昂正文, 柳炳康, 宋滿榮, 周 安, 陳麗華

(合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院,安徽合肥 230009)

預(yù)壓裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架是指把預(yù)制梁、柱吊裝就位后,將預(yù)應(yīng)力筋穿過(guò)梁柱預(yù)留孔道,張拉預(yù)應(yīng)力筋后形成整體裝配式混凝土框架。預(yù)應(yīng)力筋既作為施工階段的拼裝手段,又作為使用階段的受力鋼筋承受荷載,通過(guò)拼裝節(jié)點(diǎn)將結(jié)構(gòu)構(gòu)件組成一個(gè)受力整體,有效地改善了節(jié)點(diǎn)連接性能[1]。目前,這種結(jié)構(gòu)形式在日本已建成了包括學(xué)校、停車場(chǎng)、倉(cāng)庫(kù)、廠房等的幾十余棟建筑。從建筑業(yè)的發(fā)展趨勢(shì)來(lái)看,工廠化生產(chǎn)、裝配程度提高、預(yù)應(yīng)力技術(shù)應(yīng)用是實(shí)現(xiàn)建筑現(xiàn)代化的重要途徑[2]。

我國(guó)在20世紀(jì)70年代開(kāi)展了預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)的研究,曾推行工廠化、裝配化、標(biāo)準(zhǔn)化的營(yíng)造方式,建造了一批預(yù)制裝配式框架結(jié)構(gòu)。但由于裝配式框架節(jié)點(diǎn)連接可靠性差,難以滿足反復(fù)荷載下的受力要求,在地震區(qū)的使用受到限制。日本在20世紀(jì)90年代研究開(kāi)發(fā)了預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)“壓著工法”施工技術(shù),在預(yù)應(yīng)力框架節(jié)點(diǎn)兩側(cè)穿連預(yù)應(yīng)力鋼筋,實(shí)施張拉預(yù)壓,解決了裝配式框架梁端抗彎能力弱和節(jié)點(diǎn)整體性差的缺陷[3]。為了解預(yù)壓裝配式混凝土框架的受力性能和延性特征,本文通過(guò)一榀三層預(yù)壓裝配式混凝土框架在低周反復(fù)水平荷載作用下的試驗(yàn),研究了預(yù)壓裝配式混凝土框架梁端的滯回曲線、延性特征、耗能能力等抗震性能。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)的框架采用一跨三層預(yù)制框架,框架梁、柱均在工廠預(yù)制,運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行安裝,梁柱配筋及拼裝就位后的框架如圖1所示。

圖1 框架(KJ-6)尺寸及配筋圖

框架安裝就位后,將預(yù)應(yīng)力筋穿過(guò)梁柱預(yù)留孔道,梁柱節(jié)點(diǎn)處拼裝縫用環(huán)氧樹(shù)脂水泥漿密封后進(jìn)行預(yù)應(yīng)力筋張拉,張拉采用應(yīng)力、應(yīng)變雙控,應(yīng)力通過(guò)油壓表讀數(shù)控制,同時(shí)校核預(yù)應(yīng)力筋實(shí)際伸長(zhǎng)值。鋼筋張拉完畢后實(shí)施孔道壓力灌漿。

試件實(shí)測(cè)混凝土立方抗壓強(qiáng)度 fcu=38.17 N/mm2;預(yù)應(yīng)力鋼筋每孔采用 1束 7 Φj15,預(yù)應(yīng)力筋屈服強(qiáng)度 fpy=1811 N/mm2,極限強(qiáng)度 fpt=1974 N/mm2,彈性模量 E=1.95×105N/mm。預(yù)應(yīng)力鋼絞線的張拉控制應(yīng)力σcon=0.75fpt,錨具采用 OVM 單孔錨具[4]。在制作試件時(shí),張拉端均增設(shè)了箍筋約束該處混凝土使其處于三向受壓狀態(tài),避免錨固區(qū)局部受壓破壞。

1.2 試驗(yàn)裝置及加載方法

試驗(yàn)中框架施加的作用包括豎向荷載和水平力,圖2所示為加載示意及測(cè)點(diǎn)布置圖。試驗(yàn)時(shí)先由設(shè)置在柱頂?shù)囊簤呵Ы镯攲?duì)柱施加軸壓力(軸壓比取為0.2),給柱頂施加軸力的2個(gè)千斤頂由同一個(gè)油泵控制;然后利用反力架和梁跨中上部放置的3個(gè)液壓千斤頂對(duì)梁施加豎向荷載,本次試驗(yàn)過(guò)程中梁跨中3個(gè)點(diǎn)施加同樣大小的集中荷載90 kN,和柱頂施加荷載一樣,在試驗(yàn)進(jìn)行過(guò)程中豎向荷載值保持不變。

圖2 加載示意及測(cè)點(diǎn)布置圖

然后利用美國(guó)MTS公司液壓伺服加載裝置對(duì)框架施加水平反復(fù)荷載直至框架破壞,低周反復(fù)荷載采用力-位移混合控制,即在框架構(gòu)件屈服前由水平荷載控制,屈服后由水平位移控制,水平荷載(位移)施加作用點(diǎn)有3個(gè),分別是一層層高處、二層層高處和三層層高處。水平位移控制時(shí),沿框架高度施加的位移按照第1振型分布,取為1.0∶0.85∶0.55。

1.3 測(cè)點(diǎn)布置及測(cè)量設(shè)備

試驗(yàn)主要測(cè)量以下幾項(xiàng)內(nèi)容：

(1)在梁端上下設(shè)置位移傳感器測(cè)量梁端轉(zhuǎn)角。

(2)在梁的跨中布置了千分表,用于測(cè)量彈性階段內(nèi)豎向荷載作用下梁底的混凝土應(yīng)變值。

(3)在梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)布置了應(yīng)變片,測(cè)量節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土應(yīng)變。

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由傳感器、數(shù)據(jù)采集儀和計(jì)算機(jī)組成,試驗(yàn)時(shí)可以連續(xù)測(cè)量和自動(dòng)記錄。

2 試驗(yàn)過(guò)程

2.1 框架梁端破壞過(guò)程

框架豎向荷載通過(guò)千斤頂施加,且在試驗(yàn)中保持不變,框架梁跨中施加的豎向荷載在梁兩端產(chǎn)生負(fù)彎矩;框架水平力通過(guò)作動(dòng)器施加,在水平荷載作用下,梁的一端引起正彎矩,另一端引起負(fù)彎矩。由于水平荷載反復(fù)作用,梁端的正負(fù)彎矩是交替發(fā)生的,框架梁負(fù)彎矩疊加端首先出現(xiàn)損傷,發(fā)生破壞。

框架頂層作動(dòng)器位移正向施加至40 mm左右,反向施加至30 mm左右時(shí),梁端位移-曲率曲線斜率呈直線變化,滯回環(huán)所包圍的面積很小;卸載時(shí)變形基本恢復(fù),梁端截面無(wú)裂縫出現(xiàn)。頂層作動(dòng)器位移正向施加至50 mm左右,反向施加至45 mm左右時(shí),框架一層梁端及跨中出現(xiàn)微裂縫,剛度開(kāi)始退化,卸載后,裂縫閉合良好。

頂層作動(dòng)器位移正、反向施加至65 mm左右時(shí),一層梁端裂縫的數(shù)量增加,已有的裂縫進(jìn)一步擴(kuò)大,二層梁端出現(xiàn)裂縫;位移繼續(xù)增大,頂層位移正、反向施加至75 mm左右時(shí),一層梁端下部受壓區(qū)牛腿拼接處混凝土開(kāi)始剝落,梁端轉(zhuǎn)角加大,二層梁端接合部的裂縫繼續(xù)擴(kuò)大,三層梁端處開(kāi)始出現(xiàn)裂縫,此時(shí)柱底也出現(xiàn)斜向微裂縫,卸載后梁端裂縫不再閉合。

繼續(xù)施加位移,頂層作動(dòng)器位移正、反向施加至85 mm左右時(shí),一層框架梁負(fù)彎矩疊加端下部受壓區(qū)牛腿拼接處混凝土開(kāi)始剝落,二層框架梁負(fù)彎矩疊加端下部受壓區(qū)出現(xiàn)水平狀斜向裂縫。這是因?yàn)樵谒胶拓Q向荷載的共同作用下,框架梁負(fù)彎矩疊加端缺口梁與牛腿拼接處由組合截面承受梁端彎矩,使得與框架梁端截面上部受拉,下部受壓所致?？蚣芰憾说霓D(zhuǎn)角變形不斷增大,殘余變形也不斷增加。

頂層位移正、反向加載至95 mm時(shí),一層梁一端在反復(fù)荷載作用下,截面上下混凝土均被壓潰,另一端梁端缺口和柱牛腿接合部底部混凝土被壓碎并剝落;二層梁一端底部受壓區(qū)缺口梁混凝土被壓碎,另一端梁底部受壓區(qū)達(dá)極限壓應(yīng)變并有裂縫出現(xiàn);三層梁兩端底部受壓區(qū)有微裂縫出現(xiàn),但混凝土尚未被壓壞;此時(shí)底層一側(cè)柱有較大的斜向裂縫出現(xiàn),另一側(cè)有斜向微裂縫。

圖3所示為框架梁端節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài),圖4所示為節(jié)點(diǎn)梁端裂縫及損傷描繪圖。

從試驗(yàn)可以看出,加載(位移)過(guò)程中,一層框架梁端首先出現(xiàn)塑性鉸,二層框架梁端塑性鉸隨后出現(xiàn),三層框架梁端未達(dá)屈服,加載(位移)最后階段,柱底出現(xiàn)斜裂縫。最后破壞以框架一、二層梁端鋼筋屈服,混凝土壓壞,失去承載能力而告終。試驗(yàn)框架屬“強(qiáng)柱弱梁”型結(jié)構(gòu)。

一、二層框架梁梁端均出現(xiàn)塑性鉸,并發(fā)生充分轉(zhuǎn)動(dòng),三層框架梁梁端由于水平荷載引起的負(fù)彎矩較小,與豎向荷載產(chǎn)生的負(fù)彎矩疊加后不足以使得梁端截面屈服,未出現(xiàn)塑性鉸。

圖3 框架節(jié)點(diǎn)梁端及柱端破壞形態(tài)

圖4 框架節(jié)點(diǎn)梁端及柱端裂縫及損傷描繪圖

2.2 梁截面應(yīng)變分布

分別在柱兩側(cè)梁頂和梁底布置位移傳感器,測(cè)得了250 mm標(biāo)距范圍內(nèi)每一循環(huán)荷載下的拉壓應(yīng)變值,在截面應(yīng)變符合平截面假定的前提下,圖5所示為柱一側(cè)梁端截面應(yīng)變分布圖,反映了截面的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和梁端屈服程度。

試驗(yàn)過(guò)程中正向施加水平位移時(shí),該側(cè)梁端產(chǎn)生負(fù)彎矩,與跨中豎向荷載引起的負(fù)彎矩疊加,截面應(yīng)變數(shù)值較大;反向施加水平位移時(shí),該側(cè)梁端產(chǎn)生正彎矩,與跨中豎向荷載引起的負(fù)彎矩相抵,截面應(yīng)變數(shù)值較小。一層梁端接合部底部受壓區(qū)混凝土產(chǎn)生積累損傷被壓潰,截面應(yīng)變最大,塑性鉸充分轉(zhuǎn)動(dòng);二層梁端底部受壓區(qū)損傷輕于一層,截面應(yīng)變稍小,截面轉(zhuǎn)角亦小;三層梁端底部受壓區(qū)有微裂縫出現(xiàn),混凝土未被壓壞,截面應(yīng)變最小,梁端截面不能充分轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖5 右柱左側(cè)梁截面應(yīng)變分布

2.3 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)抗震能力的綜合體現(xiàn),試驗(yàn)過(guò)程中測(cè)得在每一級(jí)荷載下的梁端水平位移 Δ和梁端曲率Φ,試件施加反復(fù)水平荷載P。

圖6所示為框架每層的水平位移-梁端曲率滯回曲線[5]。

曲線斜率的變化反映截面剛度退化的程度,比較圖6中各層梁端位移-曲率曲線,可發(fā)現(xiàn)從一至三層梁端位移-曲率曲線斜率越來(lái)越大,這是因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)過(guò)程中,一層梁端最先進(jìn)入屈服階段,隨后二層梁端進(jìn)入屈服階段,當(dāng)頂層位移達(dá)到95 mm時(shí),三層梁梁端尚未屈服。

從圖6中梁端位移-曲率曲線可以看出,隨著施加位移的增加,卸載后曲率曲線不能回到上一循環(huán)起始點(diǎn),殘余變形越來(lái)越大。這是因?yàn)榭蚣芰涸谒胶奢d作用下疊加于梁端的負(fù)彎矩,加大了壓區(qū)混凝土的塑性變形;卸載后在跨中豎向荷載持續(xù)作用下,梁端負(fù)彎矩產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角恢復(fù)滯后。

圖6 框架梁端水平位移-曲率滯回曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 梁端截面破壞模式

試驗(yàn)過(guò)程中,隨著荷載(位移)的增加,在梁端疊加的負(fù)彎矩作用下,一層和二層框架梁端先后出現(xiàn)塑性鉸,并發(fā)生充分轉(zhuǎn)動(dòng),三層框架梁端由于水平荷載引起的負(fù)彎矩較小,梁端截面未屈服。

一層和二層框架梁根部彎曲受力破壞時(shí),由牛腿和缺口梁端組成的組合截面,仍然是鋼筋先屈服,壓區(qū)混凝土才達(dá)極限壓應(yīng)變,截面受力狀態(tài)與整澆截面類似,可按整澆截面梁承載能力極限狀態(tài),作為梁正截面受彎承載力計(jì)算依據(jù)。

框架梁端預(yù)應(yīng)力筋達(dá)屈服應(yīng)力后,沒(méi)有出現(xiàn)鋼筋應(yīng)變聚增、中和軸急劇上移的現(xiàn)象,反復(fù)循環(huán)加載過(guò)程中,梁截面中和軸位置基本穩(wěn)定。這是因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力鋼筋沒(méi)有明顯流限,屈服臺(tái)階短小。

3.2 結(jié)構(gòu)延性

結(jié)構(gòu)的延性是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在承載力沒(méi)有顯著降低的情況下經(jīng)歷變形的能力,可取延性系數(shù)作為度量指標(biāo)[6]。

表1列出了框架梁端實(shí)測(cè)曲率延性系數(shù),梁端的曲率延性系數(shù)介于3.64～5.62之間,由于三層梁端處所加荷載較小,三層梁端截面未達(dá)到極限曲率。表1中屈服曲率由能量等值法確定[7]。

表1 實(shí)測(cè)框架梁端實(shí)驗(yàn)結(jié)果匯總

3.3 耗能能力

圖7所示為框架位移-曲率滯回曲線的包絡(luò)圖。從圖7可以看出一層梁端包絡(luò)圖面積明顯大于二、三層梁端包絡(luò)圖面積[8]。這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)的耗能能力與結(jié)構(gòu)的損傷程度有關(guān),一層梁梁端已處于深度屈服狀態(tài),二層梁梁端也已經(jīng)進(jìn)入屈服狀態(tài),而三層梁梁端尚未進(jìn)入屈服狀態(tài),則其所消耗的能量也就是最少的。

圖7 梁端彎矩-曲率包絡(luò)圖

4 結(jié) 論

通過(guò)一榀單跨三層預(yù)壓裝配式預(yù)應(yīng)力框架在低周反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)研究,了解了預(yù)壓裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土的受力性能、滯回曲線、延性特征和耗能能力,得出了以下結(jié)論：

(1)框架梁端部是由牛腿和缺口梁端組成的組合截面,梁端發(fā)生彎曲破壞時(shí),仍然是鋼筋先屈服,壓區(qū)混凝土才達(dá)極限壓應(yīng)變?？蚣芰憾祟A(yù)應(yīng)力筋達(dá)屈服應(yīng)力后,沒(méi)有出現(xiàn)鋼筋應(yīng)變聚增,中和軸急劇上移的現(xiàn)象,反復(fù)循環(huán)加載過(guò)程中,梁截面中和軸位置基本穩(wěn)定。

(2)梁端組合截面,僅依靠預(yù)應(yīng)力筋承受彎矩,在反復(fù)荷載作用下截面延性系數(shù)在3.64～5.62之間,說(shuō)明預(yù)壓裝配式框架具有較好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和延性。

(3)結(jié)構(gòu)的耗能能力與結(jié)構(gòu)損傷程度有關(guān),一層梁梁端壓區(qū)混凝土已被壓潰,處于深度屈服狀態(tài),耗能最多;二層梁梁端已進(jìn)入屈服狀態(tài),耗能次之;三層梁梁端尚未達(dá)屈服狀態(tài),耗能最少。

(4)框架梁在水平荷載作用下疊加于梁端的負(fù)彎矩,加大了壓區(qū)混凝土的塑性變形;卸載后在跨中豎向荷載持續(xù)作用下,梁端負(fù)彎矩產(chǎn)生的曲率恢復(fù)滯后,不能回到上一循環(huán)起始點(diǎn),殘余變形產(chǎn)生積累效應(yīng)。

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