预应力预制框架边节点设计参数分析

作者:何永福 蔡小宁 孟少平 姚锦文
单位:连云港市建筑设计研究院有限责任公司 淮海工学院土木与港海工程学院 东南大学混凝土&预应力混凝土教育部结构重点实验室
摘要:预应力预制框架 (简称为PTED框架) 结构的受力性能取决于梁柱连接截面处的受力性能。为了研究梁柱连接处关键设计参数对节点受力性能的影响, 基于弹塑性有限元分析程序OpenSees, 提出PTED节点的数值模拟方法, 对关键设计参数进行参数化分析, 并在参数分析的基础上, 给出一些相关的设计建议, 从而为确定PTED框架结构的设计方法奠定理论基础。
关键词:预应力 预制装配式 角钢 设计参数 抗震性能
作者简介:作者简介: 何永福, 高级工程师, E-mail:758046268@qq.com; 蔡小宁, 博士, 副教授, E-mail:fenyun0801@163.com;
基金:基金: 国家自然科学基金青年基金 (51508220); 江苏省自然科学基金 (BK20130408); 江苏省高校自然科学基金 (15KJB560001); 连云港土木与建筑创新研究院课题 (KH16024);

 

预制装配结构是实现建筑工业化的必由之路。连接方式是预制装配结构的核心技术。连接方式根据节点受力特性的不同, 分为刚性连接和延性连接2大类, 其中刚性连接是传统的预制混凝土结构的连接方式, 通过节点区的现浇混凝土及连接构造模拟现浇结构, 并要求节点的承载力及延性不低于现浇结构。此类节点需要现场湿作业, 施工程序复杂, 在地震作用下吸收地震能量较多, 震后残余变形较大, 修复成本较高甚至无法修复。

通过预应力筋将预制构件连接在一起, 形成预应力预制混凝土框架结构是一种延性连接方式, 其受力性能与现浇框架结构不同, 具有自身的特性:在地震作用下弹塑性变形通常发生在梁柱连接节点处, 梁柱构件基本保持弹性;连接节点具有较强的自复位能力, 震后残余变形很小, 震后易修复。

为了发展我国的预制装配结构体系, 在国内外已有研究成果的基础上[1,2,3,4,5,6], 提出一种新型的采用顶底角钢作为耗能元件的预应力预制混凝土框架节点形式, 本文称为PTED节点[7]。PTED节点形式如图1所示, 梁、柱构件均预制。在梁、柱构件相应位置处预留预应力筋和高强螺栓孔洞, 通过预应力筋和高强螺栓将梁、柱构件和顶底角钢拼接在一起形成节点。预应力筋提供节点的自复位能力, 而耗能角钢提供节点的耗能能力。两者共同提供节点的承载力和刚度。

图1 PTED节点Fig.1 PTED joint

图1 PTED节点Fig.1 PTED joint

 

1 有限元分析模型

利用弹塑性分析软件Open Sees对PTED节点的抗震性能进行数值模拟, 有限元分析模型如图2所示。图中节点20, 22的横坐标为角钢水平肢的螺栓群的中心, 纵坐标为0.5ta (ta为角钢厚度) 。节点20, 21和节点22, 23间的Zero-Length单元模拟顶部和底部角钢的作用, 并赋予角钢拉-压恢复力模型。节点1, 7间的Truss单元模拟预应力筋, 赋予Steel02恢复力模型, 通过设置Truss单元的初应力, 实现预应力筋的张拉。节点20, 22的3个自由度 (x, y向的平动和绕z轴的转动) 与节点4耦合, 节点21, 23的3个自由度分别与节点9, 14耦合。梁、柱构件采用nonlinear beam-column单元, 节点3, 5间为梁端塑性铰长度, 该长度范围内的钢筋、混凝土材料采用“只压”本构关系。节点5, 6的3个自由度分别与节点12耦合, 节点11, 12的x, y向的平动自由度耦合, 节点区刚域采用刚度很大的弹性梁柱单元模拟, 节点11, 12通过Zero-Length转动单元模拟节点核心区的剪切变形。节点2为梁端加载点, 节点8施加柱轴压力。

图2 PTED节点有限元分析模型[8]Fig.2 The finite element analysis model of PTED

图2 PTED节点有限元分析模型[8]Fig.2 The finite element analysis model of PTED

 

利用上述建模方法, 对试件T2-4S0.5-1号的低周往复荷载试验过程进行数值模拟, 模拟结果与试验结果的对比如图3所示。由图3可知, 两者较接近, 验证了有限元分析模型的正确性和可靠性。

图3 T2-4S0.5-1号有限元分析结果Fig.3 Analysis results of the T2-4S0.5-1 joint

图3 T2-4S0.5-1号有限元分析结果Fig.3 Analysis results of the T2-4S0.5-1 joint

 

2 有限元参数化分析

2.1 基本模型

PTED框架结构的受力性能很大程度上取决于梁柱连接截面处的受力性能。本文将采用上述有限元分析的方法对影响PTED节点梁柱连接处受力性能的几个主要设计因素进行参数化分析, 并在参数分析的基础上, 给出一些相关的设计建议, 从而为确定PTED框架结构的设计方法奠定理论基础。设计的关键参数包括:预应力筋预压应力产生的截面平均初始压应力、预应力筋有效应力、预应力筋无粘结段的长度以及混凝土强度。

PTED边节点基本模型如图4所示, 梁长为2.0m, 梁截面尺寸b×h=250mm×450mm, 柱截面尺寸为400mm×400mm。截面初始平均压应力fci/fcc=0.1, 预应力筋面积Ap=560mm2, 预应力筋有效应力fpi=0.5fptk, 预应力筋长度Lpt=2.4m, 预应力筋无粘结长度Lpu=1.4m, 混凝土强度等级为C40。

图4 PTED节点分析原型Fig.4 Analysis prototype of the PTED joints

图4 PTED节点分析原型Fig.4 Analysis prototype of the PTED joints

 

以上述结构参数为基准, 对梁端施加荷载, 研究fci/fcc、预应力筋有效应力fpi、混凝土强度等级以及预应力筋无粘结长度Lpu对节点弹塑性性能的影响, 每次只改变一个参数, 而其余参数保持不变。

根据PTED节点试验过程中的破损现象, 有限元分析中重点考察以下几个极限状态[9]: (1) 有效线性极限状态; (2) 角钢屈服极限状态; (3) 预应力筋屈服极限状态; (4) 梁端约束混凝土被压碎极限状态。其中预应力筋屈服极限状态在工程设计中应避免出现, 预应力筋屈服后, 由图5可知, 预应力筋有效应力很小, 甚至为0 (见图5, 预应力筋有效应力由fpi减小至fp) , 自复位能力减弱, 结构残余变形较大。卸载后, 预应力筋合力减小, 由预应力筋合力提供的梁端摩擦力减小, 可能不满足梁端抗剪要求。在下文分析中, 预应力筋并未通长“无粘结”, 以考察参数变化对预应力筋屈服状态的影响。

 

式中及图5中:fpy为预应力筋的屈服应力;fpi为预应力筋的初始应力;εpi为预应力筋的初始应变;fpu为预应力筋的极限应力;εpy为预应力筋的屈服应变;εpu为预应力筋的极限应变;Ep为预应力筋的弹性模量。

图5 预应力应力损失Fig.5 Loss of the prestressing stress

图5 预应力应力损失Fig.5 Loss of the prestressing stress

 

2.2 截面平均初始压应力

截面平均初始压应力fci, 是指预应力筋有效应力合力在框架梁截面上产生的均匀压应力值。

 

式中:fpi为预应力筋有效应力;Ap为预应力筋面积;b, h分别为截面宽度和高度。

本文采用截面平均初始压应力与核心区约束混凝土强度的比值fci/fcc来衡量。参数fci/fcc对截面的受力性能有着较大影响, 分析时其取值范围为0.1~0.3, 通过变化预应力筋面积Ap值来实现, 而其余参数均保持不变。分析得到不同截面平均初始压应力下F-Δ曲线如图6所示, 图中F为梁端荷载, Δ为梁端位移。

1) 有效线性极限状态

PTED节点线性极限点由几何非线性和材料非线性中较不利的一个来确定。当fci/fcc值较小时, 由几何非线性起控制作用, 反之则是材料非线性较为不利。随着截面平均初始压应力的增大, 线性极限点荷载也逐渐增大, 但增大的幅度逐渐减慢。

图6 截面平均初始压应力对F-Δ曲线的影响Fig.6 Impact of sectional initial stress on F-Δcurves

图6 截面平均初始压应力对F-Δ曲线的影响Fig.6 Impact of sectional initial stress on F-Δcurves

 

2) 角钢屈服极限状态

随着fci/fcc值的增大, 角钢屈服状态对应的位移增大, 荷载增大。

3) 预应力筋屈服极限状态

随着fci/fcc值的增大, 由于预应力筋的有效应力fpi保持不变, 预应力筋面积越来越大, 屈服也愈来愈晚。当fci/fcc值增大到一定程度时, 则会出现预应力筋屈服之前混凝土已被压碎的现象。

4) 约束混凝土被压碎极限状态

随着fci/fcc的增大, 结构强度提高的同时, 延性降低, 极限点对应的位移减小。由于PTED节点在弹塑性阶段的变形主要出现在梁柱连接处, 因此为保证结构有足够的变形能力, 应控制预应力筋配筋量不宜过大, 从而保证截面平均初始压应力值不至过大, 建议节点fci/fcc值不宜超过0.2。

2.3 预应力筋有效应力

分别取预应力筋有效应力fpi与极限抗拉强度fptk的比值为0.4, 0.5, 0.6三种情况进行计算, 研究预应力筋初始应力的不同对截面受力和变形性能的影响。分析过程中通过变化预应力筋面积Ap来保持截面平均初始压应力为定值, 以排除fci/fcc值变化对截面受力性能的影响, 其他参数保持不变。分析结果如图7所示。

图7 有效预应力对F-Δ曲线的影响Fig.7 Impact of effective stress on F-Δcurves

图7 有效预应力对F-Δ曲线的影响Fig.7 Impact of effective stress on F-Δcurves

 

由图7可知:

1) 有效线性极限状态

由于分析过程中截面初始压应力保持不变, 即预应力筋有效应力和面积的乘积保持不变, 因此线性极限点的荷载和位移几乎没有变化。

2) 角钢屈服极限状态

角钢屈服状态对应的荷载和位移几乎没有变化。

3) 预应力筋屈服极限状态

预应力筋有效应力较大时 (fpi/fptk=0.5, 0.6) , 预应力筋达到屈服强度。当有效应力相对较小时 (fpi/fptk=0.4) , 则出现了混凝土被压碎而预应力筋仍未屈服的现象。

4) 混凝土被压碎极限状态

预应力筋有效应力越小, 预应力筋的面积相应越大, 屈服后截面受压区混凝土承受压力也越大, 因而节点延性也有所降低。

由上述分析可知, 预应力筋的有效应力较高, 则预应力筋可能过早屈服, 影响结构的自复位能力, 降低预应力筋的有效应力可避免预应力筋的过早屈服, 但同时预应力筋的面积也增大, 建议fpi/fptk=0.45~0.55。

2.4 混凝土强度等级

选取C30~C50共3个强度等级研究混凝土强度对截面受力性能的影响。分析过程中预应力筋的有效应力fpi不变, 通过改变预应力筋面积Ap来保持截面fci/fcc值不变, 以排除fci/fcc值变化对截面受力性能的影响。分析得到不同强度等级混凝土情况下F-Δ关系曲线如图8所示。

图8 混凝土强度对F-Δ曲线的影响Fig.8 Impact of concrete strength on F-Δcurves

图8 混凝土强度对F-Δ曲线的影响Fig.8 Impact of concrete strength on F-Δcurves

 

由图8可知:

1) 有效线性极限状态

随混凝土强度等级的提高, 线性极限点对应的梁端荷载增大, 梁端位移基本不变。

2) 角钢屈服极限状态

随混凝土强度的增大, 角钢屈服状态点位移变化不大, 但梁端荷载逐渐增大。

3) 预应力筋屈服极限状态

随混凝土强度增大, 预应力筋屈服位移稍延迟, 预应力筋屈服状态荷载增大。

4) 约束混凝土被压碎极限状态

随混凝土强度的提高, 梁端位移延性和变形能力逐渐降低。因此采用较高强度等级的混凝土时, 应加强构造措施, 如提高约束箍筋的体积配箍率以保证结构有足够的变形能力, 建议约束箍筋的体积配箍率不宜低于2.0%。

2.5 预应力筋无粘结长度

预应力筋无粘结长度Lpu对PTED节点的受力性能影响较大。对PTED节点分别取Lpu=1.4, 1.8, 2.4m进行受力分析, 分析过程中其余参数均保持不变。计算得到PTED节点的F-Δ关系曲线如图9所示。

图9 预应力筋无粘结长度对F-Δ曲线的影响Fig.9 Impact of unbonded length on F-Δcurves

图9 预应力筋无粘结长度对F-Δ曲线的影响Fig.9 Impact of unbonded length on F-Δcurves

 

1) 有效线性极限状态

由于除预应力筋无粘结长度外, 其余参数均保持不变, 线性极限点几乎完全一致, Lpu对有效线性极限状态基本无影响。

2) 角钢屈服极限状态

随Lpu增大, 角钢屈服时的梁端位移Δ及梁端荷载F几乎不变, Lpu对角钢屈服极限状态基本无影响。

3) 预应力筋屈服极限状态

从图9可以看出, 随Lpu增大, 预应力筋屈服位移增大。Lpu较小时, 预应力筋屈服较早, 可能无法满足结构在罕遇地震作用下预应力筋仍保持为弹性的原则;Lpu较长时, 预应力筋屈服较晚, 可能出现混凝土被压碎破坏时而预应力筋未屈服的情况。在进行结构设计时应综合考虑这两方面因素, 合理选取Lpu值。

4) 约束混凝土被压碎极限状态

Lpu值对约束混凝土被压碎极限状态的梁端荷载F及位移Δ基本无影响。

3 结语

本文对影响PTED节点的几个主要因素进行参数分析, 得出下列结论。

1) 截面平均初始压应力fci/fcc对节点连接处受力性能有较大的影响。增大fci/fcc值可提高截面线性极限点和屈服点弯矩, 降低结构的延性和变形能力。当fci/fcc值增大到一定程度时, 则会出现预应力筋屈服前梁端混凝土先被压碎的现象。为提高结构延性, 建议结构设计时, 应对fci/fcc的值加以限制, 建议fci/fcc不宜超过0.2。

2) 预应力筋的有效应力较高, 则预应力筋可能过早屈服, 影响结构的自复位能力;降低预应力筋的有效应力可避免预应力筋过早屈服, 但同时预应力筋的面积将增大, 建议fpi/fptk=0.45~0.55。

3) 预应力筋的无粘结长度Lpu对PTED节点的受力性能有较大影响。Lpu较小时, 预应力筋屈服较早, 可能无法满足结构在罕遇地震作用下预应力筋仍保持为弹性的原则;Lpu较长时, 预应力筋屈服较晚, 可能出现混凝土被压碎破坏时而预应力筋未屈服的情况。进行结构设计时应综合考虑这两方面因素, 合理选取Lpu值。

4) 提高混凝土强度等级, 可提高线性极限点和屈服点弯矩值, 但截面的转角延性和变形能力却随之降低。因此当采用较高强度等级的混凝土时, 应加强构造措施, 如提高约束箍筋的体积配箍率, 以保证结构有足够的变形能力, 建议约束箍筋的体积配箍率不宜低于2.0%。

 

Analysis of the Design Parameters for the Prestressed Precast Frame Joints
He Yongfu Cai Xiaoning Meng Shaoping Yao Jinwen
(Lianyungang Institute of Architectural Design Research Co., Ltd. School of Civil and Ocean Engineering, Huaihai Institute of Technology Key Laboratory of Concrete & Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University)
Abstract: The mechanical performance of the prestressed frame ( referred to as PTED frame) structure depends on the mechanical performance of the cross section of the beam-column connection. To study the impact of the key design parameters on the beam-column joints, the numerical simulation of the PTED joints was proposed based on the elastoplastic finite element analysis program Open Sees. The key design parameters were analyzed, and based on the analysis of the basic parameters, some related design proposals were given. The theoretical foundation for the design method of the PTED frame structure was built.
Keywords: prestressing; precast; steel angle; design parameter; seismic performance;
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