部分高强筋预制混凝土框架节点抗震性能研究

于建兵, 周莉萍, 郭正兴, 马洪伟

(1.扬州大学 建筑科学与工程学院，江苏 扬州 225127；2.东南大学 土木工程学院，南京 210096；3.扬州大学 绿色建筑材料研究所，扬州 225127)

随着人们对环境保护保护意识的不断加强，传统建筑模式已经不能够符合现行社会发展的要求，为了实现建筑业的转型升级，国家在大力推行建筑工业化，作为是建筑工业化方式之一的装配混凝土结构得到党中央、国务院的高度重视并上升为国家战略，这就迫使一些开敞大空间的商场、教学楼、办公楼等建筑未来也需要采用装配式结构，而框架结构是这些建筑物的主要结构形式。因此，装配式混凝土框架结构将继续借助国家政策春风与行业导向，不断迎来发展高潮[1]。

国内外学者对各种装配式混凝土框架梁柱节点的抗震性能进行了大量的试验研究，其中最著名的是美国PRESSS研究计划[2]，其中，针对框架结构梁、柱构件，推荐了四种干性连接，并对四种连接抗震性能进行了研究，后期很多学者对后张法预应力拼装节点抗震性能进行大量的试验研究，但是在工程应用中应用的不是很多。 工程中应用较多的装配式节点形式为后浇整体式，对于后浇整体式的研究，主要是验证节点连接的可靠性。国内外很对学者提出了很多新型后浇整体式节点连接形式，Wongmatar等[3]和Eoml等[4]通过在节点区设置附加钢筋，以实现梁端塑性铰的转移，从而能够有效的保护节点，并且对节点塑性铰的及计算长度进行了理论分析。韩春等[5]和赵唯坚[6]将一些高强材料应用在装配式混凝土框架当中，以能够减轻构件的自重，两位学者对采用高强材料的预制构件进行了试验研究，将研究发现将高强材料应用在构件的受力关键部位，能够改善整个构件的抗震性能。蔡建国[7]和于建兵等[8]提出了预制梁带有键槽的梁柱节点体系，研究发现节点的抗震性能与现浇节点基本相当。

从现有研究来看，后浇整体式节点普遍存在加工精度要求较高、运输困难等问题，如果制作过程中钢筋位置产生偏差则就可能导致不同构件之间在施工现场无法快速拼装和良好连接，影响结构连接的质量。这些因素减弱了预制装配框架结构在工程应用上的优势，成为规模推广的瓶颈。

1 节点的设计

1.1 节点的构造

针对既有装配式混凝土框架梁柱节点所存在的问题，创新性的提出一种部分高强筋预制梁柱节点，节点的具体创新点如下：①预制梁底部采用柔韧性良好、直径较小的钢绞线代替刚度较大的普通钢筋，考虑当梁底部受压时，在梁的底部配置2根直径为16 mm的普通钢筋，为了能够固定箍筋的位置，在梁中间部位设置两根直径为10 mm的腰筋，预制梁顶部预留一层厚度为120 mm厚的叠合层，以便于预制梁与板进行可靠的连接，预制梁侧面构造如图1所示；②考虑到配置高强筋的预制梁裂缝开展问题，对预制梁施加预应力，预制梁梁端留有长度为400 mm的键槽，键槽部分为无预应力段，防止该部分混凝土在低周反复荷载作用下大块剥落，将键槽内的箍筋进行加密，间距为50 mm，有力于提高该部分的刚度以及开裂荷载；钢绞线与混凝土之间的黏结性能较普通钢筋与混凝土之间的黏结性能弱，对钢绞线端部做压花锚处理，同时在压花锚端部设置锚固端板，增强钢绞线与混凝土之间的黏结性能；③正常情况下，梁柱节点在地震荷载作用下，节点塑性铰一般出现在梁柱结合面处，在该新型节点中考虑到塑性铰外移能够增加梁柱节点的变形能力，在节点核心区设置了2根直径为18 mm的钢筋，从而增强梁柱结合面处的强度，实现梁端塑性铰外移。预制柱采用套筒灌浆连接，梁柱节点拼装如图2所示。

图1 预制梁构造示意图

图2 预制混凝土框架梁柱节点拼装

1.2 节点的配筋及制作

本次试验按照“强柱弱梁，强节弱点构件”的原则[9]设计了4个预制节点及1现浇对比，分别编号为PC1、PC2、PC3、PC4和XJ节点，其中XJ节点代表现浇对比节点，PC1节点为节点核心区设置附加钢筋，并且预制梁底部构造钢筋在键槽部位设置一段无黏结段，PC2节点为设置附加钢筋，梁底部构造钢筋不设置无黏结段，PC3节点为节点核心区不设置附加钢筋，但梁底部构造钢筋设置无黏结段，PC4节点为既不设置附加钢筋也不设置无黏结段，各节点编号及类型见表1。

表1 各节点编号及类型

试验所有节点混凝土强度都为C40，现浇节点梁柱截面尺寸与预制节点相同，梁柱受力筋采用HRB335级钢筋，梁底部配置3根直径为18 mm钢筋，上部配置3根直径为22 mm钢筋。箍筋采用HPB235级钢筋，箍筋直径为10 mm。预制节点柱受力筋与现浇节点柱受力筋相同，都为12根直径为25 mm钢筋，预制梁底部受力筋采用直径为12.7 mm的钢绞线，并对预制梁施加预应力，预制梁上部钢筋与现浇节点梁上部钢筋相同。箍筋采用HPB235级钢筋，直径为10 mm。预制节点设计详图如图3所示。

图3 预制节点详图(mm)

2 节点试验设计

2.1 节点的加载装置和加载制度

加载装置如图4所示。采用的是钢桁架反力架，整个反力架通过螺栓与地槽连接形成反力架，柱上下端设置为铰接，梁端自由以模拟边界条件。在柱顶放置一台320 t的油压千斤顶，加载过程中控制柱轴压比为0.2并保持不变，柱左右两边预制梁端各放置1台60 t的液压千斤顶，通过油泵对梁施加反对称荷载。对节点进行加载采用力-位移混合的控制的加载制度[10]，力控制加载阶段，在裂缝开展之前按照10 kN一级进行加载，裂缝开展后，按照20 kN一级进行加载，直至构件进入屈服，屈服阶段采用位移控制加载，且每级位移荷载循环3次，加载直至构件承载能力下降到极限荷载的85%。

图4 节点加载装置

Fig.4 Node loading device

2.2 材料的力学性能

制作节点所用的材料，都需要按照要求进行材性试验，节点浇筑所用混凝土是按照两批进入加工场地，然后每批制作3个混凝土立方体试块，与节点同条件养护。节点所采用的每种规格钢筋都按要求进行取样3根进行材性试验，混凝土及钢筋的材性试验实测值见表2和表3。

表2 混凝土的力学性能

表3 钢筋及钢绞线力学性能

3 试验节点的破坏形态分析

XJ节点在加载初期，整个试件基本处于弹性工作状态，当荷载施加到35 kN时，在距离梁柱结合处大约5 cm处出现了一条微小的竖向裂缝。当荷载施加到90 kN时，该条裂缝上下贯通。随着荷载的继续施加，裂缝的宽度和数量都在不断的发展，并且开始向加载端方向扩展，裂缝的开展方向也逐渐开始呈现出倾斜，加载后存在少量的残余变形，表明试件已经进入弹塑性阶段，逐渐呈现出非线性性质。随着荷载的进一步施加，节点区开始出现成45°的交叉裂缝，并且节点区下部柱出现一条微小的水平裂缝，此时根据DH3816测试出的钢筋应变情况，认为节点已进入屈服阶段。进入屈服阶段后，采用位移控制加载，当加载到5Δ第一次循环，当荷载向下加载使得梁下部纵筋受压时，可以观察到下部钢筋压屈。进行第二次循环时，下部纵向钢筋被拉断，加载终止。

4个预制节点的开裂荷载基本相当，都在约25 kN，而且第一条裂缝都是在键槽新老混凝土结合处，屈服后，裂缝开展与XJ节点类似，节点核心区只是出现几条交叉的微裂缝，待荷载施加到4Δ时，所有预制节点梁底部混凝土开始出现剥落，但是由于键槽内部箍筋加密，预制梁没有出现崩塌的现象。各节点最终破坏形态如图5所示。从图5可知，节点区配置附加钢筋的预制节点塑性铰相对于XJ节点有向外转移的趋势，PC3和PC4塑性铰也有向外转移，其原因是由于对面预制梁的钢绞线伸入键槽内，对于梁柱结合处也有增强的作用。

(a)XJ(b)PC1(c)PC2(d)PC3(e)PC4(f)第一条裂缝位置

图5 各节点破坏形态

Fig.5 Failure patterns of the nodes

4 试验结果分析

4.1 滞回曲线

试件在低周反复荷载作用下的力-位移曲线称为试件的滞回曲线，通过滞回曲线能够反映出试件的承载能力、变形能力、滞回耗能能力及延性等力学性能[11]。各节点滞回曲线如图6所示。

通过5个节点滞回曲线可以看出，在加载初期，所有节点都处于弹性状态，滞回曲线接近于直线，滞回环面积很小。随着荷载的继续施加，裂缝的数量及宽度不断的扩展，残余变形加大，滞回环面积加大。进入位移控制加载后，XJ节点梁端加载无论向上还是向下加载，滞回环都呈现出饱满的梭形形状，说明滞回耗能能力较强。从4Δ循环加载开始，滞回曲线开始出现捏缩现象，呈现出反S形状，主要原因是因为梁底部混凝土被压碎，下部受力筋与混凝土之间产生滑移等原因造成。总体来说，XJ节点滞回曲线饱满程度较好。预制节点在进入位移控制后，滞回曲线在梁端向上加载与向下加载时，呈现出完全不同形状，当向下加载时(梁上部普通钢筋作为受拉筋)，滞回曲线较为饱满，当向上加载时(梁下部钢绞线作为受拉筋) ，由于钢绞线没有屈服平台，滞回曲线呈弓形，滞回环面积较小。由于PC1和PC2试件梁端箍筋较密，对梁端混凝土侧向约束较好，同时在节点区设置了钢筋，相比于XJ对比构件，PC1和PC2试件的曲线较为饱满，未出现反S形曲线。

(a)XJ节点

(b)PC1节点

(c)PC2节点

(d)PC3节点

(e)PC4节点

图6 节点滞回曲线

Fig.6 Hysteresis curves of nodes

由骨架曲线可以看出差，XJ节点无论如何加载，都有较为明显的屈服平台，而预制节点在向上加载时，没有明显的屈服平台，荷载值随着位移值的增加一直上升。PC3和PC4试件由于没有附加直钢筋，其荷载极值较PC1和PC2要低很多，且上、下两个方向的每循环极值在4Δ时，都开始降。

4.2 位移延性系数

延性系数能够反映节点在地震荷载作用下最终的变形能力。延性系数包括曲率延性系数、转角延性系数和位移延性系数[12]。本文采用位移延性系数来反映各节点的变形能力，位移延性系数计算公式如下

(1)

式中:Du为试件荷载—位移骨架曲线下降段中对应0.85Fmax的位移值或者加载终止时的位移值，Dy为试件屈服位移。

由表4可知，4个预制节点在向下加载时，延性系数都超过4.5，与XJ节点基本相当，向上加载时，所有预制节点的屈服位移都大于XJ节点，同时可以发现，除了PC3节点外，其他3个节点的极限位移与XJ节点相差不大，说明预制节点的变形能力与XJ节点基本相当，但是由于预制节点的屈服位移较大，所以导致节点在向上加载时，位移延性系数都小于XJ节点。

表4 构件位移延性系数

4.3 耗能能力

在反复荷载作用下，滞回环面积受承载力和刚度退化的影响。为了表达这一特性，1974年Celebl和Penzien在研究中用等效黏滞阻尼系数(he)来表达，如图7所示。

等效黏滞阻尼系数计算如下

(2)

各节点的等效黏滞阻尼系数随加载次数(n)的变化曲线如图8所示。从图8可知，XJ节点等效黏滞阻尼系数基本都大于预制节点，但在加载到第13次即4Δ时，滞回曲线出现捏缩较严重，导致其黏滞阻尼系数的降低。预制节点的耗能能力随着荷载的施加，呈现上升趋势。4个预制节点在工况13前，耗能能力基本相当，节点区配置附加钢筋的节点黏滞阻尼系数在节点进入屈服阶段后，略高于无附加钢筋节点，但是加载到13次后，节点临近破坏，PC1和PC2节点等效黏滞阻尼系数却有了较大的提升，说明PC1和PC2构件在临近破坏时，其耗能能力有较大增强。

图7 等效黏滞阻尼系数计算示意图

图8 节点等效黏滞阻尼系数

4.4 刚度退化

将5个试验节点试件的综合刚度值绘于同一图中进行对比，如图9所示。由图9可知，5个节点刚度退化趋势一致，在弹性阶段，刚度退化较快，进入屈服阶段后，刚度退化趋于平缓。在弹性阶段，XJ节点的刚度大于所有的预制节点，这主要是因为预制节点在键槽内存在新老混凝土的结合，该处为薄弱部位，从而导致预制节点的刚度弱于XJ节点；进入屈服阶段后，XJ节点梁的受力筋屈服，同时普通钢筋与混凝土之间的黏结滑移导致XJ节点刚度退化较快；进入屈服阶段后，XJ节点的刚度都小于预制节点。说明在键槽内箍筋的加密对于预制节点刚度的提高贡献较大。节点核心区设置附加钢筋的PC1和PC2节点刚度在各个阶段都强于PC3和PC4节点，说明附加直钢筋对节点的综合刚度有一定的贡献。

图9 节点刚度退化

5 结 论

(1)通过各个节点的破坏形态可以看出，所有节点都发生了梁端塑性铰弯曲破坏，在加载终止时，所有试件底部的受力筋都屈服，甚至部分钢筋还发生了断裂，梁底部混凝土被压碎，符合梁弯曲破坏的各项特征，而节点区仅仅出现几条宽度较小的交叉斜裂缝，同时柱端也没有产生裂缝，说明本次试验节点符合“强柱弱梁，强节点弱构件”的要求。

(2)在节点核心区设置附加钢筋，能够实现梁端塑性铰的转移，提高节点的承载能力，同时附加钢筋能够起到耗能棒的作用，进入屈服阶段后，配置附加钢筋的节点耗能能力略高于没有设置附加钢筋的预制节点。在节点构造钢筋上设置无黏结段对节点的抗震性能影响不大。通过在预制梁中施加一定的预应力，能够增强预制梁变形恢复能力。

(3)在键槽内存在新老混凝土结合，该处是梁受力的薄弱部位，所以预制节点在弹性阶段刚度普遍低于现浇节点，但是随着荷载的继续施加，现浇节点梁受力筋钢筋屈服，刚度下降较快，此时预制节点刚度都大于现浇节点刚度，说明预制节点有较大的安全储备。

(4)试验结果表明，所有的预制节点在新老混凝土结合部位首先出现第一道裂缝，该处是受力薄弱部位，所以后期有必要对新老混凝土的黏结性能进行进一步研究，确保新老混凝土之间具有可靠的黏结性能。所有预制节点在加载前期耗能能力弱于现浇节点，可以考虑在进行节点设计时，将耗能减震技术应用于此节点当中，来提高节点的耗能能力。