丁克偉,陳 偉

(安徽建筑大學(xué)土木工程學(xué)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(hù)環(huán)境和節(jié)約資源的優(yōu)點(diǎn),是未來(lái)基準(zhǔn)建筑物的方向[1]。梁柱節(jié)點(diǎn)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(diǎn)在地震作用下發(fā)生嚴(yán)重破壞,設(shè)計(jì)出抗震性能優(yōu)良,連接可靠的裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)預(yù)制裝配式混凝土框架節(jié)點(diǎn)、世構(gòu)體系等不同連接方式的裝配式節(jié)點(diǎn)的抗震性能做了大量的理論和試驗(yàn)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(diǎn),研究表明這種螺栓連接節(jié)點(diǎn)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(qiáng)型混凝土和局部采用高延性混凝土的梁柱節(jié)點(diǎn)來(lái)研究其在低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能,發(fā)現(xiàn)混合纖維增強(qiáng)型混凝土與高延性混凝土能提高節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗震性能。在對(duì)不同連接形式的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗(yàn)研究中,陳慶軍等[6]對(duì)由冷擠壓套筒連接的節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆混凝土節(jié)點(diǎn)進(jìn)行足尺試驗(yàn)對(duì)比破壞模式和滯回性能,試驗(yàn)表明裝配式節(jié)點(diǎn)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(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)對(duì)比足尺試驗(yàn),結(jié)果表明加強(qiáng)核心區(qū)能實(shí)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(xué)者試圖將消能減震技術(shù)應(yīng)用到混凝土框架節(jié)點(diǎn)中來(lái)。其中對(duì)加裝阻尼器的梁柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究[8]表明阻尼器能有效延緩、控制節(jié)點(diǎn)區(qū)域裂縫的出現(xiàn)和開展。丁克偉等[9-12]對(duì)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(diǎn)和鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)開展了試驗(yàn)研究,研究表明:提出的新型拼縫結(jié)構(gòu)的疊合板力學(xué)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(diǎn)和鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)承載能力和綜合抗震能力優(yōu)良,連接可靠。上述文獻(xiàn)雖采用試驗(yàn)研究的方法研究了裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能,但均未涉及裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的恢復(fù)力模型理論研究。

對(duì)恢復(fù)力模型的研究常常針對(duì)特定的結(jié)構(gòu),管東芝等[13]對(duì)底筋錨入式節(jié)點(diǎn)的研究分析中,通過數(shù)據(jù)擬合構(gòu)建了針對(duì)鍵槽梁的三折線骨架曲線恢復(fù)力模型,模型的各個(gè)階段數(shù)據(jù)變化與試驗(yàn)研究中梁柱節(jié)點(diǎn)的受力特點(diǎn)吻合良好。曾磊[14]同樣依據(jù)對(duì)型鋼混凝土框架中節(jié)點(diǎn)的低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(yàn)基礎(chǔ)上恢復(fù)力模型的建立,能為節(jié)點(diǎn)彈塑性非線性分析和動(dòng)力響應(yīng)分析提供有利的數(shù)據(jù)參考。目前國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)恢復(fù)力模型的研究多是以現(xiàn)澆構(gòu)件試驗(yàn)研究為基礎(chǔ),對(duì)高強(qiáng)度高性能混凝土和對(duì)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(duì)2個(gè)由8.8級(jí)和5.6級(jí)螺栓連接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn),通過試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析得到其抗震性能相關(guān)曲線,并由擬靜力試驗(yàn)結(jié)果建立了一種針對(duì)螺栓連接的裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的恢復(fù)力模型骨架曲線,為此類節(jié)點(diǎn)的彈塑性反應(yīng)分析、非線性分析和結(jié)構(gòu)動(dòng)力試驗(yàn)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)兩個(gè)由不同強(qiáng)度螺栓連接的預(yù)制裝配式混凝土框架半剛性梁柱節(jié)點(diǎn)試件,編號(hào)為JD1和JD2,其中試件JD1由8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓連接,試件JD2由5.6級(jí)普通螺栓連接,試件JD1和JD2除螺栓強(qiáng)度不同外,混凝土強(qiáng)度和鋼筋布置相同。梁柱節(jié)點(diǎn)足尺試驗(yàn)取自中層框架邊節(jié)點(diǎn)梁柱反彎點(diǎn)位置,梁柱構(gòu)件采用T型梁、牛腿柱,按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)抗彎承載力驗(yàn)算,屬于強(qiáng)柱弱梁型試件。柱高4 200 mm,截面長(zhǎng)×寬為750 mm×750 mm;T型梁長(zhǎng)3 800 mm,截面高×寬為750 mm×450 mm。T型梁翼緣部分和牛腿柱對(duì)應(yīng)位置預(yù)留螺栓孔洞,孔洞外側(cè)均預(yù)埋承壓鋼板保護(hù)混凝土不被壓碎,具體試驗(yàn)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(yàn)布置Fig.1 Test layout plan

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

1.2 材料強(qiáng)度

在安徽省建筑結(jié)構(gòu)與地下工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室對(duì)本次試驗(yàn)T型梁、牛腿柱和節(jié)點(diǎn)處的螺栓鋼板采用的材料進(jìn)行材料性能試驗(yàn)。本試驗(yàn)牛腿柱采用C80高強(qiáng)混凝土,T型梁采用C40普通混凝土,螺栓采用8.8級(jí)、5.6級(jí)M30承壓型螺栓,梁柱節(jié)點(diǎn)兩側(cè)鋼板采用Q345鋼板。混凝土、鋼筋、螺栓和鋼板等試驗(yàn)材料的力學(xué)性能指標(biāo)詳見文獻(xiàn)[10]。

1.3 加載方案

本次試驗(yàn)依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》中擬靜力試驗(yàn)方案,對(duì)試件JD1、JD2的試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)施加低周反復(fù)荷載。試驗(yàn)前,由電液伺服控制系統(tǒng)控制柱頂?shù)倪B接桿對(duì)柱頂施加150 kN軸向壓力,并對(duì)梁端進(jìn)行預(yù)加載,加載數(shù)值為屈服強(qiáng)度的10%。本試驗(yàn)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(dá)到屈服狀態(tài);達(dá)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(jí)循環(huán)情況見圖3所示。當(dāng)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(diǎn)核心區(qū)螺栓破壞,試驗(yàn)結(jié)束。

圖3 加載制度Fig.3 Loading test scheme

1.4 主要試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

1.4.1 主要試驗(yàn)現(xiàn)象

(1)高強(qiáng)螺栓連接節(jié)點(diǎn)

當(dāng)梁端力加載為+10 kN(向下為正)、-40 kN(向上為負(fù))時(shí),試件JD1未出現(xiàn)明顯裂縫。當(dāng)力加載至+25 kN 時(shí),梁柱節(jié)點(diǎn)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(dāng)力反向加載至-55 kN時(shí),T型梁下表面產(chǎn)生與上表面對(duì)稱裂縫,裂縫寬度為0.1 mm。當(dāng)力加載至+40 kN 時(shí),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(diǎn)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(yīng)變逐漸增大,翼緣部分的承壓鋼板和高強(qiáng)螺栓的應(yīng)變相應(yīng)增大。當(dāng)力加載至+75 kN時(shí),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(diǎn)核心區(qū)靠近,在靠近T梁端節(jié)點(diǎn)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(xì)微新裂縫,頂部和底部裂縫緩慢開展,高強(qiáng)螺栓螺帽處可見輕微變形；當(dāng)位移加載至+70 mm 時(shí),梁上部裂縫達(dá)到5.3 mm。位移加載至-90 mm時(shí)，梁底部裂縫貫通,上部最大裂縫達(dá)到8 mm,當(dāng)位移加載至+110 mm 時(shí),節(jié)點(diǎn)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(qiáng)螺栓的應(yīng)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(diǎn)

當(dāng)力加載至+25 kN(向下為正)時(shí),T型梁頂部靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)部分出現(xiàn)第一條裂縫,裂縫寬度為0.14 mm;當(dāng)力加載至+40 kN時(shí)T型梁上表面出現(xiàn)裂縫,寬度0.1 mm;當(dāng)力加載至+50 kN時(shí),梁側(cè)面裂縫出現(xiàn)寬度0.15 mm,梁頂部開裂,裂縫擴(kuò)大到0.47 mm,受力鋼筋和普通螺栓的應(yīng)變逐漸增加。當(dāng)力加載至+60 kN時(shí),梁發(fā)生大位移變形,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)T型梁端裂縫擴(kuò)大到0.86 mm,梁上受力鋼筋應(yīng)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(xì)微新裂縫,頂部和底部裂縫緩慢開展；當(dāng)位移加載至+70 mm時(shí),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(dāng)位移加載至-90 mm(向上為負(fù))時(shí),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(yīng)變超過極限值螺栓拉斷,試驗(yàn)結(jié)束。柱表面與牛腿處無(wú)裂縫,T型梁尾部無(wú)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(diǎn)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(qiáng)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(qiáng)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(yàn)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(fù)荷載作用下,作用在結(jié)構(gòu)構(gòu)件上的力和對(duì)應(yīng)位移之間的關(guān)系曲線[16],能綜合反應(yīng)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(dá)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(jìn)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(wú)法完全閉合,梁柱節(jié)點(diǎn)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(dá)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(shì)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(jì),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(diǎn)核心區(qū)抗彎,降低了部分縱筋的應(yīng)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(duì)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(gè)加載周期內(nèi)梁柱節(jié)點(diǎn)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(jì)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(gè)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(shì)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(shuō)明由螺栓連接的新型裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)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(dòng)區(qū)段,加載前期承載力增長(zhǎng)較快,但加載后期退化現(xiàn)象也更為明顯,試件破壞時(shí)最小退化系數(shù)0.70,較試件JD1降低15.7%,這主要是因?yàn)榧虞d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(qiáng)度、剛度退化的根本原因?yàn)樵嚰诘椭芡鶑?fù)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(jì)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(qiáng)節(jié)點(diǎn)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(yīng)結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性變形能力的一個(gè)重要指標(biāo),結(jié)構(gòu)構(gòu)件的延性主要用延性系數(shù)來(lái)表示[19]。筆者采用位移延性系數(shù)來(lái)衡量節(jié)點(diǎn)延性,一般延性系數(shù)越大,延性越好。

據(jù)已有試驗(yàn)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(diǎn)延性系數(shù)均大于2.0,節(jié)點(diǎn)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(diǎn)核心區(qū)耗能,試件JD2抵抗變形能力相對(duì)較好。試件JD1向上向下加載階段延性系數(shù)不同,說(shuō)明兩試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)延性性能在正負(fù)向加載具有不對(duì)稱性,亦說(shuō)明在計(jì)算恢復(fù)力模型時(shí)需要分別對(duì)正負(fù)向加載卸載情況分別計(jì)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?；炷两Y(jié)構(gòu)和節(jié)點(diǎn)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(lái)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(lái)評(píng)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(duì)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(shuō)明兩試件內(nèi)逐漸形成塑性鉸,消耗反復(fù)荷載的能力逐漸增強(qiáng)。在加載過程中,每一級(jí)位移對(duì)應(yīng)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(diǎn)核心區(qū)開裂進(jìn)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(jìn)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(duì)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(jìn)入彈塑性工作階段等效黏滯阻尼系數(shù)發(fā)展趨勢(shì)明顯不同。研究表明,現(xiàn)澆鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)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(diǎn);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(diǎn)一倍多,表現(xiàn)出更好的耗能能力。

3 恢復(fù)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(shí)際恢復(fù)力曲線比較復(fù)雜,因此,選用能在工程中應(yīng)用的數(shù)學(xué)模型來(lái)反應(yīng)結(jié)構(gòu)構(gòu)件的實(shí)際恢復(fù)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(yàn)恢復(fù)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(diǎn)(Δy,Py),極限點(diǎn)(Δm,Pm)和破壞點(diǎn)(Δu,Pu)三個(gè)特征點(diǎn)。為應(yīng)用方便,將試件JD1和JD2的骨架曲線進(jìn)行無(wú)量綱化處理統(tǒng)一于坐標(biāo)系中,用Δ/Δm表示骨架曲線的橫坐標(biāo),P/Pm表示縱坐標(biāo),圖11為無(wú)量綱化后的骨架曲線。

由圖11可知,試件JD1和JD2無(wú)量綱化后的骨架曲線形狀規(guī)律性相似。將各個(gè)試件無(wú)量綱化的數(shù)據(jù)以假定屈服點(diǎn)、極限點(diǎn)和破壞點(diǎn)為分界點(diǎn),對(duì)無(wú)量綱化的骨架曲線進(jìn)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(wú)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(diǎn)達(dá)到屈服階段前各試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)回歸得到,其斜率表示由螺栓連接的新型梁柱節(jié)點(diǎn)初始階段的彈性剛度;同理,AB、DE區(qū)段為節(jié)點(diǎn)在反復(fù)荷載作用下,由屈服點(diǎn)至極值點(diǎn)間試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)回歸得到,其斜率代表由螺栓連接的新型梁柱節(jié)點(diǎn)屈服后強(qiáng)化階段的彈塑性剛度;BC、EF區(qū)段由節(jié)點(diǎn)骨架曲線極值點(diǎn)與破壞點(diǎn)間試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)回歸得到,其斜率代表考慮退化的彈塑性剛度?；貧w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(jì)算所得曲線與試驗(yàn)得到的骨架曲線結(jié)果接近,曲線吻合度較高,說(shuō)明理論計(jì)算公式和試驗(yàn)現(xiàn)象符合,可以用來(lái)描述由螺栓連接的裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)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(diǎn)在低周反復(fù)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(diǎn)的裝配化程度；在整個(gè)加載過程中,柱均未出現(xiàn)明顯裂縫,加載結(jié)束時(shí),T型梁和螺栓產(chǎn)生了一定的破壞,符合“強(qiáng)柱弱梁”的要求,梁柱節(jié)點(diǎn)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(jì)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(gè)加載過程中,兩節(jié)點(diǎn)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(qiáng)的抗側(cè)移能力,承載能力良好,節(jié)點(diǎn)可靠;與現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)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(diǎn)對(duì)應(yīng)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(fù)荷載作用下的能量。

(3)結(jié)合骨架曲線特征點(diǎn)的計(jì)算、對(duì)荷載-位移試驗(yàn)散點(diǎn)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(diǎn)恢復(fù)力模型與試驗(yàn)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(diǎn)的彈塑性反應(yīng)分析和工程抗震分析提供參考,亦可以為接下來(lái)的對(duì)螺栓連接的裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的擬動(dòng)力、動(dòng)力試驗(yàn)提供計(jì)算模型。