擬靜力試驗(yàn)中柱試件底座的設(shè)計(jì)與改進(jìn)

殷曉三， 李濟(jì)苠

(中原工學(xué)院 建筑工程學(xué)院， 河南 鄭州 450007)

實(shí)驗(yàn)室內(nèi)常用的結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)方法有地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)、擬動(dòng)力試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)等方法[1]。地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)軌蛑噩F(xiàn)地震作用，直觀地呈現(xiàn)結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)和破壞現(xiàn)象，是研究結(jié)構(gòu)彈塑性地震反應(yīng)的有效手段[2-3]。然而，地震模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)難以進(jìn)行大比例模型或足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究，也難以獲得結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力特性，且投資大、設(shè)計(jì)復(fù)雜和技術(shù)難度高等缺點(diǎn)制約了其應(yīng)用范圍。擬動(dòng)力試驗(yàn)是動(dòng)力學(xué)數(shù)值計(jì)算和擬靜力位移控制加載試驗(yàn)的組合，可以慢速重現(xiàn)試件在地震作用下的彈性-彈塑性-倒塌全過(guò)程反應(yīng)。然而，如果不忽略材料應(yīng)變速率影響，擬動(dòng)力試驗(yàn)將引起較大的誤差，而且對(duì)試驗(yàn)裝置和計(jì)算機(jī)精讀要求較高[4]。

相對(duì)于前兩者，擬靜力試驗(yàn)對(duì)加載設(shè)備要求不高，試驗(yàn)成本較低，在大比例或者足尺試驗(yàn)中具有明顯的優(yōu)勢(shì)。在擬靜力試驗(yàn)過(guò)程中，試件從初始加載到破壞的全過(guò)程可以被記錄，試件的承載力、變形能力和耗能能力及其破壞機(jī)理能夠得到分析，由此建立的恢復(fù)力模型和恢復(fù)力參數(shù)，為結(jié)構(gòu)非彈性地震反應(yīng)分析提供了計(jì)算依據(jù)[1,5]。目前，在工程結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)研究領(lǐng)域，最常用的試驗(yàn)方法為擬靜力試驗(yàn)法[6]。

對(duì)于柱試件，如圖1所示的底座所需的材料多于柱試件的幾倍，造成了大量的材料浪費(fèi)。對(duì)于大尺寸柱試件或足尺柱試件，由于底座幾何尺寸過(guò)大，一方面增多了柱試件制作和養(yǎng)護(hù)的工作量，另一方面增大了柱試件運(yùn)輸和安裝的難度。因此，探索合理的柱試件底座設(shè)計(jì)方法，減小試驗(yàn)成本、降低柱試件安裝難度，對(duì)完善結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)研究方法具有重要的意義。為此，通過(guò)分析柱試件擬靜力試驗(yàn)中底座受力特征，提出其設(shè)計(jì)方法，給出計(jì)算實(shí)例和改進(jìn)方法，可為提高柱試件擬靜力試驗(yàn)研究的效率提供參考。

1-試件；2-伺服作動(dòng)器；3-傳感器；4-反力墻；5-豎向千斤頂；6-反力橫梁；7-導(dǎo)軌；8-壓梁；9-底座；10-靜力臺(tái)座；11-螺栓；12-限位設(shè)備圖1 柱試件擬靜力試驗(yàn)裝置Fig. 1 Pseudo-static test device for column test specimen

1 擬靜力試驗(yàn)中柱試件對(duì)底座的要求

擬靜力試驗(yàn)以很低的加載速率對(duì)試件施加反復(fù)荷載，主要通過(guò)荷載-位移曲線研究構(gòu)件的抗震性能，屬于靜載試驗(yàn)的一種。柱試件擬靜力試驗(yàn)有兩種模型，一種是兩端鉸接模型，另一種是兩端固接模型。對(duì)于框架柱，梁上均布荷載對(duì)柱端彎矩影響比較小，一般不超過(guò)1%[7]，中間層柱位于柱身中點(diǎn)，可以認(rèn)為框架柱的反彎點(diǎn)位于柱的中點(diǎn)，如圖2(a)所示。對(duì)于有側(cè)移的框架結(jié)構(gòu)，框架柱可以視為兩端固接、上端有側(cè)位移的模型，可以簡(jiǎn)化為如圖2(b)所示的懸臂柱[8]。其中，P為柱試件豎向荷載(N)，Δ為柱試件水平荷載加載點(diǎn)的側(cè)向位移(mm)，F(xiàn)為柱試件反復(fù)水平荷載(N)，L為水平荷載加載點(diǎn)到底座頂面的距離(mm)。

(a) 框架柱 (b) 懸臂柱圖2 框架柱模型Fig. 2 Model of frame column

對(duì)于柱試件，在擬靜力試驗(yàn)過(guò)程中，首先施加豎向荷載，豎向荷載達(dá)到試驗(yàn)設(shè)定值后，保持荷載的方向和大小不變；此后，對(duì)柱試件施加反復(fù)水平荷載。對(duì)柱試件施加水平荷載的方法有位移控制加載制度、力控制加載制度和力-位移混合加載制度等，在加載過(guò)程中應(yīng)保證反復(fù)水平荷載加載的連續(xù)性和均勻性[5,9]。在施加反復(fù)水平荷載過(guò)程中，由于柱試件發(fā)生側(cè)向移動(dòng)，導(dǎo)致豎向千斤頂油缸伸長(zhǎng)或收縮，為了保證豎向荷載的恒定，應(yīng)不斷地調(diào)整豎向千斤頂?shù)挠蛪骸Ｔ跀M靜力試驗(yàn)過(guò)程中，底座主要的作用為嵌固柱試件，要求其平面剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于柱試件的側(cè)向剛度，柱試件在承受豎向荷載和水平荷載復(fù)合作用時(shí)，底座不產(chǎn)生變形，不發(fā)生移動(dòng)，不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，不發(fā)生傾覆，不能先于柱試件發(fā)生破壞。此外，應(yīng)盡可能地降低底座的施工難度、運(yùn)輸難度、安裝難度和制作成本。

2 底座受力分析與設(shè)計(jì)

如圖2所示，柱試件承受豎向荷載P和反復(fù)水平荷載F，與柱下獨(dú)立基礎(chǔ)受力形式相似，底座承受的彎矩(M)應(yīng)考慮P-Δ效應(yīng)，其值：

M=PΔ+FL

(1)

底座底面一般為長(zhǎng)方形，長(zhǎng)邊l與短邊b的比值n=l/b≥2。在P和M作用下，底座可視為偏心受壓柱下獨(dú)立基礎(chǔ)，按照柱下獨(dú)立基礎(chǔ)底面尺寸確定方法，需要對(duì)底面尺寸放大10%～40%倍[10]，取：

bl=(1.1～1.4)P/fc

(2)

式中：l為長(zhǎng)邊(mm)；b為短邊(mm)；fc為靜力臺(tái)座混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(N/mm2)。

為了不使靜力臺(tái)座產(chǎn)生拉應(yīng)力，則要求凈偏心距(e)：

e=M/P≤l/6

(3)

此外，還需要考慮傾覆的問(wèn)題。以如圖3所示底座O為傾覆點(diǎn)，底座的抗傾覆能力應(yīng)滿足：

Pl/2≥F(L+h)

(4)

由此得：

l≥2F(L+h)/P

(5)

式中：h為底座高度(mm)。

圖3 底座受力分析及靜力臺(tái)座凈反力Fig. 3 Load analysis and net reaction

當(dāng)凈偏心距和底座抗傾覆能力均不滿足要求時(shí)，可以采用兩種辦法：一種方法是增加l的長(zhǎng)度，另一種方法是在底座A點(diǎn)設(shè)置壓梁，如圖3所示。前者增大了底座的體積，也增大了底座的安裝難度，因此，后者是常用的方法。壓梁應(yīng)當(dāng)提供足夠的反力和剛度，使壓梁的承載力和剛度設(shè)計(jì)滿足規(guī)范要求，因此應(yīng)對(duì)壓梁作用于底座的部位進(jìn)行抗壓承載力驗(yàn)算[11-12]。

圖3中右端A點(diǎn)到O點(diǎn)水平距離近似為l，壓梁作用力為P0，由于壓梁以柱試件對(duì)稱布置且大小相等，不產(chǎn)生附加彎矩，故式(1)不變，而式(3)修正為：

e=M/(P+2P0)

(6)

式(4)修正為：

Pl/2+P0l≥F(L+h)

(7)

由此得：

l≥2F(L+h)/(P+2P0)

(8)

在偏心荷載作用下，靜力臺(tái)座凈反力最大值和最小值：

(9)

式中：pj為靜力臺(tái)座凈反力(N/mm2),pj=(P+2P0)/lb。

在豎向荷載作用下，底座高度如果不足夠大，那么沿著柱試件周邊可能產(chǎn)生沖切破壞，形成45°斜裂面的角錐體，如圖4(a)所示。若保證底座不發(fā)生沖切破壞，就要求沖切面處的混凝土抗沖切能力0.7βhpftbmh0應(yīng)大于由沖切破壞錐體以外的底座底部?jī)舴戳λa(chǎn)生的沖切力Pl。

(a) 基礎(chǔ)沖切破壞

如果柱試件截面為圓形，可以乘以系數(shù)0.8折減為正方形；如果柱試件截面為矩形，則底座沖切破壞發(fā)生在柱試件截面短邊一側(cè)，由短邊一側(cè)沖切破壞條件確定底座的有效高度(h0，單位mm)：

h0≥0.7βhpftbmh0/Pl

(10)

由沖切破壞錐體以外的底座底部?jī)舴戳λa(chǎn)生的沖切力(Pl)為：

Pl=pjmaxA1

(11)

式中：A1為沖切力的作用面積(mm)，如圖5所示，其計(jì)算方法見式(13)或式(15)；βhp為受沖切承載力截面高度影響系數(shù)，當(dāng)?shù)鬃叨萮不大于800 mm時(shí)，βhp取1.0，當(dāng)h大于等于2 000 mm時(shí)，βhp取0.9，當(dāng)h介于兩者之間時(shí)，βhp按線性內(nèi)插法取值；ft為底座混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(N/mm2)；bm為沖切破壞錐體斜裂面上邊長(zhǎng)和下邊長(zhǎng)的平均值(mm)，見圖4(b)、式(14)或式(16)。

(a) b≥bc+2h0

設(shè)柱試件截面長(zhǎng)邊、短邊分別為ac、bc，則沖切破壞錐體斜裂面上邊長(zhǎng)bt=bc；如果沖切破壞錐體的底邊落在底座底面以內(nèi)，如圖5(a)所示，即b≥bc+2h0，那么bb=bc+2h0，故沖切破壞錐體斜裂面上邊長(zhǎng)bt和下邊長(zhǎng)bb的平均值(bm)：

bm=(bt+bb)/2=(bc+bc+2h0)=bc+h0

(12)

沖切力的作用面積(A1)為：

A1=(l/2-ac/2-h0)b-(b/2-bc/2-h0)2

(13)

bmh0=(bc+h0)h0

(14)

如果沖切破壞錐體的底邊落在底座底面以外，如圖5(b)所示，即b

A1=(l/2-ac/2-h0)b

(15)

bmh0=(bc+h0)h0-(bc/2+h0-b/2)2

(16)

設(shè)計(jì)底座時(shí)，一般按經(jīng)驗(yàn)假定底座的高度h，然后得到底座有效高度h0，分別將式(9)、(11)、(13)、(14)或(9)、(11)、(15)、(16)代入到式(10)進(jìn)行驗(yàn)算。當(dāng)?shù)鬃酌嫱耆湓?5°沖切破壞錐體底邊以內(nèi)時(shí)，則形成剛性基礎(chǔ)，無(wú)需進(jìn)行沖切驗(yàn)算。

當(dāng)?shù)鬃踢叧叽绮淮笥谥嚰挾扰c兩倍底座有效高度之和時(shí)，應(yīng)對(duì)柱試件與底座交接部位的截面受剪承載能力進(jìn)行驗(yàn)算[13]：

(17)

式中：Vs為柱試件與底座交接部位的截面剪力設(shè)計(jì)值(N/mm2)，為圖6中陰影面積乘以靜力臺(tái)座凈反力pj；βhs為受剪切承載力截面高度影響系數(shù)，當(dāng)h0<800 mm時(shí)，取h0=800 mm，當(dāng)h0>2 000 mm時(shí)，取h0=2 000 mm；A0為驗(yàn)算截面處的有效面積(mm2)，取A0=bh0。

圖6 受剪承載力計(jì)算示意圖Fig. 6 Schematic diagram of shear bearing capacity

如果驗(yàn)算結(jié)果不滿足式(17)的要求，可以提高底座的高度，也可以按照混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范進(jìn)行抗剪承載力配筋設(shè)計(jì)[12]。

在靜力臺(tái)座反力作用下，底座沿柱試件周邊向上彎曲，當(dāng)彎曲超過(guò)了底座抗彎強(qiáng)度時(shí)，發(fā)生開裂，裂縫沿著柱試件角部將底座分裂成4塊梯形面積，如圖7所示。將底座視為嵌固在柱試件邊緣的4塊梯形板，梯形UVZY(U、V、Z、Y分別表示梯形的4個(gè)頂點(diǎn)，下同)可以視為懸臂板，其最大彎矩在截面1-1處產(chǎn)生：

M1=pjAUVZYl0

(18)

式中:AUVZY為梯形UVZY的面積(mm2)；l0為梯形UVZY的形心O1到柱邊的距離(mm)；AUVZY、l0的計(jì)算值見式(19)。

(19)

垂直于截面1-1的受力鋼筋截面面積(As1)：

As1=M1/(0.9fyh0)

(20)

式中，fy為鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

圖7 彎矩作用面積示意圖Fig. 7 Schematic diagram of moment area

底座底部陰影UVWX可以視為一端嵌固在柱試件邊緣，另一端嵌固在壓梁的梯形板，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將其等效為矩形板，其寬度為(bc+b)/2。如圖3和圖7所示，柱邊緣VW處的凈反力(pj2)為：

(21)

跨中彎矩和嵌固邊彎矩的計(jì)算可以視為均布荷載和三角形分布荷載作用下的彎矩的疊加[14]，因此，跨中最大彎矩為：

(22)

嵌固邊最大彎矩為：

(23)

同理，底座長(zhǎng)邊受力鋼筋截面面積應(yīng)滿足：

(24)

式中，As,UVWX1、As,UVWX2分別為跨中最大彎矩和嵌固邊最大彎矩對(duì)應(yīng)的鋼筋截面面積。

此外，底座配筋還應(yīng)當(dāng)滿足構(gòu)造要求，即最小配筋率不應(yīng)小于0.15%，受力鋼筋直徑不應(yīng)小于10 mm，間距不應(yīng)大于200 mm、也不應(yīng)小于100 mm[12-13]。對(duì)于混凝土柱試件擬靜力試驗(yàn)，要求柱試件插入底座內(nèi)，插筋的數(shù)量、直徑和牌號(hào)，應(yīng)與柱試件縱向受力鋼筋相同，插筋的錨固長(zhǎng)度和連接方法應(yīng)滿足規(guī)范要求[13]。

3 底座的設(shè)計(jì)實(shí)例

通過(guò)底座的受力分析，得到底座設(shè)計(jì)步驟如下：

(1) 預(yù)估試件的豎向荷載、最大水平荷載和最大水平位移，將三者進(jìn)行組合，計(jì)算彎矩M。雖然水平荷載達(dá)到最大值時(shí)，對(duì)應(yīng)的側(cè)向位移并不是最大值，但是，取最大側(cè)向位移值來(lái)計(jì)算彎矩值，具有一定的安全余度。

(2) 根據(jù)式(1)和式(2)確定底座的長(zhǎng)邊和短邊，驗(yàn)算其是否滿足式(3)和式(5)；如果不滿足要求，則增大長(zhǎng)邊和短邊，或者設(shè)置壓梁。

(3) 按經(jīng)驗(yàn)假定底座高度，根據(jù)假定的高度驗(yàn)算底座的抗沖切性能和抗剪切性能，然后根據(jù)底座底部受彎承載力進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)。

如圖8所示，以文獻(xiàn)[14]給出的柱試件底座為例，根據(jù)上述設(shè)計(jì)步驟進(jìn)行驗(yàn)算。已知條件：豎向荷載P=250 kN，最大水平位移Δ=38.22 mm，最大水平荷載F=180.1 kN，水平荷載加載點(diǎn)到底座頂面的距離L=1 050 mm；柱試件截面尺寸ac×bc=300 mm×300 mm，底座尺寸l×b×h=1 200 mm×600 mm×500 mm；底座混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值ft=1.43 N/mm2，縱向受力鋼筋牌號(hào)為HRB400，抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fy=360 N/mm2。驗(yàn)算步驟如下：

圖8 底座配筋詳圖Fig. 8 Detail of steel bars in the foundation

(1) 計(jì)算靜力臺(tái)座凈反力，由式(9)得：

pj=250×103/(1 200×600) N/mm2=0.347 N/mm2

(2) 計(jì)算彎矩，由式(1)得：

M=(250×38.22+180.1×1 050)×103N·mm

=198.66×106N·mm

(3) 計(jì)算凈偏心距，由式(2)得：

e=198.66×106/(250×103) mm=794.6 mm>l/6

=1 200/6 mm=200 mm

(4) 驗(yàn)算底座抗傾覆能力，由式(5)得：

=2 233.2 mm>l=1 200 mm

由以上計(jì)算可知，偏心距和底座抗傾覆能力均不滿足要求。以柱試件為對(duì)稱軸，在底座上部設(shè)置如圖1和圖3所示的壓梁，壓梁作用力P0=450 kN，由式(6)和式(8)得：

e=198.66×106/((250+2×400)×103) mm

=189.2 mm

=531.7 mm

(5) 計(jì)算底座底部最大和最小凈反力，由式(9)得：

pjmax

(6) 驗(yàn)算抗沖切能力。

柱截面短邊h=500 mm，有效高度h0取465 mm，則bc+2h0=300+2×465 mm=1 230 mm>l=1 200 mm。按式(13)計(jì)算沖切力的作用面積，得：

由計(jì)算結(jié)果可知，底座底面完全落在45°沖切破壞錐體底邊以內(nèi)，因此無(wú)需進(jìn)行沖切驗(yàn)算。

(7) 驗(yàn)算柱試件與基礎(chǔ)交接部位受剪承載力。

ac+2h0=300+2×465 mm=1 230 mm>600 mm，即短邊尺寸小于柱試件寬度與兩倍底座有效高度之和，因此需要進(jìn)行受剪承載力驗(yàn)算：

=319.85×103N

由計(jì)算結(jié)果可知，混凝土受剪承載力不滿足要求。因此，應(yīng)當(dāng)按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)設(shè)計(jì)抗剪鋼筋。

(8) 計(jì)算受力鋼筋截面面積。首先設(shè)計(jì)底座短邊配筋，計(jì)算截面1-1，由式(19)得：

=202 500 mm2

由式(18)得：

M1=1.458×202 500×250 N·mm

=73.81×106N·mm

由式(20)得：

對(duì)底座長(zhǎng)邊進(jìn)行配筋計(jì)算，由式(21)得：

=1.692 N/mm2

由式(22)和式(23)得：

由式(24)得：

由計(jì)算結(jié)果可知，底座沿長(zhǎng)邊和短邊的受力鋼筋應(yīng)按照構(gòu)造要求和最小配筋率配置。

將底座配筋計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[15]中底座實(shí)際配筋情況對(duì)比可知，實(shí)際配筋量大于計(jì)算配筋量，底座尺寸還可以進(jìn)一步優(yōu)化，壓梁提供的反力需要根據(jù)底座長(zhǎng)度確定。

底座的高度一般根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)確定。為此，通過(guò)文獻(xiàn)搜索，選取了15個(gè)底座應(yīng)用實(shí)例，其參數(shù)如表1所示。可以參考這些實(shí)例參數(shù)，根據(jù)上述計(jì)算公式對(duì)底座進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

表1 底座實(shí)例設(shè)計(jì)參數(shù)

4 底座設(shè)計(jì)與安裝的改進(jìn)

在混凝土柱試件、鋼結(jié)構(gòu)柱試件和組合結(jié)構(gòu)柱試件的擬靜力試驗(yàn)中，一般采用鋼筋混凝土底座。通過(guò)上述底座受力分析可知，底座受力情況類似于柱下獨(dú)立基礎(chǔ)，因此其設(shè)計(jì)方法可以借鑒獨(dú)立基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)方法。對(duì)于裝配式構(gòu)件，預(yù)制混凝土柱的基礎(chǔ)常常采用杯口基礎(chǔ)，如圖9所示，因此，也可以利用杯口基礎(chǔ)理論和技術(shù)設(shè)計(jì)底座，從而減小幾何尺寸。

圖9 杯口基礎(chǔ)Fig. 9 Socket foundation

對(duì)于混凝土柱試件和鋼管混凝土柱試件，插入到杯口的深度h1與試件截面尺寸ac有關(guān)[12-13]，當(dāng)ac小于500 mm時(shí)，插入深度h1為(1～1.2)ac。對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)實(shí)腹柱試件[11]，插入深度h1不應(yīng)小于1.5ac，且滿足h1≥max(500 mm,l/20)(l為柱試件長(zhǎng)度，單位mm)；當(dāng)柱試件截面尺寸小于500 mm時(shí)，杯底厚度不應(yīng)小于150 mm，杯壁厚度為150～200 mm；杯壁配筋應(yīng)滿足規(guī)范要求[13]。

根據(jù)杯口基礎(chǔ)設(shè)計(jì)方法和技術(shù)要求，對(duì)底座的設(shè)計(jì)進(jìn)行改進(jìn)。如圖10所示，底座由兩塊混凝土塊體和杯口基礎(chǔ)組成，杯口基礎(chǔ)的高度、壁厚、壁厚配筋和杯底厚度等技術(shù)指標(biāo)與圖9所示杯口基礎(chǔ)相同。混凝土塊體的幾何尺寸和配筋設(shè)計(jì)按照式(1)-式(24)確定。當(dāng)按照式(1)-式(24)確定的混凝土塊體的高度與杯口基礎(chǔ)的高度不一致時(shí)，應(yīng)當(dāng)增大較小者的高度，使兩者高度相等。混凝土塊體的寬度大于杯口基礎(chǔ)的寬度，在寬度方向預(yù)留孔道，穿插精軋螺紋鋼。

1-柱試件；2-細(xì)石混凝土；3-杯口基礎(chǔ)；4-混凝土塊體；5-精軋螺紋鋼圖10 改進(jìn)后的底座示意圖Fig. 10 Improved foundation

柱試件制作完畢后，按照預(yù)制構(gòu)件安裝施工工藝進(jìn)行定位，在柱試件與杯口基礎(chǔ)縫隙中填充比杯口基礎(chǔ)混凝土強(qiáng)度等級(jí)高一個(gè)強(qiáng)度等級(jí)的細(xì)石混凝土，使柱試件嵌固于杯口基礎(chǔ)中，兩者成為整體而協(xié)調(diào)工作。將杯口基礎(chǔ)置于兩塊混凝土塊體之間，將精軋螺紋鋼穿插在孔道中，并對(duì)兩個(gè)混凝土塊體施加預(yù)應(yīng)力，使得混凝土塊體與杯口基礎(chǔ)之間的縫隙閉合，從而使杯口基礎(chǔ)嵌固于混凝土塊體中，保證兩者共同工作。

底座設(shè)計(jì)改進(jìn)后，杯口基礎(chǔ)的尺寸明顯小于按式(1)-式(24)設(shè)計(jì)的尺寸。對(duì)于同一批試件，混凝土塊體可以重復(fù)利用，既減少了底座的幾何尺寸，降低了安裝難度，又提高了試驗(yàn)效率。

在柱試件擬靜力試驗(yàn)中，有的裝置除了在底座上部設(shè)置壓梁外，還在底座兩端設(shè)置限位設(shè)備，如圖1和表1所示，其目的是限制底座滑移。

一般情況下靜力臺(tái)座采用混凝土澆筑而成，底座和靜力臺(tái)座的摩擦系數(shù)小于混凝土與鋼板之間的摩擦系數(shù)，而混凝土與鋼板之間的摩擦系數(shù)在0.20～0.60之間，因此，底座與靜力臺(tái)座之間的摩擦系數(shù)大于0.20。在柱試件擬靜力試驗(yàn)裝置中，柱試件頂部與反力橫梁之間設(shè)置導(dǎo)軌，柱頂導(dǎo)軌與反力橫梁之間的摩擦系數(shù)不應(yīng)大于0.02[9]。當(dāng)采用壓梁時(shí)，底座對(duì)靜力臺(tái)座的壓力大于反力橫梁對(duì)柱頂導(dǎo)軌的壓力，因此，靜力臺(tái)座對(duì)底座的水平摩擦力大于反力橫梁對(duì)柱頂導(dǎo)軌的水平摩擦力，即底座不會(huì)先于柱試件滑移。由此可知，底座兩端可以不設(shè)置限位設(shè)備。

5 結(jié)論

(1) 柱試件底座在豎向荷載和水平荷載作用下，受力形式類似于偏心受壓的柱下獨(dú)立基礎(chǔ)。基于柱下獨(dú)立基礎(chǔ)設(shè)計(jì)理論，提出了底座設(shè)計(jì)方法：底座的底面尺寸根據(jù)經(jīng)驗(yàn)取值，確保底部不產(chǎn)生拉應(yīng)力，且滿足抗傾覆能力；高度由抗沖切能力和抗剪能力確定；長(zhǎng)度方向的配筋應(yīng)按兩端固接的梯形板受彎承載力設(shè)計(jì)，寬度方向按懸臂梯形板受彎承載力設(shè)計(jì)。

(2) 由底座實(shí)例計(jì)算結(jié)果和實(shí)際配筋情況可知，采用合理的設(shè)計(jì)方法可以進(jìn)一步優(yōu)化底座幾何尺寸和配筋量。

(3) 基于杯口基礎(chǔ)理論和技術(shù)要求，提出了簡(jiǎn)化的底座設(shè)計(jì)方法：將杯口基礎(chǔ)置于兩個(gè)混凝土塊體之間，通過(guò)穿孔的精軋螺紋鋼對(duì)混凝土塊體施加預(yù)應(yīng)力，從而使杯口基礎(chǔ)嵌固于混凝土塊體中，保證了兩者共同工作，既減少了底座的幾何尺寸，降低了安裝難度，又提高了試驗(yàn)效率。通過(guò)比較柱頂導(dǎo)軌與反力橫梁之間的摩擦系數(shù)和底座與靜力臺(tái)座之間的摩擦系數(shù)可知，反力橫梁對(duì)柱試件的摩擦力小于臺(tái)座對(duì)底座的摩擦力，因此無(wú)需在兩端設(shè)置限位設(shè)備。