閻西康，謝函霖，梁琳霄，郭博深

(1. 河北工業(yè)大學土木與交通學院，天津 300401； 2. 河北工業(yè)大學河北省土木工程技術研究中心，天津 300401； 3. 北華航天工業(yè)學院建筑工程學院，河北廊坊 065000； 4. 中國石油天然氣管道工程有限公司，河北廊坊 065000)

0 引 言

近年來，裝配式RC框架結(jié)構(gòu)因綠色、高效的優(yōu)勢被大力推廣，然而其暴露出的安全問題也不容忽視。多次事故表明[1]結(jié)構(gòu)在地震作用下往往會因整體性問題發(fā)生破壞。整體性問題的重點在于拼接部分，拼接部分為方便工程施工往往設置在節(jié)點附近。節(jié)點拼接方式主要分為兩種：干式[2]和濕式連接?？紤]裝配構(gòu)件連接時的質(zhì)量、效率、成本等問題，目前應用較多的還是技術成熟的后澆式套筒灌漿的連接方法[3]。后澆式的方法在拼接位置處會產(chǎn)生拼接縫，故研究拼接縫對后澆式裝配RC節(jié)點抗震性能的影響具有重要意義。

當前國內(nèi)外學者對后澆式節(jié)點和拼接縫已經(jīng)進行了一定深度的研究。部分學者[4-5]對單一類型的整澆節(jié)點和裝配式RC框架結(jié)構(gòu)的后澆節(jié)點進行靜力試驗，結(jié)果表明裝配節(jié)點的抗震性能較好，雖然后澆節(jié)點比現(xiàn)澆節(jié)點抗震性能低，但相差不大，安全性可以保證。Popa等[6]將后澆式連接運用在裝配式柱-柱節(jié)點上，并與現(xiàn)澆試件進行比較，結(jié)果表明裝配試件具有與現(xiàn)澆試件相似的滯回曲線和耗能能力。Khoo等[7-8]采用理論加模擬的方式改變裝配節(jié)點梁端的拼接位置，測量節(jié)點的抗震性能，結(jié)果顯示節(jié)點拼接位置改變會影響拼接處的變形和節(jié)點的抗震性能，但結(jié)論缺少試驗數(shù)據(jù)的支撐且有限元模型數(shù)量過少。隨著施工技術的發(fā)展，楊輝等[9-10]改進工藝，將后澆式連接方法和其他連接方法結(jié)合，推出新型節(jié)點，結(jié)果表明新型節(jié)點達到了設計要求，在某些性能參數(shù)的數(shù)值上略優(yōu)于整澆節(jié)點，但新型節(jié)點成本和對施工技術要求過高，不能在實際工程中大量應用。閻西康等[11]對裝配節(jié)點的拼接縫進行研究，結(jié)果表明拼接縫是節(jié)點的薄弱部位，存在拼接縫會對節(jié)點抗震性能產(chǎn)生不利影響，且拼接縫使帶縫框架的P-Δ(荷載-位移)效應加劇。

可以看出，目前針對后澆式裝配RC節(jié)點的安全性和拼接縫的弱化效應的研究已經(jīng)較為成熟，而在拼接縫對不同類型節(jié)點的抗震性能影響程度、裝配式RC框架節(jié)點梁上的拼接縫最優(yōu)位置等領域的研究尚不深入。為此，本文設計了6個試件，通過靜力試驗檢測節(jié)點的破壞方式和滯回曲線，并用ABAQUS有限元軟件增設模型，研究拼接縫對邊、中節(jié)點的抗震性能影響程度，討論拼接縫在節(jié)點梁上的最優(yōu)位置。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

節(jié)點分為2組，一組為邊節(jié)點，一組為中節(jié)點，取自一榀框架標準層中的梁柱節(jié)點，共計6個1/2縮尺試件，試件基本信息[12-13]如表1所示。試件所用材料相同，采用的混凝土強度等級為C30；鋼筋為HRB400級鋼筋；套筒材質(zhì)為球墨鑄鐵；灌漿料以水泥為基礎，配以添加劑和礦物摻合料組成。試件軸壓比為0.4，梁、柱保護層厚度分別為15 mm和20 mm；材料的力學性能通過實測得出。為減小連接處鋼筋與灌漿料的滑移，防止鋼筋被拔出，試驗測得套筒的安全錨固長度為65 cm。節(jié)點尺寸如圖1所示。

表1 試件基本信息Table 1 Basic information of specimen

1.2 試驗加載方案

采用擬靜力加載試驗研究節(jié)點的抗震性能[14-15]。試驗加載裝置如圖2(a)所示。軸壓力設為240 kN，在柱頂截面中心線上穩(wěn)定加載。試件屈服前，采用荷載加載。每次荷載增加4 kN，每級荷載循環(huán)一次。試件屈服后改用位移控制加載。位移以屈服位移Δy值的20%為級差分級加載。當試件承載力首次下降到峰值荷載的85%時，停止加載，構(gòu)件達到破壞狀態(tài)。加載方案如圖2(b)所示。

1.3 試驗破壞現(xiàn)象

將節(jié)點的主裂縫位置和發(fā)展方向、最終破壞情況進行統(tǒng)計，如表2所示。試驗現(xiàn)象如圖3所示?？梢钥闯觯汗?jié)點主裂縫多在節(jié)點屈服后產(chǎn)生；最終破壞是由于主裂縫的開裂擴展所致。試件最終破壞分為兩種形態(tài)：X-1、H-1、X-2、H-2為梁端彎曲破壞；X-3、H-3為梁端剪切破壞。

整澆節(jié)點X-1、H-1首裂縫會逐漸變?yōu)橹髁芽p，破壞時核心區(qū)會出現(xiàn)“X”形裂縫；節(jié)點梁上裂縫多為豎直向。裝配節(jié)點主裂縫在拼接縫附近，破壞時核心區(qū)“X”形裂縫的寬度比整澆節(jié)點小，節(jié)點梁上 斜裂縫較多，混凝土脫落量多于整澆節(jié)點。拼接縫

表2 試件裂縫破壞情況Table 2 Specimen crack damage condition

在梁上時，邊、中節(jié)點的主裂縫存在差異。邊節(jié)點主裂縫出現(xiàn)后，主裂縫寬度不斷擴大，其他裂縫發(fā)展較慢。中節(jié)點先在一側(cè)梁上出現(xiàn)主裂縫，繼續(xù)加載至即將破壞階段，另外一側(cè)梁也會出現(xiàn)一條裂縫，且寬度迅速增長到與主裂縫寬度一致，最終雙側(cè)梁上裂縫擴展至試件破壞。同類型節(jié)點的拼接縫在梁上不同位置的破壞形態(tài)不同。拼接縫距核心區(qū)100 mm的節(jié)點破壞時梁端混凝土被壓潰，梁縱筋發(fā)生屈服，屬于彎曲破壞。拼接縫距核心區(qū)320 mm的節(jié)點破壞時出現(xiàn)主斜裂縫并伴有其他斜裂縫，屬于剪切破壞。

1.4 試驗滯回曲線分析

試件滯回曲線[16-17]如圖4所示?？梢钥闯?，相同工況和加載條件下，邊、中節(jié)點屈服后的滯回曲線差異較大。中節(jié)點的承載力比邊節(jié)點高約30%,位移變形比邊節(jié)點高約35%。荷載加載階段中節(jié)點承載力上升幅度高于邊節(jié)點。試件屈服后，由于中節(jié)點的核心區(qū)約束和整體剛度強于邊節(jié)點，故中節(jié)點主裂縫發(fā)展較慢，新增裂縫少，曲線承載上升較快。在試件即將破壞的階段，邊節(jié)點由于核心區(qū)約束弱，裂縫擴展和變形更嚴重，強度下降快。

同類型節(jié)點中，整澆節(jié)點比裝配節(jié)點的峰值荷載和破壞荷載高，曲線對稱性好，塑性變形能力強。X-1雙向峰值荷載高于X-2、X-3約23%，破壞荷載高約21%。H-1比H-2正向峰值荷載高2.51%，負向峰值荷載高8.3%，破壞荷載相差不大。H-1比H-3正向峰值荷載高11.4%，負向峰值荷載高8.5%，正向破壞荷載高6.1%，負向破壞荷載高4.7%。

裝配節(jié)點的拼接縫在梁上不同位置時的滯回曲線變化幅度不同。拼接縫位于核心區(qū)梁端時，節(jié)點主裂縫出現(xiàn)較慢，峰值荷載和位移、破壞荷載和位移高于拼接縫位于距核心區(qū)320 mm的節(jié)點，如X-3比X-2先達到峰值承載狀態(tài)，峰值荷載比X-2低4%，破壞荷載與X-2基本相同。繼續(xù)加載時，由于X-3主裂縫發(fā)展較快，新增裂縫較多，極限位移小。X-3比X-2雙向平均極限位移低4%。

2 節(jié)點有限元模擬

2.1 有限元模型建立

由于試驗樣本數(shù)量偏少，故采用數(shù)值模擬[18-19]的方式增設試件，進一步探究拼接縫對不同類型節(jié)點抗震性能的影響，討論拼接縫在節(jié)點梁上的最優(yōu)位置。

有限元模型采用實體建模方式，尺寸與試驗節(jié)點尺寸一致。鋼筋和套筒本構(gòu)關系采用雙折線彈性強化模型，混凝土、灌漿料本構(gòu)模型采用損傷塑性模型。鋼筋采用T3D2單元，套筒采用S4R殼單元，混凝土和灌漿料采用C3D8R單元。根據(jù)相關文獻試驗結(jié)果[12]，本文將拼接縫周圍30 mm厚度的后澆混凝土段強度下降65%用于體現(xiàn)拼接縫的弱化作用。由于鋼筋與新舊混凝土交界面處、鋼筋與灌漿料間會產(chǎn)生環(huán)向應力，出現(xiàn)黏結(jié)滑移現(xiàn)象。為模擬該現(xiàn)象，采用非線性彈簧單元，將后澆區(qū)拼接縫前后60 mm、套筒前后160 mm的鋼筋作為區(qū)段端點連接，彈簧屬性自由度為1，彈簧剛度為1 000 N·mm-1。初次計算完成后，將得到的文件修改彈簧部分的內(nèi)容，并代入重新運算。灌漿料和套筒之間約束比較穩(wěn)定，采用“Tie”約束方式連接。新舊混凝土交界面采用面-面接觸的方式,接觸屬性的法相方向設為“硬接觸”；切向方向上設置“罰”函數(shù)，摩擦因數(shù)為0.6。為使荷載加載均勻，在柱頂、柱底設置耦合點，耦合截面為柱頂面和底面。軸向壓力和水平荷載作用在柱頂耦合點上，柱底設置為鉸接；梁上設置耦合點，耦合截面為梁上最邊側(cè)截面。

2.2 有限元模型驗證

2.2.1 破壞結(jié)果對比

為驗證模型的準確性，選取4個典型節(jié)點，以X-1、X-3、H-1、H-3為例，對其數(shù)值分析結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比。

模型用等效塑性應變(PEEQ)云圖反映節(jié)點破壞狀態(tài)。PEEQ數(shù)值由大到小的發(fā)展方向近似為試驗主裂縫發(fā)展方向。模擬破壞結(jié)果如圖5所示。X-1、H-1應變較大區(qū)域為梁柱交界面處，并向核心區(qū)斜向發(fā)展；X-3、H-3在拼接縫處發(fā)生破壞，產(chǎn)生了斜向裂縫，說明拼接縫界面處是試件抗剪和抗彎的薄弱部位。通過對比發(fā)現(xiàn)數(shù)值分析云圖的主裂縫位置、破壞情況、破壞形式和試驗結(jié)果基本一致。

2.2.2 模型荷載-位移滯回曲線

為檢驗模擬數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)的一致性，將兩者滯回曲線繪出并對比，如圖6所示?？梢钥闯觯耗M滯回曲線與試驗滯回曲線輪廓線基本一致；模擬滯回曲線中部比較飽滿，是由于定義預制部分的鋼筋與混凝土一起參與受力，忽略滑移；模擬節(jié)點由于沒有混凝土壓潰脫落，故滯回曲線正反方向比較對稱。通過比較可以看出，模型滯回曲線在峰值和破壞位置的荷載、位移值與試驗數(shù)據(jù)誤差較小，建立的模型比較準確。

3 拼接縫對節(jié)點的抗震性能影響

3.1 模型設計

拼接縫會降低節(jié)點剛度，使節(jié)點的強度和延性小于整澆節(jié)點，其在梁上的位置變化會改變節(jié)點性能。為研究拼接縫在同一位置對不同類型節(jié)點的影響程度和拼接縫在節(jié)點梁上的最優(yōu)位置，以拼接縫距核心區(qū)梁端距離為變量，用軟件增設模型[20-21]，試件編號如表3所示。比較拼接縫位置不同時節(jié)點的承載力、剛度退化曲線、延性、耗能能力，分析拼接縫對節(jié)點抗震性能的影響。

表3 模擬節(jié)點試件編號Table 3 Number of simulated node specimen

3.2 承載力分析

通過數(shù)值模擬得到試件的骨架曲線，根據(jù)骨架曲線分析節(jié)點承載力變化。節(jié)點的屈服荷載、峰值荷載、破壞荷載見圖7。邊節(jié)點試件組中，整澆節(jié)點比裝配節(jié)點屈服荷載高0.5%～13.3%，峰值荷載高17.9%～27.3%，破壞荷載高16.3%～22.8%；裝配節(jié)點間曲線差值不大，MX-5承載能力最佳，MX-4較差，MX-5比MX-4峰值荷載高4.2%，破壞荷載高4.2%。中節(jié)點試件組中，整澆中節(jié)點比裝配中節(jié)點峰值荷載高4.8%～14.5%，極限荷載高0.9%～6.1%。裝配中節(jié)點間曲線波動較大，MH-5承載顯著優(yōu)于其他裝配節(jié)點，MH-3與MH-6曲線相近，承載均較差。MH-5比MH-3峰值荷載高9.3%，極限荷載高7.1%。

通過數(shù)據(jù)對比得出，設立拼接縫對邊節(jié)點承載影響大，拼接縫在梁上的位置對中節(jié)點的承載影響大。拼接縫存在時，邊節(jié)點荷載變化幅度比中節(jié)點高約13%，原因為邊節(jié)點和中節(jié)點相比，核心區(qū)約束弱，受拼接縫影響較大。當拼接縫位置變換時，中節(jié)點承載變化率高于邊節(jié)點。原因是中節(jié)點先在一側(cè)梁出現(xiàn)主裂縫，加載后期會在另一側(cè)梁上出現(xiàn)寬度較大裂縫，由于出現(xiàn)的時間和擴展程度不同，節(jié)點間承載力相差較大。裝配式邊、中節(jié)點套筒距核心區(qū)梁端200 mm時，試件承載力較好。

3.3 剛度退化曲線分析

采用等效剛度ki分析試件組的剛度退化程度，ki計算公式為

(1)

式中：Fi為每一次循環(huán)荷載作用下第一滯回環(huán)的荷載極值；Δi為每一次循環(huán)荷載作用下第一滯回環(huán)的荷載極值點對應的位移。

正向位移下試件的節(jié)點剛度退化曲線模擬結(jié)果如圖8所示。可以看出，對于同類型節(jié)點，整澆節(jié)點與裝配節(jié)點剛度相差不大。在0～10 mm位移區(qū)間內(nèi)，整澆節(jié)點剛度下降速率快于裝配節(jié)點。原因是裝配節(jié)點此時主裂縫寬度尚小，套筒、灌漿料可分擔部分荷載，減緩拼接縫處破壞程度，使剛度下降慢于整澆節(jié)點。

相同工況下，中節(jié)點初始相對剛度比邊節(jié)點高約21%。由于節(jié)點材料、加載方式、接觸條件和破壞機理相似，試件加載至屈服后，剛度退化曲線重合度高。邊節(jié)點模型組中，整澆節(jié)點初始剛度最大。模型在荷載加載下剛度下降較快，位移加載下曲線差異不明顯。中節(jié)點模型組中，在位移達到20 mm后，模型曲線間差值較小。

3.4 延性和變形能力分析

延性是衡量節(jié)點抗震性能的重要參數(shù)，擬采用位移延性系數(shù)來體現(xiàn)節(jié)點延性性能。位移延性系數(shù)計算公式為

(2)

式中：μ為位移延性系數(shù)；Δu為試驗的極限位移。

將節(jié)點的正向位移列出并運算，見表4。相同工況下，中節(jié)點延性系數(shù)高于邊節(jié)點。邊節(jié)點試件組中，MX-1由于沒有拼接縫，延性較強，位移延性系數(shù)比裝配節(jié)點高2.5%～4.9%；裝配邊節(jié)點中，位移延性系數(shù)相差不大；MX-5位移延性系數(shù)較高，MX-2與MX-4位移延性系數(shù)相近，MX-3位移延性系數(shù)最低。中節(jié)點試件組中，MH-1位移延性系數(shù)高于裝配節(jié)點2.75%～8.38%，說明中節(jié)點間位移延性系數(shù)波動幅度大于邊節(jié)點，拼接縫位置對其影響程度更大。MH-3位移延性系數(shù)最低，MH-5變形能力最強。

表4 試件位移Table 4 Displacement of specimen

通過數(shù)據(jù)對比看出：裝配式邊、中節(jié)點拼接縫距核心區(qū)梁端200 mm時，模型延性和變形能力較好；拼接縫的存在對邊節(jié)點延性影響大，拼接縫的位置對中節(jié)點的延性影響大。

3.5 耗能能力分析

耗能能力是衡量節(jié)點在地震作用下承擔能量大小的重要指標。采用等效黏滯阻尼系數(shù)heq和功比系數(shù)Iw來體現(xiàn)模型的耗能能力。等效黏滯阻尼系數(shù)計算示意圖如圖9所示，計算公式為

(3)

式中：SADCB為曲線ADCB圍成的面積；SOAF、SOCE為△OAF、△OCE的面積。

等效黏滯阻尼系數(shù)反映的是一次加載周期的試件耗能能力。為更好表達節(jié)點總耗能強度，引入功比系數(shù)Iw，計算公式為

(4)

式中：n為循環(huán)總次數(shù)；i為當前循環(huán)次數(shù)；Pi為峰值荷載；Py為屈服荷載；Δi為峰值位移。

模型加載過程中，從彈性階段到破壞階段，耗能能力不斷增加，列出特征位置的heq進行比較，如圖10所示。中節(jié)點和邊節(jié)點的heq均在0.1左右；從峰值點到極限點，整澆節(jié)點比裝配節(jié)點heq下降更快，主要是裝配節(jié)點在試件屈服后，套筒和灌漿料仍可以分擔能量，增大結(jié)構(gòu)耗能。裝配節(jié)點中，MX-5、MH-5的heq高于其他裝配節(jié)點，MX-3、MH-3的heq最低。

節(jié)點的功比系數(shù)如圖11所示。可以看出：相同工況下，同類型節(jié)點的整澆節(jié)點總耗能能力優(yōu)于裝配節(jié)點；中節(jié)點功比系數(shù)比邊節(jié)點高5%～40%；拼接縫位置不同時，裝配式邊節(jié)點功比系數(shù)差值在0.3～3之間，MX-5功比系數(shù)高，耗能能力強；裝配式中節(jié)點功比系數(shù)差值在1.1～9.5之間，波動幅度較大，MH-5功比系數(shù)最高。通過比較，MX-5、MH-5的耗能能力較好，MX-3、MH-3耗能能力較差；拼接縫的存在對邊節(jié)點耗能能力影響大，拼接縫的位置對中節(jié)點的耗能能力影響大。

4 結(jié)語

(1)拼接縫的存在對邊節(jié)點抗震性能影響大，梁端拼接縫位置的變化對中節(jié)點的抗震性能影響大。拼接縫界面處是試件抗剪和抗彎的薄弱部位，裝配式節(jié)點會因拼接縫而降低試件的抗震性能。

(2)相同工況下，中節(jié)點的承載力比邊節(jié)點高約30%，破壞時的變形能力高約32%，耗能能力優(yōu)于邊節(jié)點，剛度退化程度兩者相差不大。

(3)裝配式節(jié)點梁上拼接縫最優(yōu)位置是拼接縫距核心區(qū)2/9梁跨長，最不利位置為1/3梁跨長。裝配式節(jié)點上的梁端拼接縫隨著距離節(jié)點核心區(qū)長度的增加，節(jié)點主裂縫的位置逐步由核心區(qū)梁端變成拼接縫界面處。