雷遠(yuǎn)德，鄧 烜，郁銀泉

（中國建筑標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計研究院有限公司，北京 100048）

引言

隨著我國城市化的不斷發(fā)展，預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)由于其在制造、施工和環(huán)境保護(hù)等方面的優(yōu)勢在國內(nèi)進(jìn)行了廣泛的推廣和應(yīng)用。預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)中的構(gòu)件連接是整體結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，也是結(jié)構(gòu)體系有效實現(xiàn)抗震承載能力的關(guān)鍵。在預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)體系中引入預(yù)應(yīng)力技術(shù)可以有效改善節(jié)點的受力性能，控制節(jié)點的損傷破壞，提高節(jié)點的自復(fù)位能力。20世紀(jì)90年代美日聯(lián)合的PRESS研究計劃，提出了一種在在節(jié)點中添加普通鋼筋的預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土拼裝框架結(jié)構(gòu)體系，并將其作為一種特殊的抗震結(jié)構(gòu)體系形成美國混凝土結(jié)構(gòu)協(xié)會標(biāo)準(zhǔn)ACI（T1.2-03）［1-3］，形成了一些具有代表性的工程應(yīng)用。日本在此基礎(chǔ)上發(fā)展的“壓著工法”，在大跨結(jié)構(gòu)以及住宅建筑中進(jìn)行了廣泛應(yīng)用［4-5］。我國自21世紀(jì)初以來開展了大量的預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土抗震性能研究，研究內(nèi)容包括結(jié)構(gòu)體系［6-8］、節(jié)點性能［9-12］等，研究結(jié)果表明預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土拼裝框架結(jié)構(gòu)體系具有優(yōu)良的抗震能力和較好的震后自復(fù)位特性。

預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)體系節(jié)點的連接方式對節(jié)點的抗震性能及施工安裝質(zhì)量起到重要的影響。PRESSS體系［2］提出的典型梁柱連接節(jié)點［16］，在預(yù)制梁中間設(shè)置無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線對梁柱進(jìn)行拉結(jié)，梁上下側(cè)設(shè)置耗能鋼筋來提高節(jié)點的耗能能力，彌補(bǔ)預(yù)制結(jié)構(gòu)體系耗能不足的問題，但該節(jié)點的普通鋼筋需要穿過預(yù)制柱并與疊合梁進(jìn)行連接，對施工工藝及構(gòu)件加工精度提出了更高的要求。潘鵬等［11］提出的PPEFF體系在預(yù)制疊合梁中下部設(shè)置局部無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋，上部疊合區(qū)設(shè)置耗能鋼筋和抗剪鋼筋，對施工工藝及質(zhì)量都具有較高的要求。

本文提出一種新型預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱節(jié)點［13］，通過設(shè)置暗牛腿增強(qiáng)節(jié)點的抗剪能力，在預(yù)制梁截面通過分布布置的預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行節(jié)點拼裝，實現(xiàn)了結(jié)構(gòu)體系的全干式連接，大大提高了施工質(zhì)量和效率。通過采用一組節(jié)點試驗和數(shù)值分析的手段，研究了預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱中節(jié)點和邊節(jié)點在低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)特征，并與現(xiàn)澆梁柱節(jié)點進(jìn)行抗震性能對比。

1 結(jié)構(gòu)體系及節(jié)點構(gòu)造

本文研究一種采用全干式連接的預(yù)制預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)體系，具體構(gòu)造見圖1。梁柱中均采用無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋（鋼絞線）進(jìn)行連接，基礎(chǔ)及地梁現(xiàn)澆，保證結(jié)構(gòu)體系具有很好的變形變形能力和自復(fù)位能力，通過與消能減震裝置的組合應(yīng)用保證結(jié)構(gòu)體系具有很好的耗能能力。該結(jié)構(gòu)體系能夠?qū)崿F(xiàn)變形和抗側(cè)能力的關(guān)鍵構(gòu)造在于節(jié)點，本文將對其中梁柱節(jié)點進(jìn)行抗震性能研究。

圖1 預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝框架結(jié)構(gòu)體系Fig.1 Precast prestressed concrete frame system

梁柱節(jié)點的典型構(gòu)造見圖2。鋼筋連接器實現(xiàn)上下柱預(yù)應(yīng)力鋼筋的連接，通過預(yù)應(yīng)力鋼絞線實現(xiàn)梁柱節(jié)點的拼接。預(yù)制混凝土梁采用的是疊合梁構(gòu)造，與疊合樓板現(xiàn)澆成整體，保證水平構(gòu)件的整體性。密封套箍保證節(jié)點灌漿料不流入預(yù)應(yīng)力筋孔道，實現(xiàn)無粘結(jié)效應(yīng)。梁柱節(jié)點在側(cè)向變形時，混凝土的開裂集中于后澆灌漿料的連接處，避免預(yù)制構(gòu)件的開裂，由于預(yù)應(yīng)力的存在，在結(jié)構(gòu)復(fù)位之后節(jié)點開口自動閉合，減小結(jié)構(gòu)的損傷。

圖2 梁柱節(jié)點構(gòu)造Fig.2 The construction of beam-column joints

本文研究的預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝框架節(jié)點的一個重要特征為在預(yù)制柱一側(cè)設(shè)置暗牛腿。由于本文研究的結(jié)構(gòu)體系采用的是全預(yù)應(yīng)力干式連接，設(shè)置暗牛腿構(gòu)造能夠有效提高節(jié)點的抗剪能力，防止在極端情況下預(yù)應(yīng)力損失導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)豎向承載能力失效；同時通過對預(yù)應(yīng)力鋼筋的多孔道分別設(shè)置甚至分段設(shè)置能夠有效提高預(yù)應(yīng)力體系的冗余度。牛腿構(gòu)造可作為預(yù)制疊合梁板的施工支撐，輔助預(yù)制梁就位、減少現(xiàn)場的模板和支撐工程，提高施工效率。

2 試驗設(shè)計

2.1 試件設(shè)計及制作

根據(jù)實際預(yù)應(yīng)力拼裝框架結(jié)構(gòu)中梁柱節(jié)點的形式，設(shè)計了預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱中節(jié)點（以下簡稱“預(yù)制中節(jié)點”）和預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱邊節(jié)點（以下簡稱“預(yù)制邊節(jié)點”）兩組試件，并于和現(xiàn)澆梁柱中節(jié)點（以下簡稱現(xiàn)澆中節(jié)點）進(jìn)行對比。具體試件尺寸及配筋見圖3-5。試件采用1：2縮尺，梁柱長度均取至構(gòu)件長度的中點，為非底層柱的反彎點位置。預(yù)制邊節(jié)點的截面尺寸及配筋構(gòu)造與預(yù)制中節(jié)點相同。

圖3 預(yù)制中節(jié)點尺寸與配筋圖Fig.3 The size and reinforcement drawing of precast interior joint

對于預(yù)制中節(jié)點和邊節(jié)點，其預(yù)制梁和預(yù)制柱構(gòu)件分別單獨制作，而現(xiàn)澆梁柱節(jié)點則整體澆筑，澆筑方案為水平澆筑。拼裝節(jié)點處采用C60灌縫料進(jìn)行灌縫處理，然后通過7S15.2 mm無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行預(yù)制梁柱節(jié)點的拼裝，每根鋼絞線張拉控制應(yīng)力為0.4σpt（k750 MPa）。

圖4 預(yù)制邊節(jié)點構(gòu)件尺寸及配筋示意圖Fig.4 The size and reinforcement drawing of precast exterior joint

圖5 現(xiàn)澆中節(jié)點尺寸及配筋示意圖Fig.5 The size and reinforcement drawing of cast-in-place interior joint

2.2 試驗方案

試驗采用梁端加載方案，試驗加載裝置如圖6所示。在柱頂通過千斤頂施加預(yù)加軸力，在柱子端部兩側(cè)設(shè)置鋼筋來模擬反彎點處的鉸接設(shè)置，在梁端通過千斤頂實現(xiàn)梁端加載，梁端兩側(cè)采用反向等位移控制擬靜力加載。

圖6 試驗加載裝置Fig.6 Test setup

試驗開始前對柱頂施加恒定的軸壓比為0.2（810 kN）。梁端每5 mm為一級進(jìn)行循環(huán)加載，每級循環(huán)加載3圈，加載制度見圖7。

圖7 試驗加載制度Fig.7 Test loading protocol

3 試驗現(xiàn)象

3.1 預(yù)制中節(jié)點

當(dāng)左右梁端的反向加載位移幅值為5 mm時，構(gòu)件并未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象；當(dāng)位移加載到7 mm時，梁柱連接處梁與砂漿的結(jié)合面開始出現(xiàn)裂縫，而預(yù)制梁構(gòu)件基本完好。當(dāng)位移向下加載到20 mm時，柱牛腿開始出現(xiàn)斜裂縫。當(dāng)位移加載到30 mm時，牛腿處的斜裂縫幾乎貫穿整個牛腿，且牛腿保護(hù)層有小塊脫落現(xiàn)象，且位于牛腿上方的梁端也開始出現(xiàn)橫向裂縫。當(dāng)位移向下加載到35 mm時，牛腿的保護(hù)層有明顯脫落，當(dāng)位移向上加載到35 mm時，梁端的保護(hù)層由于轉(zhuǎn)角太大而出現(xiàn)破碎和脫落，而預(yù)制梁構(gòu)件其他部位基本保持完好。預(yù)制中節(jié)點的最終破壞形態(tài)如圖8所示。

圖8 預(yù)制中節(jié)點破壞現(xiàn)象Fig.8 The failure of the precast interior joint

3.2 預(yù)制邊節(jié)點

當(dāng)加載位移為5 mm時，構(gòu)件并未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象；當(dāng)加載位移幅值增加至10 mm時，梁柱連接處梁與砂漿的結(jié)合面開始出現(xiàn)裂縫。隨著加載位移幅值的增加，梁與砂漿結(jié)合面開裂明顯，但牛腿基本完好。當(dāng)位移向下加載到20 mm時，牛腿開始產(chǎn)生斜裂縫，梁構(gòu)件基本保持完好。當(dāng)位移向下加載到25 mm時，牛腿的側(cè)面可以看到20 cm長的斜裂縫。當(dāng)位移加載到30 mm時，牛腿的保護(hù)層開始脫落，而預(yù)制梁構(gòu)件只有梁端有少許保護(hù)層壓碎，破壞現(xiàn)象見圖9。

圖9 預(yù)制邊節(jié)點破壞現(xiàn)象Fig.9 Failure of the precast exterior joint

3.3 現(xiàn)澆中節(jié)點

試驗加載初期，加載位移幅值為5 mm時，梁柱交界面即產(chǎn)生輕微裂縫。當(dāng)位移加載到10 mm時，梁柱結(jié)合面完全裂開，但梁的側(cè)面并沒有裂縫產(chǎn)生。隨加載位移幅值的增加，梁柱交界面的裂縫寬度逐漸增大，而梁身基本沒有出現(xiàn)裂縫。破壞現(xiàn)象見圖10。

圖10 現(xiàn)澆中節(jié)點破壞現(xiàn)象Fig.10 Failure of the cast-in-place interior joint

4 試驗結(jié)果分析

4.1 梁端力-位移滯回曲線

試件的梁端力-位移關(guān)系曲線見圖11?？梢钥闯觯侯A(yù)制中節(jié)點和邊節(jié)點梁端加載位移幅值小于5 mm時，滯回曲線基本呈現(xiàn)線性變化，滯回曲線未表現(xiàn)出明顯的耗能能力；隨加載位移幅值的增加，滯回曲線的面積逐漸增大，梁柱節(jié)點的耗能能力也因構(gòu)件的破壞而逐漸提高。由于中節(jié)點較邊節(jié)點具有更長的預(yù)應(yīng)力筋，在相同的加載位移下，邊節(jié)點具有更高的承載能力；達(dá)到最大承載力之后，中節(jié)點承載力的下降速度要大于邊節(jié)點。

圖11 節(jié)點梁端力-位移滯回曲線Fig.11 Force-displacement hysteretic curves of the beam end of the joints

現(xiàn)澆中節(jié)點在梁端位移2～3 mm時，便達(dá)到了最大承載力，整體滯回曲線較為飽滿，表現(xiàn)出了較好的滯回耗能能力和延性，位移達(dá)到35 mm時，沒有出現(xiàn)顯著的承載力下降。

4.2 骨架曲線

節(jié)點梁端力-位移骨架曲線見圖12。預(yù)制中節(jié)點和預(yù)制邊節(jié)點的初始剛度基本相同，但由于中節(jié)點存在兩個受彎截面，節(jié)點承載力峰值較邊節(jié)點要低，且節(jié)點承載力衰減速度較快。預(yù)制節(jié)點呈現(xiàn)出明顯的彈性節(jié)點變形特征，整體延性較差，且超過峰值點之后節(jié)點呈現(xiàn)明顯的承載力下降趨勢。

圖12 節(jié)點梁端力-位移骨架曲線Fig.12 Force-displacement skeleton curves of the beam end

現(xiàn)澆中節(jié)點在較小的變形位移下就達(dá)到峰值承載力，節(jié)點呈現(xiàn)了明顯的延性變形特征。

4.3 等效阻尼系數(shù)

統(tǒng)計和對比各試件在各位移加載幅值下的首圈的單圈耗能，并將各節(jié)點單圈耗能歸一化處理。采用等效阻尼系數(shù)是衡量試件耗能能力的無量綱參數(shù)，與試件剛度和耗能有關(guān)，由式（1）計算。式中：Sloop為試件的單圈耗能；SΔ+和SΔ-分別由原點到正反向加載的最大荷載點的連線與位移坐標(biāo)軸組成的直角三角形面積。

等效阻尼系數(shù)統(tǒng)計結(jié)果見圖13。預(yù)制中節(jié)點等效阻尼系數(shù)隨著位移先減小后增大，5 mm為0.030，在15 mm時最小為0.023，在40 mm時最大為0.065；預(yù)制邊節(jié)點的規(guī)律和預(yù)制中節(jié)點相同，5 mm為0.059，在15 mm時最小為0.042，在40 mm時最大為0.061；現(xiàn)澆中節(jié)點的等效阻尼系數(shù)比預(yù)制節(jié)點要大得多，且隨著位移增大先增大后減小，5 mm為0.222，在15 mm時最大為0.287，在40 mm時最小為0.151?？梢婎A(yù)制預(yù)應(yīng)力節(jié)點在不同位移情況下節(jié)點的耗能水平基本保持平穩(wěn)，偏于安全地，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)整體計算時預(yù)制節(jié)點的等效阻尼系數(shù)可以取最小值0.02。

圖13 節(jié)點等效阻尼系數(shù)對比Fig.13 Comparison of the equivalent damping coefficient

5 數(shù)值分析和等效計算模型

5.1 數(shù)值分析模型

采用大型通用有限元軟件ABAQUS對試件進(jìn)行數(shù)值模擬。其中：混凝土采用損傷塑性模型，通過拉和壓損傷因子模擬試件滯回過程中的剛度退化現(xiàn)象。C50混凝土的本構(gòu)選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB50010-2010）中的關(guān)系曲線，膨脹角取38°，粘結(jié)參數(shù)取0.001。鋼筋采用理想彈塑性模型，彈性模量200 GPa，屈服強(qiáng)度400 MPa。預(yù)應(yīng)力筋采用線彈性模型，彈性模量195 GPa。預(yù)制梁柱節(jié)點接縫處砂漿采用線彈性材料，彈性模量取3.6 GPa。梁、柱、砂漿墊板和預(yù)應(yīng)力筋采用實體單元（C3D8R）模擬，普通鋼筋采用兩節(jié)點桁架單元（T3D2），埋入混凝土；預(yù)應(yīng)力筋與孔道設(shè)置面面接觸，以模擬預(yù)應(yīng)力筋與孔道壁的相互作用，采用降溫法模擬預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)加作用力。預(yù)制梁與砂漿接觸面的法向為硬接觸，切向采用摩擦系數(shù)為0.1的罰函數(shù)。

5.2 簡化計算模型

預(yù)制預(yù)應(yīng)力梁柱節(jié)點在結(jié)構(gòu)變形過程中自復(fù)位性性能表現(xiàn)顯著，節(jié)點的損傷和耗能性能都表現(xiàn)較弱。預(yù)制預(yù)應(yīng)力節(jié)點在變形過程中的彎矩和轉(zhuǎn)角關(guān)系可采用圖14所示的四折線彈性本構(gòu)模型進(jìn)行等效近似計算：（1）節(jié)點開裂前轉(zhuǎn)角為0；（2）節(jié)點由開裂彎矩增加至極限彎矩之間，彎矩-轉(zhuǎn)角呈直線關(guān)系；（3）到達(dá)極限彎矩之后，彎矩下降為0.2倍極限彎矩值，并形成塑性鉸。開裂彎矩Mcr和極限彎矩Mu計算見式（2）和式（3），極限轉(zhuǎn)角計算見式（4）。

圖14 預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱節(jié)點簡化計算模型骨架曲線Fig.14 Skeleton curve of simplified calculation model of prestressed assembled beam-column joint

式中：Pe為梁截面的有效預(yù)加力；W為梁截面抗彎截面系數(shù)；Ac為梁的截面面積；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；b為梁截面的寬度；h0為梁截面的有效高度；σ'po為混凝土受壓區(qū)法向應(yīng)力為零時的預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力；f'p為混凝土受壓區(qū)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力；A'p為受壓區(qū)預(yù)應(yīng)力筋面積；x為混凝土受壓區(qū)高度；ΔL為預(yù)應(yīng)力筋伸長量；L為預(yù)應(yīng)力筋初始長度；E為預(yù)應(yīng)力筋彈性模量；fp為受拉區(qū)預(yù)應(yīng)力筋拉應(yīng)力。

5.3 分析結(jié)果

預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱中節(jié)點和邊節(jié)點破壞時的等效塑性應(yīng)變發(fā)展情況見圖15?？梢钥闯觯侯A(yù)制中節(jié)點和邊節(jié)點的破壞主要集中在柱牛腿處，有限元模型破壞破壞模式及損傷發(fā)展過程與試驗基本一致。

圖15 有限元模型混凝土等效損傷云圖Fig.15 Cloud image of equivalent damage of concrete in finite element model

節(jié)點預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力變化見圖16。梁頂預(yù)應(yīng)力筋在整個加載過程中應(yīng)力變化較小，在加載峰值位置處預(yù)應(yīng)力提升，在零位處應(yīng)力水平有一定提升，最終應(yīng)力在800 MPa左右。梁底預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力水平隨著牛腿處的破壞而逐漸損失；在加載位移峰值小于20 mm的循環(huán)中，預(yù)應(yīng)力筋在零位移處的應(yīng)力水平基本保持不變；當(dāng)加載位移峰值大于20 mm時，隨著牛腿破壞的不斷增大，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力水平不斷下降，且邊節(jié)點的下降程度比中節(jié)點要高。

圖16 有限元模型預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力變化圖Fig.16 Stress variation diagram of prestressed steel bar in finite element model

預(yù)應(yīng)力節(jié)點有限元分析及等效計算模型曲線如圖17所示。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗曲線基本吻合，較好再現(xiàn)了節(jié)點的試驗過程。簡化計算模型在試驗及有限元力-位移關(guān)系滯回曲線范圍內(nèi)，等效耗能關(guān)系與試驗基本相符，進(jìn)行結(jié)構(gòu)整體計算是偏于安全的。

圖17 預(yù)制節(jié)點梁端滯回曲線與數(shù)值分析、簡化計算模型對比Fig.17 Comparison of hysteresis curves of precast beam end with numerical analysis and simplified calculation model

6 結(jié)論

本文對一種預(yù)應(yīng)力拼裝梁柱中節(jié)點、邊節(jié)點進(jìn)行低周往復(fù)試驗，并設(shè)置了一組現(xiàn)澆梁柱節(jié)點進(jìn)行對比。通過對節(jié)點的變形與破壞模式分析，對比了節(jié)點的承載力、往復(fù)滯回曲線、骨架曲線和耗能能力，并進(jìn)行了有限元分析和簡化模型的對比。得到以下結(jié)論：

（1）預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土拼裝框架梁柱節(jié)點通過接縫開合可在較小位移下控制構(gòu)件的損傷程度，破壞模式以柱端牛腿壓剪破壞為主。

（2）預(yù)制預(yù)應(yīng)力拼裝節(jié)點較現(xiàn)澆梁柱節(jié)點具有更好的變形能力和自復(fù)位特性，節(jié)點耗能能力較現(xiàn)澆節(jié)點明顯要小，且在變形過程中保持基本平穩(wěn)。

（3）預(yù)制預(yù)應(yīng)力節(jié)點在變形過程中的彎矩和轉(zhuǎn)角關(guān)系可采用四折線彈性本構(gòu)模型進(jìn)行等效近似模擬，該骨架曲線與試驗及數(shù)值分析結(jié)果相比偏于安全，采用該本構(gòu)模型進(jìn)行計算的結(jié)構(gòu)等效阻尼比可按0.02取值。