多螺旋箍筋增强装配式混凝土梁柱节点抗震性能试验研究

2023-11-06邹小舟罗运海李丽娟武念铎谢龙盼

西安建筑科技大学学报（自然科学版） 2023年5期

裘煜，邹小舟，罗运海，李丽娟，武念铎，熊哲，谢龙盼

(1.广东翔顺建设集团有限公司，广东云浮 527400；2.广东工业大学土木与交通工程学院，广东广州 510006；3.中国建筑第八工程局有限公司，上海 200122)

传统建筑施工方式所带来的高能耗、高污染的弊端已经严重制约了建筑业的发展.装配式结构作为当前产业升级的主要方向，已成为建筑行业研究的热点[1].然而，装配式结构存在一些致命弱点，如节点性能薄弱[2-3].如何改善节点的抗震能力，已成为各国装配式结构推广发展的关键.

针对上述问题，已有学者从混凝土材料、梁柱钢筋以及节点耗能件等方面展开相关研究，以期改善节点的抗震性能.Maya等[4]考虑节点区混凝土受力复杂，采用纤维增强混凝土和低收缩工程水泥基复合材料进行混凝土二次浇筑.高向玲等[5]采用型钢，戎贤团队[6]提出采用高强钢筋完成节点纵筋连接.杨辉等[7]提出了一种高强底筋锚入式预制装配混凝土框架梁柱节点，并对节点试件进行了低周反复荷载试验.此外，刘烨等[8]提出了一种新型全钢耗能杆，并开展了耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点的试验研究.试验结果显示，采用高性能混凝土、高强钢以及延性较大的耗能杆件可以较大程度地提高装配式节点的抗震性能.然而，高性能材料价格较高，在结构中大范围使用将导致工程造价较高.此外，采用耗能杆件或者改变节点钢筋构造，会带来节点连接中现场施工复杂、浇筑混凝土困难等诸多问题.因此，有必要探究可行性更高的新型装配式混凝土梁柱节点.

综上所述，本文提出在装配式结构中应用多螺旋箍筋.与普通箍筋相比，多螺旋箍筋的连续性和约束效果优异[9，10]，节省钢筋用量，且可以方便地在工厂预制.在柱的试验中，多螺旋箍筋已表现出良好的承载力和约束效果[11].因此，采用多螺旋箍筋应用于梁柱节点有望提升装配式结构的抗震性能，为此对其开展足尺模型试验，并对节点的抗震指标进行分析，其结果可供装配式结构设计参考.

1 试验设计

1.1 节点设计

试件原形为某装配式混凝土框架梁柱节点，依据节点梁端约束强弱、节点位置、施工方法以及箍筋的不同，共设计混凝土梁柱节点试件6个.节点设计中，依据梁端约束强弱，主要有强节点试件(用“S”表示)和弱节点试件(用“W”表示)；依据节点位置不同，主要有中间节点(用“I”表示)和边节点(用“E”表示)；依据施工方法和箍筋形式不同，主要有多螺旋箍筋装配式节点(用“F”表示)和普通箍筋现浇节点(用“C”表示).节点分组如表1所示.

表1 试件设计参数

各试件的配筋详图见图1.相同位置试件尺寸一致，同组试件梁柱配筋相同.试件柱高3.25 m，梁全长3.40 m，柱和梁的截面大小分别为450 mm×450 mm、250 mm×450 mm.柱纵筋直径22 mm，配置12根.现浇节点箍筋采用直径10 mm、间距100 mm的普通复合箍筋，节点区域箍筋加密至60 mm；装配式节点采用多螺旋箍筋，大螺箍、小螺箍直径分别为12 mm、6.5 mm，间距均为100 mm，节点区箍筋间距加密至60 mm.对于梁的配筋，强节点试件纵筋直径为20 mm，上下各配置2根；弱节点试件纵筋直径为22 mm，上下各配置3根；梁箍筋配筋均相同，采用直径10 mm、间距100 mm的普通双肢箍筋.

图1 梁柱节点配筋详图

1.2 节点制作

多螺旋箍筋装配式梁柱节点主要由预制柱、叠合梁通过后浇节点完成连接，主要包含以下几个过程，如图2所示.(1)完成预制柱、预制梁的钢筋绑扎，其中，预制柱采用多螺旋箍筋，以增强混凝土约束效果；(2)完成预制柱和预制梁下部混凝土的浇筑，在梁上部预留150 mm厚进行后期叠合层浇筑，同时在预制上柱底部埋设灌浆套管；(3)装配预制下柱和预制梁，在节点区域及梁叠合层部位完成混凝土二次浇筑；(4)预制上柱、下柱纵向钢筋的连接主要通过灌浆套筒完成，当灌浆材料达到设计强度时，即可开展抗震试验.现浇混凝土梁柱节点按照普通施工方式浇筑完成.

图2 装配式节点制作过程

1.3 材性试验

混凝土强度设计为C30.梁和柱纵筋主要有20 mm和22 mm两种，均为HRB400级钢筋.箍筋主要有12 mm、10 mm和6.5 mm三种，其中直径6.5 mm小螺旋箍筋为HRB335级钢筋，其余箍筋均为HRB400级钢筋.灌浆套筒长度和外径分别为410 mm和55 mm，采用超高强无收缩灌浆料完成节点柱的连接.每个节点试件对应浇筑6个150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方体，并在20±2 ℃的温度和>95%的相对湿度下养护.按照混凝土试验标准[12]测试混凝土立方体试件的抗压强度.依据试验标准[13]测试钢筋原材试样的力学性能.参考规范[14-16]，进行灌浆套筒的单向拉伸和反复拉压试验.混凝土强度和套筒力学试验见图3，材料性能指标见表2、表3、表4.

图3 材料性能试验

表2 混凝土立方体抗压强度

表3 钢筋力学性能

表4 灌浆套筒力学性能

1.4 加载装置及加载制度

梁柱节点试件采用拟静力试验加载方案，试验加载装置见图4.试件安装完成后，在柱上端安装MTS作动器，施加水平向往复荷载，在柱顶安装液压千斤顶，施加轴向荷载，轴压比控制为0.1.柱脚与支座采用铰支撑连接，梁端设置竖向支撑，加载千斤顶与反力架之间放置辊轴，模拟试件在地震作用下的约束条件.

图4 试验加载装置

试验加载系统采用全程位移控制.加载初期，位移加载分别为2.5、5、7.5和10 mm，每级加载循环1次.之后，以10 mm为级差逐渐增加荷载，每级加载循环3次.达到峰值荷载后，当荷载试验值下降到峰值荷载的85%时，可以终止试验.加载制度见图5.

图5 加载制度

2 试验结果及分析

2.1 试验过程及破坏特征

强节点试件SI-F、SE-F和SE-C发生了梁端弯曲破坏，破坏情况见图6(a)、(b)和(c).在水平位移为5 mm时，边节点SE-F、SE-C在节点边缘梁端底部出现第一条裂缝，中间节点SI-F梁端出现初始裂纹滞后到7.5 mm.这一现象主要与边节点单梁约束有关，梁端承载力更大，开裂更早.当位移加载到20 mm时，SI-F、SE-F、SE-C节点梁端侧面均产生多条弯剪斜裂缝，并逐渐发展成贯通裂缝，加载过程钢筋出现“劈啪”的滑移响声.当水平位移加载到60 mm时，节点SI-F荷载达到最大，并且梁上新增少量微小裂缝，SE-F、SE-C节点荷载达到最大值时位移滞后到90 mm左右.SI-F、SE-F和SE-C节点荷载达到峰值时加载位移(取均值，下同)分别为60.0、86.7和89.4 mm.继续加载时，SI-F、SE-F和SE-C节点在梁端部受压区出现混凝土剥落，梁纵筋有外露现象，同时在节点区域也会出现少量微裂纹.当试验荷载值低于峰值荷载85%时，停止试验.从强节点试件的加载过程可以看出，试件的破坏主要发生在梁端.初裂时中间节点SI-F加载位移最大(约7.5 mm)，从梁端产生斜裂缝至试件破坏，边节点SE-F和SE-C峰值位移较大，中间节点SI-F峰值位移相对较小，主要是边节点单梁约束较弱，变形能力更大.峰值荷载下，装配式边节点SE-F破坏位移与现浇边节点SE-C破坏位移基本相当，相差幅度为3.0%.说明采用多螺旋箍筋后，装配式节点能达到现浇节点的变形要求.

图6 试件破坏形态

弱节点试件WI-F、WE-F和WE-C发生了节点剪切破坏，破坏情况见图6(d)、(e)和(f).在水平加载为5 mm时，WI-F、WE-F、WE-C节点均在梁端底部率先开裂，不同于强节点试件开裂顺序，主要原因是弱节点试件梁端配筋更多，刚度更大.当位移加载到20 mm时，装配式节点WI-F、WE-F梁端裂缝发展成垂直裂缝，同时节点区域也产生一些斜裂缝，WE-C节点区域产生斜裂缝滞后到30 mm，这一现象主要是弱节点现浇试件整体性更好.当位移加载到60 mm时，WI-F节点区域多条裂缝在对角线处发展成两条主斜裂纹，水平承载力达到最大值，WE-F和WE-C节点达到最大荷载值位移滞后到80 mm左右.WI-F、WE-F和WE-C节点荷载达到峰值时加载位移分别为58.8、75.1和82.1 mm.继续加载，各节点试件相继破坏.从弱节点试件的加载过程可以看出，试件的破坏主要发生在节点区域.初裂时3个试件加载位移相近(均为5 mm)，从节点核心区产生斜裂缝到试件破坏，边节点WE-F和WE-C水平位移加载更大，中间节点WI-F峰值位移较小，结论与强节点试件相同.

2.2 滞回曲线

各试件荷载-位移曲线如图7所示.所有试件正反向滞回曲线曲线基本对称，中间节点滞回曲线对称性更好，主要与中间节点两侧梁的约束有关，在水平往复荷载下，能更均衡地发挥抗力作用.全程加载中，强节点试件滞回曲线饱满程度更佳，弱节点试件滞回曲线则表现出明显的捏缩效应，并且边节点由于单梁约束，配筋更多，试件破坏时承载力更高，滞回曲线出现明显的滑移现象.此外，滞回曲线中多螺旋箍筋中间节点SI-F的饱满程度最好，装配式边节点SE-F和WE-F的滞回曲线均优于同组现浇边节点SE-C和WE-C，反映出装配式节点由于多螺旋箍筋的约束作用增强，其耗能能力均达到相应的现浇节点要求.

图7 试件滞回曲线

2.3 骨架曲线

各试件的骨架曲线如图8所示.整个加载过程，2组试件骨架曲线变化规律较为一致，在加载前期，2组骨架曲线均展现出相近的上升趋势，多螺旋箍筋装配式节点与同组现浇节点骨架曲线基本重合，表现出装配等同现浇的承载能力.此外，弱节点试件由于梁端约束更强，节点破坏时施加的荷载值更大，在加载后期，边节点WE-F和WE-C均出现明显的钢筋滑移现象，且现浇节点WE-C滑移更明显，与滞回曲线图7(e)、(f)吻合.整个加载环节，中间节点初始刚度、峰值承载力均明显大于同组边节点，产生这一现象主要与节点两端梁的约束有关.

图8 试件骨架曲线

2.4 延性系数

结构的塑性变形性能可以采用延性系数来表示，通常采用能量等值法计算.能量等值法使用二折线与骨架曲线相交，使得二折线和骨架曲线包围的两部分面积S1与S2相等，计算示意图如图9所示.

图9 能量等值法示意图

通过二折线拐点H，作水平轴的垂线与骨架曲线相交，此交点即为试件的屈服点Y(Δy，Py).此外，当承载力降低到0.85Pm时，此U点即为破坏点.不同试件的特征值计算如表5所示，延性系数u等于破坏位移Δu除以屈服位移Δy.

表5 节点延性系数表

从表5可以看出，强节点试件的延性系数较大，反映出结构设计中“强节点，弱构件”的设计要求.每组试件中，中间节点相比边节点，延性性能更优，反映出中间节点梁端约束更均衡，塑性性能更好.此外边节点中，多螺旋箍筋边节点的延性系数不小于现浇边节点.其中，强边节点SE-F延性系数比现浇节点SE-C高10.5%，弱边节点WE-F节点与现浇节点WE-C延性系数相等，反映出多螺旋箍筋装配式节点具备较好的延性性能.

2.5 耗能分析

等效粘滞阻尼系数he通常用于表示结构在地震荷载下的耗能能力，计算的主要依据是等效弹性体发生相同位移时，输入的能量比上耗散的能量[17].计算公式与示意图分别于下式(1)与图10，计算结果如图11所示.

图10 等效粘滞阻尼系数计算简图

图11 节点等效粘滞阻尼系数

(1)

式中：S(ABCD)表示ABCD包围的滞回曲线面积；S(OEA)、S(OFC)分别为正、反向加载时，峰值点与水平轴包围的图形面积.

从图11可以看出，每个试件在加载初始阶段，耗能能力均较小，这主要与试件处于线弹性应力阶段有关.当位移加载到20 mm后，强节点试件等效粘滞阻尼系数提升幅度明显，变化幅度在0.056～0.258之间，弱节点试件等效粘滞阻尼系数变化不大，变化幅度在0.052～0.119之间，耗能能力相对较弱.此外，强节点试件在初始加载阶段，装配式边节点SE-F等效粘滞阻尼系数与现浇边节点SE-C等效粘滞阻尼系数相近，加载后期边节点SE-F等效粘滞阻尼系数值更大，主要与多螺旋箍筋对节点的延性性能增强有关；弱节点试件WI-F、WE-F和WE-C由于发生节点剪切破坏，试件屈服后，等效粘滞阻尼系数略有增加，并且三者在加载后期，等效粘滞阻尼系数趋于一致.

2.6 强度退化

图12 节点强度退化曲线

2.7 刚度退化

等效刚度Ki可以表示结构在地震荷载作用下的刚度变化情况[18].本节仅计算各试件不同荷载级下的首次加载刚度K1，刚度K1变化情况如图13所示.

图13 节点刚度退化曲线

从图13可以看出，所有试件在加载前期，刚度退化都较为明显，主要是加载初期，混凝土与钢筋尚未达到良好的协同效应.在加载后期，两组试件刚度退化均趋于缓慢下降.整个加载中，中间节点刚度值均优于边节点试件，多螺旋箍筋装配式边节点SE-F、WE-F刚度曲线均不小于现浇边节点SE-C、WE-C.

3 承载力计算

强节点试件发生了梁端弯曲破坏，因此本文对比强节点试件梁端弯矩试验值和计算值.根据GB50010—2010《混凝土结构设计规范》，强节点试件梁端弯矩计算值可由式(2)计算，得

(2)

式中：Mu为梁端弯矩计算值；fc为混凝土强度实测值；h0为梁截面有效高度；x为混凝土截面受压区高度.

弱节点试件剪切破坏值可由式(3)计算：

(3)

现浇节点剪力计算值可由式(4)计算.

(4)

根据TCECS512—2018《多螺旋箍筋柱应用技术规程》，本文对于多螺旋箍筋节点剪力计算值采用式(5)计算.

(5)

式中：hj为梁对节点受剪的影响系数，中节点取1.0，边节点取0.67；Asvj为节点有效验算宽度范围的箍筋面积；s为箍筋间距；N为试件柱上端轴力设计值；bj、hj分别为节点计算的截面宽度和截面高度；bc为柱验算方向的截面高度；D1为大螺旋箍筋直径.

表6 弯矩试验值与理论值比较

表7 剪力试验值与理论值比较

对比计算结果，强节点试件弯矩试验值均大于理论计算值，误差范围在11.6%～29.4%之间，平均误差为22.3%.弱节点试件剪力试验值亦大于理论计算值，误差范围在9.70%～16.8%之间，平均误差为14.0%.由此可见，本文提出的多螺旋箍筋装配式混凝土梁柱节点的受力性能，可以满足标准要求，并且具有较好的安全冗余.