預(yù)應(yīng)力筋連接預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊受力性能試驗(yàn)研究

預(yù)應(yīng)力筋連接預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊受力性能試驗(yàn)研究

應(yīng)用前景與研究問題的提出預(yù)制預(yù)測(cè)綜合管走廊（ppmt）是指采用預(yù)制預(yù)算技術(shù)建造的綜合管走廊。按結(jié)構(gòu)形式的不同,預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊分為僅有縱向接頭和同時(shí)具有縱、橫向接頭兩類,如圖1所示。與現(xiàn)澆混凝土綜合管廊相比,預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊具有施工質(zhì)量好、建設(shè)周期短、環(huán)境污染小等優(yōu)點(diǎn),節(jié)能環(huán)保效益較高,應(yīng)用前景廣闊。本文結(jié)合2010年上海世博會(huì)園區(qū)綜合管廊工程的建設(shè),在我國(guó)首次開展了預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的示范應(yīng)用(示范段長(zhǎng)200m)。已有研究表明,由于接頭(主要是橫向接頭)的影響,預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)和現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)在受力性能方面存在較大的差別。目前,工程中應(yīng)用的地下空間預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)主要包括隧道預(yù)制襯砌和預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊兩類。針對(duì)隧道預(yù)制襯砌的接頭與整體結(jié)構(gòu)受力性能,國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開展了較為系統(tǒng)的研究,提出了利用專門的接頭荷載試驗(yàn)確定接頭剛度并在整體結(jié)構(gòu)受力分析中考慮其影響的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。而在預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的接頭與整體結(jié)構(gòu)受力性能方面,從系統(tǒng)查閱的國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)資料來看,這方面的研究工作尚屬空白。鑒于此,本課題組以2010年上海世博會(huì)園區(qū)綜合管廊工程為背景,通過足尺模型試驗(yàn),對(duì)采用兩種常用連接方式(彎曲螺栓連接和預(yù)應(yīng)力筋連接)的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合的受力性能進(jìn)行了研究。本文主要介紹其中采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的受力性能研究成果。采用彎曲螺栓連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的受力性能研究參見文獻(xiàn)。1預(yù)測(cè)預(yù)算走廊綜合壓力的性能研究1.1試驗(yàn)設(shè)計(jì)1.1.1接頭試件尺寸及選用預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭受力性能試驗(yàn)采用1∶1足尺模型試件(圖2)。接頭模型試件由兩塊300mm厚預(yù)制混凝土板經(jīng)張拉預(yù)應(yīng)力筋(?32精軋螺紋鋼筋)拼裝而成。預(yù)應(yīng)力筋采用有粘結(jié)形式,混凝土的強(qiáng)度等級(jí)和防水等級(jí)分別為C40和S6。接頭試件尺寸如圖2所示,其中在試件接頭拼縫處預(yù)留溝槽并粘貼821-BF型遇水膨脹橡膠條。圖3為接頭試件拼縫詳圖和配筋圖,圖4為?32精軋螺紋鋼筋及配套的JLM-32軋絲錨具。拼縫預(yù)留溝槽的寬度與深度以及預(yù)應(yīng)力筋的有效預(yù)應(yīng)力均根據(jù)本課題組前期完成的接頭防水試驗(yàn)結(jié)果優(yōu)化確定。混凝土材料的力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見表1,普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋的力學(xué)性能實(shí)測(cè)值見表2,遇水膨脹橡膠條的物理力學(xué)性能見表3。1.1.2預(yù)應(yīng)力接頭彎矩的確定試驗(yàn)加載分為張拉預(yù)應(yīng)力和施加豎向荷載兩個(gè)階段。豎向加載如圖5所示。按照2010年上海世博會(huì)園區(qū)綜合管廊設(shè)計(jì)要求,預(yù)制預(yù)應(yīng)力接頭的彎矩標(biāo)準(zhǔn)值和設(shè)計(jì)值分別為36.6kN·m和45.5kN·m。本文中所指的接頭包含跨中拼縫及其兩側(cè)部分預(yù)制混凝土。接頭受力性能試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容主要包括預(yù)應(yīng)力筋與普通鋼筋應(yīng)變、接頭拼縫張開量與拼縫轉(zhuǎn)角、試件跨中撓度以及試件純彎段整澆混凝土截面曲率等。1.2試驗(yàn)結(jié)果與分析1.2.1預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭破壞進(jìn)行接頭受力性能試驗(yàn)過程中首先張拉預(yù)應(yīng)力筋,然后施加豎向荷載。預(yù)應(yīng)力筋的張拉控制應(yīng)力σcon為0.6fptk(fptk取我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定的精軋螺紋鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值)。張拉完成時(shí)預(yù)應(yīng)力筋的有效應(yīng)力為390.3MPa,此時(shí)接頭拼縫完全閉合。在施加豎向荷載過程中,接頭試件經(jīng)歷了較為明顯的接頭消壓、屈服和極限破壞三個(gè)受力階段。接頭試件的破壞形態(tài)為接頭受壓區(qū)混凝土壓碎。此時(shí),預(yù)應(yīng)力筋已經(jīng)屈服,普通鋼筋均未屈服,接頭試件的兩塊預(yù)制混凝土板發(fā)生了較大的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng),如圖6所示。預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭的破壞機(jī)制為如圖7所示的桁架機(jī)制。其中,預(yù)應(yīng)力筋為桁架下弦拉桿,兩塊預(yù)制混凝土板的陰影區(qū)域?yàn)殍旒苄眽焊箺U,拼縫截面混凝土受壓區(qū)則為兩根斜壓腹桿的相交部位。1.2.2力筋的直線型布置方案通過布置在預(yù)應(yīng)力筋張拉端、跨中拼縫處和錨固端的測(cè)點(diǎn),可以得到加載過程中接頭試件預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變變化規(guī)律,如圖8所示。由圖可見:(1)張拉階段端部(錨固端和張拉端)與跨中的預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變基本相同,這與預(yù)應(yīng)力筋的直線型布置方案有關(guān)。張拉完成時(shí),預(yù)應(yīng)力筋的平均應(yīng)變?yōu)?933με。(2)由于采用有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力形式,且預(yù)應(yīng)力筋端部位于接頭試件支座處,在施加豎向荷載階段,端部(錨固端和張拉端)預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變明顯小于跨中拼縫處預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變。當(dāng)豎向荷載P達(dá)到110kN時(shí),跨中拼縫處預(yù)應(yīng)力筋的荷載-應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變達(dá)到4200με左右,已經(jīng)屈服。此時(shí),端部預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?nèi)暂^小,平均約為2000με。(3)跨中拼縫處預(yù)應(yīng)力筋屈服后,該處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變隨著豎向荷載的增大迅速增大,但端部預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)緩慢。與張拉完成時(shí)相比,極限破壞時(shí)端部與跨中拼縫處預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變?cè)隽糠謩e為545με和18066με。1.2.3混凝土板拼裝接頭試件純彎段縱向普通鋼筋的荷載-鋼筋應(yīng)變關(guān)系曲線如圖9所示。接頭試件由兩塊預(yù)制混凝土板拼裝而成,接頭拼縫在跨中處(見圖3(b)),因此在整個(gè)加載過程中,接頭試件跨中純彎段的普通鋼筋應(yīng)變均較小。當(dāng)接頭試件發(fā)生極限破壞時(shí),純彎段的普通鋼筋應(yīng)變?cè)?00με以內(nèi),僅為屈服應(yīng)變的11%左右。1.2.4頭試件荷載分析試驗(yàn)得到了如圖10所示的接頭試件跨中的荷載-撓度曲線。由圖可見:(1)在豎向加載全過程中,接頭試件經(jīng)歷了消壓、屈服和極限破壞三個(gè)階段,消壓荷載、屈服荷載和極限荷載分別為21kN、125kN和138kN;(2)接頭試件的跨中屈服撓度和極限撓度分別為22.9mm和64.5mm,即跨中極限撓度為屈服撓度的2.8倍,表明采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭具有較為明顯的安全預(yù)兆。1.2.5彎矩-轉(zhuǎn)化率關(guān)系接頭試件整澆混凝土截面在受力全過程中未開裂。因此,基于實(shí)測(cè)的、距拼縫300mm處的普通鋼筋應(yīng)變計(jì)算得到了接頭試件純彎段整澆混凝土截面的彎矩-曲率關(guān)系,如圖11所示。需要說明,本文中所指的彎矩均為包括了試驗(yàn)荷載、接頭試件及加載裝置自重等產(chǎn)生的總彎矩。從圖中可見:(1)接頭試件純彎段整澆混凝土截面的彎矩-曲率關(guān)系曲線基本為通過原點(diǎn)的直線,這表明整澆混凝土截面在受力全過程中處于彈性狀態(tài);(2)在整個(gè)加載過程中,接頭試件整澆混凝土截面的曲率均較小(≤2.6×10-6mm-1),接頭試件的變形主要由預(yù)制混凝土板的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)引起。1.2.6接頭拼接縫總變形量的確定為研究預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊的接頭力學(xué)特性,對(duì)試件接頭不同截面高度處的變形進(jìn)行了測(cè)量,并基于測(cè)試結(jié)果對(duì)接頭的平截面假定進(jìn)行了驗(yàn)證,如圖12所示。需要說明,本文所指的接頭變形是指距拼縫左右各10mm(共20mm)標(biāo)距范圍內(nèi)測(cè)量得到的總變形(包括拼縫面的張開量和距拼縫左右各10mm范圍內(nèi)的混凝土變形量之和)。由圖可見:(1)消壓階段(P≤21kN),接頭處于全截面受壓狀態(tài)。消壓后,接頭拼縫下緣開始張開,分為上部接觸區(qū)和下部脫離區(qū)兩部分。(2)加載全過程中,接頭在整個(gè)截面高度范圍內(nèi)(拼縫接觸區(qū)和脫離區(qū))均較好地滿足平截面假定。(3)隨著豎向荷載的增大,接頭拼縫接觸區(qū)高度逐漸減小并最終趨于穩(wěn)定。消壓前拼縫全截面受壓,接頭屈服時(shí)(P=125kN)拼縫接觸區(qū)高度約為0.2倍的截面高度(約60mm)。(4)接頭屈服以后(P≥125kN),接頭拼縫的接觸區(qū)高度基本穩(wěn)定,約為0.1倍的截面高度(約30mm)。1.2.7接頭拼接縫剛度接頭抗彎剛度定義為接頭拼縫產(chǎn)生單位轉(zhuǎn)角所需的彎矩,它綜合反映了接頭在外荷載作用下的變形大小和趨勢(shì)。接頭抗彎剛度主要通過試驗(yàn)來確定。圖13為實(shí)測(cè)的試件接頭抗彎剛度曲線。由圖可見:(1)在豎向加載全過程中,試件接頭經(jīng)歷了消壓、屈服和極限破壞三個(gè)受力階段;(2)消壓前接頭拼縫幾乎不產(chǎn)生轉(zhuǎn)角變形,接頭抗彎剛度與整澆混凝土截面相同;(3)消壓后至屈服前,接頭抗彎剛度曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折并逐漸彎曲,接頭抗彎剛度隨著荷載的增大而逐漸下降,表現(xiàn)出一定的非線性特性;(4)隨著預(yù)應(yīng)力筋屈服以及接頭受壓區(qū)混凝土塑性發(fā)展完全,接頭抗彎剛度大幅度下降并趨于零,接頭拼縫轉(zhuǎn)角變形增長(zhǎng)迅速;(5)試件接頭的抗彎承載力為95.6kN·m,達(dá)到設(shè)計(jì)彎矩的2.1倍,安全余量較大。1.2.8接頭延性分析延性系數(shù)μ是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)受力性能的重要指標(biāo)之一,其計(jì)算公式為:μ=Δu/Δy,式中,Δu、Δy分別為接頭試件的極限變形和屈服變形。表4為接頭的荷載與變形特征值以及轉(zhuǎn)角延性系數(shù),分析可知:(1)采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭具有較好的延性,轉(zhuǎn)角延性系數(shù)達(dá)到3.1;(2)極限破壞時(shí),接頭拼縫轉(zhuǎn)角達(dá)到0.122rad,表明采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊接頭具有良好的變形能力。2預(yù)測(cè)預(yù)算走廊整體結(jié)構(gòu)的性能研究2.1試驗(yàn)設(shè)計(jì)2.1.1整體結(jié)構(gòu)模型試件設(shè)計(jì)與接頭試驗(yàn)相似,預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊整體結(jié)構(gòu)受力性能試驗(yàn)采用1∶1足尺模型試件。整體結(jié)構(gòu)模型試件由兩個(gè)橫向預(yù)制節(jié)段經(jīng)張拉預(yù)應(yīng)力筋(?32精軋螺紋鋼筋)拼裝而成。圖14為整體結(jié)構(gòu)試件施工圖。整體結(jié)構(gòu)模型試件采用與接頭模型試件相同的預(yù)應(yīng)力方案。此外,整體結(jié)構(gòu)模型試件采用的混凝土強(qiáng)度與防水等級(jí)、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)以及接頭拼縫構(gòu)造等也與接頭模型試件相同。2.1.2試驗(yàn)加載裝置試驗(yàn)加載分為張拉預(yù)應(yīng)力和施加側(cè)壁荷載兩個(gè)階段。側(cè)壁加載采用在整體結(jié)構(gòu)試件四個(gè)側(cè)壁同步施加等值單調(diào)靜力荷載的方式進(jìn)行,如圖15所示。試驗(yàn)?zāi)M了整體結(jié)構(gòu)的標(biāo)準(zhǔn)荷載工況、設(shè)計(jì)荷載工況、1.5倍設(shè)計(jì)荷載工況、2倍設(shè)計(jì)荷載工況、3倍設(shè)計(jì)荷載工況和極限破壞等。按照2010年上海世博會(huì)園區(qū)綜合管廊結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求,標(biāo)準(zhǔn)荷載工況和設(shè)計(jì)荷載工況下整體結(jié)構(gòu)試件的側(cè)壁荷載P分別為45kN和73kN。試驗(yàn)加載裝置采用同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室研發(fā)的10000kN微機(jī)控制電液伺服多功能試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)。在該系統(tǒng)中,閉環(huán)控制加載跟動(dòng)裝置保證了試驗(yàn)荷載的無阻跟動(dòng),而伺服油缸的微動(dòng)感應(yīng)裝置則保證了試驗(yàn)荷載能始終保持垂直或水平方向。需要說明,由于試件尺寸較大,試驗(yàn)中將整體結(jié)構(gòu)試件旋轉(zhuǎn)90°以滿足試驗(yàn)機(jī)的空間尺寸要求。整體結(jié)構(gòu)受力性能試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容主要包括預(yù)應(yīng)力筋與普通鋼筋應(yīng)變、關(guān)鍵截面普通鋼筋及混凝土應(yīng)變、側(cè)壁跨中撓度、接頭拼縫張開量與拼縫轉(zhuǎn)角以及含拼縫側(cè)壁純彎段整澆混凝土截面曲率等。2.2試驗(yàn)結(jié)果與分析2.2.1整體結(jié)構(gòu)試件破壞分析與接頭受力性能試驗(yàn)相似,在進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)受力性能試驗(yàn)過程中首先張拉預(yù)應(yīng)力筋,然后施加側(cè)壁荷載。預(yù)應(yīng)力筋的張拉控制應(yīng)力σcon為0.6fptk。張拉完成時(shí)上、下側(cè)預(yù)應(yīng)力筋的有效應(yīng)力分別為402.4MPa和415.0MPa,此時(shí)接頭拼縫完全閉合。在施加側(cè)壁荷載過程中,整體結(jié)構(gòu)試件經(jīng)歷了較為明顯的開裂、屈服和極限破壞三個(gè)受力階段。整體結(jié)構(gòu)試件的最終破壞形態(tài)為接頭與整澆側(cè)壁端部截面屈服,結(jié)構(gòu)形成塑性機(jī)構(gòu),達(dá)到承載能力極限狀態(tài)。整體結(jié)構(gòu)試件破壞形態(tài)如圖16所示。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,試件的破壞機(jī)制可簡(jiǎn)化為如圖17所示的彈簧鉸閉合框架機(jī)制,圖中數(shù)值為試驗(yàn)實(shí)測(cè)的塑性鉸形成次序。在該破壞機(jī)制中,整體結(jié)構(gòu)等效為閉合框架,接頭等效為彈簧鉸。2.2.2張拉過程中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變通過布置在預(yù)應(yīng)力筋張拉端、跨中拼縫處和錨固端的測(cè)點(diǎn),可以得到側(cè)壁加載過程中整體結(jié)構(gòu)試件預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變變化規(guī)律,見表5。由表中數(shù)據(jù)可知:(1)張拉階段預(yù)應(yīng)力筋的端部(錨固端和張拉端)應(yīng)變與跨中拼縫處應(yīng)變基本相同,這與預(yù)應(yīng)力筋的直線型布置方案有關(guān)。張拉完成時(shí),上、下側(cè)預(yù)應(yīng)力筋的平均應(yīng)變分別為2041με和2107με。(2)極限破壞時(shí),整體結(jié)構(gòu)試件下側(cè)拼縫處的預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)已損壞,此時(shí),上側(cè)拼縫處的預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變達(dá)到4171με,超過屈服應(yīng)變4096με,已經(jīng)屈服。由計(jì)算分析可知,受自重作用影響,整體結(jié)構(gòu)試件下側(cè)預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力大于上側(cè)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力。這表明,極限破壞時(shí)下側(cè)拼縫處的預(yù)應(yīng)力筋已經(jīng)屈服。(3)極限破壞時(shí),整體結(jié)構(gòu)試件接頭拼縫張開較大,跨中拼縫處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)黾友杆?明顯大于端部預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變。與張拉完成時(shí)相比,極限破壞時(shí)上側(cè)端部和跨中處預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?cè)隽糠謩e為799με和2159με。2.2.3結(jié)構(gòu)變形分析整體結(jié)構(gòu)試件典型的整澆側(cè)壁端部和跨中截面普通鋼筋的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖18、19所示。由圖可見:(1)開裂前,整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁端部截面的普通鋼筋應(yīng)變曲線基本為直線,結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)。當(dāng)荷載P達(dá)到約42kN時(shí),曲線開始彎曲,此時(shí)整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁端部混凝土開裂。此后,整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁端部截面的普通鋼筋應(yīng)變隨著荷載的增大持續(xù)增大。當(dāng)P達(dá)到約300kN時(shí),整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁端部截面的普通鋼筋屈服,應(yīng)變超過1800με,此時(shí)整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁跨中和含拼縫側(cè)壁等彎矩段現(xiàn)澆混凝土截面普通鋼筋應(yīng)變較小。(2)側(cè)壁加載全過程中,整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁跨中截面普通鋼筋應(yīng)變均較小,最大僅為屈服應(yīng)變的4%左右,這與內(nèi)力分析結(jié)果一致。2.2.4壁加載初期安全預(yù)應(yīng)力綜合管廊的穩(wěn)定性整體結(jié)構(gòu)試件的荷載-撓度(包括結(jié)構(gòu)整澆側(cè)壁跨中撓度和含拼縫側(cè)壁跨中撓度)曲線如圖20所示,荷載與變形特征值見表6。由圖表分析可知:(1)整體結(jié)構(gòu)試件的側(cè)壁加載全過程可分為開裂、屈服和極限破壞三個(gè)階段,三個(gè)階段的特征荷載分別為42.7kN、322kN和355kN。(2)側(cè)壁加載初期,荷載-撓度曲線為通過原點(diǎn)的直線,整體結(jié)構(gòu)試件處于彈性階段。側(cè)壁端部截面混凝土開裂以后,荷載-撓度曲線開始彎曲,結(jié)構(gòu)整體剛度有所降低。當(dāng)側(cè)壁荷載增大到322kN時(shí),荷載-撓度曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),整體結(jié)構(gòu)試件側(cè)壁端部截面縱筋開始屈服,結(jié)構(gòu)整體剛度顯著下降。達(dá)到最大荷載以后,荷載-撓度曲線基本趨于水平,此時(shí)整體結(jié)構(gòu)試件的整澆側(cè)壁端部截面縱筋和上、下側(cè)拼縫處預(yù)應(yīng)力筋均已屈服,結(jié)構(gòu)達(dá)到承載能力極限狀態(tài)。(3)屈服時(shí)整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁和含拼縫側(cè)壁的跨中撓度分別為3.8mm和21.9mm,極限破壞時(shí)分別為14.7mm和64.6mm,即極限破壞時(shí)整澆側(cè)壁和含拼縫側(cè)壁的跨中撓度分別為屈服時(shí)的3.87倍和2.91倍,這表明采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊具有較為明顯的安全預(yù)兆。(4)整體結(jié)構(gòu)試件的最大荷載Pmax=365kN,達(dá)到設(shè)計(jì)荷載的3.2倍,表明采用預(yù)應(yīng)力筋連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力綜合管廊結(jié)構(gòu)具有較大的安全余量。2.2.5荷載-轉(zhuǎn)角曲線整體結(jié)構(gòu)試件中接頭拼縫轉(zhuǎn)角隨荷載P變化的曲線如圖21所示。由圖可見:(1)側(cè)壁加載初期,整體結(jié)構(gòu)試件接頭全截面受壓,拼縫閉合,荷載-轉(zhuǎn)角曲線與縱軸重合。隨著側(cè)壁荷載的增大,整體結(jié)構(gòu)試件的接頭拼縫逐漸開始張開,荷載-轉(zhuǎn)角曲線開始明顯彎曲。此后,接頭抗彎剛度隨著側(cè)壁荷載的逐漸增大而逐漸降低,荷載-轉(zhuǎn)角曲線呈非線性變化。(2)當(dāng)側(cè)壁荷載達(dá)到最大荷載以后,接頭拼縫的荷載-轉(zhuǎn)角曲線趨于水平,表明接頭已經(jīng)屈服。此時(shí),整體結(jié)構(gòu)試件上、下側(cè)預(yù)應(yīng)力筋已經(jīng)屈服。2.2.6結(jié)構(gòu)延性分析延性系數(shù)μ是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)受力性能的重要指標(biāo)之一,其計(jì)算公式為:μ=Δu/Δy,式中,Δu、Δy分別為結(jié)構(gòu)的極限變形和屈服變形。表7所列為整體結(jié)構(gòu)試件的延性系數(shù),分析可知:(1)整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁的位移延性系數(shù)達(dá)到3.87,含拼縫側(cè)壁的位移延性系數(shù)達(dá)到2.91;(2)屈服和極限破壞時(shí),整體結(jié)構(gòu)試件整澆側(cè)壁撓跨比分別為1/780