張 志，孟少平，于 琦，周 臻

(1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096;2.華東建筑設計研究院 有限公司，上海 200002)

邊柱加強型預應力混凝土框架結構振動臺試驗研究

張 志1，孟少平1，于 琦2，周 臻1

(1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096;2.華東建筑設計研究院 有限公司，上海 200002)

國內的既有預應力混凝土框架結構(簡稱PC框架)大都是基于《混凝土結構設計規(guī)范(GBJ 10－89)》(簡稱89規(guī)范)進行設計，研究表明，其耗能機制為層間屈服機制。為了提高結構的抗震能力，對基于89規(guī)范設計的三層兩跨空間PC框架進行了邊柱加強，并完成了1∶7.2縮尺模型振動臺試驗。試驗表明：加強的邊柱在地震作用下的破壞推遲，結構損傷在各樓層分布均勻，模型能夠形成梁端和柱端出鉸的混合出鉸機制，結構整體抗震能力大大提高。此外，脈沖型近場地震動Chi－Chi波對結構的位移響應影響更大，而El Centro波則更容易激發(fā)模型的高階振型。

預應力框架結構;振動臺試驗;混合出鉸機制;脈沖型近場地震動

20世紀80年代以來，預應力混凝土框架結構(簡稱PC框架)由于具有跨越能力大、結構布置靈活、經濟性能良好等優(yōu)點，在我國的房屋建筑中得到了大力推廣和廣泛應用。目前，我國建成的PC框架都是依據《混凝土結構設計規(guī)范(GBJ 10－89)》(簡稱89規(guī)范)設計和施工的，研究這些結構在地震作用下的真實抗震能力是十分必要的。

蘇小卒［1－2］對有粘結與無粘結單跨單層PC框架的動力試驗研究表明：PC框架在經受強烈持久的模擬地震激勵后仍難以倒塌，表現出良好的震后恢復性能，但其耗能不完全都是梁鉸機制。Park等［3］指出在地震作用下，由于高階振型影響，無法預測的彎矩重分布，多層框架結構將不可避免地會在柱端出現塑性鉸。王鑫［4］通過理論分析指出基于89規(guī)范設計的PC框架不僅難以實現“強柱弱梁”，甚至在強震作用下容易產生層間耗能機制。王紅囡等［5］在對兩榀單跨有粘結和無粘結PC框架進行偽靜力試驗之后指出，即使按照“強柱弱梁”進行設計，結構亦難以形成最理想的耗能機制。黃紅霞［6］對某四層單跨的PC框架的擬靜力試驗結果表明在外荷載作用下框架首先在柱端出鉸，最后才在一層梁端出鉸。李宗森［7］在對某火電廠煤倉間的四層單跨PC框架進行振動臺試驗后也指出框架底層是結構的薄弱部位。但是，由于PC框架跨度大，荷載重的特點，框架梁承載力較大，如果要實現“強柱”，需要將柱截面增大到非常不合理的程度。鑒于此，有學者提出了更為經濟合理的混合出鉸耗能機制。如：Paulay等［8］提出對于重力荷載起控制作用的框架，設計時在保證部分梁端出鉸的前提下，可以允許部分內柱柱端出鉸使結構形成混合耗能機制。余志武等［9］對基于“強柱”和“弱柱”概念設計的5榀部分無粘結PC框架進行了低周反復試驗，探討了無粘結PC框架的延性、耗能和破壞形態(tài)，指出若能滿足“弱柱”型框架柱的抗側能力，采取有效的抗震措施，該型框架不失為一種有利的抗震結構型式。孟少平［10］通過多層多跨預應力混凝土框架的抗震能力試驗，建立了PC框架基于邊柱加強的混合耗能破壞機制。

為了考察國內現存的基于89規(guī)范設計的多層多跨PC框架的抗震性能，于琦［11］進行了基于89規(guī)范設計的空間三層兩跨PC框架的振動臺試驗，試驗結果表明該框架表現出明顯的層間屈服機制，模型損傷集中在底層柱端，且在大震作用下倒塌破壞。在此基礎上，本文采用加強邊柱的方法對文獻［11］中的模型進行了改進，并進行1∶7.2縮尺模型振動臺試驗，研究改進結構的地震響應和耗能機制，為現有PC框架抗震能力的改進、新PC框架結構的設計提供參考。

1 振動臺試驗模型設計

1.1 試驗模型簡介

試驗模型為1∶7.2的三層兩跨有粘結預應力混凝土框架，各參數相似關系如表1所示。由于文獻［11］中的模型表現出明顯的層間耗能機制，損傷集中在模型底層，因此改進模型擴大了一、二層邊柱截面尺寸，并增配了柱的縱向受力鋼筋和箍筋。為了防止模型節(jié)點區(qū)發(fā)生剪切破壞，對模型一、二層梁端進行了加腋，加腋高度55 mm，加腋長度250 mm，實際模型如圖1所示。模型側立面圖如圖2所示，其中小黑點代表鋼筋應變片測點的位置。

圖1 模型照片Fig.1 Model picture

表1 模型與原型相似系數Tab.1 Similarity coefficient of the model and the prototype

1.2 模型材料和配筋參數

模型采用C20微?；炷林谱?，普通鋼筋用12號、16號鍍鋅鐵絲(以下簡稱“#12、#16”)代替，樓面預應力筋采用直徑7 mm抗拉強度設計值1 570 MPa高強鋼絲，屋面預應力筋采用直徑5 mm抗拉強度設計值1 570 MPa高強鋼絲。材料的材性參數如表2所示。

圖2 模型側立面圖Fig.2 Profile of the model

模型預應力梁截面尺寸、配筋如表3所示。模型框架柱截面尺寸、配筋如表4所示。

表2 模型的材性參數Tab.2 Material characteristic of the model

表3 模型結構的預應力梁截面與配筋Tab.3 Sections and reinforcement arrangement of the prestressed beams of the model

表4 模型結構的柱截面與配筋Tab.4 Sections and reinforcement arrangement of the columns of the model

2 試驗測試與加載方案

2.1 測量儀器布置

加速度傳感器：采用Lance ICP型加速度傳感器，共7只，布置在PC框架端立面。位移傳感器：采用ASM拉線式位移傳感器，共4只，布置在PC框架端立面，用來校核加速度積分計算得出的位移。加速度傳感器和位移傳感器的布置如圖3所示。所有的加速度和位移數據采用南京安正軟件工程有限公司開發(fā)的動態(tài)采集系統采集。

圖3 模型測量儀器布置圖Fig.3 Arrangement of the acquisition instruments

在模型底層和頂層柱端以及邊柱加腋處框架梁梁端布設應變片監(jiān)測模型配筋在試驗過程中的應變變化，使用DH－3817動態(tài)應變采集儀采集試驗過程中的鐵絲應變。

2.2 地震波選擇及加載制度

試驗選用三條地震波，如表5所示。

表5 試驗用地震波Tab.5 Earthquake records used in the experiment

經過基線校正之后的Chi－Chi波及相應的速度、位移時程如圖4所示，從圖中可以看出，校正后的時程依然含有明顯的速度脈沖效應，可以檢驗速度脈沖效應對結構反應的影響。根據相似條件，輸入地震動時間間隔壓縮至0.003 375 s。

圖4 某工況下輸入的Chi－Chi波的加速度以及相應的速度、位移時程曲線Fig.4 Acceleration and relative velocity，displacement traces of the Chi－Chi earthquake

振動臺試驗的加載制度如表6所示。

3 試驗結果分析

本文對1.1節(jié)中模型進行了振動臺試驗研究，獲得其在各級地震作用下的實際表現。

3.1 試驗現象描述

工況1之后，模型沒有發(fā)現可見裂縫，基本處于彈性狀態(tài)。工況2之后，框架一邊柱柱底外側出現微小裂縫，框架其他部位仍保持完好。工況3之后，部分底層邊柱柱頂與梁相交處開裂。工況4～工況6之后，框架柱底層柱頂均開裂，在框架二、三層柱頂發(fā)現裂縫，如圖5(a)所示。工況7的地震波輸入過程中，模型的底層發(fā)生了明顯的層間變形，地震波輸入完成后，除底層柱頂開裂加劇，中柱柱底出現裂縫外，二層和三層部分柱頂都發(fā)生了開裂，底層預應力框架梁位于邊柱附近的加腋端部出現了豎向裂縫，如圖5(b)所示，說明在模型梁端出現損傷，相比較于文獻［11］中未經過邊柱加強的模型表現出了更為合理的耗能能力。工況8的El Centro波和Taft波輸入之后，在前一個工況中框架梁加腋處出現的裂縫加劇，二、三層柱端開裂位置分布更為廣泛，主要集中在中柱附近。工況8的Chi－Chi波輸入完成后，底層框架梁在邊柱附近的加腋端部全部開裂，二層中柱附近的加腋端部開裂，三層邊柱柱頂環(huán)繞開裂。工況9地震波用于模擬大震過后的余震，地震動強度較前面工況有所減小，輸入完成后，模型損傷沒有明顯改變?？蚣苣Ｐ驮囼灥膿p傷如圖6所示。

表6 振動臺試驗加載制度Tab.6 Test design cases

從圖6可以看出模型損傷比較分散，而且梁端和中柱的開裂都比較明顯。根據鋼絲材性試驗結果，#12鐵絲屈服應變大概在1 500 με，底層中柱柱頂和柱底鋼筋在Taft波激勵下的應變時程曲線以及模型測點的應變水平如圖7所示。

圖7 工況8激勵下模型應變示意圖Fig.7 Strain of the model in case 8 stimulation

由于模型制作過程中損壞了部分應變片，根據存活的鐵絲應變采集數據，底層中柱柱端、框架梁梁端和三層邊柱柱端的應變相比其他測點較大，加腋處梁底鐵絲應變較梁頂鐵絲應變要大。從圖7(a)可以看出底層中柱的柱頂鐵絲應變峰值遠遠大于屈服應變，底層中柱頂端形成了塑性鉸。雖然模型沒有形成足夠多的塑性鉸，但是根據現有的應變測試結果可以推斷出在更大強度的地震動激勵下，模型的出鉸順序依次為底層中柱柱端，頂層邊柱柱端和框架梁端，形成梁端、中柱和部分頂層邊柱同時出鉸的混合耗能機制。由于頂層中柱柱端應變僅在400 με水平，在頂層部分邊柱柱端出鉸的情況下，頂層柱整體仍具有一定的抗側能力。在框架梁端出鉸之后，模型已經形成了混合出鉸機制，此時底層邊柱柱端還未出鉸，可以有效防止模型的倒塌，所以相比較文獻［11］中的模型所表現出的典型的層間屈服機制，經過邊柱加強之后的模型具有更合理的耗能機制和更好的抗震能力。

3.2 模型結構的動力特性

在振動臺試驗之前，白噪聲掃頻得到模型初始基頻為8.133HZ。隨著試驗的進行，結構的基頻變化如圖8所示。

圖8 模型結構基頻變化示意圖Fig.8 Variation of the fundamental frequency

從圖8可以看出隨著輸入地震動強度的增大，模型自振頻率降低，說明結構損傷越來越大。在初始幾個工況激勵中，模型自振頻率沒有降低或者降低很小，這是由于輸入的地震動強度較小，模型基本處于彈性狀態(tài)。從工況5開始，結構的頻率降低非常顯著，模型底層柱端開裂明顯增加，二、三層柱端也出現開裂，從工況7開始，在梁端也出現開裂，結構基頻變化和試驗現象相符。數值模擬采用OpenSees模擬二維框架，從圖8中可以看出數值模擬和試驗結果趨勢相符。

模型的第一階振型變化如圖9所示。

從圖9可以看出，前7個工況模型的一階振型相近，從工況8開始，結構一階振型明顯發(fā)生了變化，這說明隨著地震波強度的提高，結構損傷已經很大，可以從振型模態(tài)表現出來。這也和模型本身的自振頻率變化以及試驗現象相符。

3.3 模型結構的加速度響應

模型在 El Centro波，Taft波，Chi－Chi波輸入過程中的每層受到的加速度響應如圖10所示。

從圖10可以看出，在三條地震波激勵下一、二、三層的加速度時程逐漸增大，說明模型在地震波激勵下的反應隨著測點所在高度的升高而增大。

圖9 模型的一階振型的變化Fig.9 Variation of the first modal shape

圖10 模型在不同強度地震動激勵下每層加速度響應包絡圖Fig.10 Envelope of the acceleration of every floor under different earthquake stimulation

由于振動臺實際輸出的El Centro波的卓越周期在0.16 s附近，在工況4結束時，模型掃頻得到的一階自振頻率為0.125 s，在工況8結束后模型掃頻得到的一階自振頻率為0.163 s，更為接近El Centro波的卓越周期，故模型在工況9的加速度反應大于工況5的加速度反應。振動臺實際輸出Taft波的卓越周期在0.149 s，但是根據該波的頻譜，在0.125 s時的反應要大于0.163 s時的反應，故Taft波激勵時，模型在工況5下的反應要大于工況9。

3.4 模型結構的層間位移角

模型在各條地震波下的最大層間位移角如圖11所示。由于在低強度地震動輸入時模型響應較小，而位移傳感器采集的數據受到外界影響較大，故層間位移采用加速度在頻域內的積分獲得。

根據圖10的結果，隨著地震動強度的增加，模型每一層受到的地震作用也增加，所以在圖11中，模型的層間位移角隨著輸入地震動強度的增大而增大。模型一、二層邊柱抗側剛度較三層有所加強，在El Centro波激勵下，模型層間位移表現出了高階模態(tài)，三層的層間位移角較二層要大，但是在Taft波和Chi－Chi波激勵下，模型層間位移從上到下逐層增大，模型側移曲線表現為剪切型。在三種地震動激勵下，Chi－Chi波產生的底層層間位移角最大，說明低層建筑受到含有速度脈沖的近場地震動激勵產生的底層層間位移要比普通中遠場地震動大。

圖11 模型在不同地震激勵下的層間位移角示意圖Fig.11 Story drift of different earthquake stimulation

通過對比進行邊柱加強之前和之后的層間位移角響應可以發(fā)現，雖然圖11中底層的層間位移角是三層之中最大的，但是相比較于文獻［11］中的模型，該模型在三種地震波激勵下底層層間位移角最大值都超過了2%，在Chi－Chi波激勵下達到了3.5%，進行邊柱加強后的模型的層間位移角已經大為減小，損傷分散在各層，邊柱加強后的結構表現出更好的抗震能力。

模型在工況3和工況7不同類型地震波激勵下的響應對比如圖12所示。

圖12 在不同類型地震動激勵下模型響應對比圖Fig.12 Comparison of the response of the model under different earthquake stimulation

從圖12可以看出，從工況3到工況7，模型三個樓層的層間位移角增加相當，說明模型的損傷分散在各層。工況7中Chi－Chi波的加速度響應遠小于Taft波和El Centro波，一方面可能由于數據記錄存在的時間間隔造成記錄數據時的部分峰值丟失，另一方面應該和模型自振周期遠離Chi－Chi波卓越周期有關，可是Chi－Chi波的層間位移角響應卻明顯大于其他兩條地震波，說明速度脈沖型地震波對于結構的位移響應較其他中遠場地震波有更大的影響。

4 結論

通過上述分析，得出以下結論：

(1)基于89規(guī)范設計的PC框架經過邊柱加強后，雖然在地震作用下底層的層間位移角是三層之中最大的，但是相比較于邊柱加強之前的模型，已經大為減小，模型損傷分散在各層，抗震能力得到了極大的提高。

(2)基于89規(guī)范設計的PC框架經過邊柱加強后，在地震動激勵下易于形成混合出鉸機制，能夠滿足小震不壞，中震可修，大震不倒的設防要求，并可以抵御高于原設防烈度的大震作用。

(3)模型結構在工況9激勵下損傷沒有發(fā)生明顯的增加，說明邊柱加強可以有效地提高結構在大震后抵御余震沖擊的能力。

(4)模型結構在速度脈沖型近場地震動激勵下的位移響應較其他中遠場地震動更為明顯，且速度脈沖型近場地震動更容易激發(fā)模型結構的一階振型。

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［4］王 鑫.既有預應力混凝土框架結構抗震能力評估及相關問題研究［D］.南京：東南大學，2010.

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［6］黃紅霞.預應力混凝土框架結構抗震性能試驗研究［D］.武漢：武漢理工大學，2008.

［7］李宗森.火電廠煤倉間預應力砼框架結構振動臺試驗研究［D］.武漢：武漢理工大學，2008.

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［9］余志武，羅小勇.水平低周反復荷載作用下無粘結部分預應力混凝土框架的抗震性能研究［J］.建筑結構學報，1996，17(2)：30－36.

［10］孟少平.預應力混凝土框架結構抗震能力及設計方法的研究［D］.南京：東南大學，2000.

［11］于 琦.既有預應力混凝土框架結構基于性能的抗震能力評估與改進研究［D］.南京：東南大學，2010.

Shaking table test of a side-column-strengthened prestressed concrete frame structure

ZHANG Zhi1，MENG Shao－ping1，YU Qi2，ZHOU Zhen1
(1.Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China;2.East China Architecture Design＆ Research Institute Co.Ltd.，Shanghai 200002，China)

The frame hinge mechanisms of the plenty of existing prestressed concrete frame structures(PC frame structures)which were designed according to the 89 code are story sway mechanisms.In order to improve the seismic resistance of this kind of structures，a shaking table test on the 1∶7.2 reduced scale model of a modified 3 story－2 bay PC frame structure was carried out.The results indicated that the strengthened side columns'damage was postponed，the breakage was dispersed to all stories，the structure acted as a combined hinges yield mechanism and the seismic resistance of the PC frame structure was improved.Comparing to the earthquakes of El Centro and Taft，the model responded more severely during the input of Chi－Chi earthquakes.El Centro triggers more easily higher－mode shapes than other earthquakes.

prestressed concrete frame structure;shaking table test;combined hinges yield mechanism;impulsive near－field ground motion

TU378.4

A

國家重點基礎研究發(fā)展計劃(973計劃)基金項目資助(2007CB714200);國家自然科學基金項目資助(50878055)

2011－06－20 修改稿收到日期：2011－09－07

張 志 男，碩士生，1986年生

孟少平 男，教授，1960年生