVA-ECC columns, the seismic ductility was also improved greatly. Compared with the PVA-ECC column with stirrup spacing( 90mm),the displacement ductility, the maximum drift ratio and the equivalent viscous damping ratios of the PVA-ECC columns with stirrup spacing 70 mm and 50 mm were improved by 15.6%～16.3%,17.1%～20.6% and 15.6%～17.8%, respectively. Minimum stirrup ratio that can satisfy certain seismic requirement on displacement ductility and drift ratio were put forward.

seismic design;PVA-ECC columns；stirrup ratio；high axial load ratio

1674-2974(2017)05-0001-09

10．16339/j．cnki．hdxbzkb．2017．05．001

2016-01-22 基金項目：國家自然科學基金資助項目(51278181, 51578225), National Natural Science Foundation of China(51278181, 51578225);國家教育部博士點基金資助項目(20120161110022)，Programs Foundation of Ministry of Education of China(20120161110022)作者簡介：汪夢甫(1965-)，男,湖北通城人, 湖南大學教授, 博士生導師 ?通訊聯系人，E-mail:wangmengfu@126. com

汪夢甫?，張旭

(湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082)

TU375.3; P315.9

A