自控耗能UPPC框架抗震性能試驗

錢 程， 李延和， 解登峰， 李 寧， 文孝迎

(1. 南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816； 2. 榮盛房地產(chǎn)開發(fā)有限公司， 山東 濟南 250000；3. 徐州市碧桂園房地產(chǎn)開發(fā)有限公司， 江蘇 徐州 221000)

近年來，無粘結(jié)部分預(yù)應(yīng)力混凝土(Unbonded Partially Prestressed Concrete，UPPC)框架廣泛應(yīng)用于房屋、橋梁與加固改造等結(jié)構(gòu)中。然而，由于裂縫等級控制和構(gòu)造要求使得UPPC框架梁具有較高的強度儲備。按現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計的框架柱截面先于梁出現(xiàn)塑性鉸，不易形成梁鉸側(cè)移機制，孟少平[1]建議采用混合耗能機制。

無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)具有較好的抗震性能，且無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限應(yīng)力與有效預(yù)應(yīng)力有關(guān)[1]。本文利用無粘結(jié)混凝土結(jié)構(gòu)的這種特性提出了一種具備良好變形能力和耗能能力的新型無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)——自適應(yīng)耗能UPPC框架結(jié)構(gòu)體系[2]。自控耗能UPPC框架與普通UPPC框架的區(qū)別在于耗能元件設(shè)置在無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋轉(zhuǎn)角處，耗能元件本身并不耗能，但改變了結(jié)構(gòu)的耗能形式，故亦稱之為耗能元件。在罕遇地震作用下，自控耗能UPPC框架結(jié)構(gòu)體系中的耗能元件達到閾值時首先發(fā)生脆性破壞，產(chǎn)生有限變形使預(yù)應(yīng)力筋松弛從而釋放部分有效預(yù)應(yīng)力，進而降低了框架梁的承載力，使得梁端先于邊柱出現(xiàn)鉸，最終形成混合耗能機制。范賢玉[3]初次提出自適應(yīng)耗能UPPC框架的概念，探討其耗能機理并給出自適應(yīng)耗能元件的基本構(gòu)造與閾值計算方法。翟建雷等[4]對自控元件進行力學(xué)性能試驗研究，結(jié)果表明：自控元件在罕遇地震下達到承載力閾值的破壞形式滿足脆性破壞要求，使自控耗能UPPC框架形成安全的梁鉸耗能機制。文孝迎等[5]對3根自控耗能UPPC梁與1根普通UPPC梁進行往復(fù)荷載試驗，根據(jù)試驗結(jié)果給出自控元件較為合理的布置方式：自控元件布置于跨中三分點處，下轉(zhuǎn)點對稱布置。通過對比普通UPPC梁與自控耗能UPPC梁試驗結(jié)果可知[6]：相比于普通UPPC梁，自控耗能UPPC梁具有更好的延性與耗能能力，但承載力略微降低。文獻[7]進行了1榀單層單跨自控耗能UPPC框架與1榀單層單跨普通UPPC框架在低周往復(fù)荷載作用下的試驗研究，試驗結(jié)果表明：自控耗能UPPC框架相比于普通UPPC框架有更好的延性與耗能能力，但水平承載力略低。

由于單跨結(jié)構(gòu)與多跨結(jié)構(gòu)性能有所區(qū)別，為了更準(zhǔn)確地評估自控耗能UPPC框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，對耗能元件進行改進，并通過對1榀單層雙跨普通UPPC框架與2榀單層雙跨自控耗能UPPC框架進行低周反復(fù)荷載試驗，分析自控耗能UPPC框架的滯回性能、延性、剛度和耗能能力，為自控耗能UPPC框架的設(shè)計提供試驗參考。

1 試驗概況

1.1 耗能元件設(shè)計

第一代耗能元件[5]所采用的是鑄鐵與碳纖維布粘貼的構(gòu)造形式，以此組成耗能元件，其中主要利用鑄鐵材料的脆性來控制閾值，具體作用效果如圖1a所示。但碳纖維布與鑄鐵的粘結(jié)效果無法達到預(yù)期強度；且耗能元件需要占用很大空間才能滿足強度要求，影響預(yù)應(yīng)力筋的釋放。第二代耗能元件的設(shè)計中[7]，采用焊接的方式，利用的是焊縫脆性破壞的特性。頂板與側(cè)板通過角焊縫連接，把角焊縫作為主要的受力部位，再將碳纖維板通過膠水和側(cè)板粘在一起，組成耗能元件，作用效果如圖1b所示。但焊縫質(zhì)檢復(fù)雜，難以保證合格率；且耗能元件主體鋼材存在銹蝕風(fēng)險，造成耗能元件承載力下降從而達不到預(yù)期效果。本文基于先前設(shè)計的耗能元件基礎(chǔ)上，提出了一種新的設(shè)計思路，對耗能元件進行了重新的優(yōu)化設(shè)計，如圖2所示。

圖1 變形盒作用效果

圖2 耗能元件構(gòu)造

在總結(jié)兩代耗能元件的優(yōu)缺點之后，設(shè)計出本次耗能元件：

(1)把主要受力材料換成玻璃鋼(Glass Fiber Reinforced Plastic， GFRP)，又名玻璃纖維增強復(fù)合材料，是一種性能優(yōu)良的脆性材料，滿足耗能元件對材料特性的要求。

(2)轉(zhuǎn)換了承壓部件的受力方式，承壓部件受力方向與預(yù)應(yīng)力筋長度方向垂直，耗能元件的高度即為預(yù)應(yīng)力筋的下降高度，不同的預(yù)應(yīng)力釋放程度通過改變側(cè)板高度實現(xiàn)。

本次設(shè)計的耗能元件尺寸小，自重輕，成本低廉，有利于耗能元件的推廣使用。

1.2 試件設(shè)計

試驗試件為三榀UPPC框架，其中一榀為普通UPPC框架，兩榀為自控耗能UPPC框架(預(yù)應(yīng)力釋放程度為本次試驗主要對比參數(shù)，不同預(yù)應(yīng)力釋放程度只需改變耗能元件側(cè)板高度從而改變預(yù)應(yīng)力筋釋放空間)，試驗參數(shù)見表1。KJ1為普通UPPC框架，沒有放置耗能元件，所以預(yù)應(yīng)力釋放程度為0。KJ2與KJ3的預(yù)應(yīng)力釋放程度分別為20%和40%，從而進行對比分析不同預(yù)應(yīng)力釋放程度對UPPC框架抗震性能的影響，KJ1與KJ3進行對比以研究耗能元件對UPPC框架抗震性能的影響。對三榀框架進行擬靜力試驗，研究單層雙跨自控耗能UPPC框架的破壞模式、剛度退化、延性、最大水平位移等。

三榀框架都按照統(tǒng)一的尺寸與配筋設(shè)計(配筋左右對稱)[8～10]，唯一的不同在于自控耗能UPPC框架梁上設(shè)置了耗能元件?；炷翉姸鹊燃壘鶠镃30?？蚣芰航孛娉叽鐬?00 mm×300 mm，梁長為4000 mm；框架邊柱截面尺寸為250 mm×350 mm, 框架中柱截面尺寸為250 mm×400 mm，柱高為2000 mm；地梁截面尺寸為350 mm×450 mm。圖3為三榀UPPC框架的具體構(gòu)造尺寸。

圖3 UPPC框架構(gòu)造/mm

框架梁預(yù)應(yīng)力筋為1φs15.2的高強鋼絞線，采用無粘結(jié)后張預(yù)應(yīng)力并錨固在梁柱節(jié)點，張拉控制應(yīng)力σcon=0.75fptk(fptk為極限強度的標(biāo)準(zhǔn)值[10])。鋼絞線沿梁長折線布置，反彎點距梁邊為75 mm。每榀自控耗能UPPC框架布置4個耗能元件，分別布置在預(yù)應(yīng)力筋下轉(zhuǎn)折處。采用千斤頂對預(yù)應(yīng)力筋進行張拉，張拉過程為0→0.2σcon→0.4σcon→0.6σcon→0.8σcon→1.0σcon→持荷2分鐘→錨固。

表1 試驗參數(shù)

1.3 材性參數(shù)

混凝土強度為C30，每榀框架混凝土力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。鋼筋與鋼絞線的材料力學(xué)性能見表3。

表2 混凝土軸心抗壓強度 MPa

表3 鋼筋、鋼絞線力學(xué)性能

1.4 加載方式

框架的反復(fù)加載裝置如圖4所示。預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉完成后，豎向采取兩點加載方式，在每跨梁的三分點處分別施加2 t的配重以模擬正常使用荷載。試驗中在梁端施加水平往復(fù)荷載，千斤頂與作用點之前放置鋼板并固定在千斤頂上，框架右端設(shè)置鋼板并通過4根錨桿與左側(cè)鋼板連接以保證受力作用點隨著荷載的往復(fù)而變化。梁右側(cè)設(shè)有位移計，以修正位移誤差。

圖4 加載裝置

試驗加載采用位移控制加載方法進行，先采用變幅加載方式，在試件屈服以前每級加載幅值為2 mm且循環(huán)一次；試件屈服之后每級加載幅值為2倍的屈服位移(Δr)且循環(huán)二次，直至試件水平承載力下降至峰值承載力的85%時試驗結(jié)束。加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度

1.5 耗能元件安裝

自控耗能元件安裝于折線型預(yù)應(yīng)力筋的下轉(zhuǎn)折點處，綁扎好鋼筋籠后，可進入自控耗能元件的安裝程序，安裝步驟如下：

(1)首先測量好安裝位置，將定位鋼筋直接焊接在箍筋上；

(2)將自控元件嵌入定位鋼筋；

(3)固定好自控耗能元件后，在元件與預(yù)應(yīng)力筋空隙處填充泡沫，阻止混凝土侵入，為預(yù)應(yīng)力筋的釋放提供足夠的空間。

耗能元件安裝見圖6。

圖6 耗能元件安裝

1.6 試驗量測

試驗中量測了梁端加載點處水平荷載P及相應(yīng)的位移Δ、試件鋼筋的應(yīng)變等。通過應(yīng)變片由DH-3815N 靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)自動采集應(yīng)變，相應(yīng)鋼筋的應(yīng)變片布置如圖7所示。試件表面混凝土裂縫的出現(xiàn)與發(fā)展、破壞形態(tài)以及破壞部位均由人工觀測并用高精度相機記錄。

圖7 測點布置

2 試驗現(xiàn)象及破壞模式

2.1 KJ1

當(dāng)正向位移加載至8 mm時，中柱柱頂距離

節(jié)點核心區(qū)150 mm左右處出現(xiàn)第一條水平裂縫，負(fù)向加載時裂縫出現(xiàn)在對稱位置。當(dāng)橫向位移達到12 mm時，柱腳出現(xiàn)了一些斜裂紋并隨著位移增大而繼續(xù)擴展。當(dāng)側(cè)向荷載達到340 kN時，中心柱底部形成塑性鉸，相應(yīng)位移為24 mm，如圖8a所示。當(dāng)加載至48 mm時，梁柱節(jié)點核心區(qū)域出現(xiàn)大量交叉裂縫并且混凝土開始剝落。當(dāng)加載到72 mm時，中柱節(jié)點核心區(qū)混凝土和中柱柱腳混凝土嚴(yán)重剝落，箍筋發(fā)生變形，縱向受力鋼筋暴露，試驗終止，此時試件承載力迅速下降到330 kN，已經(jīng)低于極限荷載的85%。KJ1的破壞狀態(tài)如圖9a所示。

圖8 框架破壞現(xiàn)場照片

圖9 破壞狀態(tài)

2.2 KJ2

在位移加載至40 mm之前，KJ2的破壞模式與KJ1基本相似。當(dāng)水平位移達到40 mm時，框架右側(cè)梁內(nèi)發(fā)出“嘭”的一聲響，同時傳感器顯示預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力急劇下降(見圖10)，說明此時框架右側(cè)梁內(nèi)布置的一個耗能元件發(fā)生破壞。當(dāng)水平位移達到80 mm時，中柱節(jié)點核心區(qū)混凝土剝落，中柱柱底混凝土脫落明顯且有縱筋外露，梁上裂縫和梁柱節(jié)點核心區(qū)的裂縫基本連接起來，此時試件水平承載力的下降幅度更加明顯，已遠(yuǎn)低于極限承載力的85%，試驗結(jié)束。此時中柱柱底處的混凝土和中柱節(jié)點核心區(qū)混凝土的剝落現(xiàn)象已經(jīng)非常嚴(yán)重，箍筋發(fā)生變形，且中柱節(jié)點核心區(qū)有受力鋼筋已經(jīng)暴露，梁底破壞較KJ1嚴(yán)重，如圖8b，8c所示。KJ2的破壞狀態(tài)如圖9b所示。

圖10 預(yù)應(yīng)力應(yīng)力變化

2.3 KJ3

KJ3的破壞模式與KJ2基本一致。當(dāng)水平位移達到40 mm時，框架右側(cè)梁內(nèi)同樣發(fā)出“嘭”的一聲響，同時傳感器顯示預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力急劇下降(見圖10)，說明此時框架右側(cè)梁內(nèi)布置的一個耗能元件發(fā)生破壞。KJ3破壞時的水平力為330 kN，對應(yīng)的位移達到100 mm，破壞狀態(tài)如圖9c所示。

2.4 破壞模式

從三榀試件的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，柱腳形成塑性鉸是不可避免的，但是梁端塑性鉸、柱腳塑性鉸區(qū)的混凝土破壞程度相差較大，設(shè)置耗能元件的試件KJ2和KJ3在梁端形成塑性鉸區(qū)域，混凝土發(fā)生剝落，而KJ1梁端混凝土基本沒有剝落現(xiàn)象；KJ1中柱節(jié)點核心區(qū)形成交叉主裂縫，混凝土剝落現(xiàn)象嚴(yán)重，而KJ2和KJ3中柱節(jié)點核心區(qū)并沒有形成交叉主裂縫。且隨著預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力釋放程度的增大，框架梁出鉸順序提前越明顯，UPPC框架更易形成整體耗能機制，如圖11所示。

圖11 框架出鉸位置及順序

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

試件的框架梁荷載P-Δ滯回曲線如圖12所示。

圖12 P-Δ滯回曲線

由圖12可知：

(1)在試件開裂之前，滯回曲線在加載和卸載階段基本重合，且大致成直線，表明此時試件處于彈性工作階段。在這一階段，試件基本不存在殘余變形、剛度退化現(xiàn)象，耗能能力很小。隨著加載位移的增大，試件逐漸出現(xiàn)裂縫，滯回環(huán)所包含的面積增大，表明試件耗能能力增大。當(dāng)框架柱腳或框架梁端屈服之后，試件剛度逐漸降低，荷載和位移逐漸增大。

(2)加載初期三榀框架的滯回曲線基本一致，但當(dāng)水平位移達到40 mm且耗能元件破壞后，KJ2和KJ3的梁端塑性鉸破壞較KJ1更嚴(yán)重，使得KJ2與KJ2的滯回曲線更為飽滿。

(3)由于KJ3的預(yù)應(yīng)力釋放程度為KJ2的2倍，使得KJ3梁的承載力在耗能元件破壞后更低，所以KJ3梁的最終破壞形態(tài)也比KJ2嚴(yán)重。KJ3的可以耗散更多能量，延性也更好。

3.2 骨架曲線

圖13為試件的骨架曲線，表4為各特征點的試驗結(jié)果。

圖13 骨架曲線

表4 KJ1～KJ3的特征荷載 kN

從圖13和表4可以看出：

(1)試件框架在低周反復(fù)荷載下經(jīng)歷彈性階段、彈塑性階段和塑性階段。

(2)在初始加載階段，三榀框架的加載過程大致相同，三個樣本的曲線保持線性，顯示出相似的剛度。

(3)當(dāng)加載到40 mm時，KJ2和KJ3的耗能元件破壞，梁的承載力降低，骨架曲線保持水平，而KJ1的骨架曲線持續(xù)上升直至達到極限荷載。由于耗能元件破壞，KJ2和KJ3梁的承載力降低，兩榀框架的屈服強度略低于KJ1。

3.3 延性

延性是評價框架塑性變形能力的重要指標(biāo)，延性系數(shù)μ通過如下公式計算：

μ=Δu/Δy

(2)

式中：Δu為極限位移；Δy為屈服荷載。表5列出了三榀框架的延性系數(shù)與相關(guān)參數(shù)。

表5 試件位移延性系數(shù)

從表5可以看出試件KJ2和試件KJ3的延性系數(shù)比試件KJ1的延性系數(shù)好，說明耗能元件能提高UPPC框架的延性；而對比KJ2和KJ3的延性系數(shù)發(fā)現(xiàn)，應(yīng)力釋放程度為40%的耗能元件對UPPC框架的延性影響更大，得到框架的延性效果更好。

3.4 耗能能力

能量耗散能力是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在地震反復(fù)荷載作用下吸收能量的大小，以滯回曲線所圍成的面積來衡量。試件在每個位移周期耗散能量與總耗散能量如圖14所示。

圖14 耗能曲線

由圖14可知：

(1)加載初期三榀框架不論總耗能還是每級位移耗散的能量基本一致，但是當(dāng)耗能元件破壞后，KJ2和KJ3梁的破壞更加嚴(yán)重從而吸收更多的能量，所以自控耗能UPPC框架的耗能能力優(yōu)于普通UPPC框架。

(2)由于KJ3的預(yù)應(yīng)力釋放程度大于KJ2，KJ3梁的破壞程度比KJ2更嚴(yán)重，所以KJ3的總耗能和每級位移耗能都大于KJ2。因此，隨著預(yù)應(yīng)力釋放程度的增加，自控耗能UPPC框架的耗能能力更好。

4 結(jié) 論

本文對兩榀自控耗能UPPC框架與一榀普通UPPC框架進行低周反復(fù)試驗，試驗結(jié)果表明：

(1)本次試驗獲得了自控耗能UPPC框架的滯回曲線，為今后UPPC框架的數(shù)值模擬提供參考依據(jù)。

(2)自控耗能UPPC的破壞模式為梁鉸機制，梁端的出鉸順序早于邊柱柱腳，比普通UPPC框架具有更好的耗能能力與延性。根據(jù)耗能元件破壞聲音和預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力變化情況可以推斷，兩榀自控耗能UPPC框架均有一個自控耗能元件發(fā)生破壞導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋釋放，然后隨著繼續(xù)加載，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力繼續(xù)增加，但增加的值達不到使剩余元件破壞的值，震后自控耗能UPPC框架可重新張拉預(yù)應(yīng)力筋并進行加固以重復(fù)使用并仍然具有自控耗能能力。

(3)自控耗能UPPC框架有更好的延性與耗能能力。在耗能元件破壞之前自控耗能UPPC框架與普通UPPC框架沒有區(qū)別，但在罕遇地震作用下耗能元件發(fā)生作用，提高UPPC框架延性與耗能能力，雖然元件破壞時剛度存在突變，但對整個破壞過程剛度的影響可以忽略。自控元件破壞后使預(yù)應(yīng)力筋松弛，預(yù)應(yīng)力的釋放降低了梁的承載能力，使得自控耗能UPPC框架的承載力略低于普通UPPC框架。

(4)本次試驗測得了兩榀自控耗能UPPC框架預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力變化曲線。耗能元件破壞時預(yù)應(yīng)力筋松弛，降低梁的承載能力從而提高框架的耗能能力與延性?？蚣艿暮哪苣芰εc延性隨著預(yù)應(yīng)力釋放程度的增加而提高。