预制装配式RC框架结构抗震性能研究

黄 炜， 胡高兴

(1. 西安建筑科技大学 土木工程学院，西安 710055；2. 安徽工程大学 建筑工程学院，安徽 芜湖 241000)

11875年，William Henry Lascell最先提出了将预制混凝土墙板安装到结构承重骨架中的方案，并申请了专利“Improvement in the Construction of Buildings”，这被认为是预制混凝土结构体系的起源[1]。早期的混凝土预制构件在结构中主要起围护、分隔建筑的作用，直到19世纪末到20世纪初，预制混凝土先后传到法国、德国、美国等国家。自此以后，预制混凝土结构的研究与应用便逐渐得到更广泛的关注。目前，预制混凝土结构已广泛应用于工业与民用建筑、桥梁、隧道、水工结构等工程领域，发挥着举足轻重的作用[2-4]。

目前针对装配式RC(reinforced concrete)结构的研究主要集中在梁柱节点构件的抗震性能，这是因为节点作为结构的一个重要组成部分，对结构的整体抗震性能具有显著影响。但是，节点的抗震性能并不等同于结构的整体抗震性能，研究装配式结构的整体抗震性能对于评估结构的地震安全性及制定相应的设计规范具有不可或缺的重要作用。因此，预制装配式RC框架结构的整体抗震性能也应当进行大量的理论研究和试验验证，为其在工程中的应用提供理论参考。

在试验研究方面，李春雨等[5]对一个二层二跨的可更换耗能连接的装配式混凝土框架进行拟静力加载测试以评估其抗震性能。结果表明，该结构的损伤破坏仅出现在指定耗能部位，预制梁柱构件均能保持在弹性范围内，同时该结构具有较好的变形能力和耗能能力。Negro等[6]设计了一个三层足尺的装配式结构并对其进行了拟动力加载测试，研究多种不同的梁柱机械连接形式以及有无剪力墙条件下预制混凝土框架结构的破坏模式和地震响应。吕西林等[7]对一个单层、单跨、三榀、采用橡胶垫螺栓连接梁柱节点的装配式预制混凝土框架结构1/2缩尺模型进行拟动力试验，研究了该结构在地震作用下的破坏模式、变形、滞回行为、耗能能力、承载力、刚度等抗震性能。试验结果表明，此类装配式预制混凝土框架结构具有较好的抗震性能，采用橡胶垫螺栓连接的梁柱节点在试验中工作状态良好，而采用焊接连接的板梁节点在试验中破坏严重，建议在今后工程设计中此类结构的板梁连接节点应加强或采用柔性连接。李正良等[8]对一个装配式方钢管混凝土柱-RC梁组合结构进行振动台试验。研究表明该结构体系表现出“强柱-弱梁”及“强节点-弱构件”的理想失效路径，混凝土梁的破坏位于梁端负弯矩区，可保证节点核心区域的完整性。吕西林等[9]为研究自复位RC框架结构的整体抗震性能，设计一个比例为1/2的两层自复位RC框架结构，通过振动台试验，研究了试验中模型结构在各级水准地震作用下的动力特性、加速度反应、位移反应和节点局部反应。试验研究表明，自复位RC框架结构具有良好的抗震性能和自复位能力，结构在大震作用下有较好的延性和变形能力，震后基本无残余变形。柳炳康等[10]对一榀二跨二层预应力装配式混凝土框架进行拟动力和拟静力试验，研究预应力混凝土装配式框架的破坏机制、变形、耗能、强度等性能。结果表明，框架梁端率先出现塑性铰，符合强柱弱梁破坏模式；框架梁柱节点核心区刚度有所增强，节点区域未见细微裂缝，处于弹性工作状态，满足“强节点”设计要求；同时，框架整体抗侧刚度有所提高，具有很好的抗倒塌能力。此外，柳炳康等[11]还对一榀三层预应力装配式混凝土框架结构进行拟静力测试试验，研究该结构的破坏模式、强度、刚度、变形与滞回行为等抗震性能。结果表明，该结构梁端最先出现塑性铰，节点核心区具有较好的变形恢复能力。在理论及数值分析方面，姜邵飞等[12]提出不规则装配式框剪结构的地震损伤评估指标，并通过振动台试验和数值模拟分析验证了其有效性，结果表明在大震作用下该结构破损严重。Magliulo等[13]以意大利两栋现存典型的装配式工业厂房(建于1950年和1970年)为例通过静力和动力时程分析的方法评估其抗震性能，结果表明，当结构在中等强度地震时，结构柱底转动变形较大，结构存在较高的倒塌风险。Clementi等[14]利用不同的数值模型研究梁柱节点采用插销铰接的装配式框架结构在静力荷载和地震作用下的抗震性能。Babic等[15]考虑非结构构件的影响建立12个装配式工业建筑的数值模型，并分析得到结构的地震易损性曲线，可用于评估意大利现有的预制建筑的地震风险和地震损失。结果表明，非结构构件出现地震损伤的可能性最大，其次是带有砌体填充物和垂直面板的预制建筑。

综上所述可知，当各类装配式结构采用不同的连接方式时，其对应的装配式结构的整体抗震性能以及破坏模式均不尽相同。鉴于此，本课题组提出一种新型可修复的装配式梁柱连接节点，并通过试验验证了其可行性和有效性。在此基础上，利用SeismoStruct软件建立装配式RC框架结构的数值分析模型，然后通过输入地震动记录进行非线性动力时程分析研究了此类装配式结构的抗震性能。

1 可修复装配式梁柱节点

1.1 装配式节点构造

该装配式梁柱节点主要由多缝耗能装置、预埋连接板、耳板和铰轴等部件组装而成。其中，预埋连接板分别预埋在预制梁的端部和预制柱的节点区域。该连接板是由一个H型钢、一个端板、加劲肋和耳板依次焊接而成的。

在进行梁柱节点装配时，首先通过一个铰轴将预埋在梁、柱构件中的连接板连接起来形成铰接，然后在耳板的两外侧安装可更换多缝耗能装置，并通过高强螺栓将其固定在连接板上，最终完成节点装配，如图1所示。

图1 装配式RC梁柱边节点Fig.1 Precast RC beam-column side joint

1.2 试件设计

为验证该梁柱节点的有效性，首先按照中国抗震规范要求设计一个足尺比例的现浇节点试件作为对比分析，然后，设计一个相同截面尺寸和配筋的装配式边节点试件，如图2所示。

图2 装配式RC梁柱边节点构造及配筋 (mm)Fig.2 Geometric and reinforcement arrangement of precast RC beam column side joint (mm)

根据装配式节点最大承载力和初始刚度与现浇节点相匹配的原则，通过多次试算最终确定了多缝耗能装置的几何构造，如图3所示。

图3 多缝耗能装置几何构造及尺寸(mm)Fig.3 Geometric and size of multi-slit energy dissipation device (mm)

1.3 试件破坏结果

将预制混凝土柱水平放置，并在柱两端施加铰接约束。然后在垂直于预制梁轴线的自由端水平向施加低周往复荷载。最终，得到现浇节点和装配式节点的裂缝分布及破坏结果如图4所示。

图4 试件裂缝分布及最终破坏结果Fig.4 Crack distribution and ultimate failure result

当现浇节点的水平加载位移转角达到0.25%时，靠近节点区的梁端开始出现微小的弯曲裂缝。随着加载位移逐渐增大，裂缝逐渐扩展至整个梁长度范围内。当位移转角增加到3.50%时，梁端混凝土出现局部压碎并有少量剥落。最后，当加载位移转角增加到4.50%时，混凝土柱基本仍无明显裂缝，但在靠近节点区的梁端混凝土已被完全压碎，大量混凝土剥落，纵向钢筋外露，且梁端出现了明显的平面外扭转变形(见图4(a))。

当加载位移转角达到1.50%时，靠近预制混凝土梁跨中位置首先出现了微小可见的水平裂缝(见图4(b))。随着加载位移不断增大，混凝土梁上的微裂缝长度略有延长，这主要是因为预制混凝土梁中预埋有H型钢，有效抑制了混凝土梁裂缝的开展。当加载位移转角增加到4.00%时，多缝耗能装置的一侧钢带发生显著的平面内弯曲变形，且其中一根钢带的根部出现了开裂。当加载位移转角进一步增大到5.50%时，钢带相继出现了明显的平面外屈曲变形，且部分钢带被直接拉断，导致试件承载力显著下降。

试验结果表明，相比于现浇节点，该装配式节点的破坏主要集中在多缝耗能装置上，混凝土梁仅有少量细小裂缝，构件损伤程度相对较轻。

1.4 荷载-位移滞回曲线

现浇节点和装配式节点在循环位移加载作用下的力-位移曲线，如图5所示。由图5可知，相比于现浇节点，装配式节点的滞回曲线形状更为饱满，且无任何捏缩、滑移现象，表明该装配式节点具有更强的耗能能力。当多缝耗能装置进入塑性变形阶段，在循环荷载作用下表现出显著的应变硬化效应，因此，节点承载力随位移增加而逐渐增大。在加载后期，试件由于钢带陆续断裂导致其承载力逐渐下降。总体来看，该装配式节点在承载力、最大变形和耗能能力等方面均显著优于现浇节点。

图5 试件力-位移曲线Fig.5 Force-displacement curve of specimens

2 装配式梁柱节点简化数值模型

为提高建模及计算效率，同时便于工程分析设计，本节利用SeismoStruct软件建立装配式梁柱节点的简化数值模型，并通过试验结果验证其准确性。该简化模型可为后续研究装配式RC框架整体结构的抗震性能奠定基础。

利用非线性分析软件SeismoStruct建立装配式梁柱节点的纤维杆系模型，如图6所示。

图6 装配式节点数值模型Fig.6 Numerical analysis model of the precast joint

由图6可知，预制混凝土梁、柱构件均为基于位移的非线性框架单元[16-17]，并采用一个弹性面域单元来模拟梁柱节点区的力学行为。此外，采用一个零长度的非线性连接单元来模拟连接部位的力学性能。该连接单元采用三折线非线性恢复力模型[18-20]来描述多缝耗能装置的力学性能，模型骨架曲线中各特征点的参数根据试验结果来确定。

装配式梁柱节点简化数值模型计算结果与试验结果的对比，如图7所示。由图7可知，数值模拟计算得到的滞回曲线较为饱满，且各级加载与卸载曲线刚度均与试验结果高度吻合。

图7 装配式梁柱节点荷载-变形曲线对比Fig.7 Comparison of load-deformation curves of beam-column joints

对于装配式梁柱节点的峰值荷载，其数值模拟值和试验结果的误差在正负加载方向分别为7.68%和8.42%。总体来看，本文建立的数值模型建模简单、计算高效，且结果精度相对较高，可为后续研究装配式结构的抗震性能及工程分析设计奠定基础。

3 框架结构简化数值模型

为评估该类装配式RC框架结构的抗震性能，首先根据一个现有的现浇RC框架结构振动台试验(试件设计、制作及振动台试验加载均由同济大学土木学院结构工程与防灾研究所完成)建立对应的现浇结构数值分析模型，将数值模拟结果与试验结果进行对比验证该模型的准确性。在此基础上，根据各梁柱节点区梁端截面的抗弯承载力设计对应的多缝耗能装置并将其安装在靠近节点区的梁端。利用一个非线连接单元来模拟多缝耗能装置的非线性行为，并建立相应的数值模型来模拟装配式RC框架结构，通过非线性动力时程分析研究该装配式结构在地震作用下的抗震性能。

3.1 现浇RC框架结构数值模型

该现浇结构为两跨三层RC框架结构，位于上海地区IV类场地，结构抗震设防烈度为7度(0.1g)。其中，结构在X向的跨度为二跨1.63 m，在Y向的跨度为二跨2.00 m，各楼层层高分别为0.99 m，0.81 m和0.81 m，其详细平面布置及尺寸如图8所示。此外，各楼层楼板厚度均为40 mm，荷载配重如表1所示。利用SeismoStruct建立三维数值模型，如图9所示。

图8 现浇结构结构图Fig.8 Structural drawing of cast-in-place structure

表1 模型结构荷载Tab.1 Model structure load 单位：t

图9 现浇框架结构模型Fig.9 Model of cast-in-place frame structure

其中，钢筋本构为Menegotto-Pinto[21]模型，混凝土本构为Chang-Mander[22]模型，其参数取值均采用试验结果的平均值。梁、柱单元类型均为基于位移的非弹性框架单元，各层楼板采用刚性隔板约束(即所约束节点均无相对变形)。此外，采用分布质量单元将附加荷载等效均布加载在各楼层的梁上，结构阻尼为瑞利阻尼。

台面地震激励采用EL Centro波和SHW两人工波，沿结构单向或X/Y双向输入，并对其加速度从小到大进行调幅研究结构在不同地震水准作用下的响应，部分加载工况如表2所示。

表2 部分地震激励工况Tab.2 Partial seismic excitation conditions

3.2 现浇RC框架结构模拟验证

该振动台试验由同济大学土木学院结构工程与防灾研究所完成加载测试，根据其提供的试验结果数据，数值模型计算的结果与部分试验结果的对比，分别如图10和图11所示。其中：D3和D1分别为结构第三层和第一层的位移响应；Dmax_FE和Dmax_Ex分别为数值模拟和试验测得的结构位移响应；Amax_FE和Amax_Ex分别为其对应的最大加速度响应。

由图10、图11可知，该模型计算得到结构的最大位移和加速度响应与试验结果的比值为在0.66～1.03。虽然个别模拟结果与试验结果有明显偏差，但总体来看，该模型基本能够较为真实地反映现浇RC框架结构在实际地震作用下的地震行为。因此，现以该数值模型为基础，建立装配式结构的简化模型并对其进行非线性动力时程分析，用于评估其抗震性能。

图10 结构在工况6作用下的地震响应Fig.10 Seismic response of structure under the condition 6

图11 结构在工况9作用下的地震响应Fig.11 Seismic response of structure under the condition 11

3.3 装配式RC框架结构数值模型

在现浇结构梁柱节点区设置非线性连接单元，用于模拟多缝耗能装置的力学性能。其中，多缝耗能装置的形式与图3中的构造相同，尺寸按照与相邻混凝土梁截面承载力相匹配的原则进行设计，其弯矩-曲率计算结果如图12所示。据此来确定其恢复力模型中的关键参数。最后，建立装配式RC框架结构的数值模型，如图13所示。

图12 多缝耗能装置的弯矩-曲率计算结果Fig.12 Moment-curvature results of multi-slit energy dissipation devices

图13 装配式RC框架结构数值模型Fig.13 Numerical model of precast RC frame structure

4 装配式RC框架结构地震响应

为进一步量化评估此类装配式RC框架结构的抗震性能，分别从结构的动力特性和地震响应两方面对现浇RC框架结构与装配式RC框架结构进行了对比分析，如下所示。

通过分析结构的自振特性，可以得到结构的自振频率和振型，进而可以判断结构的刚度，并根据振型形式判断结构设计是否合理。现浇结构与装配式结构的前3阶振型及其对应的自振周期，如图14所示。

图14 结构前3阶振型Fig.14 The first three mode shapes of structures

由图14可知，装配式结构前两阶振型均为平动，第三阶振型为X-Y平面转动，与现浇结构基本一致，但装配式结构的前三阶自振周期略大于现浇结构，表明装配式结构的初始抗侧刚度略低于现浇结构，这可能在一定程度上造成装配式结构的地震响应结果不同于现浇结构。

两类结构在多遇地震(工况2和工况3)，基本设防地震(工况9、和工况10)和罕遇地震(工况16和工况17)作用下的最大响应结果，如图15～图17所示。由图可知，相比于现浇结构，装配式结构的最大层间位移角值和楼层加速度表现出了一定程度的增减，在罕遇地震作用下表现出了一定的减震效果。总体来看，该装配式结构在各级水平地震作用下均表现较好，满足抗震规范设计要求，其整体抗震性能基本接近现浇结构。

图15 结构在多遇地震作用下的地震响应Fig.15 Seismic response of structures under frequent earthquakes

图16 结构在基本设防地震作用下的地震响应Fig.16 Seismic response of structures under basic fortification earthquakes

图17 结构在罕遇地震作用下的地震响应Fig.17 Seismic response of structures under rare earthquakes

装配式结构各层中心梁柱节点区域连接部位在地震工况2、工况9、工况16条件下的弯矩-转角滞回曲线结果，如图18所示。由图18可知，在工况2条件下，各层连接部位的变形均处于弹性状态(见图18(a))；在工况9条件下，结构底层的连接部位进入弹塑性状态，为结构提供了一定的耗能能力(见图18(b))；在工况16条件下，结构第一、第二层的连接部位均处于弹塑性状态，表现出了显著的塑性变形和滞回耗能性能，有利于减轻梁柱构件的塑性损伤(见图18(c))。

图18 装配式结构中心节点连接部位的弯矩-转角Fig.18 Moment-rotation deformation of the connection zone of the central beam-column joint in the precast structure

装配式结构各层中心梁柱节点区域的连接部位在各地震工况作用下的最大变形结果，如图19所示。由图19可知：在多遇地震作用下，连接部位基本保持在弹性范围内，可以确保结构正常使用；在基本设防地震作用下，部分连接部位开始进入弹塑性阶段工作；在罕遇地震作用下，结构第一、第二层的连接部位均进入弹塑性状态，且塑性变形更加显著，充分发挥了多缝耗能装置的力学性能并改善了结构的抗震性能，符合结构设计预期目的。

图19 装配式结构中心节点连接部位的转角变形Fig.19 Rotation deformation of the connection zone of the central beam-column joint in the precast structure

5 结 论

(1) 相比于现浇梁柱节点，装配式梁柱节点的损伤主要集中在多缝耗能装置上，预制梁、柱构件基本无损伤，可以实现梁柱节点损伤可控且震后快速更换修复的目的。

(2) 装配式梁柱节点在承载力、变形能力、耗能能力等方面均显著优于现浇节点，表现出了更优异的抗震性能。

(3) 建立装配式梁柱节点及结构的简化数值模型，并进行非线性动力时程分析。结果表明，多缝耗能装置在多遇地震作用下保持在弹性状态，可以确保结构正常使用；在罕遇地震作用下，结构底层多缝耗能装置的塑性变形最大，充分发挥了多缝耗能装置的力学性能，有利于减轻梁柱构件的塑性损伤。此外，该装配式结构在各级水平地震作用下均表现较好，满足抗震规范设计要求，其整体抗震性能接近现浇结构。