预制预应力混凝土拼装框架梁柱节点抗震性能研究
时间：2023-06-22 16:00:04 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
雷远德，邓 烜，郁银泉
（中国建筑标准设计研究院有限公司，北京 100048）
随着我国城市化的不断发展，预制混凝土结构由于其在制造、施工和环境保护等方面的优势在国内进行了广泛的推广和应用。预制混凝土结构中的构件连接是整体结构的薄弱环节，也是结构体系有效实现抗震承载能力的关键。在预制混凝土结构体系中引入预应力技术可以有效改善节点的受力性能，控制节点的损伤破坏，提高节点的自复位能力。20世纪90年代美日联合的PRESS研究计划，提出了一种在在节点中添加普通钢筋的预制预应力混凝土拼装框架结构体系，并将其作为一种特殊的抗震结构体系形成美国混凝土结构协会标准ACI（T1.2-03）［1-3］，形成了一些具有代表性的工程应用。日本在此基础上发展的“压着工法”，在大跨结构以及住宅建筑中进行了广泛应用［4-5］。我国自21世纪初以来开展了大量的预制预应力混凝土抗震性能研究，研究内容包括结构体系［6-8］、节点性能［9-12］等，研究结果表明预制预应力混凝土拼装框架结构体系具有优良的抗震能力和较好的震后自复位特性。
预制预应力混凝土结构体系节点的连接方式对节点的抗震性能及施工安装质量起到重要的影响。PRESSS体系［2］提出的典型梁柱连接节点［16］，在预制梁中间设置无粘结预应力钢绞线对梁柱进行拉结，梁上下侧设置耗能钢筋来提高节点的耗能能力，弥补预制结构体系耗能不足的问题，但该节点的普通钢筋需要穿过预制柱并与叠合梁进行连接，对施工工艺及构件加工精度提出了更高的要求。潘鹏等［11］提出的PPEFF体系在预制叠合梁中下部设置局部无粘结预应力筋，上部叠合区设置耗能钢筋和抗剪钢筋，对施工工艺及质量都具有较高的要求。
本文提出一种新型预应力拼装梁柱节点［13］，通过设置暗牛腿增强节点的抗剪能力，在预制梁截面通过分布布置的预应力筋进行节点拼装，实现了结构体系的全干式连接，大大提高了施工质量和效率。通过采用一组节点试验和数值分析的手段，研究了预应力拼装梁柱中节点和边节点在低周往复荷载作用下的力学特征，并与现浇梁柱节点进行抗震性能对比。
本文研究一种采用全干式连接的预制预应力结构体系，具体构造见图1。梁柱中均采用无粘结预应力钢筋（钢绞线）进行连接，基础及地梁现浇，保证结构体系具有很好的变形变形能力和自复位能力，通过与消能减震装置的组合应用保证结构体系具有很好的耗能能力。该结构体系能够实现变形和抗侧能力的关键构造在于节点，本文将对其中梁柱节点进行抗震性能研究。
图1 预制预应力拼装框架结构体系Fig.1 Precast prestressed concrete frame system
梁柱节点的典型构造见图2。钢筋连接器实现上下柱预应力钢筋的连接，通过预应力钢绞线实现梁柱节点的拼接。预制混凝土梁采用的是叠合梁构造，与叠合楼板现浇成整体，保证水平构件的整体性。密封套箍保证节点灌浆料不流入预应力筋孔道，实现无粘结效应。梁柱节点在侧向变形时，混凝土的开裂集中于后浇灌浆料的连接处，避免预制构件的开裂，由于预应力的存在，在结构复位之后节点开口自动闭合，减小结构的损伤。
图2 梁柱节点构造Fig.2 The construction of beam-column joints
本文研究的预制预应力拼装框架节点的一个重要特征为在预制柱一侧设置暗牛腿。由于本文研究的结构体系采用的是全预应力干式连接，设置暗牛腿构造能够有效提高节点的抗剪能力，防止在极端情况下预应力损失导致的结构竖向承载能力失效；
同时通过对预应力钢筋的多孔道分别设置甚至分段设置能够有效提高预应力体系的冗余度。牛腿构造可作为预制叠合梁板的施工支撑，辅助预制梁就位、减少现场的模板和支撑工程，提高施工效率。
2.1 试件设计及制作
根据实际预应力拼装框架结构中梁柱节点的形式，设计了预制预应力拼装梁柱中节点（以下简称“预制中节点”）和预制预应力拼装梁柱边节点（以下简称“预制边节点”）两组试件，并于和现浇梁柱中节点（以下简称现浇中节点）进行对比。具体试件尺寸及配筋见图3-5。试件采用1：2缩尺，梁柱长度均取至构件长度的中点，为非底层柱的反弯点位置。预制边节点的截面尺寸及配筋构造与预制中节点相同。
图3 预制中节点尺寸与配筋图Fig.3 The size and reinforcement drawing of precast interior joint
对于预制中节点和边节点，其预制梁和预制柱构件分别单独制作，而现浇梁柱节点则整体浇筑，浇筑方案为水平浇筑。拼装节点处采用C60灌缝料进行灌缝处理，然后通过7S15.2 mm无粘结预应力钢绞线进行预制梁柱节点的拼装，每根钢绞线张拉控制应力为0.4σpt（k750 MPa）。
图4 预制边节点构件尺寸及配筋示意图Fig.4 The size and reinforcement drawing of precast exterior joint
图5 现浇中节点尺寸及配筋示意图Fig.5 The size and reinforcement drawing of cast-in-place interior joint
2.2 试验方案
试验采用梁端加载方案，试验加载装置如图6所示。在柱顶通过千斤顶施加预加轴力，在柱子端部两侧设置钢筋来模拟反弯点处的铰接设置，在梁端通过千斤顶实现梁端加载，梁端两侧采用反向等位移控制拟静力加载。
图6 试验加载装置Fig.6 Test setup
试验开始前对柱顶施加恒定的轴压比为0.2（810 kN）。梁端每5 mm为一级进行循环加载，每级循环加载3圈，加载制度见图7。
图7 试验加载制度Fig.7 Test loading protocol
3.1 预制中节点
当左右梁端的反向加载位移幅值为5 mm时，构件并未出现明显破坏现象；
当位移加载到7 mm时，梁柱连接处梁与砂浆的结合面开始出现裂缝，而预制梁构件基本完好。当位移向下加载到20 mm时，柱牛腿开始出现斜裂缝。当位移加载到30 mm时，牛腿处的斜裂缝几乎贯穿整个牛腿，且牛腿保护层有小块脱落现象，且位于牛腿上方的梁端也开始出现横向裂缝。当位移向下加载到35 mm时，牛腿的保护层有明显脱落，当位移向上加载到35 mm时，梁端的保护层由于转角太大而出现破碎和脱落，而预制梁构件其他部位基本保持完好。预制中节点的最终破坏形态如图8所示。
图8 预制中节点破坏现象Fig.8 The failure of the precast interior joint
3.2 预制边节点
当加载位移为5 mm时，构件并未出现明显破坏现象；
当加载位移幅值增加至10 mm时，梁柱连接处梁与砂浆的结合面开始出现裂缝。随着加载位移幅值的增加，梁与砂浆结合面开裂明显，但牛腿基本完好。当位移向下加载到20 mm时，牛腿开始产生斜裂缝，梁构件基本保持完好。当位移向下加载到25 mm时，牛腿的侧面可以看到20 cm长的斜裂缝。当位移加载到30 mm时，牛腿的保护层开始脱落，而预制梁构件只有梁端有少许保护层压碎，破坏现象见图9。
图9 预制边节点破坏现象Fig.9 Failure of the precast exterior joint
3.3 现浇中节点
试验加载初期，加载位移幅值为5 mm时，梁柱交界面即产生轻微裂缝。当位移加载到10 mm时，梁柱结合面完全裂开，但梁的侧面并没有裂缝产生。随加载位移幅值的增加，梁柱交界面的裂缝宽度逐渐增大，而梁身基本没有出现裂缝。破坏现象见图10。
图10 现浇中节点破坏现象Fig.10 Failure of the cast-in-place interior joint
4.1 梁端力-位移滞回曲线
试件的梁端力-位移关系曲线见图11。可以看出：预制中节点和边节点梁端加载位移幅值小于5 mm时，滞回曲线基本呈现线性变化，滞回曲线未表现出明显的耗能能力；
随加载位移幅值的增加，滞回曲线的面积逐渐增大，梁柱节点的耗能能力也因构件的破坏而逐渐提高。由于中节点较边节点具有更长的预应力筋，在相同的加载位移下，边节点具有更高的承载能力；
达到最大承载力之后，中节点承载力的下降速度要大于边节点。
图11 节点梁端力-位移滞回曲线Fig.11 Force-displacement hysteretic curves of the beam end of the joints
现浇中节点在梁端位移2～3 mm时，便达到了最大承载力，整体滞回曲线较为饱满，表现出了较好的滞回耗能能力和延性，位移达到35 mm时，没有出现显著的承载力下降。
4.2 骨架曲线
节点梁端力-位移骨架曲线见图12。预制中节点和预制边节点的初始刚度基本相同，但由于中节点存在两个受弯截面，节点承载力峰值较边节点要低，且节点承载力衰减速度较快。预制节点呈现出明显的弹性节点变形特征，整体延性较差，且超过峰值点之后节点呈现明显的承载力下降趋势。
图12 节点梁端力-位移骨架曲线Fig.12 Force-displacement skeleton curves of the beam end
现浇中节点在较小的变形位移下就达到峰值承载力，节点呈现了明显的延性变形特征。
4.3 等效阻尼系数
统计和对比各试件在各位移加载幅值下的首圈的单圈耗能，并将各节点单圈耗能归一化处理。采用等效阻尼系数是衡量试件耗能能力的无量纲参数，与试件刚度和耗能有关，由式（1）计算。式中：Sloop为试件的单圈耗能；
SΔ+和SΔ-分别由原点到正反向加载的最大荷载点的连线与位移坐标轴组成的直角三角形面积。
等效阻尼系数统计结果见图13。预制中节点等效阻尼系数随着位移先减小后增大，5 mm为0.030，在15 mm时最小为0.023，在40 mm时最大为0.065；
预制边节点的规律和预制中节点相同，5 mm为0.059，在15 mm时最小为0.042，在40 mm时最大为0.061；
现浇中节点的等效阻尼系数比预制节点要大得多，且随着位移增大先增大后减小，5 mm为0.222，在15 mm时最大为0.287，在40 mm时最小为0.151。可见预制预应力节点在不同位移情况下节点的耗能水平基本保持平稳，偏于安全地，在进行结构整体计算时预制节点的等效阻尼系数可以取最小值0.02。
图13 节点等效阻尼系数对比Fig.13 Comparison of the equivalent damping coefficient
5.1 数值分析模型
采用大型通用有限元软件ABAQUS对试件进行数值模拟。其中：混凝土采用损伤塑性模型，通过拉和压损伤因子模拟试件滞回过程中的刚度退化现象。C50混凝土的本构选用《混凝土结构设计规范》（GB50010-2010）中的关系曲线，膨胀角取38°，粘结参数取0.001。钢筋采用理想弹塑性模型，弹性模量200 GPa，屈服强度400 MPa。预应力筋采用线弹性模型，弹性模量195 GPa。预制梁柱节点接缝处砂浆采用线弹性材料，弹性模量取3.6 GPa。梁、柱、砂浆垫板和预应力筋采用实体单元（C3D8R）模拟，普通钢筋采用两节点桁架单元（T3D2），埋入混凝土；
预应力筋与孔道设置面面接触，以模拟预应力筋与孔道壁的相互作用，采用降温法模拟预应力筋的预加作用力。预制梁与砂浆接触面的法向为硬接触，切向采用摩擦系数为0.1的罚函数。
5.2 简化计算模型
预制预应力梁柱节点在结构变形过程中自复位性性能表现显著，节点的损伤和耗能性能都表现较弱。预制预应力节点在变形过程中的弯矩和转角关系可采用图14所示的四折线弹性本构模型进行等效近似计算：（1）节点开裂前转角为0；
（2）节点由开裂弯矩增加至极限弯矩之间，弯矩-转角呈直线关系；
（3）到达极限弯矩之后，弯矩下降为0.2倍极限弯矩值，并形成塑性铰。开裂弯矩Mcr和极限弯矩Mu计算见式（2）和式（3），极限转角计算见式（4）。
图14 预应力拼装梁柱节点简化计算模型骨架曲线Fig.14 Skeleton curve of simplified calculation model of prestressed assembled beam-column joint
式中：Pe为梁截面的有效预加力；
W为梁截面抗弯截面系数；
Ac为梁的截面面积；
fc为混凝土轴心抗压强度标准值；
b为梁截面的宽度；
h0为梁截面的有效高度；
σ"po为混凝土受压区法向应力为零时的预应力筋的应力；
f"p为混凝土受压区预应力筋应力；
A"p为受压区预应力筋面积；
x为混凝土受压区高度；
ΔL为预应力筋伸长量；
L为预应力筋初始长度；
E为预应力筋弹性模量；
fp为受拉区预应力筋拉应力。
5.3 分析结果
预制预应力拼装梁柱中节点和边节点破坏时的等效塑性应变发展情况见图15。可以看出：预制中节点和边节点的破坏主要集中在柱牛腿处，有限元模型破坏破坏模式及损伤发展过程与试验基本一致。
图15 有限元模型混凝土等效损伤云图Fig.15 Cloud image of equivalent damage of concrete in finite element model
节点预应力筋应力变化见图16。梁顶预应力筋在整个加载过程中应力变化较小，在加载峰值位置处预应力提升，在零位处应力水平有一定提升，最终应力在800 MPa左右。梁底预应力筋的应力水平随着牛腿处的破坏而逐渐损失；
在加载位移峰值小于20 mm的循环中，预应力筋在零位移处的应力水平基本保持不变；
当加载位移峰值大于20 mm时，随着牛腿破坏的不断增大，预应力筋的应力水平不断下降，且边节点的下降程度比中节点要高。
图16 有限元模型预应力钢筋应力变化图Fig.16 Stress variation diagram of prestressed steel bar in finite element model
预应力节点有限元分析及等效计算模型曲线如图17所示。数值模拟结果与试验曲线基本吻合，较好再现了节点的试验过程。简化计算模型在试验及有限元力-位移关系滞回曲线范围内，等效耗能关系与试验基本相符，进行结构整体计算是偏于安全的。
图17 预制节点梁端滞回曲线与数值分析、简化计算模型对比Fig.17 Comparison of hysteresis curves of precast beam end with numerical analysis and simplified calculation model
本文对一种预应力拼装梁柱中节点、边节点进行低周往复试验，并设置了一组现浇梁柱节点进行对比。通过对节点的变形与破坏模式分析，对比了节点的承载力、往复滞回曲线、骨架曲线和耗能能力，并进行了有限元分析和简化模型的对比。得到以下结论：
（1）预制预应力混凝土拼装框架梁柱节点通过接缝开合可在较小位移下控制构件的损伤程度，破坏模式以柱端牛腿压剪破坏为主。
（2）预制预应力拼装节点较现浇梁柱节点具有更好的变形能力和自复位特性，节点耗能能力较现浇节点明显要小，且在变形过程中保持基本平稳。
（3）预制预应力节点在变形过程中的弯矩和转角关系可采用四折线弹性本构模型进行等效近似模拟，该骨架曲线与试验及数值分析结果相比偏于安全，采用该本构模型进行计算的结构等效阻尼比可按0.02取值。
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