丁克偉,陳 偉

(安徽建筑大學土木工程學院,安徽 合肥 230601)

裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)具有工業(yè)化程度高、施工速度快、構(gòu)件質(zhì)量好以及保護環(huán)境和節(jié)約資源的優(yōu)點,是未來基準建筑物的方向[1]。梁柱節(jié)點的連接是裝配式建筑的關(guān)鍵傳力區(qū)域。因此,為避免節(jié)點在地震作用下發(fā)生嚴重破壞,設(shè)計出抗震性能優(yōu)良,連接可靠的裝配式混凝土梁柱節(jié)點具有重要意義。

國內(nèi)外學者針對預制裝配式混凝土框架節(jié)點、世構(gòu)體系等不同連接方式的裝配式節(jié)點的抗震性能做了大量的理論和試驗研究。H.K.CHOI等[2-3]制作了由螺栓連接的裝配式梁柱節(jié)點,研究表明這種螺栓連接節(jié)點的耗能能力良好。N.GANESAN等[4]和鄧明科等[5]分別提出采用混合纖維增強型混凝土和局部采用高延性混凝土的梁柱節(jié)點來研究其在低周往復荷載作用下的力學性能,發(fā)現(xiàn)混合纖維增強型混凝土與高延性混凝土能提高節(jié)點核心區(qū)的抗震性能。在對不同連接形式的裝配式梁柱節(jié)點的抗震性能試驗研究中,陳慶軍等[6]對由冷擠壓套筒連接的節(jié)點與現(xiàn)澆混凝土節(jié)點進行足尺試驗對比破壞模式和滯回性能,試驗表明裝配式節(jié)點的破壞形態(tài)多為梁端彎曲破壞。于建兵等[7]將在核心區(qū)設(shè)置附加鋼筋的節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點對比足尺試驗,結(jié)果表明加強核心區(qū)能實現(xiàn)梁端塑性鉸外移。隨著消能減震技術(shù)的不斷發(fā)展,很多學者試圖將消能減震技術(shù)應用到混凝土框架節(jié)點中來。其中對加裝阻尼器的梁柱節(jié)點的試驗研究[8]表明阻尼器能有效延緩、控制節(jié)點區(qū)域裂縫的出現(xiàn)和開展。丁克偉等[9-12]對裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)中的疊合板、裝配式梁柱螺栓連接節(jié)點和鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點開展了試驗研究,研究表明:提出的新型拼縫結(jié)構(gòu)的疊合板力學性能和變形能力與現(xiàn)澆雙向板基本相同;裝配式螺栓連接節(jié)點和鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點承載能力和綜合抗震能力優(yōu)良,連接可靠。上述文獻雖采用試驗研究的方法研究了裝配式梁柱節(jié)點的抗震性能,但均未涉及裝配式混凝土梁柱節(jié)點的恢復力模型理論研究。

對恢復力模型的研究常常針對特定的結(jié)構(gòu),管東芝等[13]對底筋錨入式節(jié)點的研究分析中,通過數(shù)據(jù)擬合構(gòu)建了針對鍵槽梁的三折線骨架曲線恢復力模型,模型的各個階段數(shù)據(jù)變化與試驗研究中梁柱節(jié)點的受力特點吻合良好。曾磊[14]同樣依據(jù)對型鋼混凝土框架中節(jié)點的低周往復加載試驗結(jié)果進行滯回性能分析,建立了考慮退化因素的三折線型骨架曲線模型,試驗基礎(chǔ)上恢復力模型的建立,能為節(jié)點彈塑性非線性分析和動力響應分析提供有利的數(shù)據(jù)參考。目前國內(nèi)學者對恢復力模型的研究多是以現(xiàn)澆構(gòu)件試驗研究為基礎(chǔ),對高強度高性能混凝土和對由螺栓連接的裝配式混凝土構(gòu)件的研究并不多見。

鑒于此,筆者對2個由8.8級和5.6級螺栓連接的裝配式梁柱節(jié)點試件進行擬靜力試驗,通過試驗結(jié)果對比分析得到其抗震性能相關(guān)曲線,并由擬靜力試驗結(jié)果建立了一種針對螺栓連接的裝配式混凝土梁柱節(jié)點的恢復力模型骨架曲線,為此類節(jié)點的彈塑性反應分析、非線性分析和結(jié)構(gòu)動力試驗提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

設(shè)計兩個由不同強度螺栓連接的預制裝配式混凝土框架半剛性梁柱節(jié)點試件,編號為JD1和JD2,其中試件JD1由8.8級高強螺栓連接,試件JD2由5.6級普通螺栓連接,試件JD1和JD2除螺栓強度不同外,混凝土強度和鋼筋布置相同。梁柱節(jié)點足尺試驗取自中層框架邊節(jié)點梁柱反彎點位置,梁柱構(gòu)件采用T型梁、牛腿柱,按照《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)抗彎承載力驗算,屬于強柱弱梁型試件。柱高4 200 mm,截面長×寬為750 mm×750 mm;T型梁長3 800 mm,截面高×寬為750 mm×450 mm。T型梁翼緣部分和牛腿柱對應位置預留螺栓孔洞,孔洞外側(cè)均預埋承壓鋼板保護混凝土不被壓碎,具體試驗布置見圖1所示,試件尺寸和配筋方案見圖2所示。其中，t為承壓鋼板厚度，mm。

圖1 試驗布置Fig.1 Test layout plan

圖2 試件設(shè)計及鋼筋布置Fig.2 Specimens design and reinforcement arrangement scheme

1.2 材料強度

在安徽省建筑結(jié)構(gòu)與地下工程重點實驗室對本次試驗T型梁、牛腿柱和節(jié)點處的螺栓鋼板采用的材料進行材料性能試驗。本試驗牛腿柱采用C80高強混凝土,T型梁采用C40普通混凝土,螺栓采用8.8級、5.6級M30承壓型螺栓,梁柱節(jié)點兩側(cè)鋼板采用Q345鋼板?；炷痢摻?、螺栓和鋼板等試驗材料的力學性能指標詳見文獻[10]。

1.3 加載方案

本次試驗依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》中擬靜力試驗方案,對試件JD1、JD2的試驗節(jié)點施加低周反復荷載。試驗前,由電液伺服控制系統(tǒng)控制柱頂?shù)倪B接桿對柱頂施加150 kN軸向壓力,并對梁端進行預加載,加載數(shù)值為屈服強度的10%。本試驗采用力和位移混合控制的加載方案:先采用力加載方案加載至構(gòu)件達到屈服狀態(tài);達到屈服狀態(tài)之后改用位移加載方案,具體的荷載類型與分級循環(huán)情況見圖3所示。當試件出現(xiàn)明顯損傷破壞、構(gòu)件承載力下降到極限荷載的85%,或是梁柱節(jié)點核心區(qū)螺栓破壞,試驗結(jié)束。

圖3 加載制度Fig.3 Loading test scheme

1.4 主要試驗現(xiàn)象與破壞模式

1.4.1 主要試驗現(xiàn)象

(1)高強螺栓連接節(jié)點

當梁端力加載為+10 kN(向下為正)、-40 kN(向上為負)時,試件JD1未出現(xiàn)明顯裂縫。當力加載至+25 kN 時,梁柱節(jié)點核心區(qū)T型梁梁端出現(xiàn)第一條裂縫,開裂荷載為25 kN,裂縫寬度為 0.1 mm;當力反向加載至-55 kN時,T型梁下表面產(chǎn)生與上表面對稱裂縫,裂縫寬度為0.1 mm。當力加載至+40 kN 時,T型梁翼緣部分承壓板附近的裂縫寬度繼續(xù)加大,梁側(cè)面出現(xiàn)寬度為0.1 mm的裂縫,梁柱節(jié)點核心區(qū)裂縫寬度開展至0.54 mm,根據(jù)數(shù)據(jù)采集儀顯示受力鋼筋的應變逐漸增大,翼緣部分的承壓鋼板和高強螺栓的應變相應增大。當力加載至+75 kN時,裂縫的寬度增加至0.8 mm,而T型梁發(fā)生較大的位移,裂縫出現(xiàn)的位置向梁柱節(jié)點核心區(qū)靠近,在靠近T梁端節(jié)點核心區(qū)附近裂縫寬度增加至0.75 mm,梁內(nèi)縱筋屈服,由力加載轉(zhuǎn)換成位移加載。位移荷載加載初期,T型梁側(cè)面不斷出現(xiàn)細微新裂縫,頂部和底部裂縫緩慢開展,高強螺栓螺帽處可見輕微變形；當位移加載至+70 mm 時,梁上部裂縫達到5.3 mm。位移加載至-90 mm時，梁底部裂縫貫通,上部最大裂縫達到8 mm,當位移加載至+110 mm 時,節(jié)點核心區(qū)梁端裂縫寬度為12 mm,T型梁上出現(xiàn)大面積裂縫,T型梁翼緣部分破壞,柱表面沒有產(chǎn)生裂縫,高強螺栓的應變趨于穩(wěn)定,螺栓未被拉斷,試件JD1破壞現(xiàn)象見圖4所示。

圖4 JD1試件破壞現(xiàn)象Fig.4 Destruction phenomenon of JD1 specimen

(2)普通螺栓連接節(jié)點

當力加載至+25 kN(向下為正)時,T型梁頂部靠近節(jié)點核心區(qū)部分出現(xiàn)第一條裂縫,裂縫寬度為0.14 mm;當力加載至+40 kN時T型梁上表面出現(xiàn)裂縫,寬度0.1 mm;當力加載至+50 kN時,梁側(cè)面裂縫出現(xiàn)寬度0.15 mm,梁頂部開裂,裂縫擴大到0.47 mm,受力鋼筋和普通螺栓的應變逐漸增加。當力加載至+60 kN時,梁發(fā)生大位移變形,節(jié)點核心區(qū)T型梁端裂縫擴大到0.86 mm,梁上受力鋼筋應變突然增大,受拉鋼筋屈服,由施加力荷載轉(zhuǎn)變?yōu)槭┘游灰坪奢d。位移荷載加載初期,T型梁側(cè)面不斷出現(xiàn)細微新裂縫,頂部和底部裂縫緩慢開展；當位移加載至+70 mm時,頂部裂縫持續(xù)增大,T型梁端最大裂縫5.3 mm,裂縫開始向T型梁尾部開裂延伸;當位移加載至-90 mm(向上為負)時,梁底翼緣端有深裂縫,梁頂混凝土被壓碎,T型梁翼緣處發(fā)生破壞,最上排螺栓應變超過極限值螺栓拉斷,試驗結(jié)束。柱表面與牛腿處無裂縫,T型梁尾部無裂縫,試件JD2破壞現(xiàn)象見圖5所示。

圖5 試件JD2破壞現(xiàn)象Fig.5 Destruction phenomenon of JD2 specimen

1.4.2 破壞模式

梁柱節(jié)點試件破壞主要呈現(xiàn)核心區(qū)剪切破壞模式和梁端彎曲破壞模式[15]。試件JD1與JD2構(gòu)件破壞模式主要經(jīng)過初裂階段、屈服階段和破壞階段,最終破壞主要裂縫出現(xiàn)在近T型梁端翼緣處,裂縫為受彎垂直裂縫。試件JD1由高強螺栓連接,T型梁屈服荷載較高,破壞主裂縫出現(xiàn)在T型梁翼緣承壓鋼板處,最終破壞梁上出現(xiàn)大面積裂縫,高強螺栓未破壞;試件JD2由普通螺栓連接,破壞主裂縫出現(xiàn)在T型梁端翼緣上部,最上排普通螺栓破壞,垂直裂縫隨著荷載幅值和循環(huán)次數(shù)的增加,梁端縱筋屈服,最終垂直裂縫開展上下裂縫貫通形成塑性鉸,試件JD1和JD2均呈現(xiàn)彎曲破壞特征。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

滯回曲線是指結(jié)構(gòu)構(gòu)件在低周反復荷載作用下,作用在結(jié)構(gòu)構(gòu)件上的力和對應位移之間的關(guān)系曲線[16],能綜合反應結(jié)構(gòu)構(gòu)件的抗震性能,試件JD1和JD2的滯回曲線見圖6所示。

圖6 滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves

由圖6可以看出:①試件JD1和JD2在加載初期,滯回曲線加載路徑和卸載路徑基本重合為一條直線；T型梁達到屈服狀態(tài)前,滯回環(huán)面積小,耗散能量少,卸載后產(chǎn)生的殘余變形并不明顯,試件JD1和JD2均處于彈性階段；持續(xù)加載至構(gòu)件屈服,試件JD1和JD2進入彈塑性工作狀態(tài),加卸載后出現(xiàn)顯著殘余變形,產(chǎn)生的裂縫無法完全閉合,梁柱節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)內(nèi)力重分布現(xiàn)象,滯回曲線斜率開始逐漸變?。焕^續(xù)加載,位移增速快于外力增速,滯回環(huán)面積逐漸變大,達到峰值荷載后,荷載隨著位移的增大而減小,卸載后殘余變形大。②試件JD1和JD2滯回曲線形狀呈現(xiàn)大致相同形狀,滯回曲線總體較為飽滿,整體呈現(xiàn)出典型的弓形；滯回環(huán)整體趨勢表現(xiàn)為先飽滿后捏縮,隨著垂直彎曲破壞裂縫和斜裂縫的開展,縱筋滑移量增大、壓屈,逐漸由梭形轉(zhuǎn)變?yōu)楣?；試件JD1梁上貫穿裂縫開展,內(nèi)部損傷累計,梁端混凝土開裂,縱筋和箍筋外露,粘結(jié)滑移量大,故捏縮現(xiàn)象較試件JD2更為明顯；試件JD2由于普通螺栓參加節(jié)點核心區(qū)抗彎,降低了部分縱筋的應力,從而延緩減小了縱筋的滑移；試件JD1和JD2整體依靠梁端彎曲破壞耗能,滯回曲線相對飽滿,抗震性能良好。

2.2 承載力退化

在保持位移加載幅值不變的條件下,試件的承載力隨施加荷載循環(huán)次數(shù)的增加而降低的性質(zhì),可表示為承載力退化系數(shù)。為了反映在整個加載周期內(nèi)梁柱節(jié)點承載力的總體退化特征,引入整體承載力退化系數(shù)λi[17],具體計算公式:

λi=Qi/Qm.

(1)

式中:Qi為屈服后第i次循環(huán)加載滯回環(huán)的峰值荷載;Qm為整個加載周期內(nèi)荷載-位移曲線的極限荷載。

試件JD1和JD2整體承載力退化系數(shù)-位移曲線如圖7所示。由圖可知,試件JD1和JD2的整體承載力退化趨勢基本一致,兩試件的整體承載力退化系數(shù)均在0.7～1.0,說明由螺栓連接的新型裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點試件在地震作用下能保持較高的承載力而不退化的優(yōu)良性能,結(jié)構(gòu)可靠。

圖7 整體承載力退化系數(shù)-位移曲線

試件JD2在加載中出現(xiàn)波動區(qū)段,加載前期承載力增長較快,但加載后期退化現(xiàn)象也更為明顯,試件破壞時最小退化系數(shù)0.70,較試件JD1降低15.7%,這主要是因為加載后期試件JD2除了與試件JD1出現(xiàn)同樣的混凝土壓酥、縱筋屈服、混凝土裂縫不斷開展,普通螺栓的破壞也在一定程度上降低了試件JD2的承載力。

2.3 剛度退化

引起試件JD1和JD2強度、剛度退化的根本原因為試件在低周往復荷載作用下,屈服后裂縫的開展和鋼筋、螺栓塑性段延伸以及結(jié)構(gòu)構(gòu)件內(nèi)部不斷累計的塑性損傷[18]。T型梁端和柱端的鋼板能一定程度上延緩混凝土的壓酥,增強節(jié)點的變形能力,從而降低了試件的承載力和剛度退化速度。

2.4 延性系數(shù)

延性是反應結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性變形能力的一個重要指標,結(jié)構(gòu)構(gòu)件的延性主要用延性系數(shù)來表示[19]。筆者采用位移延性系數(shù)來衡量節(jié)點延性,一般延性系數(shù)越大,延性越好。

據(jù)已有試驗表明,鋼筋鋼混凝土框架結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為2.0左右。筆者得出的位移延性系數(shù)表如表1所示。

表1 位移延性系數(shù)表Table 1 Displacement ductility coefficient table of components

由表1可知,試件JD1和JD2節(jié)點延性系數(shù)均大于2.0,節(jié)點延性能力良好。試件JD2的延性系數(shù)大于試件JD1的延性系數(shù),普通螺栓參與節(jié)點核心區(qū)耗能,試件JD2抵抗變形能力相對較好。試件JD1向上向下加載階段延性系數(shù)不同,說明兩試驗節(jié)點延性性能在正負向加載具有不對稱性,亦說明在計算恢復力模型時需要分別對正負向加載卸載情況分別計算。

2.5 耗能能力

在地震作用下結(jié)構(gòu)只要能吸收足夠由地震釋放的能量就能保證不出現(xiàn)傾覆和倒塌。混凝土結(jié)構(gòu)和節(jié)點抗震基本性能可以通過等效黏滯阻尼系數(shù)ξ,能量耗散系數(shù)E,功比指數(shù)Iw來衡量耗能能力的大小。筆者采用試件滯回耗能和等效黏滯阻尼系數(shù)來評定試件JD1和JD2的耗能能力。

試件JD1和JD2的滯回耗能與位移的關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8 JD1和JD2滯回耗能-位移曲線對比

由圖8可知,試件JD1和JD2的滯回耗能隨著位移加載的增加而增大,說明兩試件內(nèi)逐漸形成塑性鉸,消耗反復荷載的能力逐漸增強。在加載過程中,每一級位移對應的滯回耗能,試件JD2均明顯大于試件JD1。這是由于試件節(jié)點核心區(qū)開裂進入彈塑性階段,普通螺栓的彈塑性階段也參與工作,發(fā)揮了良好的滯回性能,耗能能力進一步提高。

試件JD1和JD2的等效黏滯阻尼系數(shù)與位移的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 試件JD1和JD2等效黏滯阻尼系數(shù)-位移曲線對比

由圖9可知,試件JD1和JD2的等效黏滯阻尼系數(shù)隨著位移加載的增加而增大,并且在試件進入彈塑性工作階段等效黏滯阻尼系數(shù)發(fā)展趨勢明顯不同。研究表明,現(xiàn)澆鋼筋混凝土節(jié)點在最大荷載作用下其等效黏滯阻尼系數(shù)一般在0.1左右；加載后期,試件JD1等效黏滯阻尼系數(shù)約為0.089,略低于現(xiàn)澆節(jié)點;試件JD2等效黏滯阻尼系數(shù)約為0.22,大于試件JD1等效黏滯阻尼系數(shù)和現(xiàn)澆節(jié)點一倍多,表現(xiàn)出更好的耗能能力。

3 恢復力模型骨架曲線的建立

如圖6所示滯回曲線,裝配式構(gòu)件的實際恢復力曲線比較復雜,因此,選用能在工程中應用的數(shù)學模型來反應結(jié)構(gòu)構(gòu)件的實際恢復力特性就顯得尤為重要。

試件JD1和JD2的骨架曲線如圖10所示。

圖10 試件JD1和JD2骨架曲線Fig.10 Skeleton curve of JD1 & JD2

骨架曲線均呈明顯S型,表現(xiàn)出較好的抗震性能,試件JD1的承載力總體上高于試件JD2。本試驗恢復力模型骨架曲線采用考慮退化的三線型,因此要確定屈服點(Δy,Py),極限點(Δm,Pm)和破壞點(Δu,Pu)三個特征點。為應用方便,將試件JD1和JD2的骨架曲線進行無量綱化處理統(tǒng)一于坐標系中,用Δ/Δm表示骨架曲線的橫坐標,P/Pm表示縱坐標,圖11為無量綱化后的骨架曲線。

由圖11可知,試件JD1和JD2無量綱化后的骨架曲線形狀規(guī)律性相似。將各個試件無量綱化的數(shù)據(jù)以假定屈服點、極限點和破壞點為分界點,對無量綱化的骨架曲線進行曲線回歸分析[20],得到統(tǒng)一的骨架模型曲線如圖12所示。

圖11 試件JD1和JD2無量綱化骨架曲線Fig.11 Dimensionless skeleton curve of JD1 & JD2

圖12 骨架曲線模型Fig.12 Skeleton curve model

骨架曲線模型OA、OD區(qū)段由梁柱節(jié)點達到屈服階段前各試驗數(shù)據(jù)點回歸得到,其斜率表示由螺栓連接的新型梁柱節(jié)點初始階段的彈性剛度;同理,AB、DE區(qū)段為節(jié)點在反復荷載作用下,由屈服點至極值點間試驗數(shù)據(jù)點回歸得到,其斜率代表由螺栓連接的新型梁柱節(jié)點屈服后強化階段的彈塑性剛度;BC、EF區(qū)段由節(jié)點骨架曲線極值點與破壞點間試驗數(shù)據(jù)點回歸得到,其斜率代表考慮退化的彈塑性剛度。回歸分析后骨架曲線模型的6條線段擬合公式見表2所示。

表2 回歸得到的三折線骨架曲線數(shù)據(jù)Table 2 Tri skeleton curve data by regression

理論計算所得曲線與試驗得到的骨架曲線結(jié)果接近,曲線吻合度較高,說明理論計算公式和試驗現(xiàn)象符合,可以用來描述由螺栓連接的裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點在低周反復荷載作用下的力和位移的變化規(guī)律。

4 結(jié) 論

(1)基于螺栓連接的新型裝配式梁柱節(jié)點在低周反復荷載作用下主要表現(xiàn)為T型梁彎曲破壞,螺栓連接可以提高節(jié)點的裝配化程度；在整個加載過程中,柱均未出現(xiàn)明顯裂縫,加載結(jié)束時,T型梁和螺栓產(chǎn)生了一定的破壞,符合“強柱弱梁”的要求,梁柱節(jié)點核心區(qū)的破壞多集中在螺栓和承壓鋼板處,基本符合抗震設(shè)計的要求。

(2)試件JD1和JD2均表現(xiàn)出良好的抗震性能,骨架曲線呈明顯S型。試件JD1極限承載力比試件JD2的極限承載力提高13.8%;在整個加載過程中,兩節(jié)點的整體承載力退化系數(shù)均在0.7～1.0,剛度總體退化緩慢,具有較強的抗側(cè)移能力,承載能力良好,節(jié)點可靠;與現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架節(jié)點相比,試件JD1和JD2的延性系數(shù)明顯提高,延性性能良好;試件JD2等效黏滯阻尼系數(shù)最大為0.22,高于試件JD1和現(xiàn)澆節(jié)點對應的等效黏滯阻尼系數(shù),試件JD1和JD2的總體耗能能力均表現(xiàn)良好,能消耗反復荷載作用下的能量。

(3)結(jié)合骨架曲線特征點的計算、對荷載-位移試驗散點數(shù)據(jù)擬合,筆者所提出的由螺栓連接的新型裝配式梁柱節(jié)點恢復力模型與試驗曲線吻合度較高,能充分反映試件的抗震性能,為此類節(jié)點的彈塑性反應分析和工程抗震分析提供參考,亦可以為接下來的對螺栓連接的裝配式混凝土梁柱節(jié)點的擬動力、動力試驗提供計算模型。