钱 程， 李延和， 解登峰， 李 宁， 文孝迎

(1. 南京工业大学 土木工程学院， 江苏 南京 211816； 2. 荣盛房地产开发有限公司， 山东 济南 250000；3. 徐州市碧桂园房地产开发有限公司， 江苏 徐州 221000)

近年来，无粘结部分预应力混凝土(Unbonded Partially Prestressed Concrete，UPPC)框架广泛应用于房屋、桥梁与加固改造等结构中。然而，由于裂缝等级控制和构造要求使得UPPC框架梁具有较高的强度储备。按现行规范设计的框架柱截面先于梁出现塑性铰，不易形成梁铰侧移机制，孟少平[1]建议采用混合耗能机制。

无粘结预应力混凝土结构具有较好的抗震性能，且无粘结预应力筋的极限应力与有效预应力有关[1]。本文利用无粘结混凝土结构的这种特性提出了一种具备良好变形能力和耗能能力的新型无粘结预应力混凝土框架结构——自适应耗能UPPC框架结构体系[2]。自控耗能UPPC框架与普通UPPC框架的区别在于耗能元件设置在无粘结预应力筋转角处，耗能元件本身并不耗能，但改变了结构的耗能形式，故亦称之为耗能元件。在罕遇地震作用下，自控耗能UPPC框架结构体系中的耗能元件达到阈值时首先发生脆性破坏，产生有限变形使预应力筋松弛从而释放部分有效预应力，进而降低了框架梁的承载力，使得梁端先于边柱出现铰，最终形成混合耗能机制。范贤玉[3]初次提出自适应耗能UPPC框架的概念，探讨其耗能机理并给出自适应耗能元件的基本构造与阈值计算方法。翟建雷等[4]对自控元件进行力学性能试验研究，结果表明：自控元件在罕遇地震下达到承载力阈值的破坏形式满足脆性破坏要求，使自控耗能UPPC框架形成安全的梁铰耗能机制。文孝迎等[5]对3根自控耗能UPPC梁与1根普通UPPC梁进行往复荷载试验，根据试验结果给出自控元件较为合理的布置方式：自控元件布置于跨中三分点处，下转点对称布置。通过对比普通UPPC梁与自控耗能UPPC梁试验结果可知[6]：相比于普通UPPC梁，自控耗能UPPC梁具有更好的延性与耗能能力，但承载力略微降低。文献[7]进行了1榀单层单跨自控耗能UPPC框架与1榀单层单跨普通UPPC框架在低周往复荷载作用下的试验研究，试验结果表明：自控耗能UPPC框架相比于普通UPPC框架有更好的延性与耗能能力，但水平承载力略低。

由于单跨结构与多跨结构性能有所区别，为了更准确地评估自控耗能UPPC框架结构的抗震性能，本文在已有研究成果的基础上，对耗能元件进行改进，并通过对1榀单层双跨普通UPPC框架与2榀单层双跨自控耗能UPPC框架进行低周反复荷载试验，分析自控耗能UPPC框架的滞回性能、延性、刚度和耗能能力，为自控耗能UPPC框架的设计提供试验参考。

1 试验概况

1.1 耗能元件设计

第一代耗能元件[5]所采用的是铸铁与碳纤维布粘贴的构造形式，以此组成耗能元件，其中主要利用铸铁材料的脆性来控制阈值，具体作用效果如图1a所示。但碳纤维布与铸铁的粘结效果无法达到预期强度；且耗能元件需要占用很大空间才能满足强度要求，影响预应力筋的释放。第二代耗能元件的设计中[7]，采用焊接的方式，利用的是焊缝脆性破坏的特性。顶板与侧板通过角焊缝连接，把角焊缝作为主要的受力部位，再将碳纤维板通过胶水和侧板粘在一起，组成耗能元件，作用效果如图1b所示。但焊缝质检复杂，难以保证合格率；且耗能元件主体钢材存在锈蚀风险，造成耗能元件承载力下降从而达不到预期效果。本文基于先前设计的耗能元件基础上，提出了一种新的设计思路，对耗能元件进行了重新的优化设计，如图2所示。

图1 变形盒作用效果

图2 耗能元件构造

在总结两代耗能元件的优缺点之后，设计出本次耗能元件：

(1)把主要受力材料换成玻璃钢(Glass Fiber Reinforced Plastic， GFRP)，又名玻璃纤维增强复合材料，是一种性能优良的脆性材料，满足耗能元件对材料特性的要求。

(2)转换了承压部件的受力方式，承压部件受力方向与预应力筋长度方向垂直，耗能元件的高度即为预应力筋的下降高度，不同的预应力释放程度通过改变侧板高度实现。

本次设计的耗能元件尺寸小，自重轻，成本低廉，有利于耗能元件的推广使用。

1.2 试件设计

试验试件为三榀UPPC框架，其中一榀为普通UPPC框架，两榀为自控耗能UPPC框架(预应力释放程度为本次试验主要对比参数，不同预应力释放程度只需改变耗能元件侧板高度从而改变预应力筋释放空间)，试验参数见表1。KJ1为普通UPPC框架，没有放置耗能元件，所以预应力释放程度为0。KJ2与KJ3的预应力释放程度分别为20%和40%，从而进行对比分析不同预应力释放程度对UPPC框架抗震性能的影响，KJ1与KJ3进行对比以研究耗能元件对UPPC框架抗震性能的影响。对三榀框架进行拟静力试验，研究单层双跨自控耗能UPPC框架的破坏模式、刚度退化、延性、最大水平位移等。

三榀框架都按照统一的尺寸与配筋设计(配筋左右对称)[8～10]，唯一的不同在于自控耗能UPPC框架梁上设置了耗能元件。混凝土强度等级均为C30。框架梁截面尺寸为200 mm×300 mm，梁长为4000 mm；框架边柱截面尺寸为250 mm×350 mm, 框架中柱截面尺寸为250 mm×400 mm，柱高为2000 mm；地梁截面尺寸为350 mm×450 mm。图3为三榀UPPC框架的具体构造尺寸。

图3 UPPC框架构造/mm

框架梁预应力筋为1φs15.2的高强钢绞线，采用无粘结后张预应力并锚固在梁柱节点，张拉控制应力σcon=0.75fptk(fptk为极限强度的标准值[10])。钢绞线沿梁长折线布置，反弯点距梁边为75 mm。每榀自控耗能UPPC框架布置4个耗能元件，分别布置在预应力筋下转折处。采用千斤顶对预应力筋进行张拉，张拉过程为0→0.2σcon→0.4σcon→0.6σcon→0.8σcon→1.0σcon→持荷2分钟→锚固。

表1 试验参数

1.3 材性参数

混凝土强度为C30，每榀框架混凝土力学性能指标如表2所示。钢筋与钢绞线的材料力学性能见表3。

表2 混凝土轴心抗压强度 MPa

表3 钢筋、钢绞线力学性能

1.4 加载方式

框架的反复加载装置如图4所示。预应力钢绞线张拉完成后，竖向采取两点加载方式，在每跨梁的三分点处分别施加2 t的配重以模拟正常使用荷载。试验中在梁端施加水平往复荷载，千斤顶与作用点之前放置钢板并固定在千斤顶上，框架右端设置钢板并通过4根锚杆与左侧钢板连接以保证受力作用点随着荷载的往复而变化。梁右侧设有位移计，以修正位移误差。

图4 加载装置

试验加载采用位移控制加载方法进行，先采用变幅加载方式，在试件屈服以前每级加载幅值为2 mm且循环一次；试件屈服之后每级加载幅值为2倍的屈服位移(Δr)且循环二次，直至试件水平承载力下降至峰值承载力的85%时试验结束。加载制度如图5所示。

图5 加载制度

1.5 耗能元件安装

自控耗能元件安装于折线型预应力筋的下转折点处，绑扎好钢筋笼后，可进入自控耗能元件的安装程序，安装步骤如下：

(1)首先测量好安装位置，将定位钢筋直接焊接在箍筋上；

(2)将自控元件嵌入定位钢筋；

(3)固定好自控耗能元件后，在元件与预应力筋空隙处填充泡沫，阻止混凝土侵入，为预应力筋的释放提供足够的空间。

耗能元件安装见图6。

图6 耗能元件安装

1.6 试验量测

试验中量测了梁端加载点处水平荷载P及相应的位移Δ、试件钢筋的应变等。通过应变片由DH-3815N 静态应变测量系统自动采集应变，相应钢筋的应变片布置如图7所示。试件表面混凝土裂缝的出现与发展、破坏形态以及破坏部位均由人工观测并用高精度相机记录。

图7 测点布置

2 试验现象及破坏模式

2.1 KJ1

当正向位移加载至8 mm时，中柱柱顶距离

节点核心区150 mm左右处出现第一条水平裂缝，负向加载时裂缝出现在对称位置。当横向位移达到12 mm时，柱脚出现了一些斜裂纹并随着位移增大而继续扩展。当侧向荷载达到340 kN时，中心柱底部形成塑性铰，相应位移为24 mm，如图8a所示。当加载至48 mm时，梁柱节点核心区域出现大量交叉裂缝并且混凝土开始剥落。当加载到72 mm时，中柱节点核心区混凝土和中柱柱脚混凝土严重剥落，箍筋发生变形，纵向受力钢筋暴露，试验终止，此时试件承载力迅速下降到330 kN，已经低于极限荷载的85%。KJ1的破坏状态如图9a所示。

图8 框架破坏现场照片

图9 破坏状态

2.2 KJ2

在位移加载至40 mm之前，KJ2的破坏模式与KJ1基本相似。当水平位移达到40 mm时，框架右侧梁内发出“嘭”的一声响，同时传感器显示预应力筋的应力急剧下降(见图10)，说明此时框架右侧梁内布置的一个耗能元件发生破坏。当水平位移达到80 mm时，中柱节点核心区混凝土剥落，中柱柱底混凝土脱落明显且有纵筋外露，梁上裂缝和梁柱节点核心区的裂缝基本连接起来，此时试件水平承载力的下降幅度更加明显，已远低于极限承载力的85%，试验结束。此时中柱柱底处的混凝土和中柱节点核心区混凝土的剥落现象已经非常严重，箍筋发生变形，且中柱节点核心区有受力钢筋已经暴露，梁底破坏较KJ1严重，如图8b，8c所示。KJ2的破坏状态如图9b所示。

图10 预应力应力变化

2.3 KJ3

KJ3的破坏模式与KJ2基本一致。当水平位移达到40 mm时，框架右侧梁内同样发出“嘭”的一声响，同时传感器显示预应力筋的应力急剧下降(见图10)，说明此时框架右侧梁内布置的一个耗能元件发生破坏。KJ3破坏时的水平力为330 kN，对应的位移达到100 mm，破坏状态如图9c所示。

2.4 破坏模式

从三榀试件的试验结果可以发现，柱脚形成塑性铰是不可避免的，但是梁端塑性铰、柱脚塑性铰区的混凝土破坏程度相差较大，设置耗能元件的试件KJ2和KJ3在梁端形成塑性铰区域，混凝土发生剥落，而KJ1梁端混凝土基本没有剥落现象；KJ1中柱节点核心区形成交叉主裂缝，混凝土剥落现象严重，而KJ2和KJ3中柱节点核心区并没有形成交叉主裂缝。且随着预应力筋应力释放程度的增大，框架梁出铰顺序提前越明显，UPPC框架更易形成整体耗能机制，如图11所示。

图11 框架出铰位置及顺序

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

试件的框架梁荷载P-Δ滞回曲线如图12所示。

图12 P-Δ滞回曲线

由图12可知：

(1)在试件开裂之前，滞回曲线在加载和卸载阶段基本重合，且大致成直线，表明此时试件处于弹性工作阶段。在这一阶段，试件基本不存在残余变形、刚度退化现象，耗能能力很小。随着加载位移的增大，试件逐渐出现裂缝，滞回环所包含的面积增大，表明试件耗能能力增大。当框架柱脚或框架梁端屈服之后，试件刚度逐渐降低，荷载和位移逐渐增大。

(2)加载初期三榀框架的滞回曲线基本一致，但当水平位移达到40 mm且耗能元件破坏后，KJ2和KJ3的梁端塑性铰破坏较KJ1更严重，使得KJ2与KJ2的滞回曲线更为饱满。

(3)由于KJ3的预应力释放程度为KJ2的2倍，使得KJ3梁的承载力在耗能元件破坏后更低，所以KJ3梁的最终破坏形态也比KJ2严重。KJ3的可以耗散更多能量，延性也更好。

3.2 骨架曲线

图13为试件的骨架曲线，表4为各特征点的试验结果。

图13 骨架曲线

表4 KJ1～KJ3的特征荷载 kN

从图13和表4可以看出：

(1)试件框架在低周反复荷载下经历弹性阶段、弹塑性阶段和塑性阶段。

(2)在初始加载阶段，三榀框架的加载过程大致相同，三个样本的曲线保持线性，显示出相似的刚度。

(3)当加载到40 mm时，KJ2和KJ3的耗能元件破坏，梁的承载力降低，骨架曲线保持水平，而KJ1的骨架曲线持续上升直至达到极限荷载。由于耗能元件破坏，KJ2和KJ3梁的承载力降低，两榀框架的屈服强度略低于KJ1。

3.3 延性

延性是评价框架塑性变形能力的重要指标，延性系数μ通过如下公式计算：

μ=Δu/Δy

(2)

式中：Δu为极限位移；Δy为屈服荷载。表5列出了三榀框架的延性系数与相关参数。

表5 试件位移延性系数

从表5可以看出试件KJ2和试件KJ3的延性系数比试件KJ1的延性系数好，说明耗能元件能提高UPPC框架的延性；而对比KJ2和KJ3的延性系数发现，应力释放程度为40%的耗能元件对UPPC框架的延性影响更大，得到框架的延性效果更好。

3.4 耗能能力

能量耗散能力是指结构或构件在地震反复荷载作用下吸收能量的大小，以滞回曲线所围成的面积来衡量。试件在每个位移周期耗散能量与总耗散能量如图14所示。

图14 耗能曲线

由图14可知：

(1)加载初期三榀框架不论总耗能还是每级位移耗散的能量基本一致，但是当耗能元件破坏后，KJ2和KJ3梁的破坏更加严重从而吸收更多的能量，所以自控耗能UPPC框架的耗能能力优于普通UPPC框架。

(2)由于KJ3的预应力释放程度大于KJ2，KJ3梁的破坏程度比KJ2更严重，所以KJ3的总耗能和每级位移耗能都大于KJ2。因此，随着预应力释放程度的增加，自控耗能UPPC框架的耗能能力更好。

4 结 论

本文对两榀自控耗能UPPC框架与一榀普通UPPC框架进行低周反复试验，试验结果表明：

(1)本次试验获得了自控耗能UPPC框架的滞回曲线，为今后UPPC框架的数值模拟提供参考依据。

(2)自控耗能UPPC的破坏模式为梁铰机制，梁端的出铰顺序早于边柱柱脚，比普通UPPC框架具有更好的耗能能力与延性。根据耗能元件破坏声音和预应力筋应力变化情况可以推断，两榀自控耗能UPPC框架均有一个自控耗能元件发生破坏导致预应力筋释放，然后随着继续加载，预应力筋应力继续增加，但增加的值达不到使剩余元件破坏的值，震后自控耗能UPPC框架可重新张拉预应力筋并进行加固以重复使用并仍然具有自控耗能能力。

(3)自控耗能UPPC框架有更好的延性与耗能能力。在耗能元件破坏之前自控耗能UPPC框架与普通UPPC框架没有区别，但在罕遇地震作用下耗能元件发生作用，提高UPPC框架延性与耗能能力，虽然元件破坏时刚度存在突变，但对整个破坏过程刚度的影响可以忽略。自控元件破坏后使预应力筋松弛，预应力的释放降低了梁的承载能力，使得自控耗能UPPC框架的承载力略低于普通UPPC框架。

(4)本次试验测得了两榀自控耗能UPPC框架预应力筋应力变化曲线。耗能元件破坏时预应力筋松弛，降低梁的承载能力从而提高框架的耗能能力与延性。框架的耗能能力与延性随着预应力释放程度的增加而提高。