楊曉華 張 騫 吳森坤 馮 健 蔡建國

(1.中國鐵建投資集團(tuán)有限公司, 廣東珠海 519000; 2.東南大學(xué)國家預(yù)應(yīng)力工程技術(shù)研究中心, 南京 210096)

0 引 言

與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土相比,裝配式混凝土結(jié)構(gòu)具有施工簡易、生產(chǎn)效率高、對環(huán)境影響小等優(yōu)點(diǎn)。而梁柱節(jié)點(diǎn)是其關(guān)鍵受力位置,通常作為裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的重要內(nèi)容被廣泛研究[1-2]。Gao等對帶板和不帶板的型鋼混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了循環(huán)荷載試驗(yàn),并采用預(yù)制梁端[3],結(jié)果表明帶板型鋼混凝土梁柱預(yù)制節(jié)點(diǎn)的抗震性能優(yōu)于無板預(yù)制節(jié)點(diǎn)。Ghayeb等分別使用鋼板、鋼管和鋼扣件連接梁和柱,形成混合節(jié)點(diǎn)[4],結(jié)果可以滿足相關(guān)抗震規(guī)范要求。蔡建國等提出了一種帶鍵槽梁柱節(jié)點(diǎn),使用U形鋼筋實(shí)現(xiàn)預(yù)制預(yù)應(yīng)力梁在節(jié)點(diǎn)區(qū)的搭接[5]。Liu等進(jìn)一步分析了不同長度鍵槽對節(jié)點(diǎn)性能的影響[6]。任政結(jié)合梁下部縱向鋼筋和機(jī)械套管的連接方式,提出了適應(yīng)于高烈度區(qū)的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)[7]。雖然目前對梁柱節(jié)點(diǎn)的研究比較豐富,但大多研究主要集中于鋼筋構(gòu)造,對后澆區(qū)混凝土使用的研究仍然較少。

考慮到在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用后澆混凝土與傳統(tǒng)現(xiàn)澆整體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的強(qiáng)度差異,因此可以通過使用高性能混凝土進(jìn)行彌補(bǔ)。纖維混凝土屬于高性能混凝土,通過在混凝土中摻入不同類型和含量的纖維以改善混凝土的性能,從而提高其承載力、變形以及裂縫控制能力[8]。此外,目前對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主要采用二維非彈性有限元法對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的受力狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬[9],如BeamColumnJoint模型[10]、Joint2D模型[11]等。曹徐陽等基于OpenSEES軟件系統(tǒng)研究了其數(shù)值方法,提出適用于濕式連接節(jié)點(diǎn)與干式連接節(jié)點(diǎn)的兩類數(shù)值分析模型,并考慮了鍵槽和預(yù)應(yīng)力等局部構(gòu)造措施的影響[12]。結(jié)果表明,模型可以準(zhǔn)確反映節(jié)點(diǎn)的宏觀力學(xué)行為,并驗(yàn)證了該軟件的計(jì)算精度,可以為裝配式混凝土節(jié)點(diǎn)建模分析提供參考。

本研究主要基于纖維改性混凝土在節(jié)點(diǎn)后澆區(qū)的使用,提出了高性能的預(yù)制裝配梁柱節(jié)點(diǎn)形式。并利用OpenSEES程序中的節(jié)點(diǎn)宏觀模型進(jìn)行模擬分析,在數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比分析基礎(chǔ)上,還分析了后澆區(qū)部分混凝土強(qiáng)度及延性、梁縱筋強(qiáng)度和后澆區(qū)箍筋間距等節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響,為該新型梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)和推廣提供了建議和參考。

1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)與模擬分析

1.1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

試件取自框架梁跨中和柱跨中的十字節(jié)點(diǎn),作為試驗(yàn)的基本單元。傳統(tǒng)的預(yù)制預(yù)應(yīng)力裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)部分采用世構(gòu)體系[13],即預(yù)應(yīng)力鋼絞線從梁端鍵槽伸出,向上彎起形成90°彎鉤,錨固在節(jié)點(diǎn)核心區(qū),再通過U形鋼筋搭接后,將現(xiàn)澆混凝土澆筑在梁柱節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域,如圖1a所示。為了解決節(jié)點(diǎn)尺寸過大或箍筋較多的問題,對傳統(tǒng)的世構(gòu)體系節(jié)點(diǎn)的形式進(jìn)行了改進(jìn),纖維改性混凝土澆筑在梁柱節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域,梁下部縱筋采用機(jī)械套筒連接的方式,如圖1b所示。

a—傳統(tǒng)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì); b—改進(jìn)的梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)。圖1 梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)Fig.1 Details of beam-column connections

設(shè)計(jì)兩種形式的改進(jìn)梁柱節(jié)點(diǎn)(SJ1和SJ4),梁端鍵槽中的U形筋、框架梁柱縱向鋼筋等級為HRB400。柱的截面尺寸采用600 mm×600 mm,試驗(yàn)軸壓比為0.2,梁的截面尺寸采用300 mm×500 mm。梁柱構(gòu)件的鋼筋保護(hù)層厚度為20 mm,預(yù)制梁柱混凝土強(qiáng)度為C40,鍵槽節(jié)點(diǎn)核心區(qū)(除現(xiàn)澆混凝土外)采用C40纖維改性細(xì)石混凝土,其中SJ1纖維含量為0,SJ4纖維含量為3 kg/m3,SJ4的梁縱筋配筋率高于SJ1,SJ1的相對受壓區(qū)高度為0.18,SJ4的相對受壓區(qū)高度為0.25(對應(yīng)于一級抗震等級的上限)。試件的尺寸和配筋情況如表1和圖2所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

圖2 柱節(jié)點(diǎn)配筋設(shè)計(jì) mmFig.2 The reinforcement design of column connection

1.2 OpenSEES模擬分析

本次分析采用的混凝土本構(gòu)為Concrete 01,該本構(gòu)不考慮混凝土受拉,因此現(xiàn)澆與預(yù)制混凝土界面之間的新舊混凝土結(jié)合問題不在本次模擬中考慮。采用棱柱體試塊測量混凝土試塊應(yīng)力、應(yīng)變?nèi)^程曲線以反映出不同纖維摻量對混凝土試塊受壓延性的影響,試塊加載采用位移控制,加載速率為0.06 mm/min,結(jié)果如圖3所示。

a—混凝土試塊試驗(yàn); b—應(yīng)力-應(yīng)變曲線。圖3 混凝土試驗(yàn)測試與本構(gòu)曲線Fig.3 The test for a concrete cube and its constitutive curves

鋼筋本構(gòu)材料采用Steel 02。OpenSEES中采用Beam Column Joint來模擬節(jié)點(diǎn)的主要受力破壞機(jī)制,并采用廣義的一維荷載變形滯回模型。根據(jù)后澆節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土和鋼筋設(shè)計(jì),基于修正斜壓場理論(MCFT)[14],計(jì)算得到后澆節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切應(yīng)力與應(yīng)變間的關(guān)系,特征點(diǎn)P1～P4的坐標(biāo)如表2所示。

1.3 分析對比

試件SJ1、SJ4計(jì)算模擬與試驗(yàn)得到的滯回曲線對比分別如圖4a、圖4b所示?？梢妰烧叩哪M曲線與試驗(yàn)曲線差異均較小[15];各加載階段下試件的滯回曲線與形態(tài)較為接近,對應(yīng)的峰值荷載在一定程度上可以相互驗(yàn)證。因此,通過數(shù)值模擬手段,梁柱節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的滯回性能,如強(qiáng)度退化、卸載和再加載剛度退化等,能夠得到較為準(zhǔn)確的預(yù)測。

表2 剪切應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系曲線特征點(diǎn)Table 2 Characteristic points on the relation curvesof shear stress and shear strain

a—SJ1; b—SJ4。圖4 數(shù)值模擬與試驗(yàn)滯回曲線對比Fig.4 Comparisons of hysteresis curves betweennumerical simulation results and test data

2 影響因素分析

由于試件數(shù)量限制,試驗(yàn)數(shù)據(jù)不足以影響參數(shù)分析,因此補(bǔ)充節(jié)點(diǎn)數(shù)值模型,分別研究各關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對框架十字節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響。以試件SJ1和SJ4作為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)模型,抗震設(shè)計(jì)等級為一級,加載制度同試驗(yàn)過程,并另外補(bǔ)充128 mm位移幅值下的循環(huán)加載次數(shù)。使用OpenSEES建立節(jié)點(diǎn)不同關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)的數(shù)值模型,主要包括后澆區(qū)混凝土受壓延性(默認(rèn)值為0.5)、后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度(默認(rèn)值為C40)、梁縱筋強(qiáng)度(默認(rèn)值為HRB400)以及后澆區(qū)箍筋間距(默認(rèn)值為50 mm)。

2.1 后澆區(qū)混凝土受壓延性

為分析梁后澆區(qū)混凝土受壓延性對框架節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響,將混凝土本構(gòu)模型的下降段斜率作為變量以調(diào)節(jié)混凝土延性參數(shù)。纖維改性混凝土的應(yīng)變軟化段斜率系數(shù)ZF表示如下:

(1)

式中:f′c為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度;K為混凝土強(qiáng)度提高系數(shù);ρs為箍筋的體積配筋率;h′為箍筋肢距;sh為箍筋間距;Zf為纖維改性混凝土修正參數(shù),Zf一般通過同批養(yǎng)護(hù)試塊軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€確定,在修正Kent-Park約束混凝土材料本構(gòu)中取0.5。選取不同取值代入混凝土本構(gòu)子程序ProcMKPC進(jìn)行模擬計(jì)算,得到的滯回曲線如圖5所示,圖中Zf取值分別為0.05、0.25、0.5、1.0、3.0和5.0。為更清晰地表示各參數(shù)下滯回曲線的差異,將位移與荷載幅值列于表3。

a—SJ1; b—SJ4。圖5 混凝土受壓延性分析Fig.5 Ductility analysis of concrete under compression

表3 混凝土受壓延性參數(shù)Table 3 Ductility parameters of concreteunder compression

根據(jù)上述分析可知,加載階段1、2時(shí),參數(shù)Zf對SJ1、SJ4的滯回特性影響幾乎可以忽略,其滯回環(huán)的峰值荷載相同;加載階段3下,參數(shù)Zf取值為3和5,對滯回性能影響明顯,當(dāng)SJ1位移達(dá)到65 mm附近時(shí),滯回曲線均發(fā)生波動,而SJ4位移達(dá)到80 mm附近時(shí)滯回曲線均出現(xiàn)下降段,并且此時(shí)兩者滯回環(huán)的荷載峰值產(chǎn)生明顯的下降;加載階段4時(shí),隨著Zf參數(shù)取值的增大,SJ1、SJ4的滯回荷載峰值不斷降低,此現(xiàn)象與試驗(yàn)結(jié)果一致。

根據(jù)表3中加載階段4的滯回曲線荷載峰值降幅數(shù)據(jù)可知,參數(shù)Zf在0.25～3.0區(qū)間取值對荷載峰值的影響更為明顯,而取值為0.05或5.0則影響較小,此時(shí)壓應(yīng)變的變化對混凝土本構(gòu)下降段的殘余強(qiáng)度影響變小。加載階段4下,Zf的取值由1.0變化至5.0時(shí),SJ1的荷載峰值各級降幅均小于SJ4,Zf的取值由0.25增大至3.0時(shí),SJ4荷載峰值降幅逐漸增大,說明纖維改性混凝土延性降低對高配筋率梁柱節(jié)點(diǎn)滯回強(qiáng)度退化的影響更為顯著。一方面得到了梁后澆區(qū)混凝土受壓延性對改進(jìn)前后梁柱裝配節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響,另一方面也側(cè)面反映了模擬的合理性。通過應(yīng)變軟化段斜率系數(shù)Zf的參數(shù)分析可知,在合理范圍內(nèi)提高后澆區(qū)混凝土的延性,即降低應(yīng)變軟化段斜率系數(shù),可一定程度上提高節(jié)點(diǎn)的延性性能,但當(dāng)Zf≤0.25時(shí),降低Zf將產(chǎn)生邊際效應(yīng),效果不再明顯。

2.2 后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度

以SJ1、SJ4后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級作為分析參數(shù),變化范圍為C30～C60,研究其對節(jié)點(diǎn)滯回特性的影響,計(jì)算的滯回曲線及骨架曲線如圖6所示。

a—SJ1滯回曲線; b—SJ1骨架曲線; c—SJ4滯回曲線; d—SJ4骨架曲線。圖6 后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級的影響Fig.6 The influence of concrete strength grade in post-cast region

由圖6可知:當(dāng)后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級提高時(shí),滯回曲線的荷載峰值也相應(yīng)提高,但在彈性加載階段,滯回曲線幾乎重疊,說明后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級對該階段的滯回曲線影響可以忽略;相對于SJ1,雖然后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級提高對SJ4荷載峰值影響較大,但對滯回曲線荷載峰值的提升效果均不明顯,如SJ4后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級由C30提高至C60,其荷載峰值提高率僅為2%。

2.3 梁縱筋強(qiáng)度

對比SJ1和SJ4的試驗(yàn)結(jié)果可知,當(dāng)試件梁縱筋配筋率變大時(shí),節(jié)點(diǎn)的峰值荷載及加載剛度均會得到相應(yīng)明顯的提高。因此,通過改變梁縱筋強(qiáng)度以研究其對節(jié)點(diǎn)滯回特性的影響,模擬得到的所有滯回曲線與骨架曲線如圖7所示?？芍?當(dāng)梁縱筋強(qiáng)度提高時(shí),節(jié)點(diǎn)滯回曲線的荷載峰值明顯提高。當(dāng)梁縱筋強(qiáng)度等級由HRB300提高至HRB500時(shí),節(jié)點(diǎn)SJ1荷載峰值提高率分別為27.7%及52.1%,SJ4荷載峰值提高率為24.1%及46.3%,表明梁縱筋強(qiáng)度的提高對低配筋率節(jié)點(diǎn)的荷載峰值提升更為有效。根據(jù)圖7b、圖7d可知,加載階段3至加載階段4時(shí),梁縱筋強(qiáng)度的提高引起更明顯的節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度退化現(xiàn)象,同時(shí)也反映了節(jié)點(diǎn)位移延性的降低。另外,當(dāng)梁縱筋強(qiáng)度等級提高時(shí),節(jié)點(diǎn)各級加載階段的卸載剛度退化和滯回曲線捏縮效應(yīng)均有所改善。

a—SJ1滯回曲線; b—SJ1骨架曲線; c—SJ4滯回曲線; d—SJ4骨架曲線。圖7 梁縱筋強(qiáng)度等級的影響Fig.7 The influence of beam longitudinal rebar strength grade

2.4 后澆區(qū)箍筋間距

除混凝土與梁鋼筋的材料性質(zhì)外,影響框架節(jié)點(diǎn)滯回性能的因素還包含后澆區(qū)的箍筋間距。當(dāng)設(shè)計(jì)的箍筋間距不同時(shí),混凝土的側(cè)向約束強(qiáng)弱不同,因此混凝土受壓時(shí)的延性也會受到箍筋間距的影響。考慮到低周反復(fù)荷載作用下節(jié)點(diǎn)處的變形主要集中在梁端塑性鉸區(qū),因此對后澆區(qū)內(nèi)的箍筋間距取值進(jìn)行研究,參數(shù)取值分別為50,100,200,250 mm,計(jì)算所得滯回曲線與骨架曲線如圖8所示。可知:梁后澆區(qū)箍筋間距大小對SJ1、SJ4節(jié)點(diǎn)的滯回特性如加載剛度和荷載峰值影響很小;在加載階段3至加載階段4時(shí),箍筋間距的增大引起更嚴(yán)重的節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度退化。根據(jù)圖8b、圖8d可知,以加載最終狀態(tài)的強(qiáng)度為參照,箍筋間距由50 mm變化至250 mm時(shí),SJ1和SJ4荷載峰值的降低率分別為6.5%和13.5%,說明在低周循環(huán)加載后期,箍筋間距的增大對高配筋率節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度退化及延性影響更為明顯。根據(jù)上述分析,建議在施工條件允許的情況下,合理減小后澆區(qū)箍筋間距能更好地提高裝配節(jié)點(diǎn)的位移延性。

a—SJ1滯回曲線; b—SJ1骨架曲線; c—SJ4滯回曲線; d—SJ4骨架曲線。圖8 梁箍筋間距的影響Fig.8 The influence of the spacing of beam stirrups

3 結(jié)束語

本文采用OpenSEES軟件對改進(jìn)前后的裝配式框架節(jié)點(diǎn)試件SJ1、SJ4進(jìn)行模擬,基于低周反復(fù)荷載下的滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比,并分析了后澆區(qū)混凝土受壓延性、后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度、梁縱筋強(qiáng)度以及后澆區(qū)箍筋間距參數(shù)對框架裝配式節(jié)點(diǎn)滯回特性的影響。

1)根據(jù)節(jié)點(diǎn)試件SJ1和SJ4的模擬與試驗(yàn)的結(jié)果對比,兩者的滯回曲線走勢與數(shù)值吻合性良好。在試驗(yàn)的位移循環(huán)加載后期,可能由于約束問題,導(dǎo)致試驗(yàn)荷載峰值比模擬荷載小?？傮w上,數(shù)值模擬可有效反映低周反復(fù)作用下節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的受力狀態(tài),也可準(zhǔn)確預(yù)測各級荷載下的強(qiáng)度退化、荷載峰值、剛度退化及后期的捏縮效應(yīng)等滯回性能。

2)根據(jù)數(shù)值模型的參數(shù)分析可知,纖維改性混凝土延性變?nèi)鯇Ω吲浣盥柿褐?jié)點(diǎn)滯回強(qiáng)度退化及延性降低的影響更為顯著。在合理范圍內(nèi)提高后澆區(qū)混凝土延性,能夠在一定程度上提升節(jié)點(diǎn)的延性性能。后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級對滯回曲線荷載峰值的影響不明顯。梁縱筋強(qiáng)度提高時(shí),節(jié)點(diǎn)滯回曲線的荷載峰值明顯提高,并且該因素對低配筋率節(jié)點(diǎn)的荷載峰值提高更為有效。盡管箍筋間距的增大對高配筋率節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度退化及延性影響更為明顯,但總體上后澆區(qū)箍筋間距大小對節(jié)點(diǎn)的滯回特性如加載剛度、荷載峰值影響較小。

因此根據(jù)以上結(jié)論,在針對纖維改性混凝土裝配式框架的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中,應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注纖維改性混凝土延性、梁縱筋強(qiáng)度及配筋率等關(guān)鍵影響參數(shù)的取值。當(dāng)梁柱節(jié)點(diǎn)的配筋率較高時(shí),梁截面的受壓區(qū)高度比例接近設(shè)計(jì)上限時(shí),應(yīng)在節(jié)點(diǎn)區(qū)采用纖維改性混凝土改進(jìn)節(jié)點(diǎn)延性;當(dāng)梁柱節(jié)點(diǎn)的配筋率較低時(shí),若節(jié)點(diǎn)區(qū)采用纖維改性混凝土可略增大節(jié)點(diǎn)區(qū)的箍筋間距。