曹子健，李全旺

(清華大學(xué)土木工程系，北京 100084)

從1989 年美國(guó)舊金山地震[1]，到2008 年汶川地震[2]，震害調(diào)查均表明，裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)是抗震中的薄弱環(huán)節(jié)，其連接性能極大地影響了整體結(jié)構(gòu)的性能。出現(xiàn)整體性不足的主要原因在于，節(jié)點(diǎn)區(qū)域復(fù)雜的鋼筋構(gòu)造導(dǎo)致了鋼筋嚴(yán)重重疊，使得在節(jié)點(diǎn)區(qū)域內(nèi)施工變得十分困難，容易出現(xiàn)影響節(jié)點(diǎn)性能的缺陷。為了改善節(jié)點(diǎn)連接的抗震性能，國(guó)內(nèi)外研究者主要采用了兩種不同的方法。一是提出新的節(jié)點(diǎn)連接方式，對(duì)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造進(jìn)行改進(jìn)，例如：蔡建國(guó)等[3]對(duì)世構(gòu)體系梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究；Vidjeapriya 等[4]利用加肋角鋼對(duì)節(jié)點(diǎn)區(qū)域進(jìn)行了加固；Parastesh 等[5]在預(yù)制柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域增加了斜支撐鋼筋；鄒昀等[6]利用有限元模擬，對(duì)影響預(yù)應(yīng)力自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的因素進(jìn)行了分析；Guan 等[7]利用帶壓花錨固的預(yù)應(yīng)力鋼絞線對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域進(jìn)行錨固。二是在節(jié)點(diǎn)后澆區(qū)引入新型材料，從而減少構(gòu)造鋼筋或縱筋的使用，例如：Choi 等[8]在節(jié)點(diǎn)區(qū)域內(nèi)置入型鋼并后澆ECC 材料；Maya 等[9]使用纖維增強(qiáng)混凝土(High Performance Fibre Reinforced Concrete，HPFRC)對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行二次澆筑；鄧明科等[10]和Gou 等[11]分別在節(jié)點(diǎn)區(qū)域利用高延性混凝土(High Ductility Concrete，HDC)和低收縮工程水泥基復(fù)合材料(Low-Shrinkage Engineered Cementitious Composite，LSECC)代替普通混凝土，以減少節(jié)點(diǎn)區(qū)域的箍筋用量。這些研究為裝配式混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了重要的參考依據(jù)，但需要注意的是，這些研究都是在實(shí)驗(yàn)室條件下進(jìn)行，與實(shí)際施工環(huán)境有所不同，并且由于成本或施工工藝問題，其中很多節(jié)點(diǎn)形式目前還無法實(shí)現(xiàn)工廠化生產(chǎn)。

我國(guó)現(xiàn)階段裝配式施工技術(shù)還不夠成熟，規(guī)?；a(chǎn)條件與實(shí)驗(yàn)室條件存在差距[12]。在現(xiàn)場(chǎng)施工過程中，由于節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域狹小，內(nèi)部鋼筋密集，且屬于隱蔽工程，目前尚缺乏有效的檢測(cè)手段對(duì)其澆筑后的內(nèi)部質(zhì)量進(jìn)行檢查，在施工驗(yàn)收合格的條件下，節(jié)點(diǎn)區(qū)域仍然存在可能削弱節(jié)點(diǎn)性能的缺陷。尤其是當(dāng)裝配式結(jié)構(gòu)應(yīng)用至高烈度區(qū)時(shí)，為了滿足強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)要求，節(jié)點(diǎn)區(qū)域需要密集配置大量鋼筋，容易造成節(jié)點(diǎn)區(qū)域混凝土澆筑不密實(shí)，鋼筋出現(xiàn)脫空，以及在節(jié)點(diǎn)四周出現(xiàn)其他可能影響到節(jié)點(diǎn)性能的問題。

因此，在現(xiàn)階段發(fā)展裝配式混凝土結(jié)構(gòu)，有必要明確可能影響節(jié)點(diǎn)連接性能的缺陷類型，并進(jìn)一步研究這些缺陷帶來的不確定性對(duì)于節(jié)點(diǎn)連接性能及整體結(jié)構(gòu)性能有多大的影響。本文針對(duì)當(dāng)前技術(shù)最成熟、應(yīng)用最廣泛、抗震規(guī)范所推薦的后澆整體式梁柱節(jié)點(diǎn)，總結(jié)了節(jié)點(diǎn)區(qū)域的典型連接缺陷類型，并設(shè)計(jì)了一組試件進(jìn)行模擬，通過擬靜力加載試驗(yàn)研究其對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與制作

本文按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[13]，“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)理念，設(shè)計(jì)了一個(gè)后澆整體式框架結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)。試件的尺寸及配筋如圖1 所示，預(yù)制梁上部縱筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)貫通，下部縱筋在節(jié)點(diǎn)內(nèi)彎起90°錨固，彎鉤內(nèi)徑為鋼筋直徑的4 倍，彎后直線長(zhǎng)度為鋼筋直徑的12 倍，節(jié)點(diǎn)箍筋體積配筋率滿足規(guī)范要求?？紤]到有關(guān)灌漿套筒缺陷的類型及其成因已有了較多研究[14-17]，這些研究數(shù)據(jù)可以為進(jìn)一步的分析提供支撐，因此本次試驗(yàn)重點(diǎn)關(guān)注節(jié)點(diǎn)區(qū)域的缺陷類型及性能，而不考慮灌漿套筒及其缺陷帶來的影響，上下預(yù)制柱之間直接采用貫通縱筋進(jìn)行連接。試件澆筑方案模擬裝配式節(jié)點(diǎn)的建造方式，首先澆筑預(yù)制梁與預(yù)制柱，然后澆筑節(jié)點(diǎn)區(qū)域與疊合梁。兩批次澆筑混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C50。梁、柱受力縱筋及箍筋均采用HRB400 級(jí)鋼筋，軸壓比為0.2。經(jīng)過對(duì)設(shè)計(jì)單位和施工現(xiàn)場(chǎng)的走訪調(diào)研，確定裝配式框架節(jié)點(diǎn)區(qū)主要缺陷類型包括以下三種：

圖1 試件尺寸及配筋 /mmFig. 1 Dimensions and reinforcement of specimens

1)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)用于高烈度區(qū)時(shí)，節(jié)點(diǎn)配筋復(fù)雜，鋼筋密集重疊，節(jié)點(diǎn)區(qū)后澆混凝土在狹小的區(qū)域流動(dòng)難度增大，后澆區(qū)內(nèi)部的縱筋及箍筋周圍，尤其是鋼筋交錯(cuò)密集處的混凝土可能出現(xiàn)澆筑不密實(shí)，導(dǎo)致鋼筋出現(xiàn)脫空，削弱了鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)作用。

2)根據(jù)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ1-2014)[18]要求，預(yù)制柱底表面應(yīng)設(shè)置粗糙面。在澆筑混凝土?xí)r，施工人員首先在結(jié)合面部位施加緩凝劑，待脫模之后使用高壓水槍對(duì)結(jié)合面進(jìn)行沖洗，去除表面未凝結(jié)的浮漿與細(xì)骨料，從而形成粗骨料裸露的粗糙面。但由于混凝土在澆筑過程中出現(xiàn)粗骨料下沉等問題，沖刷后的粗糙面可能無法達(dá)到性能要求。

3)根據(jù)現(xiàn)行規(guī)程要求，預(yù)制柱底部應(yīng)設(shè)置20 mm 接縫，并采用灌漿料填實(shí)，如圖2 所示。通常采用的接縫層填充方式為：在周邊固定模版進(jìn)行封堵，在內(nèi)部形成連通腔，灌漿料從進(jìn)漿口中灌入，填充連通腔內(nèi)部的縫隙，待灌漿料從出漿口流出后，對(duì)進(jìn)漿口及出漿口進(jìn)行封堵。但由于封堵不嚴(yán)密導(dǎo)致漏漿、內(nèi)部空氣未排凈等問題的存在，接縫灌漿層澆筑不密實(shí)的問題在裝配式結(jié)構(gòu)施工中也普遍存在。

圖2 裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖Fig. 2 Details of precast concrete beam-column joint

圍繞上述三種典型梁柱節(jié)點(diǎn)缺陷，設(shè)計(jì)了6 個(gè)中節(jié)點(diǎn)試件，設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)見圖3。

1)圖3(a)為全現(xiàn)澆混凝土節(jié)點(diǎn)對(duì)比試件C-RC，梁柱縱筋均連續(xù)穿過節(jié)點(diǎn)區(qū)。

2)圖3(b)為裝配式混凝土節(jié)點(diǎn)對(duì)比試件P-RC-1，梁下部縱筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)進(jìn)行90°彎鉤錨固。

3)試件P-RC-2 與試件P-RC-3 通過在裝配式節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼筋上綁扎泡沫塑料，模擬節(jié)點(diǎn)區(qū)域鋼筋周圍混凝土不密實(shí)及鋼筋脫空帶來的影響，鋼筋脫空表面積占節(jié)點(diǎn)區(qū)域鋼筋總表面積分別為7.5%與15%，等同于鋼筋錨固長(zhǎng)度分別減少7.5%與15%，如圖3(c)和圖3(d)所示。

4)試件P-RC-4 試件制作時(shí)，預(yù)制柱表面不設(shè)置粗糙面，并用打磨、覆蓋塑料膜的方法使得接觸面盡量光滑，如圖3(e)所示。

5)試件P-RC-5 柱底接縫灌漿處中心設(shè)置厚度20 mm、邊長(zhǎng)150 mm 正方形泡沫板，模擬接縫灌漿層內(nèi)部未填充灌漿料，如圖3(f)所示。

圖3 試件設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)Fig. 3 Details of specimens

2 試驗(yàn)過程及實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)的滯回加載在清華大學(xué)節(jié)點(diǎn)加載自平衡反力架上進(jìn)行，加載裝置如圖4 所示。上下柱端支座均為鉸接，梁外端的豎向作動(dòng)器可施加反對(duì)稱低周反復(fù)荷載。

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig. 4 Test setup

加載過程中，首先由上柱端的油壓千斤頂對(duì)柱子施加軸力至預(yù)期的軸壓比值，此時(shí)兩端的豎向作動(dòng)器應(yīng)可自由移動(dòng)，保證對(duì)梁不施加初始荷載。梁外端根據(jù)低周反復(fù)荷載擬靜力試驗(yàn)加載制度，采用力-位移混合控制的加載方式。在梁端屈服之前，加載過程根據(jù)荷載進(jìn)行控制。梁端屈服根據(jù)梁與節(jié)點(diǎn)交界處受拉鋼筋是否屈服進(jìn)行判斷。在梁端屈服之后，加載過程根據(jù)位移進(jìn)行控制，每個(gè)位移量循環(huán)三次，直至承載力下降至最大承載力的85%或加載裝置無法繼續(xù)加載，試驗(yàn)結(jié)束。

2.2 材料力學(xué)性能

試件C-RC 混凝土全部為第一批澆筑，其余5 個(gè)裝配式試件預(yù)制梁與預(yù)制柱部分為第一批澆筑，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域與疊合梁為第二批澆筑。分別采用5 個(gè)邊長(zhǎng)150 mm 的立方體試塊測(cè)得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值，分別為第一批澆筑47.3 MPa，第二批澆筑50.3 MPa。試驗(yàn)中使用鋼筋的材性試驗(yàn)結(jié)果如表1 所示。

表1 鋼筋的材料性能Table 1 Material properties of steel

2.3 量測(cè)方案

采用位移計(jì)對(duì)梁端位移、塑性鉸區(qū)域曲率及節(jié)點(diǎn)剪切變形等參數(shù)進(jìn)行量測(cè)，并通過預(yù)埋鋼筋應(yīng)變片量測(cè)梁端塑性鉸區(qū)、節(jié)點(diǎn)區(qū)的縱筋應(yīng)變以及箍筋應(yīng)變。每級(jí)加載結(jié)束后，采用裂縫顯微鏡對(duì)梁、柱及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的混凝土裂縫寬度進(jìn)行量測(cè)。試驗(yàn)位移計(jì)布置方案如圖5 所示，鋼筋的應(yīng)變片布置如圖6 所示。

圖5 位移計(jì)布置方案Fig. 5 Displacement measuring point arrangement

圖6 應(yīng)變片布置方案Fig. 6 Strain measuring point arrangement

2.4 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞狀態(tài)

在低周往復(fù)荷載作用下，1 個(gè)全現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)和5 個(gè)裝配式節(jié)點(diǎn)的破壞過程及特征基本相似，都經(jīng)歷了梁端及節(jié)點(diǎn)區(qū)域開裂、梁端屈服、極限、破壞4 個(gè)階段，所有試件均為梁柱交接處梁段部位鋼筋屈服且混凝土壓碎而破壞，節(jié)點(diǎn)區(qū)域未發(fā)生剪切破壞。所有試件的最終破壞情況如圖7 所示。

圖7 試件破壞形態(tài)Fig. 7 Failure modes of specimens

在梁端施加荷載后，6 個(gè)試件均在作動(dòng)器荷載為20 kN 時(shí)，在靠近節(jié)點(diǎn)附近的梁端出現(xiàn)垂直裂縫，隨著荷載的增加，梁上裂縫的數(shù)量、長(zhǎng)度和寬度都有發(fā)展，裂縫分布的范圍向支座方向擴(kuò)展，并隨后在作動(dòng)器荷載達(dá)到40 kN～50 kN，在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)兩條主斜裂縫。梁底部縱筋均在梁端作動(dòng)器位移為16 mm 左右出現(xiàn)屈服。進(jìn)入位移控制加載之后，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫寬度發(fā)展較為穩(wěn)定，均未形成貫通斜裂縫，6 個(gè)試件的斜裂縫最大寬度為0.2 mm～0.3 mm，無明顯差別。

全現(xiàn)澆試件C-RC 在梁端作動(dòng)器位移達(dá)到3 倍屈服位移時(shí)，梁柱交接處梁端混凝土保護(hù)層開始剝落；4 倍屈服位移時(shí)，梁端混凝土基本壓酥；5 倍屈服位移時(shí)，梁端混凝土開始大塊脫落。至試驗(yàn)結(jié)束，未觀測(cè)到明顯的縱筋滑移，節(jié)點(diǎn)處梁端最大裂縫為2.5 mm。試件P-RC-1、試件P-RC-4與試件P-RC-5 梁端混凝土破壞過程均與試件C-RC類似，但相比試件C-RC 混凝土脫落較少，且梁端開裂裂縫主要沿兩批次澆筑混凝土的結(jié)合面擴(kuò)展，最大裂縫分別達(dá)到3 mm、3.5 mm 和3 mm。

試件P-RC-2 和試件P-RC-3 均在在梁端作動(dòng)器位移達(dá)到32 mm 后觀測(cè)到了梁柱交接處梁端明顯的鋼筋滑移現(xiàn)象。梁端開裂裂縫主要沿新舊混凝土的結(jié)合面擴(kuò)展，最大裂縫分別達(dá)到3 mm 和3.5 mm。位移達(dá)到5 倍屈服位移時(shí)，梁端混凝土壓酥，但未出現(xiàn)大塊脫落。

2.5 裂縫發(fā)展情況

屈服之前各個(gè)試件的裂縫寬度發(fā)展如圖8 所示。所有試件梁端塑性鉸區(qū)的開裂荷載均相同。試件P-RC-2 和試件P-RC-3 的頂部塑性鉸區(qū)裂縫寬度高于底部塑性鉸區(qū)裂縫寬度，這是由于底部彎鉤錨固依然起到了一定的作用，導(dǎo)致在鋼筋出現(xiàn)粘結(jié)滑移的情況下，塑性鉸底部區(qū)域鋼筋與混凝土可以實(shí)現(xiàn)相對(duì)頂部縱筋貫通區(qū)域更好的協(xié)同工作。當(dāng)這組試件的裂縫寬度頂部與底部塑性鉸區(qū)裂縫寬度均高于其他試件。全現(xiàn)澆試件的節(jié)點(diǎn)域裂縫寬度小于其他裝配式試件，說明梁端塑性鉸區(qū)域發(fā)展更加充分。節(jié)點(diǎn)區(qū)域的缺陷未對(duì)試件的節(jié)點(diǎn)域裂縫發(fā)展造成明顯的影響。

圖8 裂縫發(fā)展情況Fig. 8 Crack development

3 試驗(yàn)結(jié)果及性能分析

3.1 荷載-位移滯回曲線

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，所有試件的右側(cè)梁端荷載-位移滯回曲線如圖9 所示。

圖9 節(jié)點(diǎn)滯回曲線Fig. 9 Hysteresis curves of specimens

全現(xiàn)澆試件C-RC 滯回曲線形狀飽滿，在梁端作動(dòng)器位移達(dá)到64 mm，即層間位移角約為1/25時(shí)，滯回曲線依然保持飽滿、穩(wěn)定的“梭形”，說明構(gòu)件具有良好的耗能能力。其余裝配式試件滯回曲線呈“Z 形”，具有典型的滑移型特征。其中，試件P-RC-2 與試件P-RC-3 的捏攏效應(yīng)更為顯著，且曲線的不對(duì)稱現(xiàn)象稱更為明顯，這可能與缺陷在節(jié)點(diǎn)區(qū)隨機(jī)分布所引起的不對(duì)稱有關(guān)。

3.2 骨架曲線與延性

將滯回曲線各級(jí)加載的荷載極值點(diǎn)相連得到了骨架曲線，如圖10。以能量等值法確定屈服位移，荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移作為極限位移，對(duì)位移延性系數(shù)進(jìn)行了計(jì)算，如表2 所示。試件加載過程中左側(cè)與右側(cè)同一方向的荷載存在微小差別，承載力和位移取為兩側(cè)同方向的平均值，其中梁向上為正向加載，向下為反向加載。

表2 試件位移延性Table 2 Displacement ductility of specimens

圖10 節(jié)點(diǎn)骨架曲線Fig. 10 Skeleton curves of specimens

1)對(duì)比全現(xiàn)澆試件C-RC 與試P-RC-1、試件P-RC-2、試件P-RC-3 可以看出，正向加載各試件骨架線差別較小，且全現(xiàn)澆試件C-RC 延性系數(shù)更??；反向加載骨架線試件C-RC 高于其他裝配式試件，且節(jié)點(diǎn)核心區(qū)有缺陷試件P-RC-2 和試件P-RC-3反向加載骨架線在加載后期下降很快。這是由于裝配式混凝土梁下部縱筋采用了90°彎鉤錨固，盡管在加載過程中裝配式節(jié)點(diǎn)的鋼筋粘結(jié)有所退化，但彎鉤錨固依然起到了一定的作用，使得各試件正向加載骨架線差別較小，且均保持較好的延性；而反向加載時(shí)，裝配式混凝土梁上部縱筋貫穿節(jié)點(diǎn)區(qū)，且節(jié)點(diǎn)核心區(qū)缺陷加重了試件P-RC-2和試件P-RC-3 的粘結(jié)退化，使得節(jié)點(diǎn)核心區(qū)缺陷試件的延性顯著下降。

2)相比試件P-RC-1，試件P-RC-4 位移延性系數(shù)較低。這是由于未設(shè)置混凝土粗糙面，受拉荷載完全由節(jié)點(diǎn)區(qū)域鋼筋與混凝土的錨固與粘結(jié)承擔(dān)，混凝土損傷更大導(dǎo)致延性降低。但值得注意的是，在試驗(yàn)中也觀測(cè)到，盡管試件P-RC-1 在試件制作時(shí)按照要求制作了粗糙面，在試驗(yàn)中依然出現(xiàn)了沿結(jié)合面發(fā)展的裂縫，結(jié)合面處新舊混凝土并沒有很好地結(jié)合，加載中后期出現(xiàn)了與試件P-RC-4類似的現(xiàn)象。

3)試件P-RC-1 與試件P-RC-5 的骨架曲線與反向加載的位移延性系數(shù)均沒有顯著差別。這是由于按照“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)原則，試件中柱的設(shè)計(jì)彎矩約為梁的設(shè)計(jì)彎矩的2 倍，因此在梁端縱筋屈服后，柱縱筋還遠(yuǎn)未達(dá)到屈服，接縫灌漿層中部脫空缺陷對(duì)于柱截面抗彎能力的削弱并未使得柱縱筋在試驗(yàn)中達(dá)到屈服，因此承載力沒有明顯差別。

3.3 強(qiáng)度退化

在循環(huán)往復(fù)荷載的作用下，達(dá)到相同位移幅值時(shí)，構(gòu)件的承載力會(huì)隨著循環(huán)次數(shù)的增加而降低，這種特性稱為強(qiáng)度退化。強(qiáng)度退化可以用同一級(jí)加載位移下各次循環(huán)計(jì)算得到的強(qiáng)度退化系數(shù)λn來表示，計(jì)算方法如下：

圖11 強(qiáng)度退化曲線Fig. 11 Strength degradation curves

試件C-RC 的剛度退化系數(shù)隨著位移的增加緩慢降低，在4 倍屈服位移時(shí)降至0.9 左右。加載后期，由于梁端混凝土壓酥與鋼筋的屈曲，強(qiáng)度退化速度加快。

試件P-RC-1 與試件P-RC-4、試件P-RC-5 的強(qiáng)度退化規(guī)律類似。相比試件RC，3 個(gè)試件在加載前期強(qiáng)度退化速度更快，但一直維持著穩(wěn)定下降。

試件P-RC-2 與試件P-RC-3 在2 倍屈服位移時(shí)λn迅速下降至0.9 左右，這是由于鋼筋在加載前期即開始出現(xiàn)較為明顯的滑移。隨著位移的進(jìn)一步增加，PC-2 正向強(qiáng)度退化系數(shù)有所回升，說明由于鋼筋滑移的存在導(dǎo)致加載前期試件強(qiáng)度未充分發(fā)揮。但隨著鋼筋與混凝土之間錨固的進(jìn)一步減弱，λn下降至0.8 甚至更低。

3.4 剛度退化

剛度退化是指結(jié)構(gòu)構(gòu)件在循環(huán)加載時(shí)，剛度會(huì)隨著循環(huán)荷載次數(shù)的增加而降低。剛度退化可以采用如下式計(jì)算的環(huán)線剛度來表示：

1)對(duì)比全現(xiàn)澆試件C-RC 與裝配式試件P-RC-1、試件P-RC-2 與試件P-RC-3 可以發(fā)現(xiàn)，隨著節(jié)點(diǎn)內(nèi)部缺陷的增加，屈服位移點(diǎn)的環(huán)線剛度依次減小，這是由于內(nèi)部缺陷影響了節(jié)點(diǎn)區(qū)域混凝土的密實(shí)度，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)區(qū)域混凝土彈性模量降低，但這種影響相對(duì)較小，因此屈服位移點(diǎn)的環(huán)線剛度數(shù)值也較為接近。隨著位移的增大，由于鋼筋粘接的削弱導(dǎo)致鋼筋滑移更早出現(xiàn)，因此，試件P-RC-3與試件P-RC-2 的剛度退化更加迅速；全現(xiàn)澆試件C-RC 整體性更好，混凝土的耐損傷能力較強(qiáng)，剛度退化發(fā)展較為緩慢。

2)試件P-RC-4 在達(dá)到屈服位移時(shí)的環(huán)線剛度大于試件P-RC-1 與試件P-RC-5，這是由于未設(shè)置粗糙面導(dǎo)致新舊混凝土無法協(xié)同工作，受拉荷載完全有鋼筋承擔(dān)，而鋼筋的彈性模量高于混凝土，導(dǎo)致初始剛度增大。在2 倍屈服位移后三個(gè)試件的環(huán)線剛度曲線幾乎完全重合，這也佐證了由于出現(xiàn)沿結(jié)合面發(fā)展的大裂縫，試件P-RC-1 與試件P-RC-5 在加載后期的性能與未設(shè)置粗糙面類似。

3.5 耗能能力

對(duì)滯回曲線的觀察發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)RC 的滯回曲線形狀呈梭形，裝配式節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆曲線相比呈典型的滑移型(Z 型)特征，并且PC-2 與PC-3 的滑移型特征更加明顯。本文中采用等效粘滯阻尼系數(shù) ηeq來衡量試件的滯回耗能能力，定義為：

圖12 剛度退化曲線Fig. 12 Stiffness degradation curves

式(3)中各圖形的面積詳見圖13 所示。隨著試件耗能能力變?nèi)?，等效粘滯阻尼系?shù) ηeq將逐漸減小。圖14 繪出了各試件等效粘滯阻尼系數(shù) ηeq與位移的關(guān)系。可以看出，全現(xiàn)澆混凝土試件C-RC的等效粘滯阻尼系數(shù) ηeq隨位移的增加而穩(wěn)定增長(zhǎng)，在位移超過4 倍屈服位移后有所下降，這也與滯回曲線所反映出的信息一致。試件P-RC-1、試件P-RC-4 和試件P-RC-5 在3 倍屈服位移后ηeq開始迅速下降，且 ηeq整體小于試件C-RC，說明節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的縱筋滑移早于全現(xiàn)澆試件，且耗能能力弱于全現(xiàn)澆試件。試件P-RC-2 和試件P-RC-3的等效粘滯阻尼系數(shù) ηeq在位移僅為2 倍屈服位移時(shí)即不再增長(zhǎng)，且相應(yīng) ηeq僅為全現(xiàn)澆試件的一半，說明節(jié)點(diǎn)核心區(qū)缺陷顯著影響了鋼筋的粘結(jié)性能，使得縱筋在早期即出現(xiàn)了嚴(yán)重的粘結(jié)退化，耗能能力也相應(yīng)大幅降低。

圖13 典型加載滯回環(huán)曲線Fig. 13 Typical hysteresis loop in cyclic loading

圖14 試件等效粘滯阻尼系數(shù)曲線Fig. 14 Equivalent viscous damping coefficient curves of specimens

3.6 鋼筋應(yīng)變

試驗(yàn)測(cè)量了箍筋和縱筋的應(yīng)變，所有試件均為梁端縱筋先行屈服，柱縱筋最大拉應(yīng)變低于1000 με，柱箍筋最大拉應(yīng)變小于1500 με。圖15繪制了6 個(gè)試件節(jié)點(diǎn)區(qū)域箍筋的典型應(yīng)變，其中，試件P-RC-2 和試件P-RC-3 的箍筋應(yīng)變顯著小于其他試件，說明由于鋼筋粘結(jié)錨固能力的減弱，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的桁架機(jī)構(gòu)作用減弱，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的箍筋變形能力沒有得到充分發(fā)揮。裝配式混凝土試件P-RC-1、試件P-RC-4 和試件P-RC-5 的箍筋應(yīng)變類似，且均小于全現(xiàn)澆試件C-RC，這與試驗(yàn)中觀察到裝配式試件出現(xiàn)縱筋滑移，鋼筋粘結(jié)錨固能力有所減弱的現(xiàn)象一致。

圖15 節(jié)點(diǎn)區(qū)箍筋應(yīng)變Fig. 15 Stirrup strains in joint area

4 試驗(yàn)數(shù)值模擬

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以看出，鋼筋與混凝土之間的縱筋滑移是影響裝配式節(jié)點(diǎn)抗震性能的主要因素。為了對(duì)該影響進(jìn)行進(jìn)一步的量化，本文采用OpenSees 非線性有限元分析程序[19]，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了模擬。

4.1 梁柱節(jié)點(diǎn)模型

OpenSees 程序中集成了專用于鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)分析的Beam-Column-Joint 單元模型，綜合考慮了節(jié)點(diǎn)區(qū)域梁柱縱筋的粘結(jié)滑移行為、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切性能以及節(jié)點(diǎn)周邊剪力傳遞能力三方面的節(jié)點(diǎn)抗震受力狀態(tài)，模型組成如圖16 所示。該模型通過三種零長(zhǎng)度彈簧分量對(duì)上述三種節(jié)點(diǎn)受力狀態(tài)進(jìn)行了模擬：

圖16 Beam-Column-Joint 單元模型Fig. 16 Beam-Column-Joint element model

1)位于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域四周的8 個(gè)鋼筋滑移彈簧模擬節(jié)點(diǎn)核心區(qū)與梁、柱結(jié)合面位置處縱筋與混凝土之間的錨固性能，可以考慮縱筋粘結(jié)退化所引起的節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度與剛度的退化。

2)位于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域中心的1 個(gè)剪切彈簧模擬節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域的非線性剪切行為，可以考慮核心區(qū)剪切失效所引起的節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度與剛度的退化。

3)位于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)與梁柱結(jié)合面的4 個(gè)剪切彈簧模擬交界面處的剪力傳遞能力。對(duì)于上述三種彈簧分量，OpenSees 程序提供了Pinching4 材料模型[20]，用來對(duì)循環(huán)荷載作用下構(gòu)件滯回曲線的捏攏效應(yīng)進(jìn)行更好的模擬。Pinching4 材料通過骨架線、卸載-再加載路徑以及控制損傷演化的3 組損傷參數(shù)來定義，其典型滯回曲線如圖17 所示。其中，骨架線(曲線1 與曲線2)的8 個(gè)特征點(diǎn)通過正負(fù)各8 個(gè)參數(shù)確定，卸載-再加載路徑(曲線3 與曲線4)通過正負(fù)各3 個(gè)參數(shù)確定。3 組損傷參數(shù)分別模擬卸載剛度退化、再加載剛度退化和強(qiáng)度退化，均采用了1985 年由Park 和Ang 提出的廣義破壞指標(biāo)理論[21]。

圖17 Pinching4 材料滯回規(guī)則Fig. 17 Hysteresis rule of Pinching4 material

4.2 材料本構(gòu)定義

混凝土材料采用OpenSees 材料庫中提供的忽略混凝土受拉強(qiáng)度的Concrete01 材料進(jìn)行模擬，受壓骨架曲線按照修正Kent-Park 混凝土模型[22]進(jìn)行取值。該模型混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如下：

ε≤Kε0

當(dāng) (混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段)：

當(dāng) ε ＞Kε0(混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段)：

鋼筋的材料本構(gòu)采用OpenSees 材料庫中提供的Steel02 材料模型進(jìn)行模擬，該模型的鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變滯回關(guān)系基于Menegotto 提出的等向強(qiáng)化Giuffre-Menegotto-Pinto 鋼筋滯回本構(gòu)模型[23]進(jìn)行建立，可以反映鋼筋的Bauschinger 效應(yīng)，如圖18所示。該模型的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

圖18 Guiffre-Menegotto-Pinto 鋼筋材料本構(gòu)模型Fig. 18 Guiffre-Menegotto-Pinto constitutive relationship of steel

式中：σ 和ε 分別為當(dāng)前曲線上的應(yīng)力和應(yīng)變；σr和εr分別為應(yīng)變反向點(diǎn)的應(yīng)力和應(yīng)變；σ0和ε0分別為屈服點(diǎn)的應(yīng)力和應(yīng)變；b為鋼筋的硬化系數(shù)；ξ 為上一循環(huán)塑性應(yīng)變的絕對(duì)值；R為反映Bauschinger 效應(yīng)的曲率參數(shù)，R越小，Bauschinger效應(yīng)越顯著；R0、R1和R2是根據(jù)試驗(yàn)測(cè)定的材料參數(shù)，根據(jù)推薦取值為R0=18.5、R1=0.925 和R2=0.15。

4.3 鋼筋粘結(jié)滑移模型

模型中的鋼筋滑移彈簧根據(jù)Eligehausen 鋼筋滑移模型[24]建立，粘結(jié)應(yīng)力與滑移量的關(guān)系通過下式定義：

式中：τ 為鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)應(yīng)力；τ1為粘結(jié)應(yīng)力的最大值；τ3為殘余粘結(jié)應(yīng)力；s為鋼筋與混凝土之間的滑移值；s1為達(dá)到粘結(jié)應(yīng)力最大值時(shí)的滑移值；s2為粘結(jié)應(yīng)力開始下降時(shí)的滑移值；s3為進(jìn)入殘余應(yīng)力段的滑移值；β 為上升段系數(shù)。根據(jù)Eligehausen 的建議，在計(jì)算中取值為τ1=17 MPa，τ3=5.6 MPa，s1=0.8 mm，s2=3 mm，s3=10 mm，β=0.4。

節(jié)點(diǎn)單元有限元模型中的鋼筋滑移彈簧需要將鋼筋粘結(jié)應(yīng)力-滑移位移關(guān)系轉(zhuǎn)換為彈簧力-滑移位移關(guān)系：

式中：F為彈簧力；τ 為鋼筋粘結(jié)應(yīng)力；nb為鋼筋數(shù)量；d為鋼筋直徑；le為鋼筋錨固長(zhǎng)度。依照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[13]，對(duì)于普通鋼筋，鋼筋錨固長(zhǎng)度按照下式進(jìn)行計(jì)算：

式中：fy為鋼筋抗拉強(qiáng)度；ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度；α 為錨固鋼筋的外形系數(shù)，光圓鋼筋取0.16，帶肋鋼筋取0.14。對(duì)于本文試驗(yàn)中鋼筋粘結(jié)錨固長(zhǎng)度削弱的試件，按照比例對(duì)鋼筋錨固長(zhǎng)度進(jìn)行折減。

4.4 核心區(qū)剪切性能及交界面剪切性能

節(jié)點(diǎn)核心區(qū)非線性剪切性能采用Vecchio 和Collins 提出的修正斜壓場(chǎng)理論(MCFT)[25]。該理論考慮裂縫處的鋼筋應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)對(duì)鋼筋混凝土板抗剪性能的影響，并建立了開裂混凝土的本構(gòu)關(guān)系，可以較準(zhǔn)確地考慮混凝土開裂對(duì)抗壓性能的影響。通過給定一系列主拉應(yīng)變?chǔ)?，可以計(jì)算得到一系列剪應(yīng)力與剪應(yīng)變，從而獲得一條完整的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變骨架曲線，計(jì)算流程圖如圖19 所示。

圖19 修正斜壓場(chǎng)理論求解流程圖Fig. 19 MCFT calculation flow chart

由于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)與梁、柱交界面處的抗剪剛度較大，一般均處在彈性范圍內(nèi)，試驗(yàn)中也未觀測(cè)到梁、柱交界面發(fā)生大剪切變形的情況，因此節(jié)點(diǎn)單元的交界面剪切彈簧定義為剛度無限大的彈性材料，即不考慮交界面處的剪力傳遞能力的退化。

4.5 數(shù)值模擬結(jié)果

對(duì)試驗(yàn)中有明顯差別的三個(gè)試件P-RC-1、試件P-RC-2 和試件P-RC-3 進(jìn)行了數(shù)值模擬，其中試件P-RC-1 的鋼筋錨固長(zhǎng)度按照式(11)進(jìn)行計(jì)算，試件P-RC-2 和試件P-RC-3 按照試驗(yàn)條件，鋼筋錨固長(zhǎng)度分別減少7.5%和15%，計(jì)算得到的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖20 所示。有限元模擬結(jié)果中的加載剛度、承載力、卸載剛度均與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，并且可以很好地反映裝配式節(jié)點(diǎn)的捏攏現(xiàn)象，證明通過以上方法建立的有限元模型可以有效地鋼筋粘結(jié)錨固能力削弱對(duì)節(jié)點(diǎn)性能帶來的影響。

圖20 滯回曲線模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig. 20 Comparison of simulation and test results of hysteresis curves

為了進(jìn)一步探究鋼筋粘結(jié)錨固缺陷對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響，將有限元模型中的鋼筋錨固長(zhǎng)度作為參數(shù)，通過數(shù)值模擬計(jì)算得到不同錨固長(zhǎng)度下節(jié)點(diǎn)的骨架曲線，如圖21 所示?？梢钥吹?，隨著錨固長(zhǎng)度的降低，節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和等效剛度均不斷降低。

圖21 不同錨固長(zhǎng)度的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)骨架曲線Fig. 21 Skeleton curves of beam-column joint with different anchorage lengths

5 結(jié)論

本文總結(jié)了后澆整體式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的三種典型缺陷，通過5 個(gè)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)和1 個(gè)全現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究缺陷對(duì)于節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。通過在OpenSees 非線性有限元分析程序中考慮鋼筋混凝土之間的粘結(jié)滑移關(guān)系與節(jié)點(diǎn)區(qū)域的剪切性能，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明：

(1)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土澆筑缺陷影響鋼筋的粘結(jié)錨固性能，使得縱筋在較小的位移下發(fā)生滑移，滯回曲線捏攏現(xiàn)象嚴(yán)重，節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度及耗能能力均有所降低，是影響裝配式節(jié)點(diǎn)抗震性能不確定性的主要因素之一。

(2)相比于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土澆筑缺陷，柱底粗糙面處理不到位和接縫灌漿層未填實(shí)這兩種缺陷對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響不明顯。

(3)通過考慮節(jié)點(diǎn)區(qū)域鋼筋粘結(jié)滑移關(guān)系的削弱，有限元模型結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明該模型可用于模擬帶缺陷的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，為裝配式框架結(jié)構(gòu)的抗震可靠性分析提供幫助。