自复位预应力预制预应力预制节点ped节点抗震性能试验研究

自复位预应力预制预应力预制节点ped节点抗震性能试验研究

自复位预应力预制节点预制安装结构是实现建筑工业化的唯一途径。连接方式是预制装配混凝土结构的核心技术。传统的预制混凝土结构的节点连接多为“刚性连接”,其通过节点区域的现浇混凝土及连接构造模拟全现浇结构,并要求节点的承载力与延性不应低于现浇结构。采用刚性连接方式时,地震输入能量被所有结构构件所吸收,震后修复成本较高甚至无法修复,且需要现场湿作业,施工程序复杂。通过“干性连接”的方式将预制构件连接在一起,从而形成预制混凝土框架结构,其受力特性不同于现浇钢筋混凝土框架结构,是一种独特的受力体系,这种连接方式通常为“延性连接”(ductileconnection),自复位预应力预制节点就是一种“延性连接”节点,具有其自身特性:地震作用下弹塑性变形通常发生在抗弯能力相对薄弱的连接处,而梁柱构件本身损伤很小,保持为弹性;由于预应力筋的回弹作用,连接节点具有较强的恢复能力,震后残余变形很小,震后易修复。国外从20世纪90年代初已对自复位预应力预制节点开展研究,提出一系列的节点形式,并在实际工程中得到应用,而国内对此研究较少,为顺应建筑工业化的发展潮流,发展我国的预应力预制装配结构体系,在国外已有研究成果的基础上,首次提出一种新型的采用顶底角钢作为耗能元件的自复位预应力预制混凝土框架节点形式,本文称为PTED节点。PTED节点采用角钢作为耗能元件的优势为:(1)不需现场施焊;(2)通过角钢的弹塑性变形增大节点的耗能,节点损伤集中在角钢上,梁柱构件基本保持弹性,而角钢易更换,震后易修复;(3)角钢在施工过程中可以作为支撑使用;(4)角钢和梁端压力产生的摩擦力共同承担梁端剪力,增加节点的赘余度。1节点抗拉受力分析PTED节点形式如图1所示,梁、柱预制。在梁和梁柱节点处预留预应力筋孔道和高强螺栓孔洞,预应力筋在孔道内不灌浆,通过预应力筋和高强摩擦型螺栓将梁、柱和顶底耗能角钢拼接在一起形成节点。预应力筋提供节点的自复位的能力,而耗能角钢提供节点的耗能能力。在侧向荷载作用下,由于缝隙张开(见图2),预应力筋合力增大,梁端角部产生较大的压应力,需在梁端附近采用约束混凝土。采用高强摩擦型螺栓连接角钢与梁、柱构件,为防止张拉螺栓引起混凝土柱的局部压碎,在耗能角钢与柱构件间设置垫板(图1)。梁端一定长度内设置加密的焊接钢筋网片,可有效约束受压区混凝土,从而提高梁柱连接处的屈服强度和转角延性。在梁柱结合面上浇注聚丙烯腈纤维砂浆,其作用为:(1)起到连接和找平的作用;(2)保护节点核心区;(3)砂浆即使被压碎也不会成块脱落,减小预应力筋的应力损失。2节点拼装试验针对PTED节点的梁高hb、预应力筋的有效应力fpi及角钢厚度ta、长度la等参数,进行系统的边节点试验研究,相关试验参数见表1。T1-4S0.5-2*3#与T2-4S0.5-1#的角钢与梁、柱的连接见图3、图4。节点梁、柱构件采用C40混凝土,梁、柱纵筋采用HRB335级钢筋,箍筋及其他构造钢筋采用HPB235级钢筋。耗能角钢及预埋角钢强度等级为Q235。构件连接时梁柱结合面处浇注聚丙烯腈纤维砂浆厚度为15mm。表2~表4为材料力学性能。考虑到梁柱构件的重复利用及将结构损伤集中在角钢上而梁柱构件基本保持弹性的设计理念,在梁端上下预置角钢(图5中A1)。在梁端采用焊接钢筋网片约束梁端混凝土。梁的张拉端和锚固端预埋锚垫板和喇叭管,外套螺旋筋,以防止预应力筋锚固端局部承压破坏。耗能角钢、高强摩擦螺栓及T1、T2节点的梁、柱配筋图见图5,节点T1与T2的梁、柱构件相同。T5节点梁截面尺寸为250mm×350mm,截面配筋同节点T1、T2,柱截面尺寸及配筋同节点T1、T2。各节点梁、柱构件内留有预应力筋孔道和螺栓孔道。耗能角钢与梁、柱的连接采用10.9级高强摩擦型螺栓,高强螺栓规格见图5,A螺栓用于耗能角钢与T1、T2梁的连接,B螺栓用于耗能角钢与T5梁的连接,C螺栓用于耗能角钢与T1、T2、T5柱的连接。将梁、柱构件运至实验室进行拼装,考虑到场地条件及设备,装配顺序如下:(1)将梁、柱构件以“十”字形平放在地面并进行定位ue03c(2)对准螺栓孔洞位置,安装耗能角钢,拧紧螺栓约设计预拉力的1/2ue03c(3)穿预应力钢铰线ue03c(4)在梁柱接触面上浇灌15mm厚纤维增强砂浆ue03c(5)待砂浆达到一定强度后,张拉预应力筋至设计的张拉控制应力ue03c(6)将连接角钢的高强螺栓拧紧到设计预拉力,节点拼装完成。其中(5)步采用分级逐根张拉钢绞线,在预应力筋的锚固端安装压力传感器,监控张拉过程和试验中预应力筋合力的变化,压力传感器连接到TDS303静态数据采集仪,可实现在张拉过程中对张拉力的实时监控。加载试验在东南大学结构实验室的节点试验机上完成,加载装置的示意图如图6所示。由于PTED结构中预应力筋通长无黏结,为了反映结构中预应力筋的受力特点,同时为了避免因预应力筋较短,造成预应力筋损失过大而带来预应力筋合力测量误差的问题,预应力筋在节点的另一侧有延伸,节点呈中节点状,但只进行边节点试验研究。柱上端设320t的油压千斤顶,对节点施加轴压力,柱上下端两侧预设钢板垫块,并在柱端两侧用4块焊有圆钢筋的钢块夹紧柱头,模拟柱端的铰支。试验时,首先在柱上端的油压千斤顶对试件施加轴力至轴压比为0.2,然后在梁端施加低周反复荷载,在加载初期,对试件预载调试仪表以保证其能正常工作,加载采用位移控制加载方法,在每级位移值下反复循环2次,如图8所示,层间位移角Δ为梁端加载点位移与梁端加载点至柱形心距离之比。3节点节点内部构造变形及残余变形规律PTED节点的试验现象大体相同,以T2-4S0.5-1#为例说明PTED节点的破坏形态。加载初期,节点表现出较好的强度和刚度,节点发生弹性变形。加载到Δ=0.5%时(第1次循环,向上加载),节点处梁柱结合面缝隙张开,梁端与聚酯纤维砂浆受拉脱离,出现肉眼可见的缝隙。在角钢水平肢(与梁连接)的末端附近,梁上出现一条弯曲裂缝,约0.05mm宽,Δ=0.5%时(第2次循环,向下加载),在角钢水平肢末端,梁上出现两条极细小的弯曲裂缝。卸载后,梁自身的弯曲裂缝及梁柱结合部的缝隙在预应力筋的回弹作用下均能完全闭合。加载到Δ=0.75%时,上一级加载产生的弯曲裂缝迅速发展延伸,开展到梁形心附近,同时梁身出现一批新的弯曲裂缝,梁柱结合部的缝隙更加明显。加载到Δ=1.0%时,出现新的弯曲裂缝,原有裂缝继续延伸,预埋角钢端部裂缝较密集,且裂缝延伸至梁形心外,正向加载与反向加载的裂缝相互交叉。加载到Δ=1.5%时,远离梁端,梁构件出现几条新的裂缝,原有裂缝未发展或略有延伸,变化不大,最大缝宽约为0.08mm。加载到Δ=2.0%时,梁身最大缝宽0.1mm,除少许裂缝有延伸外,其余裂缝未发展,亦未发现新裂缝,裂缝已出齐,基本不再发展。卸载后,在预应力的回弹作用下,梁弯曲裂缝完全闭合。加载至Δ=3.0%时,梁身的最大裂缝宽度仅为0.15mm,卸载后,梁身的弯曲裂缝完全闭合。加载至Δ=4.0%时,梁、柱间的缝隙宽度达16.40mm,耗能角钢产生较大的弹塑性变形,见图9(a),卸载后,节点基本能够恢复到初始位置,残余变形很小,仅为0.22%,见图9(b)。由于在梁端一定范围内设置了焊接钢筋网片,提高了梁端混凝土的强度和延性,梁端混凝土在加载过程中未发生被压碎的现象。梁端因预埋角钢及耗能角钢的约束作用及高强螺栓的预压作用,其抗弯、抗剪承载力得到提高,在角钢肢长范围内梁端未出现弯曲裂缝,角钢末端是梁弯曲裂缝集中处,实现了梁端塑性铰的转移,梁身未出现剪切裂缝,实现了构件的“强剪弱弯”。在整个加载过程中柱构件未出现任何裂缝。实现了“强柱弱梁”。预应力筋、高强螺栓产生的压力和柱顶轴压力导致节点核心区的双向受压及节点核心区斜压杆的受力机制对节点核心区的抗剪有利,在试验过程中,节点核心区未出现裂缝,实现了“强节点弱构件”。由上述分析可知,在加载过程中,梁、柱及节点核心区基本保持弹性,损伤集中在角钢上,通过角钢的屈服耗散地震能量,节点的耗能机制属于典型的梁铰耗能机制。加载过程中耗能角钢未发生滑移现象,角钢与梁柱共同受力,说明高强螺栓连接角钢安全可靠。试验结束后,卸除角钢,当高强螺栓松开后,角钢会发出较大的“嘣”的清脆的声响,这是由于角钢在试验过程中产生变形,该变形由弹性变形和塑性变形组成,当高强螺栓松开后,角钢弹性变形能瞬间释放,发出较大的声响。4抗疲劳性能分析4.1梁身节点刚度下降各试件的滞回曲线如图10所示。以T2-4S0.5-1#为例,说明PTED节点的滞回特性。在加载初期,试件的F-Δ曲线(F为梁端荷载,Δ为层间位移角)呈线弹性,随加载位移的增大,梁柱结合部缝隙张开,节点表现出几何非线性,节点近似处于非线性弹性状态,节点刚度下降。随加载位移的进一步增大,角钢开始屈服,梁身也开始出现裂缝,节点的耗能能力增强。随着梁柱结合部缝隙的开展,角钢的屈服以及梁身裂缝的不断发展,节点的材料非线性逐渐显现,节点刚度进一步下降并趋于稳定。随着耗能角钢的变形增大,滞回曲线越来越饱满,但由于预应力筋的回弹作用,滞回曲线总体捏拢,呈“旗形”,滞回曲线的捏拢现象并非反复荷载下钢筋黏结滑移增大,残余变形积累,刚度不断下降所致,而是表明节点具有较强的变形恢复能力。至试验结束,每级加载位移下的两次循环的滞回曲线基本重合,不存在刚度及强度的衰减。由于预应力筋始终处于弹性状态,卸载时预应力筋的回弹作用使得梁柱结合部缝隙闭合,梁自身裂缝闭合,节点残余变形很小,说明节点具有较强的自复位的能力。T2-4S0.3-1#与T2-4S0.5-1#相比,预应力作用减小,滞回曲线的捏拢效应较小,滞回曲线相对饱满。T1-4S0.5-2*3#的顶底耗能角钢采用3#小角钢,与T1-4S0.5-2#相比,角钢长度小,角钢承担的梁端弯矩小,滞回曲线包围的面积小,耗能能力相对较差。4.2预应力筋弹性及应力应力分析图11给出了PTED节点的P-Δ曲线,P为预应力筋合力,Δ为层间位移角,P0为预应力筋张拉完成后测得的初始合力,Ploss为加载过程中预应力筋的应力损失值。加载初期,梁端位移主要由梁的弹性变形引起,梁柱结合面上由于预应力筋预压力P0的存在,缝隙未张开,预应力筋未伸长,应力增量为0。当梁的最外层混凝土纤维的预压应力为0时,即梁端处于消压极限状态时,梁端缝隙张开,预应力筋开始伸长,应力、应变增大,预应力筋合力的增长随加载位移近似成线性增长。由于预应力筋通长“无黏结”,预应力筋应力始终保持在弹性范围内,并仅有少量损失,各试件中最大的Ploss为27.6kN,Ploss/P0仅为5.2%,保证了节点具有良好的恢复能力。预应力筋的应力损失Ploss主要是由于加载过程中预应力筋的应力增大引起的锚具回缩损失。4.3节点的刚度与延性由图12PTED各试件的骨架曲线可得出下列结论:(1)加载初期,PTED节点具有良好的初始刚度,随着加载位移的不断增大,梁柱结合面处的缝隙的开展、耗能角钢的变形屈服以及梁身的塑性损伤,节点刚度逐渐减小,并趋于平缓,骨架曲线可简化为三折线模型;(2)PTED试件的骨架曲线受梁高hb、预应力筋的初始应力fpi、角钢的厚度ta和长度la等因素影响,试件的承载力随着hb、fpi、ta和la的增大而提高。(3)随着加载位移的不断增大,节点刚度逐渐衰减,但与现浇结构不同的是,即使加载到Δ=4%,节点仍未出现负刚度,即具有稳定的屈服后刚度,未出现下降段,T1-4S0.5-3#、T1-4S0.5-2#、T2-4S0.5-1#、T2-4S0.3-1#、T5-4S0.5-1#的屈服后刚度比α依次为0.022,0.108,0.027,0.046,0.096,稳定的屈服后刚度有利于减小震后结构的残余变形和提升结构的抗震能力。在加载后期,尽管角钢已屈服,但预应力筋仍处于弹性阶段,梁、柱构件也基本保持弹性,故节点的承载力仍持续增长,由表5得到Fm/Fy在1.483~2.377间,Fy、Fm分别对应Δy(角钢屈服时的层间位移角)、Δm(加载的最大层间位移角)的梁端荷载。节点位移延性系数μ=Δu/Δy,Δu为节点的极限变形,由于各节点加载到试验结束时,并未达到其极限荷载和极限变形,Δu取各试件加载到的最大层间位移角Δm。由表5可知,μ在3.780~8.048之间,体现了PTED节点具有较好的延性、变形能力。θm/θy在5.122~15.222之间,θm、θy分别对应层间位移角为Δm、Δy的梁柱结合部梁端相对转角(见图2),说明梁柱结合部梁端具有较强的转动能力。4.4节点初始刚度各个循环下的割线刚度可以用下式表示:式中:Pi、-Pi为第i次峰值点荷载;Δi,-Δi为第i次峰值点梁端位移值。PTED节点各试件的刚度退化见图13。随着加载位移的增大,梁柱结合面的缝隙增大,耗能角钢的塑性变形累积及梁身裂缝的开展,节点的刚度随位移增大而衰减。随着梁柱结合部缝隙的产生及开展,各试件刚度在加载初期衰减较快,至耗能角钢屈服时,刚度已降至较低的水平,衰减趋缓。T5-4S0.5-1#的梁高为350mm,而T2-4S0.5-1#的梁高为450mm,由图13可知T2-4S0.5-1#相对于T5-4S0.5-1#具有较大的刚度;T2-4S0.5-1#、T2-4S0.3-1#仅预应力筋初始应力fpi不同,两者的初始刚度近似相同,随着加载位移的增大,T2-4S0.3-1#的大,这说明预应力筋fpi对节点的初始刚度无影响,预应力筋仅在结合面缝隙张开后才对节点的刚度有贡献,预应力筋初始应力fpi大,节点消压后的刚度相对较大。耗能角钢的ta大、la长,则角钢的刚度大,T2-4S0.5-1#的耗能角钢厚度ta比T1-4S0.5-2#的大,T1-4S0.5-2#的耗能角钢长度la比T1-4S0.5-2*3#的长,则由图13可知,T2-4S0.5-1#、T1-4S0.5-2#的刚度相应地比T1-4S0.5-2#、T1-4S0.5-2*3#大。由上述分析可知,节点的初始刚度主要取决于梁、柱自身的刚度及耗能角钢的刚度,而与预应力筋的初始应力无关;消压极限状态后节点的刚度主要取决于梁柱本身的刚度、耗能角钢的刚度以及预应力筋所贡献的刚度。4.5pted节点预应力度能量耗散系数E可由下式计算得到(图14):式中:S(ABC+CDA)为滞回环的面积(阴影部分);S(OBE+ODG)为三角形OBE和三角形ODG面积之和。各试件的能量耗散系数E见图15。PTED试件在加载初期,因角钢发生弹性变形,耗能很少。但随着加载位移的增大,角钢进入屈服段,发生塑性变形,耗能能力急剧提升,在后期位移较大时,表现出较好的耗能能力。定义PTED节点的预应力度λ为极限状态下预应力筋提供的抵抗弯矩与由预应力筋和角钢共同提供的抵抗弯矩的比值。T2-4S0.5-1#的耗能能力明显高于T1-4S0.5-2#,说明增加角钢厚度ta能够显著提高节点的耗能能力;T2-4S0.5-1#的耗能能力高于T1-4S0.5-2*3#,说明相同厚度情况下增加角钢长度la也能增强节点的耗能能力。这主要由于增大角钢的ta,la,节点的预应力度λ减小,滞回曲线相对丰满,耗能能力增强。节点T2-4S0.3-1#的耗能能力比T2-4S0.5-1#的强,主要是由于T2-4S0.3-1#的fpi小,预应力筋对节点承载力贡献的比例小,λ较小,预应力筋的捏拢效应减小,节点的耗能能力增强。T2-4S0.5-1#的耗能能力高于T5-4S0.5-1#,这是由于梁高hb增大,在相同的层间位移角下,梁柱结合部缝隙张开越大,受拉角钢的塑性变形越大,耗能能力越强。4.6pted节点残余位移角反复加载过程中,即使加载到4%,卸载后,F-Δ位移曲线仍可返回至原点附近,反映出PTED节点良好的变形恢复能力。试件的恢复能力用残余变形(位移、梁端转角)与极限变形(位移、梁端转角)的比值表示(见表6),Δrm/Δm在0.042~0.104之间(Δrm为对应Δm的残余层间位移角,即梁端加载点残余位移与加载点至柱形心距离之比),θrm/θm在0.037~0.140之间(θrm为对应θm的残余梁柱结合部梁端转角)。PTED节点的残余层间位移角、残余梁端相对转角较小,有较强的自复位能力,提高了震后结构的可修复性。图16给出PTED节点的Δr-Δ曲线,Δr为节点的残余层间位移角。在加载初期,Δr随Δ的增大而增大;在角钢屈服后,随着Δ的增大,角钢的弹塑性变形增大,Δr增幅变大。T5-4S0.5-1#的梁高较小,残余变形Δr最大。T2-4S0.3-1#的fpi小,预应力度λ较小,自复位能力稍差,残余变形较大。T1-4S0.5-2#的耗能角钢厚度较小,在梁端承担的弯矩比例比T2-4S0.5-1#的小,λ较大,预应力筋的自复位能力强,残余变形较T2-4S0.5-1#的小。T1-4S0.5-2*3#的角钢长度比T1-4S0.5-2#小,角钢承担的梁端弯矩小,λ较大,节点恢复能力较好,Δr较小。5试验结果分析首次提出基于角钢耗能的自复位预应力预制混凝土框架节点PTED,为了解这类节点的受力性能,进行了系统的试验研究。对试件的滞回曲线、骨架曲线、刚度退