預應力度λ是由預加應力大小確定的消壓彎矩Mo與外荷載產生的彎矩Ms（《公橋規》定義為作用效應組合下的彎矩值）的比值，即λ=Mo/Ms消壓彎矩Mo指是使構件控制截面受拉區邊緣混凝土的應力抵消到恰好為零時的彎矩。按預應力度來劃分：1、全預應力混凝土；2、限值預應力混凝土；3、部分預應力混凝土；4、普通鋼筋混凝土。
基本介紹
- 中文名：預應力度
- 外文名：degree of prestressing
- 學科分類：建築學
- 套用領域：建築工程
- 公式：λ=Mo/Ms
- 依據：預加應力大小
預應力度裝配式管柱抗震性能,概述,1試驗概況,2試驗結果與分析,3正截面承載力計算,4 結論,
預應力度裝配式管柱抗震性能
概述
高強混凝土管柱以其材料高強、工業化生產的特點尤其適用於多層裝配式框架結構．採用在管柱柱底預埋裝配式柱腳的方式可實現管柱與基礎裝配．裝配式管柱自重輕，吊裝方便，且現有製作工藝可實現管柱2 天成型且達到強度標準值，滿足建築工業化的需求．國內外學者對於普通鋼筋普通混凝土管柱承載能力及抗震性能進行了相關研究．Zamil 等對地震作用下鋼筋混凝土管柱抗震性能進行了分析；Wong等研究了鋼筋混凝土管柱在多向地震作用下的反應；朱麗華等對不同軸壓比、壁徑比和配筋率的鋼筋混凝土管柱的抗震性能進行了試驗研究；周毅雷等提出了沿周邊均勻配筋環形截面偏心受壓構件延性係數的計算方法；童岳生等、馮鵬等分別提出了普通和高強混凝土環形截面偏心受壓構件承載力的計算方法；王鐵成等對配有非預應力筋的普通混凝土管樁與承台連線節點進行了試驗研究及有限元分析．但普通混凝土預製管柱存在初始剛度小、混凝土易開裂問題，且由於管壁較薄，抗剪承載力較低.為解決上述問題，本文提出同時配置普通帶肋鋼筋和預應力鋼棒的高強混凝土混合配筋裝配式管柱技術，配置預應力鋼棒可有效解決構件混凝土開裂問題，同時可提高構件抗剪強度；採用高強混凝土可減小構件截面尺寸，提高構件耐久性；配置普通帶肋鋼筋可提高構件延性．在此基礎上設計製作了足尺預製鋼筋混凝土管柱，管柱柱底預埋裝配式柱腳與承台連線，通過擬靜力試驗，對比分析配筋方式及預應力度對裝配式管柱承載能力、抗震性能和破壞特徵的影響，為後期開展更多因素影響的預製管柱抗震性能研究奠定基礎．
1試驗概況
1.1 試件設計與製作
試驗共製作5 根管柱試件，管柱底部均通過裝配式柱腳與承台連線．裝配式柱腳由底板、裙板、栓釘以及肋板組成，並通過澆築在混凝土內的栓釘與管柱連線．承台中預設8 根錨栓，裝配時，通過螺栓將管柱柱腳底板與承台中預埋的錨栓連線．試 驗 管 柱 高 度 為 原 型 管 柱 反 彎 點 高 度1,800,mm，外徑500,mm，壁厚100,mm．試驗管柱混凝土設計強度等級為C80，縱筋為單排布置．每個試件配置12 根縱筋，其中全預應力筋試件PHC1-2 與PHC2-2(prestressed high strength concrete)均配置12根f10.7 預應力鋼棒，但預應力鋼棒的張拉應力不同；混合配筋試件PNHC3-2、PNHC4-2 與PNHC5-2(prestressed，and non-prestressed high strength con-crete)均配置6 根f10.7 預應力鋼棒和6 根HRB400 級鋼筋，HRB400 級鋼筋直徑分別為12,mm、16,mm和18,mm．預應力鋼棒兩端分別固定在管柱兩端端板上，通過張拉施加預壓應力．HRB400 級鋼筋僅與下端板焊接，其上端不與上端板連線．
箍筋採用f6 冷拔低碳鋼絲，箍筋加密區間距45,mm，非加密區間距80,mm．鋼筋保護層厚度46,mm．5 個試件設計軸壓比均為0.15，計算得施加的軸壓力為691,kN．試件設其中，預應力強度比l=fpyAp/(fpyAp+fuAs)．
1.2 載入制度與量測內容
試驗採用1,000,kN 水平作動器對試件施加水平往復荷載，作動器與柱頂連線處設成鉸接，豎向千斤頂上設滑動小車可自由水平移動．載入開始，先按照設計軸壓比0.15 對試件施加豎向荷載，並保持在整個試驗過程中恆定不變；然後施加水平荷載，載入方式採用先荷載控制，後位移控制．試件屈服前採用荷載控制，按每級20,kN 載入且循環一次，直至試件屈服，期間記錄下試件開裂荷載 Pcr及屈服位移D；試件屈服後採用柱頂水平位移控制，按每級位移增量D載入且循環兩次，直至試件無法繼續承擔荷載或承載力下降至最大承載力85%,以下．試驗過程中，根據鋼筋應變判斷試件屈服點．
各試件位移計布置相同，總計7 個位移計．W-1 和W-2 水平布置在柱頂與載入點平行處，用來測量管柱頂點位移；B-3 水平布置在裝配式柱腳裙板側面，B-4 和B-5 垂直布置在裝配式柱腳底板上，用來監測柱腳與承台是否發生相對錯動及轉動；B-1 和B-2 垂直布置在距柱底部450,mm 處的管柱外伸鋼板上，通過測量管柱轉角來計算鋼筋應變．
採用混凝土應變片測量混凝土應變，據以判斷試件開裂荷載大小．每個試件布置8 個混凝土應變片，應變片長100,mm ，均布置在距裝配式柱腳裙板50,mm 處．
2試驗結果與分析
2.1 試件破壞過程
各試件最終破壞時受壓區混凝土破壞情況及裂試件PHC1-2 載入過程中，當水平荷載達到210,kN 時，管柱受拉端表面距離柱根部約22,cm 處出現第1 條裂縫，裂縫延水平方向開展．隨著荷載的增大，管柱表面未再出現其他裂縫，僅第1 條裂縫不斷延伸，並由最初的水平裂縫變為向柱底方向延伸的斜裂縫，且一直延伸至柱底．當水平荷載達到311,kN 時，位於柱底與裝配式柱腳接觸部位約4,cm 範圍內發生混凝土小範圍剝落現象．當水平位移達到29.5,mm 時，隨著“嘣”的一聲響，受拉區有預應力鋼棒斷裂，試件宣告破壞，裂縫最寬處達0.8,mm．
試件PHC2-2 載入過程中，當水平推力達到178,kN 時，管柱受拉端表面距離柱根部約20,cm 處出現第1 條水平裂縫．隨著水平力繼續增大，在管柱受拉端表面距離柱根部約54,cm 處出現第2 條水平裂縫，隨後兩條裂縫不斷沿管柱斜向下延伸，並一直延伸至柱底．當水平荷載達到290,kN 時，柱底受壓區20,cm 範圍內表層混凝土壓碎剝落，當水平位移達到40.2,mm 時，受拉區鋼筋斷裂，試件宣告破壞，裂縫最寬處達1,mm．
試件PNHC3-2、PNHC4-2 和PNHC5-2 破壞過程及裂縫分布相似，當水平推力達到約160,kN 時，管柱受拉端表面距離柱根部10,cm 處附近出現第1 條裂縫，隨著荷載繼續增大，管柱受拉端從下至上出現多條水平裂縫，水平裂縫斜向下延伸至柱底．管柱最終破壞時，鋼筋斷裂，柱底50,cm 附近裂縫開展豐富，布滿管柱下部，最大寬度處達2,mm，這是由於帶肋鋼筋混凝土握裹好，裂縫出現均勻，分布較廣．3根試件混凝土最終壓碎情況不同，試件PNHC3-2 和PNHC5-2 混凝土剝落情況同試件PHC1-2，為柱底小範圍剝落；試件PNHC4-2 受壓區混凝土大範圍剝落，並露出箍筋．從試件最終破壞形態看，裂縫以受彎水平裂縫為主，剪下斜裂縫較少，破壞時受拉縱筋斷裂或受壓區混凝土壓碎，故試驗試件均發生以彎曲破壞為主的彎剪破壞．其中混合配筋試件PNHC3-2、PNHC4-2 和PNHC5-2 裂縫開展更為豐富．
2.2 試驗結果分析
2.2.1 滯回曲線和骨架曲線
5 個試件水平力-頂點位移滯回曲線(P-D曲線)及骨架曲線如圖7 所示，具有如下特點：
(1)試件屈服前呈彈性變形，滯迴環形狀均接近直線，由於試件PHC1-2 配置12 根預應力鋼棒，且張拉應力最大，試件初始剛度較大，直線斜率最大；
(2)與普通配筋的框架柱相比，5 個試件滯回曲線均存在一定的“捏攏效應”，且骨架曲線下降段較陡，構件喪失承載力較快，耗能能力較差；
(3)試件PHC2-2 滯回曲線相比試件PHC1-2 較飽滿，說明在條件允許的情況下，適當減小管柱內預應力筋的張拉應力，可改善管柱抗震性能；
(4)試件 PHC1-2 與 PHC2-2 的滯回曲線較為扁平，試件 PNHC3-2、PNHC4-2 與 PNHC5-2 的滯回曲線相對飽滿；且管柱水平力承載力達到峰值後繼續載入，承載力下降趨勢變緩，說明降低預應力度可有效改善管柱滯回性能；
(5)從試驗結果可以看出，試件 PNHC4-2 滯回性能優於試件 PNHC5-2，說明預應力強度比為影響管柱滯回性能的直接因素，而非普通鋼筋配筋率．
2.2.2 承載力和位移延性
其中 Py、Pmax和Pu分別為管柱屈服荷載、峰值荷載和極限荷載，對應的位移分別為Dy、Dmax和Du，屈服荷載Py採用“通用屈服彎矩法”確定，Pu為試件承載力明顯下降或達到最大承載力85%,以下時的承載力值，m (m=Du/Dy)為位移延性係數．
可以看出，試件PHC1-2 由於預應力鋼棒張拉應力最大而屈服荷載最大；試件PHC2-2 延性係數較PHC1-2 大，由於減小預應力鋼棒的張拉預應力，相當於減小構件軸壓比，進而管柱延性提高，且對試件極限承載力影響較小；混合配筋試件延性係數較只配置預應力鋼棒試件大，表明配置普通鋼筋可改善預應力管柱的抗震性能；混合配筋試件中，配置18 鋼筋的試件PNHC5-2 承載力最大，但延性係數最小，而配置16 鋼筋的試件PNHC4-2 延性係數最大，考慮是由於試件中普通鋼筋抗拉性能差異導致．
2.2.3 剛度退化
可以看出在載入初期試件剛度退化均較快，這是由於試件混凝土開裂造成的；在載入後期，試件PHC2-2、PNHC3-2、PNHC4-2 和PNHC5-2 剛度退化較慢，而試件PHC1-2 直至破壞剛度退化一直較快．說明減小預應力度和配置普通鋼筋均可延緩管柱構件屈服後承載力的退化速度．
2.2.4 耗能能力
試件的能量耗散能力，應以滯回曲線所包圍的面積來衡量．採用能量耗散係數E 及等效黏滯阻尼係數he表征試件的耗能能力．
3正截面承載力計算
規定了沿周邊均勻配置縱向鋼筋的混凝土環形截面偏心受壓構件正截面承載力計算方法，該方法並不適用於計算高強混凝土混合配筋管柱．文獻[7]在規範公式基礎上提出適用於計算高強混凝土環形截面抗彎承載力的公式，本文提出的計算公式，同時考慮軸向壓力對預應力鋼棒中預應力損失的影響，將普通鋼筋及預應力鋼棒分別等效成2 個與實際截面面積相同的鋼環，鋼環半徑為縱筋中心線至管柱中心線的距離．：a 為受壓區混凝土截面面積與全截面面積的比值；aT為縱向受拉鋼筋截面面積與全部縱向鋼筋截面面積的比值；a1為受壓區混凝土矩形應力圖的應力值與混凝土軸心抗壓強度設計值的比值；r1、r2分別為混凝土管柱內、外壁半徑；rp、rs分別為預應力鋼棒及普通鋼筋經面積等效所得鋼環半徑，本文取rp=rs；σpa為考慮軸向壓力影響後預應力筋合力點處混凝土法向應力等於零時的預應力筋應力；Mu為管柱極限抗彎承載力Pu產生的彎矩．試驗試件破壞時均為受拉鋼筋斷裂或受壓區混凝土壓碎，未出現箍筋斷裂或剪下面滑移，為受彎破
4 結論
(1)混合配筋管柱由於配置有預應力鋼棒，相比普通混凝土管柱，初始剛度大、混凝土不易開裂且抗剪承載力較高．
(2)在條件允許的情況下，適當減小管柱內預應力筋的張拉應力，可改善管柱滯回性能．採用在預應力管柱內配置普通鋼筋的低預應力度混合配筋方式，可提高管柱抗震性能．混合配筋管柱承載力隨配筋率提高而提高．
(3)提出了混合配筋形式高強混凝土管柱正截面抗彎承載力計算公式，並與試驗結果比較吻合．
(4)觀察5 個管柱試件的滯回曲線發現，均存在“捏攏現象”，但混合配筋試件“捏攏現象”較全預應力筋試件減弱．(5)管柱裝配式柱腳在整個試驗過程中均未發生較大變形或剪斷螺桿現象，滿足正常使用要求．
本文僅分析了配筋形式和預應力度對管柱抗震性能的影響，軸壓比、剪跨比等因素對管柱抗震性能的影響，還有待進一步研究．
