張　晨　 周宇凌　 蔡小寧　 孟少平

(1東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)(2南通大學(xué)建筑工程學(xué)院, 南通 226019)(3淮海工學(xué)院土木工程學(xué)院, 連云港 222005)

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后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式框架節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

張晨1,2周宇凌1蔡小寧3孟少平1

(1東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)(2南通大學(xué)建筑工程學(xué)院, 南通 226019)(3淮海工學(xué)院土木工程學(xué)院, 連云港 222005)

提出了一種新型的后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架(PTHP)節(jié)點(diǎn),為了研究該節(jié)點(diǎn)的抗震性能,對(duì)3榀PTHP邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn).對(duì)構(gòu)件的破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線、耗能能力、延性、剛度退化以及殘余變形等抗震性能進(jìn)行了分析.結(jié)果表明:除節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端以外,梁上大部分區(qū)域均未出現(xiàn)裂縫,柱和牛腿幾乎無(wú)損傷,節(jié)點(diǎn)的破壞呈典型的強(qiáng)柱弱梁特征;截面平均初始?jí)簯?yīng)力越大,帶肋角鋼初始剛度越大,則節(jié)點(diǎn)的承載力越高,但相應(yīng)的極限位移越小;無(wú)粘結(jié)的后張預(yù)應(yīng)力筋在加載過(guò)程中始終保持彈性,為節(jié)點(diǎn)提供了良好的自恢復(fù)能力.PTHP節(jié)點(diǎn)具有較好的承載力、剛度和耗能能力,與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相比其變形能力、自恢復(fù)能力更好,殘余變形更小.

后張;無(wú)粘結(jié);混合裝配;框架節(jié)點(diǎn);抗震性能

TU378.4;TU352.11

A

1001-0505(2016)05-1063-07

裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架通過(guò)后張的預(yù)應(yīng)力筋將預(yù)制梁、柱構(gòu)件裝配為整體結(jié)構(gòu),除了具有裝配式結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)外,還具有自恢復(fù)能力強(qiáng)、構(gòu)件損傷小、震后易修復(fù)的優(yōu)點(diǎn),是一種適合工業(yè)化生產(chǎn)、可廣泛應(yīng)用于工業(yè)與民用建筑中的綠色建筑結(jié)構(gòu)形式.以美國(guó)和日本聯(lián)合對(duì)預(yù)制抗震結(jié)構(gòu)體系(precast seismic structural systems, PRESSS)的研究成果為代表，進(jìn)行了節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)和有限元分析,并建有工程實(shí)例[1-4],但未得到大規(guī)模的應(yīng)用.柳炳康等[5-6]進(jìn)行了多層多跨預(yù)壓裝配式框架的試驗(yàn)與數(shù)值分析.董挺峰等[7-8]對(duì)無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力直接裝配節(jié)點(diǎn)和混合裝配節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究,并對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了理論和數(shù)值分析.目前存在的主要問(wèn)題有:① 單純采用預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行裝配的節(jié)點(diǎn)耗能能力不足;② 設(shè)置了包括普通鋼筋、摩擦鋼板等耗能件的節(jié)點(diǎn)施工不方便或更換修復(fù)困難繁瑣;③ 設(shè)置阻尼器的節(jié)點(diǎn)耗能能力較佳,但占用空間影響使用且成本較高.為了改善該節(jié)點(diǎn)在地震荷載下的破壞形態(tài),改進(jìn)其耗能能力、施工裝配等方面的不足,基于“震后易修復(fù)、適合工業(yè)化生產(chǎn)”的理念,本文在課題組前期提出的節(jié)點(diǎn)形式[9-10]的基礎(chǔ)上,提出了一種新型的后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架(unboned post-tensioned hybrid precast concrete frame, PTHP)節(jié)點(diǎn).在東南大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了3榀PTHP邊節(jié)點(diǎn)的低周往復(fù)荷載試驗(yàn),根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,對(duì)該節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了評(píng)價(jià).

1　節(jié)點(diǎn)形式

本文提出的后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架(PTHP)節(jié)點(diǎn)由預(yù)制的梁、柱通過(guò)通長(zhǎng)無(wú)粘結(jié)的預(yù)應(yīng)力筋拼裝而成,預(yù)應(yīng)力筋可根據(jù)需要設(shè)置在梁截面中部(見(jiàn)圖1)或頂、底部配置.角鋼通過(guò)高強(qiáng)度螺栓固定在節(jié)點(diǎn)處,角鋼表面焊接三角形加勁肋以提高其剛度,從而提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力[11].帶加勁肋角鋼提供耗能能力,預(yù)應(yīng)力筋作為節(jié)點(diǎn)拼裝的手段并提供自恢復(fù)能力,牛腿承受節(jié)點(diǎn)剪力并作為施工時(shí)預(yù)制梁的支撐,免除施工臨時(shí)支撐,適合大跨度結(jié)構(gòu).

圖1　后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式混凝土框架(PTHP)節(jié)點(diǎn)

2　試驗(yàn)概況

2.1構(gòu)件設(shè)計(jì)

3榀PTHP邊節(jié)點(diǎn)的尺寸及配筋完全相同,各節(jié)點(diǎn)的配筋、角鋼規(guī)格及施加預(yù)應(yīng)力的基本情況見(jiàn)表1.為了提高梁端延性及混凝土的強(qiáng)度,在節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端塑性鉸區(qū)域(約1倍梁高范圍)設(shè)置了焊接鋼筋網(wǎng)片.焊接鋼筋網(wǎng)片的鋼筋直徑、網(wǎng)格尺寸應(yīng)充分考慮預(yù)埋件的規(guī)格和施工方便,按照構(gòu)造要求選取.梁柱構(gòu)件詳細(xì)的配筋情況見(jiàn)圖2,箍筋間距為100 mm,加密區(qū)為50 mm,施加預(yù)應(yīng)力的梁端、節(jié)點(diǎn)區(qū)柱端預(yù)埋了錨定板、喇叭管和螺旋箍筋.

表1　構(gòu)件參數(shù)

注:fptk為預(yù)應(yīng)力筋抗拉強(qiáng)度.

(a) 構(gòu)件

(b) 配筋圖

根據(jù)理論分析[12-13]和試驗(yàn)結(jié)果,后張無(wú)粘結(jié)裝配式框架節(jié)點(diǎn)區(qū)為斜壓桿抗剪機(jī)制.無(wú)粘結(jié)的后張預(yù)應(yīng)力筋未將剪力傳遞至節(jié)點(diǎn),水平剪力完全由核心區(qū)混凝土承擔(dān),此時(shí)箍筋須為混凝土提供足夠的約束效應(yīng),防止其提前壓潰.基于上述分析,可采用基于同樣理念的美國(guó)規(guī)范ACI-318規(guī)范[14]計(jì)算節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力并進(jìn)行設(shè)計(jì).當(dāng)節(jié)點(diǎn)剪力滿足限值要求時(shí),框架節(jié)點(diǎn)區(qū)的箍筋可按框架柱加密區(qū)箍筋的配置方法設(shè)置.

根據(jù)已有的試驗(yàn)結(jié)果可知,高強(qiáng)度螺栓在加載過(guò)程中損傷較小,螺栓的規(guī)格和布置可參照已有的工程資料和鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范.高強(qiáng)度螺栓采用10.9級(jí)M22型號(hào)螺栓,預(yù)拉力按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定施加,高強(qiáng)度螺栓A端部采用焊接鋼板加強(qiáng)錨固并預(yù)埋在梁中,高強(qiáng)度螺栓B在節(jié)點(diǎn)組裝時(shí)后穿入柱中.兩帶肋角鋼包括單肋和雙肋2種,尺寸如圖3所示.

(a) 1#角鋼

(b) 2#角鋼

預(yù)制梁、柱構(gòu)件采用28 d立方體抗壓強(qiáng)度為35.6 MPa的混凝土,鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼絞線、角鋼的強(qiáng)度等級(jí)、力學(xué)性能如表2、表3所示.梁柱接縫處采用纖維砂漿進(jìn)行灌縫,加入纖維可保證節(jié)點(diǎn)受力過(guò)程中填縫材料不會(huì)壓碎脫落.

表2　鋼筋的力學(xué)性能

注:Es為鋼筋彈性模量.

表3　角鋼的力學(xué)性能

2.2梁柱構(gòu)件裝配

將梁、柱試件運(yùn)至試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拼裝,裝配工序如下:① 將梁、柱構(gòu)件平放在地面并定位;② 將角鋼和鋼板就位,通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接在構(gòu)件上,高強(qiáng)度螺栓擰緊至預(yù)拉力的一半;③ 在波紋管中后穿預(yù)應(yīng)力鋼絞線;④ 在梁柱接觸面上澆灌15 mm厚纖維增強(qiáng)砂漿;⑤ 待砂漿達(dá)到一定強(qiáng)度后,張拉預(yù)應(yīng)力筋至設(shè)計(jì)的張拉控制應(yīng)力并進(jìn)行錨固;⑥ 擰緊螺栓至預(yù)拉力,節(jié)點(diǎn)拼裝完成.其中第⑤步分級(jí)逐根張拉鋼絞線,將梁端壓力傳感器連接到DH3816靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀,張拉過(guò)程中可實(shí)時(shí)監(jiān)控預(yù)應(yīng)力筋合力.裝配完成的梁柱節(jié)點(diǎn)如圖4所示.

圖4　裝配完成的梁柱節(jié)點(diǎn)

2.3加載制度及測(cè)點(diǎn)布置

將T形構(gòu)件吊裝至節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)機(jī)處定位,柱上、下端用楔形鐵塊和粗鋼筋頂緊模擬鉸接.柱頂使用320 t液壓千斤頂施加豎向軸力至軸壓比為0.2,由設(shè)置在梁自由端上、下方的千斤頂施加低周往復(fù)荷載.考慮該節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)的位移較大,加載初期采用力控制加載,按照線性極限點(diǎn)荷載[15]的50%，75%，100%各進(jìn)行1次加載循環(huán);加載后期采用位移控制加載,按照5 mm的位移增量,每級(jí)加載循環(huán)2次,直至構(gòu)件完全破壞或承載力下降至最大值的85%.

為了量測(cè)梁在加載過(guò)程中不同位置的變形情況,在梁的加載端、跨中和靠近節(jié)點(diǎn)處分別布置了3個(gè)電子位移計(jì).千斤頂、力傳感器和電子位移計(jì)等儀器的布置見(jiàn)圖5.

圖5　儀器布置圖(單位：mm)

3　試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1破壞形態(tài)

3榀PTHP節(jié)點(diǎn)的破壞過(guò)程和形態(tài)比較類(lèi)似,以PTHP1為例說(shuō)明其破壞過(guò)程.力控制加載階段正向(向上)第1級(jí)加載(25 kN)時(shí),梁柱接觸面灌縫處涂料表面出現(xiàn)細(xì)微裂紋,卸載后裂紋閉合;梁下部邊緣靠近牛腿處出現(xiàn)1條斜向細(xì)微的裂紋.當(dāng)力加載至正向第3級(jí)(50 kN),即荷載達(dá)到線性極限點(diǎn)時(shí),梁柱接觸面灌縫處出現(xiàn)了比較明顯的裂縫,該裂縫從梁下部邊緣一直延伸至截面中部約一半高度處,反向加載時(shí)出現(xiàn)同樣的現(xiàn)象;牛腿上部出現(xiàn)1條約60 mm長(zhǎng)的水平裂縫.此后以第3級(jí)荷載對(duì)應(yīng)的位移(12 mm)為基準(zhǔn),開(kāi)始以梁端位移控制加載.當(dāng)正向加載至對(duì)應(yīng)位移24.82 mm時(shí)(層間位移角θ=0.013),梁柱接觸面下部灌縫處出現(xiàn)較寬的裂縫,用裂縫測(cè)量?jī)x測(cè)得其寬度為4.71 mm,卸載后裂縫自行閉合.隨著加載的進(jìn)行,在負(fù)向加載(向下)時(shí)節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端上部(角鋼水平肢下方)出現(xiàn)多條豎向和斜向裂縫,隨著裂縫的不斷開(kāi)展,該處形成了由多條裂縫圍成的三角形區(qū)域(見(jiàn)圖6(a)).正向加載至對(duì)應(yīng)位移34.95 mm(層間位移角θ=0.018)時(shí),節(jié)點(diǎn)區(qū)柱上出現(xiàn)2條水平裂縫,測(cè)得其裂縫最大寬度為0.18 mm.負(fù)向加載至對(duì)應(yīng)位移44.16 mm(θ=-0.023)時(shí),節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端中下部出現(xiàn)多條斜裂縫,測(cè)得最大裂縫寬度為0.22 mm,同時(shí)梁下部出現(xiàn)2條水平裂縫,其最大寬度為0.8 mm.負(fù)向第2次加載至對(duì)應(yīng)位移39.34 mm時(shí),節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端上部三角形區(qū)域混凝土壓碎,梁表層出現(xiàn)剝落現(xiàn)象.此后,繼續(xù)加載直至梁端位移達(dá)到55 mm,此時(shí)混凝土大面積開(kāi)裂、鼓起和剝落,構(gòu)件宣告破壞.試驗(yàn)結(jié)束后,除了混凝土剝落區(qū)域外大多數(shù)裂縫完全閉合,除牛腿上方的梁端以外,梁上大部分區(qū)域未出現(xiàn)裂縫,柱、牛腿以及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)幾乎無(wú)損傷,節(jié)點(diǎn)的破壞呈明顯的強(qiáng)柱弱梁特征.梁柱接觸面灌縫處的聚酯纖維砂漿整體性良好,未出現(xiàn)壓碎剝落.節(jié)點(diǎn)PTHP1最終的破壞情況見(jiàn)圖6(b).

圖6　PTHP1構(gòu)件破壞形態(tài)

3.2滯回曲線

3榀試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)的F-Δ滯回曲線(F為梁端荷載,Δ為位移)如圖7所示.在力控制加載階段(F≤50 kN),F-Δ為線性關(guān)系,幾乎沒(méi)有殘余變形.在位移加載階段(F>50 kN),節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出塑性性能,F-Δ不再保持線性關(guān)系,在每一級(jí)荷載下滯回曲線呈飽滿的“旗形”,且隨著荷載的增大滯回環(huán)的形狀趨于飽滿.隨著荷載的增大,節(jié)點(diǎn)殘余變形略有增加,但仍然很小(PTHP3除外);滯回曲線始終保持上升趨勢(shì),剛度退化現(xiàn)象不明顯;由于節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端上部為角鋼,下部為牛腿,兩方向剛度存在差異,導(dǎo)致滯回曲線在正、兩反2個(gè)方向不對(duì)稱,反向滯回環(huán)的面積明顯大于正向.

由于節(jié)點(diǎn)PTHP3梁柱接觸面灌縫處纖維砂漿未完全干透,在荷載作用下砂漿產(chǎn)生了較大的變形,導(dǎo)致其殘余變形明顯大于前2個(gè)節(jié)點(diǎn).由于截面平均初始?jí)簯?yīng)力較大,節(jié)點(diǎn)PTHP3的承載力仍然不低于節(jié)點(diǎn)PTHP2.

3.3骨架曲線

3榀PTHP節(jié)點(diǎn)的骨架曲線見(jiàn)圖8,由各節(jié)點(diǎn)的骨架曲線可知:初始加載階段,各節(jié)點(diǎn)具有較高的初始剛度,隨著荷載的增大,骨架曲線逐漸趨于平緩，但仍然保持上升趨勢(shì),除了節(jié)點(diǎn)PTHP1的負(fù)向加載段外,均未出現(xiàn)明顯負(fù)剛度;受到截面平均初始?jí)簯?yīng)力、預(yù)應(yīng)力損失、帶肋角鋼初始剛度等因素的影響,試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)骨架曲線的形狀差異明顯;截面平均初始?jí)簯?yīng)力越大,帶肋角鋼初始剛度越大,節(jié)點(diǎn)的承載力越高,但相應(yīng)的極限位移越小,即延性降低;預(yù)應(yīng)力損失對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力有較大的影響,預(yù)應(yīng)力損失越大,節(jié)點(diǎn)的承載力越低;PTHP2節(jié)點(diǎn)的初始預(yù)應(yīng)力較小,但是其初始剛度較高,可見(jiàn)由于加載初期節(jié)點(diǎn)變形較小,初始預(yù)應(yīng)力大小對(duì)節(jié)點(diǎn)初始剛度的影響不明顯.

(a) PTHP1

(b) PTHP2

(c) PTHP3

圖8　節(jié)點(diǎn)骨架曲線

3.4能量耗散系數(shù)

通過(guò)計(jì)算各節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載下最后一級(jí)位移峰值形成的滯回環(huán)面積,可以得到對(duì)應(yīng)的能量耗散系數(shù)E[16](見(jiàn)表4).加載初期,F-Δ曲線近似為線性關(guān)系,耗能較小,隨著加載位移峰值的不斷增大,耗能角鋼逐漸進(jìn)入屈服,滯回環(huán)越來(lái)越飽滿,能量耗散系數(shù)也不斷增大.反向加載的能量耗散系數(shù)E普遍大于正向加載的數(shù)值.3榀框架節(jié)點(diǎn)的平均E值為0.54,約為現(xiàn)澆框架的一半.

表4　能量耗散系數(shù)E

3.5延性指標(biāo)

延性指標(biāo)可采用延性系數(shù)μ表示,計(jì)算式為

(1)式中,Δu為極限位移,Δy為屈服位移.Δy可根據(jù)骨架曲線上的明顯拐點(diǎn)確定,Δu可根據(jù)加載過(guò)程中出現(xiàn)負(fù)剛度的前一個(gè)加載位移作為極限位移,未出現(xiàn)負(fù)剛度的構(gòu)件取最后一次加載位移作為極限位移.

由表5可知,各節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)在3.02～7.07之間.由于牛腿的存在,負(fù)向加載過(guò)程中,延性系數(shù)普遍低于正向加載值; PTHP2節(jié)點(diǎn)初始有效預(yù)應(yīng)力最小且加載過(guò)程中未出現(xiàn)明顯的預(yù)應(yīng)力損失,延性系數(shù)最大; PTHP3節(jié)點(diǎn)預(yù)應(yīng)力損失最大,但其延性系數(shù)仍較高.

表5　延性指標(biāo)

3.6剛度退化

試件在各個(gè)循環(huán)下的割線剛度為[16]

(2)

式中,Pi，-Pi為第i次峰值點(diǎn)正、負(fù)方向的荷載;Δi，-Δi為第i次峰值點(diǎn)正、負(fù)方向的位移值.

剛度退化快,說(shuō)明節(jié)點(diǎn)的抗震能力差.如圖9所示,PTHP1，PTHP3節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線較平緩,當(dāng)樓層位移角達(dá)到罕遇地震限值0.02時(shí),割線剛度分別為初始剛度的47.2%，56.2%.PTHP2節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線較陡,加載初期剛度下降較快(下降60.8%),節(jié)點(diǎn)屈服之后剛度退化逐漸趨緩,當(dāng)樓層位移角達(dá)到罕遇地震限值0.02時(shí),割線剛度為初始剛度的13.6%;由于其初始剛度較大,樓層位移角超過(guò)0.01后其值與PTHP3非常接近.

圖9　PTHP節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線

3.7殘余變形

試件的變形恢復(fù)能力可用殘余變形率μr表示,即

(3)

式中,Δu為極限變形,取加載的最大梁端位移;Δr為Δu對(duì)應(yīng)的殘余變形.

μr計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6.由表可知,各試件的殘余變形率在2.0%～30.1%之間,平均值為10.4%.現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)或裝配整體式節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限變形時(shí)的殘余變形率為45%～64%[17-18],PTHP節(jié)點(diǎn)的殘余變形遠(yuǎn)小于前者.與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)或裝配整體式節(jié)點(diǎn)相比,PTHP節(jié)點(diǎn)的自恢復(fù)能力較強(qiáng),減輕了結(jié)構(gòu)在地震中的損傷,提高了震后結(jié)構(gòu)修復(fù)的可能性.

表6　殘余變形率

3.8預(yù)應(yīng)力筋合力

圖10為預(yù)應(yīng)力筋合力P與梁端位移Δ之間的關(guān)系曲線,由圖可知,正向和反向的加、卸載曲線不對(duì)稱.加載初期預(yù)應(yīng)力的損失很小,隨著荷載不斷增大,當(dāng)Δ超過(guò)35 mm(樓層位移角為0.02)后,預(yù)應(yīng)力的損失明顯增大.加載結(jié)束時(shí),3個(gè)節(jié)點(diǎn)的預(yù)應(yīng)力損失分別為5.0%,18.6%和21.3%,PTHP1預(yù)應(yīng)力損失最小.PTHP2,PTHP3的預(yù)應(yīng)力損失明顯大于PTHP1,主要原因是梁柱接觸面灌縫處的纖維砂漿未完全干透,產(chǎn)生壓縮變形所致.在整個(gè)加載過(guò)程中,3個(gè)節(jié)點(diǎn)的預(yù)應(yīng)力筋合力的增量分別為24.5%,62.8%和18.3%,最大值為578.85 kN,預(yù)應(yīng)力筋仍處于彈性狀態(tài).

(a) PTHP1

(b) PTHP2

(c) PTHP3

4　結(jié)論

1) PTHP節(jié)點(diǎn)的構(gòu)件損傷小,震后易修復(fù).預(yù)制柱及牛腿在加載過(guò)程中幾乎無(wú)損傷,預(yù)制梁的裂縫集中于節(jié)點(diǎn)區(qū)且在樓層位移角0.02以內(nèi)混凝土未出現(xiàn)大面積的壓潰和鼓曲,角鋼易于更換,上述特點(diǎn)為節(jié)點(diǎn)的修復(fù)提供了有利的條件.

2) PTHP節(jié)點(diǎn)的自恢復(fù)能力強(qiáng).由于后張預(yù)應(yīng)力筋通長(zhǎng)無(wú)粘結(jié),加載過(guò)程中始終保持彈性,因此可為節(jié)點(diǎn)提供良好的自恢復(fù)能力.

3) PTHP節(jié)點(diǎn)的綜合抗震性能優(yōu)良,適于在地震區(qū)使用.PTHP節(jié)點(diǎn)具有較好的承載力、剛度和耗能能力,與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相比其變形能力強(qiáng),殘余變形小.

綜上所述,PTHP節(jié)點(diǎn)具有綜合抗震性能優(yōu)良、震后易修復(fù)、適合工業(yè)化生產(chǎn)的特點(diǎn),因此值得推廣應(yīng)用.

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Experimental study on seismic behaviors of unboned post-tensioned hybrid precast concrete frame joints

Zhang Chen1,2Zhou Yuling1Cai Xiaoning3Meng Shaoping1

(1Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2School of Architecture Engineering, Nantong University, Nantong 226019, China) (3School of Civil Engineering, Huaihai Institute of Technology, Lianyungang 222005, China)

A new type of unboned post-tensioned hybrid precast concrete frame joint(simplified as PTHP) was proposed. To study the seismic behaviors of the PTHP joints, the low cyclic loading tests of the joints were carried out.The failure pattern, hysteresis curves, skeleton curves, energy dissipation capacity, ductile capacity, stiffness degradation curves and residual deformations of the PTHP joints were analyzed. Experimental results show that except the beam end in the connection area, cracks have not been seen on most area of the beam, and there is almost no damage on column and bracket. The destruction of the connection is a typical characteristic of strong column weak beam. The bearing capacity of the joint is higher if the average initial compressive stress on cross section and the initial stiffness of ribbed angle increase, meanwhile the corresponding limit displacement is smaller. The unboned post-tensioned prestressing tendons keep elastic during the loading process, providing excellent self-centering ability. The joints have good bearing capacity, stiffness and energy dissipation capacity, and better deformation and self-centering ability, less residual deformation compared with the cast-in-place structure.

post-tensioned; unboned; hybrid precast; frame joints; seismic bearing capacity

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.028

2016-01-06.作者簡(jiǎn)介: 張晨(1981—)，男，博士生，副教授；孟少平(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，cardoso_meng@sina.com.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51508220)、江蘇省青年自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目( BK20130408).

引用本文: 張晨，周宇凌，蔡小寧,等.后張無(wú)粘結(jié)混合裝配式框架節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(5):1063-1069. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.028.