低周反复荷载作用下两两跨预应力混凝土框架抗震性能试验研究

低周反复荷载作用下两两跨预应力混凝土框架抗震性能试验研究

0预应力框架结构体系预压预制混凝土结构是指将预安装梁和柱安装在牢固位置后，将预安装钢筋引入梁柱预备孔，并根据张拉预安装钢筋形成整体安装混凝土结构。预制筋不仅用于施工阶段的加固防护，也用于使用阶段的受力钢筋的承受负荷。由安装节点组成支撑整体，有效改善节点连接性能。目前,这种结构形式在日本已建成了包括学校、停车场、仓库、厂房等的几十余栋建筑。从建筑业的发展趋势来看,工厂化生产、装配程度提高、预应力技术应用是实现建筑现代化的重要途径。我国在20世纪70年代开展了预制装配式结构的研究,曾推行工厂化、装配化、标准化的营造方式,建造了一批预制装配式框架结构。但由于装配式框架节点连接可靠性差,难以满足反复荷载下的受力要求,在地震区的使用受到限制。日本在20世纪90年代研究开发了预制装配式结构“压着工法”施工技术,在预应力框架节点两侧穿连预应力钢筋,实施张拉预压,解决了装配式框架梁端抗弯能力弱和节点整体性差的缺陷。美国学者近年来研究的装配式框架压力摩擦节点和双肢剪力墙连梁后张预压连接方式,改善了预制装配式结构抗震性能。为了探讨预压装配式预应力框架结构体系的受力性能和延性特征,本文通过两榀两跨预压装配式预应力混凝土框架在低周反复荷载作用下的试验,研究了预压装配式框架的承载能力、滞回性能、截面延性及耗能能力等抗震性能。试验研究结果表明:仅配有预应力筋的梁端截面,滞回曲线呈弓形,预应力筋屈服后滞回曲线较为丰满,具有良好的耗能能力;截面曲率延性系数达4时,截面承载力无明显降低,可满足框架弯矩调幅要求;卸载后残余变形较小,截面屈服后仍具有变形恢复能力;对称和反对称两种加载方式对跨中和梁端受力性能和延性无明显影响,仅对中柱节点核心区受力状态产生较大影响。预压装配式预应力混凝土框架具有良好的抗震性能。1试验设计1.1预应力筋张拉和锚具安装本次试验的框架采用单层两跨预制框架,框架梁、柱均在工厂预制,运至实验室进行安装,梁柱配筋及拼装就位后的框架见图1。框架安装就位后,将预应力筋穿过梁柱预留孔道,梁柱节点处拼装缝用环氧树脂水泥浆密封后进行预应力筋张拉,张拉采用应力、应变双控,应力通过油压表读数控制,同时校核预应力筋实际伸长值。钢筋张拉完毕后实施孔道压力灌浆。试件实测混凝土立方抗压强度fcu=39N/mm2;预应力钢筋每孔采用1束7j15,预应力筋屈服强度fpy=1779N/mm2,极限强度fpt=1891N/mm2,延伸率为5.2%。预应力钢绞线的张拉控制应力σcon=0.75fpt,锚具采用OVM单孔锚具。在制作试件时,张拉端均增设了箍筋约束该处混凝土使其处于三向受压状态,避免锚固区局部受压破坏。1.2试验加载方式试验时先由设置在柱顶的液压千斤顶对柱施加轴压力(轴压比取为0.2),然后利用梁跨中上下设置的4个液压千斤顶对梁施加竖向反复荷载,在一次加载过程中,同时控制两个加载点。两榀框架采用了两种不同的加载方式,KJ-1的加载方法为同向反复加载,即同时施加向下荷载P1(正向荷载)或向上荷载P2(反向荷载),见图2a加载示意图;KJ-2的加载方法为反向反复加载,即同时施加左梁向下荷载和右梁向上荷载P3,或右梁向下荷载和左梁向上荷载P4,见图2b加载示意图。试验加载采用荷载、位移混合控制的加载方法进行,即构件屈服前按荷载控制,屈服后按跨中位移控制,每级荷载循环时间保持相同的时间间隔。在进行反向加载时梁跨中仅配置了非预应力筋,反向加载时的荷载小于正向加载,但采用位移控制后,正反向加载的位移量取值基本一致。图3为试验加载装置。1.3梁端转角测量试验主要测量以下几项内容:(1)采用位移传感器测量框架梁跨中位移;(2)在梁端上下设置位移传感器测量梁端转角;(3)在节点和跨中预应力筋上布置了应变片,量测预应力筋的应变;(4)在梁柱节点混凝土布置应变片,测量节点核心区混凝土应变。数据采集系统由传感器、数据采集仪和计算机组成,试验时可以连续测量和自动记录。2试验过程2.1框架破坏过程和裂缝分布两榀框架在整个试验中表现出的试验特性有很多相近之处,均经历了弹性阶段、开裂阶段、屈服阶段和破坏阶段。(1)框架梁的破坏过程正向加载至极限荷载的45%左右,负向加载至极限荷载的25%左右时,荷载-位移曲线斜率大致呈直线变化,滞回环所包围的面积很小;卸载时变形完全恢复,刚度无变化,试件无裂缝出现。随着荷载的增加,正向加载至极限荷载的55%左右时,框架梁端及跨中出现裂缝,刚度开始退化,卸载后,裂缝闭合良好。反向加载至极限荷载的30%左右时,在梁跨中上部出现微小裂缝。继续加载,裂缝的数量增加,已有裂缝宽度不断加大。正向加载至极限荷载的80%左右时,支座接缝处被拉裂,纵向预应力筋开始屈服,框架梁端转角加大,卸载后,裂缝不再闭合。进入屈服阶段后,加载方式改为按位移控制。继续加载,牛腿处出现裂缝,这主要是因为在荷载的作用下,预制梁与牛腿的拼接节点处由组合截面承受梁端弯矩,使得与框架梁接触的牛腿上部受拉,下部受压,产生斜拉裂缝。同时,框架梁的变形逐渐增大,并且随着荷载的增加,残余变形也不断增加。最后破坏时,梁跨中上部受压区混凝土被压坏,两端牛腿底部混凝土被压碎并剥落,此时,边节点核心区仅出现少量微裂缝,中节点核心区未出现裂缝。卸载后,框架梁变形部分恢复。图4为试件KJ-1中节点破坏形态。(2)节点核心区节点受力状态在整个加载过程中,试件KJ-2梁跨中及梁端拼接节点的开裂、屈服直至破坏的规律基本同试件KJ-1。不同之处在于节点核心区受力状态,框架边节点核心区仍出现少量微裂缝,受力状态没有大的改变;但在框架中节点核心区形成交叉裂缝,这是由于KJ-2的反对称加载方式,使得中节点受到梁端同号弯矩作用,节点核心区剪力增大所致。从试验可以看出,两榀框架最后都以框架梁跨中或支座预应力钢筋屈服、混凝土压坏而失去继续承载能力。对称和反对称两种加载方式对跨中和梁端受力性能和延性无明显影响,两种不同的加载方式,导致了中柱节点核心区受力状态产生较大差异。对称荷载作用下,中柱两侧受到异号弯矩作用,节点核心区剪力很小,处于弹性工作状态;反对称荷载作用下,中柱两侧受到同号弯矩作用,节点核心区产生很大剪力,处于剪压复合应力状态,在循环交替荷载作用下,节点形成交叉裂缝。2.2加载梁端变形和残余变形试验过程中测得在每一级荷载下的梁跨中位移和梁端转角变形,试件KJ-1施加反复荷载P1、P2,试件KJ-2施加反复荷载P3、P4,两榀框架荷载-跨中位移滞回曲线和荷载-梁端曲率滞回曲线,如图5和图6所示。从图中可以看出滞回曲线均呈弓形,预应力筋屈服后的滞回环较丰满,说明高荷载下试件仍具有较强的耗能能力。同时滞回环有明显的捏拢现象,此现象分两阶段产生,在预应力筋屈服后的前几个循环,截面受压区混凝土尚未产生损伤,卸载后残余变形很小,变形恢复较好,滞回曲线向原点靠拢;在截面压区混凝土出现损伤后,滞回曲线捏拢是由于残余变形积累和刚度不断下降所致。加载的前几个循环构件处于弹性工作状态,构件开裂后曲线偏离原来的直线,倒向变形轴,呈现曲线形态。每一次加载过程中,曲线的斜率随荷载的增大而减小,且减小的程度逐渐加快,说明了反复荷载下框架梁的刚度不断退化。比较各次卸载曲线,刚加载时曲线陡峭,残余变形很小,刚度退化甚微;随反复卸载次数增多,曲线的斜率减小,残余变形增大,表明构件卸载刚度不断退化。比较两榀框架的荷载-跨中位移曲线和荷载-梁端曲率曲线,可发现在荷载-位移曲线中,正向加载的滞回环与反向加载的滞回环的饱满程度相当,而在荷载-梁端曲率图中,正向加载的滞回环比反向加载滞回环饱满,这是因为反向加载荷载值是按跨中受力控制,荷载小于正向荷载,梁端下部预应力筋未能充分屈服。试件的耗能能力与钢筋屈服程度和截面损伤密切相关,反向加载梁端下部钢筋未能充分屈服,上部混凝土亦未压坏,致使滞回曲线不够丰满。并不说明梁端组合截面正向加载耗能能力大于反向加载。3试验结果的分析3.1骨架曲线变化骨架曲线是指连接各次循环加荷峰值(正向或反向)点的曲线。图8和图9是试验得到的荷载-跨中位移骨架曲线和荷载-梁端曲率骨架曲线。骨架曲线在荷载未达到开裂荷载前为直线,试件的变形基本上呈现弹性,在试件开裂后,骨架曲线开始弯曲,曲线开始向位移轴偏移,荷载增速趋缓,这一阶段一直持续到试件屈服,此时骨架曲线出现了明显的拐点,试件刚度进一步降低,变形加快,直到达到最大荷载点,从图中可以看出,曲线峰值点大约在第10循环附近。持续加载,位移继续增加,荷载却不断下降,最后破坏荷载约为峰值荷载的90%左右。3.2残余变形和残余转化率变形恢复能力好的结构在遭受地震作用后,能够基本恢复地震中产生的变形,从而有利于震后修复工作。试验表明:预压装配式预应力混凝土框架梁具有很好的变形恢复能力,加载至屈服仍有较强的变形恢复能力,残余变形相对较小。试验中测得框架梁跨中在破坏时的最大位移以及卸载后的残余变形,以及梁端在破坏时的最大曲率以及卸载后的残余曲率。表1为实测梁跨中的残余变形值和残余变形率。表中正向荷载作用下框架梁的残余变形率在0.243～0.373之间,反向荷载作用下框架梁的残余变形率在0.405～0.557之间,就正反向加载比较而言,正向加载恢复能力好于反向加载,因为正向加载时,由梁底预应力筋受力,卸载后预应力筋有较强的变形恢复能力;而反向加载时,梁面仅配置了非预应力筋,非预应力筋有明显的屈服平台,一旦屈服残余应变大,卸载后很难恢复。试验中同时得到框架梁端破坏时最大曲率值和卸载后残余曲率值,表2为实测残余曲率值和残余曲率率。表中正向加载最大曲率值均大于反向加载,因为试验框架为超静定结构,在竖向荷载作用下,按弹性方法计算的支座弯矩大于跨中弯矩。试验过程中支座截面先屈服,然后将弯矩调幅至跨中。反向加载需调至跨中的弯矩量值较小,其支座转动小于正向加载。表中数据还可看出反向加载支座的残余曲率率略小于正向加载,由于支座上下均配置了等量预应力筋,两者相差不大。反向加载恢复能力好于正向加载,是因为试验时反向加载未使截面充分屈服,截面损伤程度亦轻于正向加载。3.3加载延性系数结构的延性是指结构或构件在承载力没有显著降低的情况下经历变形的能力,可取延性系数作为度量指标。表1列出了框架梁跨中实测位移延性系数,正向加载预应力筋发挥作用,其延性系数小于反向加载非预应力筋发挥作用时的延性系数,但仍可达4左右。表2列出了框架梁端实测曲率延性系数,支座上下配置了等量预应力筋,具有相同的抗弯能力,由于反向加载值小于正向加载,反向加载若干梁端截面尚未达极限状态;而正向加载除个别截面外均达极限曲率,因而正向加载曲率延性系数普遍大于反向加载。以上屈服位移和屈服曲率采用能量等值法确定。无论跨中截面还是梁端截面延性系数达到4时承载力均没有明显下降,说明预压装配式混凝土框架具有良好的塑性转动能力,可满足弯矩调幅的要求。3.4裂缝发生阶段原因两榀框架刚度随跨中位移的变化曲线见图9。从图中可看出,试件的刚度随着位移的增加而降低,前几个加载循环,刚度退化不明显,裂缝产生后,刚度退化增加,进入屈服阶段以后,曲线明显偏向位移轴,刚度退化加快,主要是由于裂缝的开展加快使得开裂后的混凝土逐渐退出工作,梁有效截面高度不断降低造成的。两榀框架梁端的刚度退化曲线见图10。刚度退化主要发生在截面开裂至屈服这一阶段,正向加载刚度退化速度缓于反向加载。3.5加载循环方案h耗能能力是衡量结构抗震性能的重要指标。结构的耗能能力大小可用荷载-位移滞回环所包围的面积来衡量,图11是两榀框架荷载-梁端曲率滞回曲线的包络图,图中可以看出滞回曲线的包络线呈弓形,其形状及丰满程度与加载方向有关,正向加载滞回曲线较反向加载丰满,但并不意味着构件正向加载耗能能力大于反向加载。结构的耗能能力与结构的损伤程度有关,梁端截面上下配有等量预应力筋,具有相同抗弯能力。由于正向加载值大于反向加载,梁端预应力筋充分屈服,压区混凝土产生损伤;而反向加载截面未见损伤,耗能能力尚未充分发挥。结构耗能能力还可以用等效粘滞阻尼系数he表示,he按式(1)计算(图12)。he=12πS(ABC+CDA)S(OBE+ODF)(1)he=12πS(ABC+CDA)S(ΟBE+ΟDF)(1)表1、表2列出了两榀框架跨中和梁端最后一个加载循环的等效粘滞阻尼系数he,随着加载的继续,等效粘滞阻尼系数he不断变化,观察各循环的he值,反向加载值大多大于正向加载值。框架梁开裂后各加载循环的he呈现减小现象,这与滞回环的形状有关,在开裂后加载的过程中,承载力的增加较大,但是由于此阶段构件仍未屈服,变形不大,滞回环较窄造成he值减小。框架梁屈服后,he不断增加,最后发生破坏时梁端的等效粘滞阻尼系数he在0.095～0.208之间,说明预应力度PPR=1的截面仍具有良好的耗能能力。4节点节点的变形特性通过两榀两跨预压装配式预