无粘结部分预应力混凝土框架抗震性能试验研究

1、第22卷第2期2002年4月地 震 工 程 与 工 程 振 动EARTHQUAKE ENGINEERING AND ENGINEERING VIBRATIONVol. 22, No. 2Apr. , 2002文章编号:1000 1301(2002 02 0060 06无粘结部分预应力混凝土框架抗震性能试验研究陈红媛, 房贞政, 林 飞112(1. 福州大学土木建筑工程学院, 福建福州350002; 2. 福州市建委, 福建福州350002摘要:本文通过两榀框架梁按不同预应力度配置无粘结预应力筋和非预应力筋的 强柱弱梁 型无粘结部分预应力混凝土框架在水平低周反复荷载作用下的试验研究, 探讨其包括

2、裂缝分布、破坏形态、极限承载力、无粘结筋应力变化、位移延性、耗能能力、恢复力特性等工作性能, 并进一步分析了影响此类结构抗震性能的主要因素, 为无粘结部分预应力混凝土框架在地震设防区域的应用提供参考。关键词:无粘结部分预应力; 框架; 拟静力中图分类号:P315. 95文献标识码:AStudy on aseismic properties of partially prestressed concreteframes without bondCHEN Hong yuan , FANG Zhen zheng , LIN Fei2. Fuz hou Cons truction Commi ttee

3、, Fuzhou 350002, Chi na112(1. Colle ge of Ci vil Engineering and Arc hitec ture, Fuzhou Uni versity, Fuzhou 350002, China;Abstract:Based on the experiments of two single span, single story, partially prestressed concrete frames with unbonded tendons under horizontal low c yclic loading with constant

4、 vertical loading, which just have different partially prestressed ratio in beams, this paper inquires into the cracks distribution, dama ge state, the ultimate capacity, the stress of the un bonded tendons, ductility features, the energy dissipating capacity and the hysteretic characteristics etc.

5、Furthermore, the main factor of aseismic properties of the structure is also discussed in this paper. Key words:partially prestressed concrete without bond; frame; pseudo static1 引言后张无粘结预应力混凝土因其无需预留孔道、无需灌浆等施工方便的优点, 近几十年来得到广泛的应用和发展。但是, 预应力结构有位移反应较大、结构耗能较低和延性能力较差的弱点。同时, 国内外对预应力混凝土结构的抗震性能的研究还很不成熟, 尤其对无

6、粘结预应力混凝土的抗震性能研究进行得较少。因此, 研究无粘结预应力混凝土结构的抗震性能, 为抗震设计提供可靠的依据显得十分重要。本文选取主要抗侧力结构 框架结构作为试验对象, 同时考虑到目前实际工程中, 无粘结预应力混凝土框架一般只对框架梁施加预应力, 因此, 以两榀框架梁不同配筋的无粘结部分预应力混凝土框架, 通过拟静力试验, 研究其抗震性能。收稿日期:2001 06 12; 修回日期:2001 07 19 基金项目:福建省建设厅科技项目作者简介:陈红媛(1970- , 女, 讲师, 主要从事结构工程研究. 桥梁抗震研究.2期 陈红媛, 等:无粘结部分预应力混凝土框架抗震性能试验研究 612

7、 试验设计2. 1 模型设计本文设计了两榀框架梁采用不同预应力度的无粘结部分预应力混凝土框架模型。框架模型按 建筑抗震设计规范 (GBJ11-89 进行7度三级抗震设计, 梁柱按弯曲破坏控制设计, 同时两榀框架均保证 强柱弱梁、更强节点 的原则。其尺寸及配筋参见图1 。实测混凝土试块的立方体抗压强度f cu 为50. 7MPa 、弹性模量E c 为3. 97 104MPa 。试验框架仅在框架梁上设置无粘结预应力体内索, 无粘结预应力筋形状采用三段光滑曲线相连, 顶锚后有效预应力UF-1约为100kN, UF-2约为2*60kN 。张拉端采用OVM 夹片锚具, 与作动器相连端采用体内挤压锚。2.

8、 2 加载装置及加载制度为模拟框架实际受力情况, 同时平衡由预应力筋引起的反向荷载, 在框架梁上施加了配重。低周反复水平荷载由MTS 电液伺服作动器施加。试件加载装置详见图2。水平力的施加采用荷载、变形双控制的办法。试件屈服(钢筋屈服 前, 采用荷载控制并分级加载; 试件屈服后, 采用位移控制, 变形值取屈服时试件的最大水平位移值, 并以该位移值的倍数为级差进行控制加载, 每级荷载反复23次, 直至深入水平位移曲线的下降段为止。加卸载速度均为0. 2mm/s 。试验时, 静态数据由I MP 数据采集系统采集。动态数据由高精度外部位移传感器测定, 通过通道直接传送给电液伺服传加载系统的主机, 由

9、主机自动采集位移及施加的荷载值。3 试验结果分析3. 1 试件的开裂情况及破坏形态两榀框架施加完垂直荷载后直接进行拟静力试验, 两榀无粘结部分预应力混凝土框架的破坏形态基本接近。在垂直荷载作用下梁端混凝土均未开裂。在水平荷载作用下, 梁端和柱脚出现较多裂缝。随着水平力的增加, 裂缝延伸发展, 宽度增加, 并不断有新裂缝出现。水平力加到约0. 6P max 时, 梁端形成塑性铰, 柱上部出现少数水平弯曲裂缝, 改由水平位移控制加载。紧接着, 柱脚形成塑性铰。但卸载后裂缝能闭合得几乎看不出来。随着水平位移的增加, 在各出现裂62 地 震 工 程 与 工 程 振 动 22卷缝截面的上下缘处, 保护层

10、混凝土逐渐压碎脱落, 荷载开始下降, 柱脚出现 X 型斜裂缝并迅速贯穿整个截面; 梁端非预应力钢筋开始屈曲并向外鼓出, 承载力下降至0. 85P u , 认为试件已达最后破坏。在达到极限荷载前, 裂缝均为弯曲裂缝。梁柱节点处仅出现少数几条裂缝, 且并不随着梁、柱裂缝的发展而发展, 节点区箍筋并未屈服, 梁筋锚固也很好, 未发生粘结破坏, 这符合了 强柱、弱梁, 更强节点 的抗震设计准则。另外, 在达到极限荷载后继续按变形控制施加反复荷载, 虽然加载及卸载时的刚度明显大幅度蜕化, 但试验仍可以进行下去, 反映出预应力筋的作用, 它将梁挂在柱子上, 形成了次承载机构, 保证了梁在弯曲破坏后不致塌落

11、。从两试件的损伤过程可见, 无粘结部分预应力框架能够产生塑性铰, 破坏是延性的, 且塑性铰具有相当的转动能力。3. 2 滞回特性与耗能能力分析 (1 滞回曲线图4为两框架试件的荷载-位移滞回曲线。从图中可以看出, 无粘结部分预应力混凝土框架的滞回环形状介于弓形与反S 形之间。尽管预应力筋没有明显的屈服台阶, 但由于梁中配有一定数量的普通钢筋, 所以滞回曲线的屈服标志也比较明显, 滞回曲线较丰满。普通钢筋的配置改善了框架试件的能量吸收能力, 改善了框架的延性性能。从滞回曲线的变化状况还可以看出, 在周期反复荷载作用下, 开裂至屈服荷载时, 试件刚度无明显降低, 残余变形很小, 超过屈服荷载后,

12、随着循环次数的增加, 刚度降低明显加剧, 残余变形明显增大。从表定量上看, 框架UF-1的屈服荷载、极限强度和极限变形明显高于框架UF-2, 而且, 下降段的斜率也缓于框架UF-2。上图还表明, 两试件在反复荷载作用下, 在相当大的变形后, 仍有较好的承载能力。图中的恢复力曲线在正、反向加载时并不对称, 这是因为钢筋混凝土结构混凝土受拉开裂, 卸载后裂缝的闭合、变形的恢复需要一定时间, 存在残余变形; 同时, 正反向的裂缝分布也不对称, 因此, 正反向加载时结构的受拉和受压刚度并不相等, 同级加载条件下, 反向刚度比正向小。钢材的Baushinger 效应(拉、压应力较大时变形模量逐步下降 也

13、造成刚度的下降。(2 延性系数与耗能能力分析 1 框架试件的延性构件截面的延性表明结构的变形能力, 较大的变形能力就能吸收和耗散较大的能量。延性是抗震设计中最重要的参数之一。结构的延性通常用延性指标来表示。延性指标可以用不同的参数(如位移、转角、曲率或应变 来表示。而其中以位移延性系数 最为常用。两框架试件按 = u/ y (式中: u 为结构极限位移, y 为结构屈服位移 定义的位移延性比均超过5; 同时用相对变形值来表示其变形能力, 即极限位移 u 与框架高H 的比值 u/H (相对变形值 。实测的相对变形计算值见表1。试验表明, 无粘结部分预应力混凝土框架的最大层间位移角可以超过1/30

14、, 证明了无粘结部分预应力混凝土框架在低周反复荷载作用下有足够的延性。同时, 框架UF-1比框架UF-2有更强的变形能力, 这也表明增加无粘结预应力混凝土框架梁的非预应力钢筋, 降低预应力度, 是提高结构位移延性的重要措施。2 框架试件的耗能能力. 等效粘滞阻尼在现代工程抗震中, 经常用等效粘滞阻尼系数大小作为一个方面来判别结构在抗震中的耗能能力。通过计算, 无粘结部分预应力混凝土框架开裂前的等效粘滞阻尼约为0. 01-0. 02, 接近破坏时可达0. 1。 . 能量耗散系数E ( 建筑抗震试验方法规程 . 总耗能E h E h =i=1N(P +P ( - i i+1i2i+12期 陈红媛,

15、 等:无粘结部分预应力混凝土框架抗震性能试验研究 63表1 试件实测极限荷载与耗能荷载极限点试件P max (kNUF-1UF-2210. 7196. 8(mm62. 053. 5h e 0. 0950. 089E 0. 2030. 196P u (kN 192. 2170. 7位移极限点 u (mm 93. 473. 1h e 0. 1050. 104E 0. 2330. 233相对变形值 /H 1/261/30总耗能E h (kN mm 1. 32E50. 93E5从上表中可以看出, 框架UF-1的各项耗能指标均高于框架UF-2, 即延性及耗能能力随 的增大而降低。因此, 框架UF-1具有

16、更好的抗震性能。3. 3 无粘结预应力钢筋应力变化无粘结预应力筋在两个锚固点间可以自由滑动。承受荷载时, 变形是由两个锚固点间的变形累积而成的, 如果忽略局部孔道的摩擦影响, 无粘结筋的应变在两个锚固点间是均匀的。因此, 实验时仅在张拉端布置了压力传感器, 以测试无粘结预应力筋的应力变化。将测得的预应力筋的力除以其面积可以得到预应力筋应力增量。图5给出两试件水平位移-无粘结预 应力筋应力增量曲线。从图中可见, 在无粘结部分预应力混凝土框架中, 梁预应力筋的力增量始终随着水平力绝对值的增加而增加, 在反复荷载作用下并不存在拉、压变化; 水平力卸至零时, 应力增量也基本上降到零。在开裂弹性阶段直到

17、截面屈服, 无粘结预应力束应力增长虽有较快发展, 但绝大部分的应力增长发生在框架进入塑性之后。即在骨架曲线拐点后, 预应力筋力增加较多。这主要由于结构屈服后, 梁面的普通钢筋已全部屈服并进入强化阶段, 荷载增加, 普通钢筋应力并未增加多少, 预应力筋承担大部分荷载。在进入荷载下降段后, 变形发展, 预应力筋应力仍略有增加。完全卸载后, 由于存在较大的残余变形, 预应力筋的残余应力也较大。从两试件预应力筋的位移-应力增量曲线看, 对于无粘结部分预应力混凝土框架梁中配置的无粘结预应力筋, 框架水平位移与预应力筋应力增量之间有着符合得较好的直线关系。实测结果表明:在反复荷载作用下无粘结预应力筋的极限

18、应力增量可达300MPa 以上。试件UF-2的无粘结预应力筋承担的合力大于试件UF-1。同时也可见无粘结预应力筋始终处于弹性状态, 在反复荷载作用下, 没有发生损伤, 而且本次试验中无粘结预应力混凝土框架梁塑性铰区配有合理的箍筋, 箍筋对塑性铰区混凝土的约束作用亦表现出良好的塑性, 这些使得无粘结预应力混凝土框架梁的塑铰截面能够较稳定地承受多次反复荷载。因此, 无粘结预应力混凝土的关键环节在于无粘结预应力筋的锚固。如无粘结预应力筋的锚固是可靠的, 则通过合理的设计, 无粘结预应力混凝土在地震时可以表现出较好的性能, 可以应用于地震设防区。3. 4 综合配筋指标q 0影响分析试验的两榀无粘结部分

19、预应力混凝土框架, 由于框架梁中配置了一定数量的非预应力钢筋, 抗震性能得到了明显的改善。但同时仅改变横梁中的配筋, 两榀框架还是表现出不同的性能。因此, 下面就试验结果探讨影响框架抗震性能不同表现的因素。在无粘结预应力混凝土结构静力分析中, 综合配筋指标q 0=q p +q s =A p A s f y p e+由于它可以近似地f p64 地 震 工 程 与 工 程 振 动 22卷表达梁截面中的轴高度和转动能力, 因此无论是分析无粘结筋的极限应力还是梁的延性均认为其为主要参数。文献2研究认为, 随着q 0的增大, 延性降低, 抗震性能差。试验的两框架q 0(UF-1=0. 219 >q

20、 0(UF -2=0. 188 , 而结果表明, 无论是总耗能能力、延性还是极限变形能力, 框架UF-1均比UF-2好。分析本次试验框架设计时, 对框架横梁支座采用了不同的预应力度, 预应力筋和非预应力筋都改变了, 但控制了总的有效预应力相同, 即A p pe (UF-1 A p p e (UF-2 , 而A s f y (UF-1 >A s f y (UF-2 , 造成q 0(UF-1 >q 0(UF -2 。但实际上非预应力筋屈服后到极限状态下, 框架UF-2预应力筋承担的力占全部力的比重大于框架UF-1, 主要靠预应力筋承担, 因此它具有的预应力结构的弱点比框架UF-1更明显

21、, 如延性相对较差, 承载力下降相对较快等。对无粘结预应力框架截面极限状态下的截面平衡分析可以得到: 根据截面拉力与压力平衡: A P P +A S f y =f cm bx +A S f yA P f y -A S f y P +A Sx =b f cm公式两边同除以h p , 得极限状态时截面相对受压区高度:A P f y P +A S f y -A S =h p b f cm h p 从上面截面极限分析中, 当极限应力增量较大时, 仅考虑 p e 对受压区高度和截面转动能力的影响是不够的。要比较合理反映截面受压区高度, 应该用预应力筋的极限应力。一般认为, 在极限状态, 粘结预应力筋可以

22、达表2 支座截面与q 0 对应的截面相对受压区高度 h p框架UF-1UF-2预应力度0. 700. 93q 0( p 按计算值0. 2670. 296q 0( p 按实测值0. 2700. 307x/h 0. 1530. 174到屈服, 而无粘结预应力筋达不到屈服强度。但从本次试验中还是可以看到, 无粘结筋的极限应力增量还是较大的。公式q 0中预应力筋仅考虑有效预应力 p e 的贡献, 若沿用综合配筋指标q 0, 考虑到极限状态下无粘结筋A P f y P +A S的极限应力, 引入修正的极限综合配筋指标q 0 =b f cm h p , 显然控制了q 0 就控制了受压区高度x /h p 。

23、试验结果也表明, 用q 0 能更好地反映各抗震性能指标的变化。试验表明, 随q 0 的增大, 延性及耗能能力降低, 抗震性能弱。因此抗震设计中应对q 0 做限制。由于本次试验的框架数量有限, 用q 0还是q 0 作抗震配筋限值还需作进一步的试验和计算分析。非预应力筋有助于改善无粘结框架梁的裂缝分布, 增加框架的延性和耗能能力。试验表明, 只要合理配筋, 非预应力筋都能达到屈服强度。本次试验设计时, 框架UF-2非预应力筋仅按A s =0. 003bh 配置, =2. 5%。可见, 当符合最少非预应力筋条件时, 无粘结预应力混凝土框架仍有良好的性能。当然, 合理的设计应综合考虑结构的安全性和经济性, 采用合适的配筋方式。4 结论与建议(1 强柱弱梁 设计的无粘结部分预应力混凝土框架滞回环形状介于弓形与反S 形之间, 滞回曲线较丰满, 但稍有 捏拢 现象。在承受大幅反复荷载时能够产生塑性铰, 且塑性铰具有相当的转动能力, 延性较好, 同时节点强度能保证。两