高强钢筋高强混凝土框架结构拟动力试验研究

陈 鑫， 阎 石＊， 季 保 建

（1.大连理工大学 土木工程学院，辽宁 大连 116024；2.沈阳建筑大学 土木工程学院，辽宁 沈阳 110168）

0 引 言

地震是种非常严重的自然灾害.目前，对高强混凝土结构在地震作用下的受力性能掌握得还不够充分，针对高强混凝土结构的设计理论与设计方法还不够系统，高强混凝土结构的推广应用还没有足够的依据与保证.此外，随着混凝土材料技术的不断发展，钢筋的强度也得到了很大的提高.过去钢筋的设计强度一般为200～500MPa，如今设计强度超过1 000MPa的高强钢筋在国内外已得到了普遍应用.钢筋混凝土框架结构具有空间大、使用便捷、抗震能力好等诸多优点，使其受到广泛关注，一旦变形能力差的弱点得以解决，必然有更加广泛的应用前景.高强混凝土的应用，更有效提高了该结构体系的使用效率.在该结构体系中配置高强度钢筋，可以进一步提高其抗震能力，更有效发挥高强混凝土和高强钢筋的作用.

通过配置数量足够、形式合理的高强度的箍筋和纵向钢筋，使核心区混凝土处于三向受压状态，可有效地约束混凝土的横向膨胀，保持核心区混凝土的完整性，并提高核心区混凝土的极限抗压能力，阻止纵向受压钢筋可能出现的屈曲.因此，适当的设计处理和完善的配筋构造措施，可使高强钢筋和高强混凝土都得到充分利用，并且其结构或构件的延性同样可以满足设计要求.本文在前期已进行的配有高强钢筋高强混凝土柱、节点等构件抗震性能试验研究[1－3]的基础上，通过拟动力试验对配有高强钢筋高强混凝土框架结构的抗震性能进行较为系统的研究，以期为高强混凝土框架结构在地震区的应用提供一条有效的途径.

1 试验概况

1.1 拟动力试验方法[4，5]

在拟动力试验时，由于输入的是真实的地震波记录，而结构的恢复力又是试验过程中实际测得的，能够较真实地反映结构在地震过程中的动力特性，因而能够比低周往复的拟静力试验更真实地描述地震反应过程；在整个加载过程中可以看成是静态的，可以在静力试验台座上进行，便于随时观察记录，因此可以进行足尺结构或大比例模型的试验，从而克服了振动台试验的不足.由于拟动力试验综合了拟静力试验的简单性和振动台试验的真实性，国内外学者对此进行了大量的研究[6－10].

结构在地震作用下一般只在结构的某些部位或构件上产生破坏，其余部分仍处于完好或基本完好状态.故在拟动力试验过程中将容易破坏的这部分结构进行试验，而对其余处于弹性状态的部分用计算机进行地震反应的数值模拟分析，这种方法称为子结构法拟动力试验[11].用于试验的结构部分称为试验子结构，而由计算机来进行模拟的结构部分称为计算子结构，整体结构由试验子结构和计算子结构两部分组成，并通过计算机结合起来进行整体结构的地震反应分析.也就是将传统意义上单独实施的试验与数值模拟分析联合起来同时进行，通过这种混合式试验可以伪动态地再现地震反应，用较低的试验成本获得较为理想的地震反应分析结果.

本次试验即采用子结构试验技术.整体结构为8层钢筋混凝土框架结构，其中试验子结构2层，计算子结构6层.

1.2 试件情况

本次试验的框架结构试件是根据现行抗震设计规范[12]进行设计制作的，体现了“强柱弱梁”的框架结构设计原则，实践证明这种形式的框架结构具有很好的抗震性能（如图1所示）.根据已完成的配有高强钢筋高强混凝土柱、节点等的试验研究成果，本次试验试件中框架柱的混凝土强度等级取为C90，梁和板的混凝土强度等级为C40.本次试验所采用的混凝土为商品混凝土，在浇筑每一种混凝土时，均保留3组（每组3块）150mm×150mm×150mm立方体试块.试块与试件同条件养护，测得C40和C90混凝土立方体强度平均值分别为44.00MPa和83.67MPa.本文中柱的部分纵筋和全部箍筋采用高强钢筋（高强钢筋为沈阳超力钢筋有限公司生产的预应力钢棒，即PC钢棒，如图2所示），直径为10.7mm和7.1 mm两种；梁中箍筋和板中钢筋采用HPB235级钢筋；柱的部分纵筋和梁的全部纵筋采用HRB335级.钢筋采取逐类取样并进行拉伸试验，其力学指标详见表1.为防止试件发生平面外失稳，模型设计成两层两榀单跨的结构形式，加载方式为二维平面加载.为避免在荷载施加作用点处发生局部破坏，各处均预埋钢板.配筋参照混凝土结构设计规范[13]按原型结构和模型结构配筋率大体相等原则确定.

图1 模型尺寸及配筋Fig.1 Model size and its reinforcement

图2 PC钢棒Fig.2 PC steel bars

表1 钢筋力学性能Tab.1 Mechanical property of steel

本次试验在沈阳建筑大学结构实验室进行，模型结构各层的水平荷载借助于两台MTS电液伺服加载作动器（推力1 460kN，拉力960kN，行程500mm）施加.试验采用子结构技术，全结构为8层，其中试验子结构为底部二层，为考虑原结构二层以上竖向荷载的影响，在保证原结构和模型结构各柱轴压比基本相同条件下，经计算分析求出在模型结构的各柱顶施加70kN的竖向荷载.本次试验采用了4台500kN油压千斤顶，通过分配梁将竖向荷载分别施加到各柱顶部，在计算柱顶竖向荷载时，梁上荷载也已考虑到.模型结构的加载装置如图3所示.试验现场情况如图4所示.

1.3 加载制度和测试内容

图3 加载装置Fig.3 Loading setup

图4 试验现场照片Fig.4 The photo of test site

试验分为两个阶段.第一阶段为拟动力试验，分别输入不同加速度峰值的地震加速度记录，得到结构在各工况下的地震反应，分析了在不同峰值地震加速度作用下，结构反应大小、变形累积、周期的变化、刚度退化、能量耗散等.由于拟动力试验在本质上是一种静力试验，可较详尽地观察裂缝的出现与开展，并记录结构反应的全过程.在拟动力试验完成后，试件并没有彻底破坏，为充分利用，在试件已经发生塑性变形的基础上进行第二阶段的拟静力试验，此阶段试验采用位移控制进行加载，按照倒三角形分布水平力，直到结构完全破坏.试验内容如表2所示.

表2 模型结构拟动力试验内容Tab.2 Contents of model structure pseudo－dynamic test

2 试验结果与分析

2.1 试验过程

进行拟动力试验时，选取了3个地震波记录，即El－Centro地震波（EL）、Taft地震波（TAFT）及天津地震波（TJ）.将各地震波加速度幅值进行适当调整，当结构处于弹性阶段时，用以上3种地震波进行拟动力试验；当结构进入塑性阶段，只用El－Centro地震波进行拟动力试验直到结束.各工况按最大加速度值的大小逐级进行试验，研究模型弹性和弹塑性的动力反应.在拟动力试验加载过程中，所选地震波及相应幅值由小到大依次为El－Centro波（35cm·s－2）、Taft波（35cm·s－2）、天津 波 （35cm·s－2）、El－Centro 波 （100cm·s－2）、Taft波（100cm·s－2）、天津波（100cm·s－2）、El－Centro波（200cm·s－2）、El－Centro波（400cm·s－2）、El－Centro 波 （600cm ·s－2）、El－Centro波（700cm·s－2）.地震波截取原则：保留地震波记录中幅值最大部分，其富有频率和试件基本频率相近部分尽可能保留，以保证最大激振的效果.本次试验按以上原则截取时间为12s左右的地震波记录，根据相似系数原则，时间间隔调整为0.014s.试验过程及简要结果如表3所示.

2.2 滞回曲线

当加速度峰值小于400cm·s－2时，在正负两个方向上，试件的基底剪力（N）－顶点位移（u）滞回曲线大体对称.这是因为此时试件尚处于弹性阶段或准弹性阶段（200cm·s－2工况），即使混凝土出现轻微开裂现象，当荷载作用到另一侧时，裂缝能够完全闭合（图5（a）所示）；而到了试验的后阶段（大于或等于400cm·s－2工况），此时试件已发生了较充分的塑性变形，混凝土出现的裂缝不能够完全闭合，累计损失越来越严重，模型的弹塑性变形也不是均匀地分布和发展，两个方向的反应差异非常大，滞回曲线呈现为明显的不对称现象（图5（b）所示）.由拟静力试验结果可知，当柱的非线性变形较大时，由于柱截面的高宽比较小，模型试件中各柱的剪力－位移滞回曲线并不对称，这也将导致结构剪力－位移滞回曲线表现为不对称现象（如图6所示）.

表3 试验过程及简要结果Tab.3 Test process and principal results

图5 拟动力试验的二层基底剪力－顶点位移滞回曲线Fig.5 Hysteretic loops of base shear and lateral displacement of the second floor under pseudo－dynamic test

图6 拟静力试验的二层基底剪力－顶点位移滞回曲线Fig.6 Hysteretic loops of base shear and lateral displacement of the second floor under pseudo－static test

按《建筑抗震试验方法规程》（JGJ 101—96）第6.7.3.1要求，拟动力试验需做“分段试验滞回曲线组合图”，确定结构开裂荷载、屈服荷载及破坏荷载等.本次试验的“分段试验滞回曲线组合图”如图7所示，由图可知：

图7 分段试验滞回曲线组合图Fig.7 Integrated graph of hysteretic loops at each stage

（1）当输入加速度峰值为35cm·s－2和100 cm·s－2的El－Centro地震波时，试件上未出现肉眼可见的裂缝，基底剪力－顶点位移滞回曲线大体上呈线性关系，说明此时模型结构处于线弹性状态；

（2）当输入加速度峰值为200cm·s－2的El－Centro地震波时，试件表面出现轻微的裂缝，基底剪力－顶点位移滞回曲线基本上是对称的，此时模型结构仍可视为处于弹性状态；

（3）当输入加速度峰值为400cm·s－2的El－Centro地震波时，试件结构出现较大的不可恢复的塑性变形，基底剪力－顶点位移滞回曲线明显不对称，此时模型结构处于塑性状态；

（4）当输入加速度峰值为600cm·s－2和700cm·s－2的El－Centro地震波时，结构的滞回曲线呈明显的反S形，结构的损伤积累及钢筋与混凝土之间的粘结滑移是造成滞回曲线捏缩的重要原因.

2.3 结构的位移时程反应

图8为试件在不同加速度峰值下的一层和二层的位移时程曲线比较，图9为一层和二层在不同加速度峰值下位移时程曲线比较.由图可知：在输入加速度峰值较小的地震波作用下，一层和二层的位移变化很协调，位移峰值几乎是同步到达；而当输入加速度峰值较大的地震波时，位移峰值到达的同步程度就没有那么高了，特别是在输入加速度峰值超过400cm·s－2后，差异更加明显.这主要是因为结构产生不可恢复的塑性变形，导致损伤积累，使得位移反应不同步；随着加速度峰值的增大，结构的位移反应并不是按线性方式增长，位移增长率比加速度增长率要高很多.当模型结构进入塑性阶段，此现象更加明显，这是由混凝土的开裂、破坏而导致的结构刚度降低造成的；地震波峰值出现时间和结构产生最大位移反应并不一致，说明结构地震反应除了和加速度峰值有关外，还与地震波的频谱特性、持续时间等多种因素有关.

2.4 用OpenSees程序模拟和试验的对比分析

本文应用OpenSees程序模拟结构地震反应，并与拟动力试验的结果进行对比分析，图10为加速度峰值为400cm·s－2时的El－Centro地震波顶层位移的时程曲线及滞回曲线，由图可知，试验结果与数值模拟分析结果拟合较好.因此，可以得出结论：利用OpenSees程序能较好地模拟拟动力试验，可以利用该程序对配有高强钢筋的高强混凝土框架进行抗震性能分析.

图8 不同加速度峰值下一、二层位移时程曲线比较Fig.8 Comparison between displacement time history curves of the first and second stories under different accelerations

图9 一、二层在不同加速度峰值下位移时程曲线比较Fig.9 Displacement time history curves comparison under different accelerations in the first and second stories

图10 EL400：顶层位移反应的试验结果与数值分析结果比较Fig.10 EL400：Measured versus numerical analysis response of roof displacement

3 结 论

（1）本文进行了配有高强钢筋高强混凝土框架结构拟动力试验，试验结果反映了高强混凝土框架结构在地震作用下的破坏过程和地震反应.

（2）拟动力试验结果表明，柱内配置适量、形式合理的高强钢筋的高强混凝土框架结构在地震作用下的破坏机制为梁铰机制，柱子承担了较多的地震作用，故对结构的承载力和变形能力来说，柱子的变形和耗能能力有着重要的影响.“强柱弱梁”准则对框架的最终变形机制非常重要.

（3）由于在不同加速度峰值的地震波作用下进行了多次拟动力试验，试件产生了大量的损伤积累，尤其是当试件已发生较大塑性变形后，损伤积累对试验结果的影响更加明显，不同地震波峰值下的位移反应明显不同步.

（4）由于柱中所配有的高强度钢筋，其滞回曲线不十分饱满，骨架曲线没有明显的下降段，钢筋粘结滑移引起的滞回环捏拢现象也不甚严重.提高高强混凝土框架结构的延性仍是今后研究的重点.

（5）由汶川地震震害调查可知，很多框架结构虽按抗震规范规定的“强柱弱梁”原则进行设计建造，许多建筑的破坏仍为柱铰机制破坏.本课题的研究内容可很好地解决这个问题，在框架结构的受压构件中采用高强混凝土和高强钢筋，可有效地提高结构承载能力和延性，更好地实现“强柱弱梁”的原则.

（6）研究成果为进一步研究高强混凝土结构提供了试验和理论依据.

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