自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點在不同軸壓比下的抗震性能試驗研究

楊熠明，楊?溥, 2，高浩捷，蔡?森，沈培文

自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點在不同軸壓比下的抗震性能試驗研究

楊熠明1，楊?溥1, 2，高浩捷3，蔡?森4，沈培文1

(1. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；2. 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室(重慶大學(xué))，重慶 400045；3.華潤置地(湖南)有限公司，長沙 410199；4. 香港華藝設(shè)計顧問(深圳)有限公司，深圳 518057)

自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點將無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋與新型金屬消能阻尼器結(jié)合，在保證結(jié)構(gòu)足夠的承載力和耗能能力的前提下，能有效減小傳統(tǒng)框架結(jié)構(gòu)水平地震作用下產(chǎn)生的殘余變形．對2個采用了新型可更換阻尼器的自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點進行了低周往復(fù)荷載抗震試驗，對比分析了不同軸壓比下框架柱腳節(jié)點的受力機制、滯回曲線、耗能能力、復(fù)位能力等性能．試驗結(jié)果表明：自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點的耗能主要來自阻尼器的屈服耗能，不同軸壓比下該框架柱腳節(jié)點的耗能能力大致相當；高軸壓比導(dǎo)致框架柱產(chǎn)生輕微的塑性變形，從而使殘余變形增大，相應(yīng)的復(fù)位能力略有降低．

自復(fù)位柱腳節(jié)點；軸壓比；復(fù)位能力；殘余變形；抗震性能

鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)是我國現(xiàn)階段主要的建筑結(jié)構(gòu)形式，在遭遇強震后，框架結(jié)構(gòu)往往難以實現(xiàn)理想的“強柱弱梁”破壞模式，通常會在底層柱腳發(fā)生破壞，從而使結(jié)構(gòu)在震后存在較大的殘余變形，影響結(jié)構(gòu)的正常使用功能，修復(fù)成本很高．為此，結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的相關(guān)學(xué)者提出了旨在減少或消除結(jié)構(gòu)殘余變形的自復(fù)位結(jié)構(gòu)形式．

自復(fù)位(self-centering)RC框架結(jié)構(gòu)最早由Priestley等[1]提出，其框架梁與柱通過預(yù)應(yīng)力筋干式連接，梁端與柱之間在水平荷載作用下可以產(chǎn)生開口，地震能量通過梁柱接觸面處發(fā)生相對轉(zhuǎn)動或設(shè)置的耗能部件來耗散．自復(fù)位柱腳節(jié)點是將該理論應(yīng)用于柱腳節(jié)點，底層柱和基礎(chǔ)通過預(yù)應(yīng)力筋干式連接，地震時柱腳和基礎(chǔ)產(chǎn)生開口，通過耗能元件消耗地震能量，震后在預(yù)應(yīng)力筋作用下柱身回到初始位置.

Chi等[2]設(shè)計了一種自復(fù)位鋼框架柱腳節(jié)點，并對布置該柱腳節(jié)點的結(jié)構(gòu)進行模擬分析，結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)第1層殘余變形最小；結(jié)構(gòu)在設(shè)計地震(DBE)和大震(MCE)水準下的殘余變形均未超出相應(yīng)限值，表現(xiàn)出良好的自復(fù)位特性．

呂西林等[3-4]在鋼筋混凝土框架中同時設(shè)置了自復(fù)位梁柱節(jié)點和自復(fù)位柱腳節(jié)點，并進行了框架振動臺試驗．Guo等[5-6]對外置阻尼器的自復(fù)位柱進行了低周反復(fù)加載試驗，考察了預(yù)應(yīng)力大小、耗能件構(gòu)造、預(yù)應(yīng)力筋材料以及GFRP套筒等因素對自復(fù)位柱抗震性能的影響；同時還進行了3組縮尺的單層兩跨框架(分別為普通RC框架、只布置了自復(fù)位梁柱節(jié)點的框架以及同時布置自復(fù)位柱腳節(jié)點和梁柱節(jié)點的框架)的低周往復(fù)試驗，結(jié)果表明同時布置了自復(fù)位梁柱節(jié)點和柱腳節(jié)點的框架基本無損傷，框架殘余層間位移角很?。?/p>

自復(fù)位橋墩的結(jié)構(gòu)與柱腳節(jié)點類似，文獻[7-8]對內(nèi)置耗能鋼筋的自復(fù)位橋墩以及自復(fù)位雙柱墩體系進行了近斷層地震動的時程分析．結(jié)果表明：相較于普通橋墩，自復(fù)位橋墩的初始側(cè)向剛度減小，自振周期變大；在0.4地震動下預(yù)應(yīng)力筋仍處于彈性階段且殘余變形非常小(殘余位移角小于0.05rad).文獻[9-12]提出了能反映自復(fù)位橋墩內(nèi)在固有屬性的側(cè)移剛度概念及其計算式，初步提出基于性能設(shè)計原則的三步設(shè)計方法和簡化分析模型，并對所設(shè)計的自復(fù)位橋墩進行了試驗，驗證了其簡化分析模型的有效性．目前，我國已將自復(fù)位技術(shù)實際應(yīng)用于公路橋墩，如京臺高速上的黃徐路立交跨線橋，文獻[13]利用ABAQUS有限元程序?qū)υ摌蜻M行抗震驗算，結(jié)果表明在El-Centro大震下其震后殘余位移角較小，從而實現(xiàn)了橋墩損傷的可控和自復(fù)位功能．

雖然關(guān)于自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點的研究已取得很多成果，但軸壓比對自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點的抗震性能影響規(guī)律的研究仍然較少．由于軸壓比是影響柱腳受力和抗震性能的重要因素之一，且建筑結(jié)構(gòu)中框架柱的軸壓比遠大于橋墩結(jié)構(gòu)，因此，本文采用一種新型可更換阻尼器，設(shè)計了2個自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點，并對其進行低周往復(fù)荷載抗震試驗，以對比分析該類節(jié)點在不同軸壓比下的抗震性能，重點考察耗能機制和自復(fù)位特性．

1?試驗方案

1.1?試驗設(shè)計

本試驗為縮尺試驗，柱高1.5m，柱截面尺寸為300mm×300mm，試件的詳細尺寸如圖1所示．

本試驗共有2個試件，試件編號及參數(shù)如表1所示．SCFC1-0.1為低軸壓比試件，SCFC1-0.3為高軸壓比試件，兩試件采用相同的阻尼器．

圖1?試件尺寸及配筋圖

表1?自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點試件

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

混凝土強度等級為C60．預(yù)應(yīng)力筋采用2根直徑為15.2mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線(1860級1×7標準型，pt＝280mm2)，無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線初始張拉力為200kN(約為0.4?ptk)，兩根預(yù)應(yīng)力鋼絞線分別安裝在柱中相距40mm的2個圓孔內(nèi)(如圖1中截面1—1和2—2所示)，預(yù)應(yīng)力鋼絞線總長度為2100mm．試件模型如圖2所示．

圖2?試件模型

試件柱腳兩側(cè)阻尼器布置方式如圖3所示．阻尼器主要由4部分組成：耗能鋼筋、直螺紋套筒、防屈曲外套管和塑料套管．阻尼器詳細構(gòu)造如圖4所示．耗能鋼筋采用HPB300級鋼筋，外直徑20mm，總長度450mm，中部鋼筋需做切細處理，切細段直徑10mm，長度80mm，鋼筋兩端按設(shè)計要求加工螺紋，通過高強螺栓連接框架柱十字板和基座，為防止耗能鋼筋截面改變處發(fā)生破壞，加工時切成圓滑過渡狀．直螺紋套筒采用標準型，接頭等級為I級，材料為45碳鋼．防屈曲外套管材料采用Q345鋼材，高180mm，外徑38mm，內(nèi)徑30mm，壁厚4mm，距套管底部25mm高度處預(yù)留有直徑8mm的孔洞．塑料套管材料采用PVC塑料，壁厚3mm，上部分內(nèi)徑38mm，下部分內(nèi)徑19.5mm．

圖3?阻尼器布置方式

圖4?阻尼器設(shè)計詳圖

在材料性能試驗機上對阻尼器進行單向反復(fù)拉壓測試，其力-位移曲線如圖5所示．可見當位移為0.5mm時阻尼器發(fā)生屈服，當位移達12mm時阻尼器被拉斷．

圖5?阻尼器力-位移曲線

1.2?加載方案與加載制度

如圖6所示，本試驗采用低周往復(fù)加載，豎向采用300t液壓千斤頂維持固定的豎向力，水平方向采用75t作動器進行往復(fù)加載．試驗前均進行預(yù)加載以檢測儀器是否正常．兩個試件加載方式相同，豎向千斤頂和反力梁通過滑車相連，可自由滑動．在自復(fù)位框架柱加載平面外放置工字鋼側(cè)向夾持，以防止加載過程中試件出現(xiàn)平面外偏移或扭轉(zhuǎn)，在與柱面接觸一側(cè)的工字鋼上放置橡膠滑墊，可減少框架柱與側(cè)向夾持工字鋼之間的摩擦力．

試驗過程中豎向加載采用力控制，豎向千斤頂根據(jù)試驗所需軸壓比施加恒定豎向力并保持穩(wěn)定，之后進行水平加載．水平加載采用位移控制，最大加載位移為55mm，對應(yīng)的層間位移角約為1/25rad．采用分級加載方式，在各幅值下循環(huán)2次，第1級加載位移幅值為5mm，以后依次按5mm增大，直到水平位移達到55mm．加載制度如圖7所示．

圖6?試驗裝置

圖7?加載制度

1.3?測試內(nèi)容

本試驗在加載過程中需測量的數(shù)據(jù)主要包括水平與豎向荷載、預(yù)應(yīng)力筋拉力、柱身水平位移及局部應(yīng)變．

水平與豎向荷載通過力傳感器測量，預(yù)應(yīng)力筋的拉力通過設(shè)置于底座處的力傳感器測量，以上數(shù)據(jù)均由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)DH3816N進行采集．

柱頂水平位移采用位移計測量，加載點位移計為D1．同時，為了分析框架柱不同高度處的水平位移變化，沿框架柱柱身設(shè)置位移計D2和D3(分別距柱底900mm和500mm)；在柱底中部距基座面75mm處設(shè)置位移計D4，以測量柱與基礎(chǔ)的水平相對滑移，用于修正柱身的水平位移．在柱兩側(cè)十字板與基座上部之間分別設(shè)置位移計D5和D6，以測量阻尼器拉伸長度．各測點位置如圖8(a)所示．

圖8?位移計及應(yīng)變片布置

此外，沿柱身從下至上選取6個高度，在每個高度布置4片應(yīng)變片，分別位于四角的縱筋上，用來觀測縱筋應(yīng)變大?。畱?yīng)變片布置如圖8(b)所示，圖中Z*表示應(yīng)變片編號，為Z1～Z6．

2?試驗現(xiàn)象

兩個試件試驗現(xiàn)象類似，在加載初期(水平位移小于10mm，層間位移角小于1/125rad)，柱身與阻尼器均處于彈性狀態(tài)；繼續(xù)加載，當水平位移達到10mm時，柱底發(fā)生開口現(xiàn)象；隨著加載的繼續(xù)，柱底開口增大，阻尼器因被拉伸而發(fā)生屈服；當水平位移達到最大值時(55mm，此時層間位移角1/25rad)，柱身明顯傾斜(圖9(a)、(b))，柱底有明顯開口現(xiàn)象(圖9(c))，柱兩側(cè)阻尼器發(fā)生屈曲破壞；完全卸載后柱身復(fù)位．

對于試件SCFC1-0.1，當加載點水平位移達到45mm(層間位移角為1/29rad)時，柱體開始出現(xiàn)裂縫，受拉時柱身左側(cè)出現(xiàn)了2條寬度為0.1mm的水平裂縫，一條長120mm，距柱底605mm；另一條長50mm，距柱底780mm．受推時柱身右側(cè)出現(xiàn)了2條寬度為0.1mm的水平裂縫，一條長40mm，距柱底690mm；另一條長20mm，距柱底595mm．對于試件SCFC1-0.3，當加載點水平位移達到30mm(層間位移角為1/43rad)時，柱體就出現(xiàn)了裂縫，受拉時柱身左側(cè)出現(xiàn)1條寬0.1mm的水平裂縫，長150mm，距柱底640mm．受推時柱身右側(cè)出現(xiàn)了2條寬度為0.1mm的水平裂縫，一條長30mm，距柱底600mm；另一條長30mm，距柱底690mm．所有裂縫均位于下部鋼套靴和上部混凝土交界區(qū)域，如圖9(d)所示．

圖9?試件破壞情況

柱身兩側(cè)的阻尼器在試驗過程中被反復(fù)拉壓，屈服耗能．試件SCFC1-0.1柱腳兩側(cè)阻尼器在整個試驗過程中其內(nèi)部鋼筋沒有發(fā)生彎曲失穩(wěn)，而試件SCFC1-0.3柱身發(fā)生了輕微扭轉(zhuǎn)，故其左側(cè)兩個阻尼器在試驗過程中略微傾斜，使得左側(cè)阻尼器在受壓回到原長時出現(xiàn)壓曲失穩(wěn)現(xiàn)象．

綜上所述，本試驗中框架柱在往復(fù)加載過程中繞柱腳一側(cè)轉(zhuǎn)動，柱底產(chǎn)生開口，柱身僅出現(xiàn)細小裂縫，損傷輕微，部分阻尼器破壞后退出工作，完全卸載后柱身復(fù)位．

3?試驗結(jié)果分析

3.1?滯回曲線

圖10為兩試件的水平荷載-層間位移角滯回曲線，滯回曲線的捏攏現(xiàn)象明顯．由圖10可見，兩試件在加載初期，框架柱處于彈性變形階段，初始剛度較大，卸載后沒有殘余變形；隨著加載點水平位移的不斷增大，框架柱柱底張開(加載點處水平位移約為10mm)，開口后柱身剛度由預(yù)應(yīng)力鋼絞線和阻尼器共同提供，且由于-效應(yīng)，框架柱腳節(jié)點的剛度下降，曲線出現(xiàn)明顯的拐點．卸載后在頂部軸壓力和預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力的作用下，框架柱復(fù)位；由于受拉一側(cè)阻尼器屈服，框架柱腳節(jié)點產(chǎn)生了少量的殘余變形.超過一定位移后，阻尼器陸續(xù)破壞后退出工作，試件承載能力有所下降，卸載后殘余變形也相應(yīng)減小.

試件SCFC1-0.1的最大承載力是115.4kN，阻尼器破壞后承載力下降至95.4kN，減小16.3%；試件SCFC1-0.3的最大承載力是264.8kN，阻尼器破壞后承載力下降至230.2kN，減小13.1%．

圖10?試件的水平荷載-層間位移角滯回曲線

3.2?預(yù)應(yīng)力損失

預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力-層間位移角曲線如圖11所示，曲線呈V形，試件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3的預(yù)應(yīng)力鋼絞線在試驗過程中均出現(xiàn)預(yù)應(yīng)力損失現(xiàn)象．

表2為預(yù)應(yīng)力損失組成．預(yù)應(yīng)力損失分為兩部分：一部分為由于軸壓力加載引起的柱身彈性壓縮導(dǎo)致的預(yù)應(yīng)力損失，其值和柱身變形成正比，軸力卸載后該部分預(yù)應(yīng)力可恢復(fù)；另一部分為試驗過程中由于錨具變形帶來的預(yù)應(yīng)力損失．

圖11?試件的預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力-層間位移角曲線

表2?試件的預(yù)應(yīng)力損失

Tab.2?Pretension force loss of the specimens

3.3?柱身變形

圖12為柱腳開口角-層間位移角曲線．從圖中可以看出兩試件的柱腳處最大開口角均為0.04rad．假定柱身在加載過程中完全保持直線狀態(tài)，可通過簡單的角度計算，得出最大水平加載位移下柱腳開口角的理論值為0.0423rad．實測值與理論值相差極小，說明柱身基本保持直線狀態(tài)．

圖12?柱腳開口角-層間位移角曲線

表3為不同高度處柱縱筋的最大應(yīng)變值，可見距柱底500mm處(鋼套靴與混凝土交界高度處)縱筋變形最大，應(yīng)對此處Z3應(yīng)變片進行進一步分析．柱身的裂縫也在此高度附近產(chǎn)生，表明柱身確實在此處變形最大．

表3?縱筋最大應(yīng)變值

Tab.3?Maximum strain value of the longitudinal bar

圖13為Z3-1和Z3-2應(yīng)變片測得的縱筋應(yīng)變值．試件SCFC1-0.1最大拉應(yīng)變?yōu)?74me，最大壓應(yīng)變?yōu)?69me；試件SCFC1-0.3最大拉應(yīng)變?yōu)?64me，最大壓應(yīng)變?yōu)?456me，均小于鋼筋的屈服應(yīng)變，且最大壓應(yīng)變值僅為混凝土極限壓應(yīng)變的一半，可認為鋼筋混凝土柱身基本沒有損傷．

3.4?阻尼器變形

圖14為位移計D6測得的阻尼器變形-層間位移角曲線．由圖可見，當加載至最大水平位移55mm時，試件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3柱腳開口一側(cè)阻尼器最大拉伸變形分別為14.53mm和13.59mm，相差0.94mm；而試件受壓側(cè)阻尼器最大壓縮變形分別為1.79mm和3.63mm，均已經(jīng)進入屈服階段(由圖5可知當阻尼器變形達到0.5mm時即進入屈服狀態(tài)，結(jié)合圖14對比分析表明阻尼器在試驗開始后很快進入屈服狀態(tài)，發(fā)揮耗能作用)．受壓側(cè)阻尼器變形相差較大是由試件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3柱軸力不同而導(dǎo)致底部受壓區(qū)高度相差較大造成．

圖14?阻尼器變形-層間位移角曲線

3.5?耗能能力

根據(jù)柱身變形分析可知，在試驗過程中柱身基本沒有損傷，即柱身耗能可以忽略不計，整個試件只有阻尼器元件的屈服耗能．這符合預(yù)期的耗能設(shè)計，即地震作用下柱身不發(fā)生破壞而通過阻尼器的屈服或破壞來提供全部耗能能力．因此，可通過阻尼器變?形分析自復(fù)位柱的整體耗能能力，具體計算結(jié)果見?表4.

表4?自復(fù)位柱腳節(jié)點的耗能

Tab.4?Energy dissipation of SCRC frame column base joints

試件SCFC1-0.1在水平位移為35mm(層間位移角1/37rad)時有1根阻尼器被拉斷，達到最大水平位移55mm時4根阻尼器均被拉斷；試件SCFC1-0.3在水平位移為45mm(層間位移角1/29rad)時有1根阻尼器被拉斷，達到最大水平位移55mm時有2根阻尼器被拉斷．表4中耗能是根據(jù)試驗中阻尼器的實際變形計算所得．由表4可見，自復(fù)位柱腳節(jié)點耗能隨水平位移增大而增大，但當阻尼器被拉斷后耗能能力急劇減少，直至最后衰減為0．

另一方面，構(gòu)件的滯回曲線也能從一定程度上反映構(gòu)件的耗能，滯回曲線包含的面積即為構(gòu)件的耗能能力．由圖10可見，試件SCFC1-0.3耗能能力略強于試件SCFC1-0.1，這是因為頂部軸力加載裝置的滑車與反力梁之間存在水平摩擦力，因此直接通過試驗得出的滯回曲線計算耗能會產(chǎn)生誤差．試件SCFC1-0.3承載了更大的軸壓力，產(chǎn)生的水平摩擦力也更大，摩擦耗能的現(xiàn)象也更加明顯，使其滯回曲線顯示出更好的耗能能力．

3.6?復(fù)位能力

對于本試驗的自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點，根據(jù)上述公式計算得到的殘余變形和復(fù)位能力系數(shù)見表5．

表5?自復(fù)位柱腳節(jié)點的復(fù)位能力系數(shù)

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

兩試件的殘余變形如圖16所示．根據(jù)自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點的受力機理，試件的殘余變形主要由阻尼器的變形和柱身的塑性變形引起．本次試驗中，試件柱身仍保持彈性，可知殘余變形大小主要取決于阻尼器的變形，因此結(jié)合試驗現(xiàn)象對殘余變形進行分析．由圖16可知，試件SCFC1-0.1在加載至5mm位移循環(huán)前，殘余變形為0，框架柱兩側(cè)阻尼器均未屈服；繼續(xù)加載，試件出現(xiàn)殘余變形，受拉側(cè)阻尼器開始屈服；加載至20mm位移循環(huán)時，達到最大殘余變形，受壓側(cè)阻尼器屈服；繼續(xù)加載，框架柱兩側(cè)阻尼器產(chǎn)生輕微彎曲導(dǎo)致整體殘余變形略微減?。患虞d至40mm位移循環(huán)時，阻尼器陸續(xù)被拉斷，殘余變形急劇減小，達到55mm最大水平位移循環(huán)時，阻尼器全部被拉斷，完全卸載后殘余變形為0．試件SCFC1-0.3與SCFC1-0.1變化規(guī)律類似，從5mm位移循環(huán)后，殘余變形隨位移不斷增加；加載至35mm位移循環(huán)時，阻尼器發(fā)生斷裂，殘余變形有所減?。患虞d至50mm位移循環(huán)時，框架柱兩側(cè)阻尼器各有1根斷裂，殘余變形快速減小，最終卸載后殘余變形為3.36mm．

圖16?兩試件殘余變形對比

試件SCFC1-0.1和SCFC1-0.3殘余變形相差較大，特別是最終殘余變形相差很大，主要原因在于軸壓比不同，具體如下：① 高軸力下自復(fù)位柱的效應(yīng)更加明顯；② 高軸力下柱腳兩側(cè)受壓區(qū)深度大很多，受壓區(qū)混凝土即使有鋼套靴包裹仍變形嚴重，當框架柱所受水平力完全卸載后部分混凝土將退出工作；③ 高軸力下自復(fù)位框架柱由初始缺陷帶來的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)更加明顯．

4?結(jié)?論

(1) 框架柱底部采用鋼套靴保護混凝土柱，防止其在地震中發(fā)生損傷；新型阻尼器在往復(fù)軸向拉壓荷載作用下具有穩(wěn)定且良好的耗能能力，設(shè)置直螺紋套筒便于震后更換修復(fù)．

(2) 試件的滯回曲線均為典型的“旗幟形”曲線，在水平往復(fù)荷載作用下，自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點柱身部分損傷輕微．部分阻尼器斷裂后退出工作，結(jié)構(gòu)耗能能力減弱，阻尼器破壞后結(jié)構(gòu)承載力仍保持在最大承載力的82.7%以上．卸載后結(jié)構(gòu)殘余變形小于6.1%，達到了預(yù)期的設(shè)計目標．

(3) 軸壓比對自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點預(yù)應(yīng)力損失的影響表現(xiàn)在高軸壓比下節(jié)點較低軸壓比時預(yù)應(yīng)力損失更大．另外，錨具的變形也是造成預(yù)應(yīng)力損失的原因之一．

(4) 軸壓比對自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點抗震性能影響表現(xiàn)在高軸壓比下框架柱的塑性變形較大，且效應(yīng)更加明顯，使得高軸壓比下框架柱殘余變形較大，復(fù)位能力相對較差．自復(fù)位RC框架柱腳節(jié)點的耗能能力主要由阻尼器的變形和屈服提供，而節(jié)點的殘余變形主要來自于阻尼器的塑性變形．

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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.

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

楊?溥，yangpu@cqu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51578093)；重慶市自然科學(xué)基金資助項目(cstc2018jcyjAX0061).

(責任編輯：劉文革，樊素英)