局部后张预应力装配式混凝土框架梁柱节点抗震性能数值分析*

2023-06-13吴俊霖郭正兴

工业建筑 2023年3期

吴俊霖杨辉,3 郭正兴

(1.江苏科技大学土木工程与建筑学院,江苏镇江 212003;2.东南大学土木工程学院,南京 210096;3.中亿丰建设集团股份有限公司,江苏苏州 215021)

由于装配式结构具有高效、绿色、经济等优点,其在建筑领域的占比正逐年提高,然而装配式梁柱节点是否能等同现浇是目前大部分学者主要的研究方向。20世纪90年代美国与日本联合开展了预制抗震结构(PRESSS)项目,先后推荐了4种预应力连接方式,随后大量的学者基于这4种预应力梁柱节点进行了改进,并对改进后节点的抗震性能进行试验与有限元模拟[1]。

王海深等对5个全装配式自复位耗能钢筋梁柱节点进行了拟静力试验,结果表明该节点具有良好的自复位和耗能效果[2]。申彦利等对一种新型自复位预制预应力混凝土框架梁柱节点进行有限元分析,结果表明该种节点具有良好的抗震性能[3]。王建刚等提出了一种新型的工业结构装配式梁-柱-牛腿组合节点,并采用ABAQUS有限元软件进行承载力分析,结果表明该节点滞回曲线饱满,具有良好的延性和耗能能力[4]。

为进一步提高预应力装配式节点的现场施工效率,提出了一种新型干湿混合式局部后张预应力装配式混凝土框架节点[5-6],能够综合后张预应力干式连接结构的快捷安装及湿式结构整体性能好的优点。在试验中节点预应力筋采用高强钢筋的试件与钢拉杆的试件的结果存在差异,高强钢筋的各项性能指标类似于现浇试件,而钢拉杆试件在加载过程中锚固失效,产生较为明显的滑移。为充分了解两种试件抗震性能的差异,利用ABAQUS有限元软件对新型节点开展非线性分析,为新型节点后期的优化和设计提供依据。

1 节点构造

图1为该新型干湿混合式局部后张预应力装配式混凝土框架节点的构造。新型节点包括带牛腿的预制混凝土柱、预制混凝土梁、节点区弧形预应力筋、预制混凝土板和后浇叠合面层。上下层预制柱之间采用灌浆套筒连接,预制柱侧边设有牛腿。预制梁梁端设置有台阶状企口,并在梁顶底面设置有张拉、锚固槽口。预制梁柱节点的竖向接缝宽30 mm、水平接缝宽20 mm,在预应力筋张拉前用高强自密实微膨胀钢纤维砂浆灌缝。弧形预应力筋穿过梁柱节点核心区预留的预应力孔道进行张拉并锚固,将预制梁、柱预压成一个整体。弧形预应力筋为高强、高延伸率的630级钢拉杆或HTRB630高强钢筋。该种节点在施工阶段具有先期承载能力,从而实现少支架、无支架的快速施工。使用阶段通过预制叠合面层与叠合梁湿式连接保证了新型节点接头处的可靠性。

图1 新型节点构造Fig.1 The structure diagram of new joint

2 有限元模型

2.1 试验概述

新型节点的柱截面尺寸为600 mm×600 mm,梁截面尺寸为400 mm×600 mm(预制部分高度为470 mm,叠合层高度为130 mm),企口部分长200 mm,高230 mm。试件尺寸、配筋如图2所示,预制梁、柱及叠合层采用C40混凝土,梁柱纵筋、箍筋均采用HRB400钢筋,具体材料性能见表1。梁柱节点柱顶施加288 t的轴压,柱顶通过4台穿心式千斤顶张拉预应力钢绞线缓慢加载,水平加载设备为150 t液压伺服控制系统,采用位移加载制度,在柱顶施加往复水平荷载,试验加载装置如图3所示。

图2 节点尺寸及配筋 mmFig.2 Dimension and reinforcement of joints

表1 钢筋材料特性Table 1 The properties of rebars

图3 试验加载装置 mmFig.3 The loading device of test pieces

试验中所有试件均为梁端塑性铰破坏模式,满足“强柱弱梁”的设计原则;试件承载能力与理论值相符,具有较高的安全储备,位移延性系数均大于3,不弱于现浇构件,刚度则稍大于现浇试件;高强钢筋试件中由于带肋的高强钢筋的锚固性能较好,其耗能能力类似于现浇结构,而光圆钢拉杆试件的锚固长度要求比较高,节点波纹管内钢拉杆发生滑移,耗能能力弱于高强钢筋试件;钢拉杆试件中预应力筋的张拉力由150 kN提升至250 kN,试件的前期刚度与延性系数提高,屈服位移显著减小,但对强度和试件耗能等基本无影响。

2.2 材料的本构

混凝土参考GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[7]中的本构关系,选用ABAQUS自带的混凝土损伤模型(CDP),普通钢筋与预应力筋均采用双折线模型[8],弹性段的弹性模量E=2.0×105MPa,塑性段的弹性模量为0.01E,材料的屈服强度、极限强度参照试验所得结果选取。

2.3 钢筋的滑移模拟

普通钢筋的滑移采用方自虎等开发的子程序,其钢筋模型由钢筋在单调荷载下的应力-应变关系包络线和循环路径组成,单调荷载包络线采用二折线。循环路径由卸载段和重加载段组成[9]。卸载段为直线,重加载段则采用三次曲线。文献[9]提出的钢筋滞回模型如图4所示。

图4 文献[9]中的钢筋滞回曲线模型Fig.4 Steel hysteretic curve model in reference 9

2.4 新老混凝土结合面模拟

新型局部后张应力梁柱节点中新老混凝土结合面主要由两部分构成,分别为预制叠合梁和后浇部分的黏结及暗牛腿柱与叠合梁企口位置的黏结。新老混凝土结合面之间的非线性接触是否合理是能否有效地进行有限元模拟的关键。节点中暗牛腿柱和企口位置的接缝处通过高强砂浆黏结,经抗压试验实测,其抗压强度能到达100 MPa以上,具有较好的黏结性能,在有限元模拟将其简化为C100混凝土。

关于新老混凝土结合面性能目前已有大量的试验研究,刘健[10]针对正应力、粗糙度、新老混凝土平均抗压强度提出了拉剪、压剪状态下的结合面抗剪强度公式。徐文强[11]归纳了目前有关有锚筋的新老混凝土结合面的试验,考虑结合面胶结力、键槽咬合力、锚筋的销栓力和结合面的摩擦力得到设置锚筋的新老混凝土结合面抗剪黏结强度计算式,并根据试验拟合峰值滑移方程：

0.5nkξ(0.7-fcu/200)fcu·

su=0.366+0.1Ra-0.743e-ρfy

(1b)

(1c)

式中：k为正应力和表面粗糙度的综合影响系数;fcu,o、fcu,n分别为新、老混凝土立方体强度;ηk为键槽数量;b、h分别为键槽的高度与宽度;Ac为结合面面积;ρ为锚筋配筋率;fy为锚筋屈服强度;Ra为结合面粗糙度;τu为峰值剪应力;ft为峰值正应力;su为峰值位移;ktt、kss为切向刚度;knn为法向刚度,文献[12]试算得出knn大于10 000时,计算结果趋于稳定。

文献[10]的新老混凝土黏结轴拉强度算式见式(2)。归纳总结内聚力-库仑模型参数如表2所示。

表2 内聚力-库仑模型参数Table 2 The parameters of Cohesive-Coulomb Model

(2)

式中：fcu,m为立方体抗压强度平均值;fat,a黏结轴拉强度;H为灌砂平均深度。

2.5 预应力黏结性能模拟

试验结果表明,预应力筋采用高强钢筋、钢拉杆的节点存在较大的差异。高强钢筋试件滞回曲线呈梭形滞回环,而钢拉杆试件则呈瘦长的反S形曲线,预应力筋出现明显的滑移,因此将其预应力筋黏结形式简化为无黏结。

节点上下缘的预应力筋均采用曲线型,其模型构造相较于直线型预应力筋较为复杂,参考文献[13]中曲线型预应力筋的构建方式,将曲线预应力筋简化为多个折线段,在inp文件中将预应力筋单元节点处与相对应的混凝土单元进行局部耦合,并释放出节点单元坐标系沿预应力滑移方向的位移,两头锚固端则采用MPC约束。该方法对于单元划分具有较高的要求,需充分考虑预应力筋单元与混凝土单元的位置关系,否则将会造成节点的过约束从而无法计算。预应力筋张拉采用降温法,计算温度为：

(3)

式中：ΔT为降低的温度值;σ为张拉应力;E为弹性模量;α为预应力筋的热膨胀系数。

2.6 网格划分及边界条件

混凝土单元采用C3D8R(三维8结点缩减积分的实体单元),普通钢筋及预应力筋均采用T3D2单元(桁架单元),当预应力筋采用无黏结形式时,其单元长度应为混凝土单元的2～3倍,采用无黏结预应力筋的节点单元划分如图5所示。根据节点试验情况,在柱顶约束X方向的平移自由度及X、Y方向的旋转自由度,柱底约束X、Y、Z方向平移自由度,叠合梁底部则约束X、Y方向的平移自由度及X、Y方向的旋转自由度。柱顶左侧端部施加沿X方向的水平位移,采用位移控制。梁柱节点边界条件如图6所示。

图5 梁柱节点单元划分Fig.5 Unit division for beam-column joints

图6 梁柱节点边界条件Fig.6 Boundary conditions of beam-column joints

3 有限元结构验证与分析

3.1 破坏模式与骨架曲线

采用上述建模方法,将有限元所得结果与试验进行对比分析,有限元模型的受压损伤云图与试验结果的对比如图7所示。钢拉杆节点与高强钢筋节点均为梁端破坏,试验和有限元模拟破坏模式相近。试件破坏时缺口梁上缘和牛腿柱混凝土被压碎,而核心区的破坏较轻,符合节点“强柱弱梁”的设计原则。

a—试件试验破坏形态;b—有限元破坏形态。图7 破坏形态对比Fig.7 Comparison of failure modes

高强钢筋试件、钢拉杆试件的骨架曲线对比如图8所示,有限元结果与试验结果较为吻合。高强钢筋试件(试验加载过程中,高强钢筋试件左侧下缘一根预应力筋被拉断后终止试验)、钢拉杆试件有限元模拟与试验的最大承载力误差为4.0%、6.7%,有限元模型加载的初始刚度试验相比偏大,这是由于试验中采用的加载工装会产生变形进而导致试件的刚度偏低。

a—高强钢筋试件;b—钢拉杆试件。图8 骨架曲线对比Fig.8 Comparison of skeleton curves

3.2 荷载-位移曲线

高强钢筋试件与钢拉杆试件有限元模拟滞回曲线与试验结果对比如图9所示,高强钢筋试件的滞回曲线较为饱满,呈现稳定的梭形滞回环。而钢拉杆试件表现出较为明显的捏拢现象,滞回曲线呈反S形,其原因为钢拉杆试件在试验加载的过程中,钢拉杆与灌浆料之间的黏结性能逐步退化,其黏结性能类似于无黏结预应力筋,在卸载的过程中会出现较大的滑移,在有限元模拟中试件加载后期的滞回环面积略小于试验值,其原因为钢拉杆试件的预应力筋孔道内的灌浆料在加载过程中仍会存在摩擦作用及部分黏结,与预应力筋完全无黏结存在稍许差异。综上,有限元模拟与试验结果接近,能够较为有效地反映节点的受力特点,说明该建模方法具有较高的准确性。

a—高强钢筋试件;b—钢拉杆试件。图9 滞回曲线对比Fig.9 Comparison of hysteretic curves

3.3 耗能能力

高强钢筋试件与钢拉杆试件滞回耗能曲线如图10所示。两种试件耗能曲线差异较为明显,高强钢筋试件后期耗能增幅明显提高,而钢拉杆试件后期耗能的增幅较为平缓,最终累计耗能钢拉杆试件约为高强钢筋试件的41%。当试件采用高强钢筋时其耗能能力优异于采用钢拉杆的试件。若能解决试验中高强钢筋试件在后期高强钢筋被拉断的不足,将会明显提升试件的耗能能力。

a—单周耗能;b—累计耗能。图10 耗能滞回曲线Fig.10 Energy consumption hysteretic curves

3.4 刚度退化

高强钢筋试件与钢拉杆试件的刚度退化曲线如图11所示。试件每一级的等效刚度采用每级加载位移循环峰值点的割线刚度来表示。两种试件的刚度退化趋势基本类似,随着加载位移的增加,试件的混凝土不断开裂,刚度迅速退化,当混凝土逐渐退出工作,试件后期的刚度退化趋于平缓。

图11 刚度退化曲线Fig.11 Stiffness degradation curve

4 参数分析

4.1 混凝土强度等级

模拟中采用不同的混凝土强度等级进行分析,结果表明新型节点的承载力随着混凝土强度等级的提高而提高,其增幅相对较小。当预应力筋采用高强钢筋时,新型节点混凝土等级为C40、C50较C30最大承载力提高约1.8%、2.9%;当预应力筋采用钢拉杆时,新型节点混凝土等级为C40、C50较C30最大承载力提高1.3%、3.4%。混凝土强度等级对于新型节点的承载力影响较小。不同混凝土强度等级的骨架曲线如图12所示。

a—高强钢筋试件;b—钢拉杆试件。图12 不同混凝土强度等级骨架曲线Fig.12 Skeleton curves of different concrete strength grades

4.2 预应力筋张拉力

模拟中采用不同的预应力筋张拉力进行分析,结果表明预应力筋张拉力大小对于高强钢筋试件、钢拉杆试件的影响稍有差异。预应力筋张拉力对于高强钢筋试件的力学性能影响较小;而对于钢拉杆试件,随着预应力筋张拉力的增加,减小了屈服位移,增加前期刚度,能够提高节点的延性系数。不同预应力筋张拉力的骨架曲线如图13所示。

a—高强钢筋试件;b—钢拉杆试件。图13 不同预应力筋张拉力骨架曲线Fig.13 Skeleton curves of different prestressing tendon tensions

4.3 轴压比

模拟中采用不同的轴压比进行分析,结果表明轴压比对于高强钢筋试件、钢拉杆试件有较大的不同。对于高强钢筋试件,在加载初期轴压比对于节点的骨架曲线几乎没有影响,在节点进入屈服阶段后,随着轴压比的增加节点的承载力也随之增大[14];而钢拉杆试件轴压比的增大对节点的骨架曲线影响较小。轴压比对于新型节点骨架曲线存在差异的原因可能为：对于高强钢筋试件,轴压比的增大能够减缓裂缝扩展的速度,从而改善预应力筋的黏结性能,提高了节点的承载能力。钢拉杆试件中由于预应力筋与混凝土之间的黏结性能较差,在加载初期会发生黏结破坏,轴压比对预应力筋的黏结性能的影响相对较小。文献[15]对无黏结预应力筋扁梁节点进行试验,在正向加载下轴压比对于节点的屈服荷载和最大荷载均没有明显的变化。不同轴压比骨架曲线如图14所示。