余 洋，李 治，肖龍山，耿松源，錢 凱,

(1. 上海西岸開(kāi)發(fā)(集團(tuán))有限公司，上海 200000；2. 廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，廣西，南寧 530004；3. 廣西人防設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣西，南寧 530029；4. 桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院，廣西，桂林 541004)

由于近年來(lái)國(guó)際恐怖主義活動(dòng)增加，建筑物承受極端荷載的可能性急劇上升。在極端荷載作用下，建筑結(jié)構(gòu)可能會(huì)失去部分柱或墻體，導(dǎo)致相鄰構(gòu)件的剪力與彎矩顯著增大。對(duì)于依據(jù)傳統(tǒng)設(shè)計(jì)的建筑結(jié)構(gòu)，僅依靠常規(guī)抗力機(jī)制無(wú)法承受成倍增加的內(nèi)力，而導(dǎo)致破壞的擴(kuò)散，這類破壞形式稱為連續(xù)倒塌。1968 年英國(guó)Ronan Point 公寓連續(xù)倒塌事故讓連續(xù)倒塌問(wèn)題首次引起社會(huì)及工程師的關(guān)注；1995 年美國(guó)Murrah 聯(lián)邦政府大樓和2001 年世貿(mào)中心雙子樓倒塌事故則掀起了工程設(shè)計(jì)人員和結(jié)構(gòu)工程研究人員對(duì)建筑結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的研究熱潮。隨后陸續(xù)頒布了GSA2003[1]和UFC 4-023-03[2]等設(shè)計(jì)規(guī)程以增強(qiáng)特殊結(jié)構(gòu)抵抗連續(xù)倒塌事故的能力。規(guī)范主要推薦間接法和直接法對(duì)結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評(píng)估。對(duì)于間接法，主要通過(guò)對(duì)冗余度、完整性、延性以及拉結(jié)力做要求來(lái)提高結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力。由于替代荷載路徑法獨(dú)立于造成初始損傷的意外荷載，經(jīng)常被用于抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)。在受到極端荷載作用，建筑結(jié)構(gòu)完全依靠常規(guī)抗力機(jī)制可能不足以抵抗破壞的傳播。因此有必要研究其他二級(jí)抗力機(jī)制。正常結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需要考慮使用功能及耐久性等問(wèn)題，不考慮大變形，因此這些二級(jí)抗力機(jī)制在過(guò)去多年很少涉及。文獻(xiàn)[3 - 8]對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的壓拱機(jī)制與懸鏈線機(jī)制進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[9]對(duì)樓板薄膜機(jī)制的發(fā)展進(jìn)行了相關(guān)研究；而這些試驗(yàn)工作主要集中在普通的鋼筋混凝土框架，而對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)的二級(jí)抗力機(jī)制的研究還很少。袁鑫杰等[10]對(duì)濕式連接裝配式框架抗倒塌性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。研究表明梁縱筋采用彎起錨固時(shí)，濕式連接裝配式結(jié)構(gòu)可以達(dá)到和現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)類似的抗力性能。Qian 和Li[11]研究了三維預(yù)制梁-板-柱子結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能。研究結(jié)果表明，后澆疊合層與預(yù)制樓板具有較強(qiáng)的整體性。但由于樓板中鋼筋的不連續(xù)，產(chǎn)生的拉膜機(jī)制較弱。Qian 和Li[12]對(duì)在邊緣柱失效后的兩個(gè)預(yù)制子結(jié)構(gòu)以及一個(gè)現(xiàn)澆子結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行了Pushdown 加載。兩個(gè)預(yù)制子結(jié)構(gòu)分別采用焊接和螺栓連接。研究表明在焊接連接試件中由于焊接接頭較早破壞，無(wú)法形成拉膜機(jī)制；而螺栓連接則由于連接較弱，無(wú)法形成壓拱機(jī)制及懸鏈線機(jī)制。

后張預(yù)應(yīng)力拼接連接是預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)干式連接方式之一。最早由Cheok 和Lew[13]提出，主要關(guān)注其優(yōu)異的抗震性能。Guo 等[14]和Stanton 等[15]研究表明有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力拼接連接裝配式混凝土結(jié)構(gòu)可以達(dá)到現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)類似的抗震性能。然而，由于有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力拼接連接結(jié)構(gòu)中的鋼絞線應(yīng)力分布不均，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，并且不利于自復(fù)位。

基于以上研究可以發(fā)現(xiàn)，預(yù)應(yīng)力拼接連接裝配式結(jié)構(gòu)具有自復(fù)位，殘余變形小等優(yōu)點(diǎn)，但對(duì)其抗倒塌性能的研究卻較少。由于其特殊的連接構(gòu)造，預(yù)應(yīng)力拼接連接結(jié)構(gòu)的抗力機(jī)制與現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)以及焊接或螺栓連接裝配式結(jié)構(gòu)有很大的不同。有必要對(duì)其抗連續(xù)倒塌主要抗力機(jī)制開(kāi)展相關(guān)研究。本文設(shè)計(jì)并制作了4 個(gè)預(yù)制梁-柱子結(jié)構(gòu)試件，對(duì)該類裝配式結(jié)構(gòu)的抗力機(jī)理進(jìn)行詳細(xì)的試驗(yàn)及數(shù)值分析研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1 為邊柱失效后的彎矩圖。如圖1 所示，中間節(jié)點(diǎn)部位彎矩方向發(fā)生改變。失效柱移除后，失效柱周邊梁，柱彎矩劇增。因此，本試驗(yàn)選取與失效柱相連跨并根據(jù)彎矩反彎點(diǎn)位置選取試驗(yàn)的子結(jié)構(gòu)。子結(jié)構(gòu)由兩根梁，兩根邊柱以及部分失效柱組成。由于失效柱處于倒數(shù)第二個(gè)角柱，子結(jié)構(gòu)的水平約束主要由無(wú)約束一側(cè)的邊柱提供，因此試件兩端都沒(méi)有施加額外水平約束。

圖 1 去柱后框架彎矩圖Fig.1 Bending moment diagram of a typical frame after column removal

本次研究制作了4 個(gè)預(yù)制裝配式混凝梁-柱子結(jié)構(gòu)試件。預(yù)制梁柱部分設(shè)計(jì)依據(jù)ACI 318-14[16]并符合《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[17]的要求，連接節(jié)點(diǎn)部分選自美國(guó)預(yù)制結(jié)構(gòu)抗震體系(PRESSS)計(jì)劃。受試驗(yàn)條件限制，對(duì)原結(jié)構(gòu)進(jìn)行1/2 縮尺。圖2 給出了試驗(yàn)中所研究的三種裝配式梁-柱子結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接方式。按試件編號(hào)分角鋼連接(TS)、無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力粘連接(UP)以及混合連接(TSUP)。

圖 2 試驗(yàn)連接方式Fig.2 Test connections

試驗(yàn)試件編號(hào)與變量如表1 所示，例如TSUP-0.4 表示混合連接試件初始預(yù)應(yīng)力為0.4fpu。因此，本次試驗(yàn)變量為節(jié)點(diǎn)連接方式和初始預(yù)應(yīng)力大小。

圖3 為試件配筋圖，試件由兩個(gè)預(yù)制梁，兩個(gè)預(yù)制邊柱，一個(gè)中間短柱組成。預(yù)制梁、柱截面分別為150 mm×250 mm 和250 mm×250 mm。柱縱筋為4 16；梁頂、底部均布置2 12 縱筋。φ 6作為梁、柱的箍筋。在梁端埋設(shè)直徑為6 mm 的螺旋箍，以提高局部混凝土抗壓強(qiáng)度。為便于后張拉鋼絞線，在預(yù)制梁和柱中嵌入了直徑為20 mm的PVC 管。梁、柱采用名義直徑為12.7 mm、名義截面積為98.7 mm2的無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行拼接連接。

表 1 試件屬性Table 1 Specimens properties

圖 3 試件配筋圖 /mm Fig.3 Test connections

1.2 材料性能

采用強(qiáng)度等級(jí)為C35 的混凝土，標(biāo)準(zhǔn)試塊采用直徑150 mm，高300 mm 的圓柱體試塊與試件同時(shí)澆筑并且在相同條件下養(yǎng)護(hù)后測(cè)得混凝土圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度為38.5 MPa。角鋼采用Q235 級(jí)材料，同時(shí)采用8.8 級(jí)M18 螺栓，初始扭矩為215 N·m。鋼筋與鋼絞線力學(xué)性能見(jiàn)表2 所示。

表 2 鋼筋力學(xué)性能Table 2 Properties of reinforcements

1.3 試驗(yàn)裝置

圖4 給出了加載裝置及量測(cè)設(shè)備布置。如圖4所示，邊柱頂部通過(guò)水平鏈桿與A 型反力架連接，而柱底部通過(guò)銷鉸支座與地面固定。失效柱上部放置一臺(tái)液壓千斤頂1 用于施加軸向荷載。在液壓千斤頂?shù)南路桨惭b了一個(gè)限位裝置，用于限制平面外破壞。邊柱頂部的軸壓由千斤頂2 通過(guò)自平衡體系施加軸力模擬正常使用狀態(tài)。在千斤頂1 的下方安裝荷載傳感器用于測(cè)量施加的集中荷載。與柱頂相連接的水平鏈桿安裝有拉壓荷載傳感器，以測(cè)量柱頂水平反力。荷載傳感器安裝在鋼絞線張拉端，以便在試驗(yàn)過(guò)程中監(jiān)測(cè)預(yù)應(yīng)力變化。軸銷荷載傳感器作為軸銷安裝于底部鉸支座用于測(cè)量鉸支座的水平及豎向反力。沿梁跨均勻布置一系列位移傳感器用于測(cè)量試件變形。

圖 4 試驗(yàn)裝置Fig.4 Test setup

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)4 個(gè)試件進(jìn)行加載之后，記錄每個(gè)試件的特征荷載以及相對(duì)應(yīng)的位移，如第一峰值荷載(FPL)、極限荷載(UL)、最大預(yù)應(yīng)力(MPF)以及最大水平拉/壓反力(MHF)如表3 所示。各試件荷載-位移曲線如圖5 所示。

表 3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Summary of test results

2.1 TS 試驗(yàn)結(jié)果

TS 試件沒(méi)有鋼絞線拼接，梁柱節(jié)點(diǎn)通過(guò)角鋼連接。在加載初期，靠近中柱兩側(cè)螺桿附近混凝土首先開(kāi)裂。在豎向位移達(dá)到30 mm 時(shí)，靠近中柱梁端已形成明顯的主裂縫。在豎向位移達(dá)到70 mm 時(shí)，試件達(dá)到12 kN 的第一峰值荷載。在豎向位移達(dá)到100 mm 時(shí)，梁端混凝土出現(xiàn)了局部壓碎，結(jié)構(gòu)抗力開(kāi)始逐漸減小。試驗(yàn)結(jié)果表明：由于預(yù)制梁中鋼筋在節(jié)點(diǎn)部位不連續(xù)，所以試件TS 中不能發(fā)展懸鏈線機(jī)制。試件破壞模式如圖6 所示，梁柱幾乎在大變形階段完全分離，破壞主要集中在梁端角鋼連接區(qū)域，邊柱開(kāi)裂較少。

圖 6 試件TS 破壞模式Fig.6 Failure mode of TS

2.2 UP-0.4 與UP-0.65 試驗(yàn)結(jié)果

UP-0.4 和UP-0.65 均采用無(wú)粘結(jié)鋼絞線拼接連接，初始預(yù)應(yīng)力分別為0.4fpu和0.65fpu。圖5 對(duì)比了試件的荷載-位移曲線。在豎向位移分別達(dá)到45 mm 與39 mm 時(shí)，UP-0.4 和UP-0.65 分別達(dá)到30 kN 和39 kN 的第一峰值荷載，這表明較高的預(yù)應(yīng)力可以提升壓拱機(jī)制的抗力。在豎向位移達(dá)到246 mm 之后直到試驗(yàn)結(jié)束，UP-0.4 的抗力要高于UP-0.65。這是因?yàn)檩^高的初始預(yù)應(yīng)力會(huì)加重邊柱的P-Δ 效應(yīng)，加重邊柱破壞。在試件UP-0.4 和UP-0.65 豎向位移分別達(dá)到315 mm 和270 mm 時(shí)，邊柱出現(xiàn)彎曲裂縫。在豎向位移達(dá)到440 mm 時(shí)，UP-0.65 達(dá)到66 kN 的極限承載力。在該加載階段右側(cè)邊柱外側(cè)混凝土保護(hù)層剝落嚴(yán)重。隨著豎向位移的進(jìn)一步增大，邊柱破壞加重，結(jié)構(gòu)抗力不斷下降。UP-0.4 和UP-0.65 分別在豎向位移達(dá)到540 mm 和599 mm 時(shí)停止加載。UP-0.4 和UP-0.65破壞模式如圖7 和圖8 所示。

由圖7 和圖8 可知，UP-0.4 和UP-0.65 的破壞模式非常相似。兩個(gè)試件沿著梁跨均沒(méi)有裂縫產(chǎn)生，這與現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架破壞模式差別很大[18]。在UP-0.4 和UP-0.65 中，梁端受壓區(qū)因混凝土壓應(yīng)力過(guò)大而壓潰，梁柱交界面形成較大縫隙。試件右側(cè)邊柱內(nèi)側(cè)出現(xiàn)較寬的撓曲裂縫，外側(cè)表現(xiàn)出嚴(yán)重的混凝土壓潰。這是由于水平拉力和豎向壓力共同作用下造成邊柱大偏心受壓破壞。盡管左右邊柱具有相同的外形尺寸和配筋，然而損傷主要集中在相對(duì)較弱一側(cè)(實(shí)際施工導(dǎo)致細(xì)微差別)。

圖 7 試件UP-0.4 破壞模式Fig.7 Failure mode of UP-0.4

圖 8 試件UP-0.65 破壞模式Fig.8 Failure mode of UP-0.65

2.3 TSUP-0.4 試驗(yàn)結(jié)果

試件TSUP-0.4 屬于混合連接，同時(shí)布置了頂?shù)捉卿撆c預(yù)應(yīng)力拼接。在加載初期，每個(gè)梁端受拉區(qū)均產(chǎn)生受拉裂縫。在豎向位移達(dá)到30 mm 時(shí)，裂縫基本形成，后續(xù)裂縫主要變寬，并沒(méi)有增多。在豎向位移達(dá)到70 mm 時(shí)，左側(cè)邊柱節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)局部混凝土壓潰。在豎向位移到達(dá)100 mm 時(shí)，試件達(dá)到49 kN 的第一峰值荷載。之后，荷載維持在49 kN 左右波動(dòng)。在豎向位移超過(guò)200 mm后，結(jié)構(gòu)抗力再次增長(zhǎng)。隨著豎向位移的不斷增大，結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸鏈線階段。當(dāng)豎向位移達(dá)到430 mm，兩側(cè)邊柱內(nèi)側(cè)均出現(xiàn)彎曲裂縫，外側(cè)出現(xiàn)局部混凝土壓潰。在豎向位移達(dá)到580 mm 時(shí)，由于邊柱側(cè)移過(guò)大，試驗(yàn)停止。其破壞模式如圖9 所示。

圖 9 試件TSUP-0.4 破壞模式Fig.9 Failure mode of TSUP-0.4

TSUP-0.4 幾乎是TS 和UP-0.4 破壞模式的組合，只是試件TSUP-0.4 較TS 的角鋼變形更大。

2.4 水平反力結(jié)果

圖10 為試件總水平反力-豎向位移曲線。需要說(shuō)明的是圖中總水平反力是底部鉸支座中的軸銷荷載傳感器和邊柱頂部拉壓荷載傳感器所測(cè)數(shù)據(jù)的總和。各試件最大水平拉壓力見(jiàn)表3 所示。由于試件TS 沒(méi)有布置鋼絞線，其水平反力較小，最大拉力為18 kN。試件UP-0.4、UP-0.65 和TSUP-0.4的最大水平拉力分別為139 kN、139 kN 和146 kN，因此預(yù)應(yīng)力拼接連接可以顯著增大水平拉力，同時(shí)表明預(yù)應(yīng)力拼接連接試件的懸鏈線機(jī)制發(fā)展充分。試件TS 與TSUP-0.4 最大水平壓力分別為-45 kN與-50 kN，因此預(yù)應(yīng)力鋼絞線可以增大水平壓力，從而表明壓拱機(jī)制抗力的增長(zhǎng)。

圖 10 水平反力-豎向位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of the horizontal reaction force versus vertical displacement curves

圖11 為試件TSUP-0.4 水平反力分解。由圖11可知，壓拱機(jī)制階段水平反力主要由鉸支座承擔(dān)，柱頂此時(shí)的水平反力幾乎為零。當(dāng)豎向位移達(dá)到135 mm 時(shí)，鉸支座水平反力由壓力轉(zhuǎn)為拉力，柱頂水平拉力也開(kāi)始逐漸增長(zhǎng)。此時(shí)，總水平反力由壓力轉(zhuǎn)變?yōu)槔ΑＴ趹益湙C(jī)制階段，鉸支座所承擔(dān)的水平拉力略大于柱頂水平拉力，但相差不大。

圖 11 試件UP-0.4 水平反力分解Fig.11 The UP-0.4 contribution of horizontal reaction force from each constraint

2.5 預(yù)應(yīng)力結(jié)果

圖12 給出了預(yù)應(yīng)力變化與豎向位移之間關(guān)系。試件UP-0.4、UP-0.65 以及TSUP-0.4 的初始有效預(yù)應(yīng)力分別為153 kN、239 kN 和147 kN。此外，試件UP-0.4、UP-0.65 以及TSUP-0.4 在加載過(guò)程中測(cè)得最大預(yù)應(yīng)力分別為269 kN、306 kN 和277 kN。因此，所有試件中的鋼絞線均未達(dá)到屈服強(qiáng)度 (322 kN)。此外，采用混合連接方式的預(yù)應(yīng)力增長(zhǎng)速度要略高于預(yù)應(yīng)力拼接連接試件。這是因?yàn)閷?duì)于給定的豎向位移，采用混合連接的試件相對(duì)于預(yù)應(yīng)力連接試件中的鋼絞線伸長(zhǎng)量要更大一些。

圖 12 總預(yù)應(yīng)力-豎向位移曲線Fig.12 Total prestressing forces-displacement relationship

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 無(wú)粘結(jié)鋼絞線影響

如表3 所示，TS 與TSUP-0.4 的第一峰值分別為12 kN 與49 kN；極限荷載分別為12 kN 與83 kN。因此，預(yù)應(yīng)力鋼絞線可以分別提高第一峰值與極限荷載高達(dá)408.3%與691.7%。

試件UP-0.4 和UP-0.65 的第一峰值荷載分別為30 kN 和39 kN。因此，初始預(yù)應(yīng)力越高的試件第一峰值荷載也越高。但在豎向位移達(dá)到246 mm之后，UP-0.4 的抗力要高于UP-0.65。這是因?yàn)檩^高的預(yù)應(yīng)力會(huì)加重邊柱的P-Δ 效應(yīng)，加快邊柱的抗側(cè)剛度退化。由此說(shuō)明，較高預(yù)應(yīng)力可以增大結(jié)構(gòu)在小變形階段的抗力，但是會(huì)削弱其大變形階段的抗力。

3.2 角鋼影響

采用角鋼連接的水平拉力主要通過(guò)與柱相連的8 根螺栓(梁上下各4 根)，受力面積相對(duì)較大，可以緩解水平拉力對(duì)邊柱的破壞。但角鋼會(huì)對(duì)梁端轉(zhuǎn)動(dòng)施加一定約束，從而加重梁端的破壞。而僅采用預(yù)應(yīng)力連接的試件，水平拉力僅通過(guò)預(yù)應(yīng)力筋的錨具傳遞到邊柱，受力面積較小，從而加重邊柱破壞。所以增加角鋼，梁端破壞會(huì)被加重，而會(huì)緩解邊柱破壞；去除角鋼，梁端可以更加自由轉(zhuǎn)動(dòng)，從而加重邊柱破壞。所以UP-0.4與TSUP-0.4 的破壞模式截然不同。

圖13 對(duì)比TSUP-0.4 的抗力與TS 和UP-0.4抗力的疊加。如圖13 所示，豎向位移在360 mm～440 mm 時(shí)，TSUP-0.4 的結(jié)構(gòu)抗力等于TS 和UP-0.4的疊加。但在其余位移區(qū)間，TSUP-0.4 的結(jié)構(gòu)抗力大于TS 和UP-0.4 的疊加。因此，混合連接結(jié)構(gòu)抗力總是大于或等于單獨(dú)連接抗力之和。其主要有有以下兩個(gè)原因：1)混合連接鋼絞線軸力增長(zhǎng)更快，且角鋼會(huì)縮短梁身有效長(zhǎng)度，使得在相同豎向位移下混合連接試件中的鋼絞線相較于單純預(yù)應(yīng)力連接試件中的鋼絞線可以提供更大的豎向抗力分量；2)由于混合連接相對(duì)于角鋼試件在加載過(guò)程中受到初始預(yù)應(yīng)力的壓力，可以增大梁端塑性彎矩，使得梁端可以承受更大荷載。與UP-0.4相比，TSUP-0.4 的第一峰值荷載與極限荷載分別提高了63.3%與13.7%。這是因?yàn)轫數(shù)捉卿摽梢悦黠@提升梁抗彎承載力。

圖 13 設(shè)計(jì)變量抗力Fig.13 Design variable resistance

4 有限元分析

采用ANSYS/LS-DYNA 建立試件UP-0.4 與TSUP-0.4 精細(xì)化有限元模型，進(jìn)一步研究鋼絞線有無(wú)粘結(jié)、混凝土強(qiáng)度以及軸壓比對(duì)邊柱失效后預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響。

4.1 建模過(guò)程

所建立的精細(xì)化有限元模型如圖14 所示，模型中的螺桿、鋼板、角鋼以及混凝土采用3D Solid164 單元建模；梁縱筋、柱縱筋、箍筋以及鋼絞線采用3D Beam161 單元建模；柱頂水平約束采用Spring-Dampr165 單元建立。采用關(guān)鍵字*CONSTRAINED_JOINT_REVOLUTE 建立轉(zhuǎn)動(dòng)軸用于模擬銷鉸支座。試驗(yàn)中所有鋼材均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 雙線性彈塑性本構(gòu)模型。鋼絞線采用*MAT_SPOTWELD 材料模型，并通過(guò)降溫法施加預(yù)應(yīng)力。混凝土采用連續(xù)帽蓋模型(CSCM)定義其本構(gòu)關(guān)系。普通鋼筋和鋼絞線分別通過(guò)*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 和*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID 定義他們和混凝土之間的協(xié)同工作關(guān)系，文獻(xiàn)[19 - 22]采用類似的模擬方式進(jìn)行研究。

圖 14 有限元模型Fig.14 Finite element model

4.2 模型驗(yàn)證

圖15 為試件TSUP-0.4 和UP-0.4 試驗(yàn)與有限元所得荷載-位移曲線的對(duì)比。如圖15 所示，有限元所得荷載-位移曲線與試驗(yàn)所得荷載-位移曲線吻合度較高，由此表明所建立的有限元模型可以很好的模擬邊柱失效后裝配式結(jié)構(gòu)的抗力曲線。

圖 15 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of load-displacement curve

圖16 和圖17 分別為TSUP-0.4 和UP-0.4 試件有限元模型破壞模式與試驗(yàn)破壞模式對(duì)比。結(jié)果表明，所建立的有限元模型可以再現(xiàn)梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞、邊柱破壞以及梁跨變形。由此表明所建立的有限元模型能夠準(zhǔn)確模擬邊柱失效后裝配式結(jié)構(gòu)的破壞模式。

圖 16 TSUP-0.4 破壞模式對(duì)比Fig.16 TSUP-0.4 failure mode comparison

圖 17 UP-0.4 破壞模式對(duì)比Fig.17 UP-0.4 failure mode comparison

4.3 梁端彎矩對(duì)比

由于在試驗(yàn)中沒(méi)有測(cè)量加載過(guò)程中梁端彎矩的變化，在已經(jīng)完成驗(yàn)證的有限元模型基礎(chǔ)上，取出靠近中柱梁端截面彎矩以進(jìn)一步研究子結(jié)構(gòu)抗力機(jī)制的發(fā)展。

圖18 給出了試件UP-0.4 與TSUP-0.4 彎矩對(duì)比。由圖18 可知，安裝頂?shù)捉卿摵?，?jié)點(diǎn)的塑性彎矩從24.7 kN·m 提升到了43.5 kN·m，提升了76.1%。與此同時(shí)，安裝頂?shù)捉卿摵?，可以延遲節(jié)點(diǎn)部位混凝土破壞，TSUP-0.4 節(jié)點(diǎn)部位彎矩退化明顯小于UP-0.4。

圖 18 彎矩-位移Fig.18 Bending moment-displacement

4.4 鋼絞線有無(wú)粘結(jié)影響

在已經(jīng)完成驗(yàn)證有限元模型的基礎(chǔ)上，開(kāi)展拓展分析研究鋼絞線有無(wú)黏結(jié)的影響。圖19 給出了鋼絞線有無(wú)粘結(jié)對(duì)結(jié)構(gòu)抗力的影響。從圖19 可以看出，UP 有粘結(jié)較無(wú)粘結(jié)第一峰值荷載和極限荷載分別提高58.6%和33.3%；TSUP 有粘結(jié)較無(wú)粘結(jié)第一峰值荷載和極限荷載分別提高了31.3%和11.7%。由此表明，在邊柱失效情況下，采用有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力較無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)抗力有明顯提高，且鋼絞線有無(wú)粘結(jié)對(duì)UP 連接的影響要比TSUP 連接的影響更加顯著。然而在之前的研究中[23]，有粘結(jié)后張混凝土結(jié)構(gòu)中的鋼絞線由于應(yīng)力分布不均，容易應(yīng)力集中，在大變形階段會(huì)提早斷裂，使得有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的變形能力弱于無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)。然而在邊柱失效情況下，邊界水平約束較弱，預(yù)應(yīng)力筋無(wú)法達(dá)到極限強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)破壞由邊柱大偏心破壞控制。所以在水平約束較弱的結(jié)構(gòu)中采用有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能有積極意義。

4.5 混凝土強(qiáng)度影響

圖20 給出了不同混凝土強(qiáng)度對(duì)試件UP-0.4 的影響。由于混凝土強(qiáng)度改變對(duì)TSUP-0.4 和UP-0.4影響規(guī)律相近，這里僅對(duì)UP-0.4 進(jìn)行討論。當(dāng)混凝土圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度分別為20 MPa、38.5 MPa、50 MPa、60 MPa 以及70 MPa 時(shí)，極限荷載分別為52 kN、72 kN、78 kN、79 kN 以及83 kN。由此表明，當(dāng)增大混凝土強(qiáng)度時(shí)，結(jié)構(gòu)抗力也會(huì)隨之提升，對(duì)結(jié)構(gòu)抗倒塌性能有積極影響。

圖 19 鋼絞線有無(wú)粘結(jié)對(duì)抗力的影響Fig.19 The influence of post tensioned strand with or without bond on the resistance

圖 20 混凝土強(qiáng)度對(duì)抗力影響Fig.20 Effect of concrete strength on the resistance

4.6 軸壓比影響

圖21 為不同軸壓比對(duì)試件UP-0.4 的影響。由于軸壓比對(duì)TSUP-0.4 和UP-0.4 影響規(guī)律相似，這里僅討論軸壓比對(duì)UP-0.4 的影響規(guī)律。如圖21 所示，在豎向位移達(dá)到300 mm 之前，改變軸壓比對(duì)UP-0.4 的影響并不明顯。然而當(dāng)豎向位移超過(guò)300 mm 之后，軸壓比為0.2 與0.4 的試件的承載能力可以繼續(xù)上升，然而軸壓比為0 的試件承載能力維持恒定。在結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞時(shí)，軸壓比為0.4 與0.2 的試件表現(xiàn)為突然破壞，承載能力下降明顯。而軸壓比為0 的試件在發(fā)生破壞之后，承載能力雖然會(huì)發(fā)生下降，但隨后還能繼續(xù)回升。軸壓比為0、0.2 以及0.4 時(shí)所對(duì)應(yīng)的極限荷載分別為49 kN、72 kN 以及81 kN，極限位移分別為594 mm、478 mm 以及459 mm。由此表明，增大軸壓比，結(jié)構(gòu)的極限荷載也隨之增大，然而軸壓比越大，會(huì)加劇邊柱的P-Δ 效應(yīng)，從而降低結(jié)構(gòu)的變形能力。

圖 21 軸壓比對(duì)抗力的影響Fig.21 Effect of axial compression ratio on the resistance

5 結(jié)論

根據(jù)試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果可以得出以下結(jié)論：

(1)無(wú)粘結(jié)鋼絞線可以有效提升裝配式結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能。與此同時(shí)，高初始預(yù)應(yīng)力的鋼絞線可以增大預(yù)應(yīng)力拼接連接結(jié)構(gòu)在小變形階段的抗力，但會(huì)降低其大變形階段的抗力。

(2)安裝角鋼可以發(fā)展抗彎?rùn)C(jī)制從而提高結(jié)構(gòu)抗力，但是也會(huì)加重梁端的損傷，降低結(jié)構(gòu)的可恢復(fù)性。

(3)混合連接結(jié)構(gòu)抗力總是大于或等于單獨(dú)連接抗力之和。主要因?yàn)榛旌线B接鋼絞線軸力增長(zhǎng)更快，且角鋼會(huì)縮短梁跨有效長(zhǎng)度，使得在相同豎向位移下混合連接試件中的鋼絞線可以提供更大的豎向抗力。對(duì)比頂?shù)捉卿撨B接試件，發(fā)現(xiàn)由于初始預(yù)應(yīng)力可以增大梁端塑性彎矩(M-N 效應(yīng))，從而增大混合連接試件的梁截面的抗彎承載力。

(4)有限元分析結(jié)果表明，在邊柱失效情況下，采用有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力較無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)抗力更高。當(dāng)增大混凝土強(qiáng)度時(shí)，結(jié)構(gòu)抗力也會(huì)隨之提升。加大邊柱軸壓比，會(huì)加重邊柱的P-Δ 效應(yīng)，從而降低結(jié)構(gòu)的變形能力。