世構體系框架中節點抗震性能試驗研究

蔡建國，朱洪進，馮健，劉亞非，黃利鋒

(1. 東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，江蘇 南京，210096；2. 中國移動通信集團 廣東有限公司，廣東 深圳，518038；3. 南京大地建設集團，江蘇 南京，210013)

預制混凝土結構是現代建筑最為重要的結構形式之一。在歐美發達國家，大量建筑物都采用了預制混凝土結構。與現澆鋼筋混凝土結構相比，預制鋼筋混凝土結構構件可采用大規模工業化生產，構件質量更便于控制；現場施工濕作業少、速度快，建造工期短[1-2]。近年來，隨著我國建筑產業化的發展，建筑的工業化改革勢在必行，這為發展預制混凝土結構提供了廣闊的舞臺。但是在抗震地區應用預制混凝土結構，通常會遇到很大的困難[3]；而且長期以來，預制混凝土結構抗震性能研究一直落后于現澆混凝土結構。國內外經過幾十年的研究與推廣，目前預制及預制裝配式結構的種類繁多[4-13]。而框架結構是建筑中應用最廣的一種結構形式。由于地震作用等因素的影響，事實上完全的預制框架結構目前已經很少見，實用的范圍被大大縮減。而作為整體性能介于純預制與現澆之間的預制裝配整體式結構的應用近幾十年來極為廣泛[14]。對于后澆整體式預制混凝土結構，后澆節點對整個結構系統的抗震性能起著重要的控制作用。后澆節點狹小的作業空間，大大增加了其箍筋設置和混凝土澆筑的難度，施工質量顯得尤為重要[11]。本文作者在介紹世構體系基本形式及其特點的基礎上，通過 3個不同鍵槽長度的梁柱中節點的低周反復荷載試驗，對世構體系抗震性能進行了較為系統的研究與分析。

1 世構體系結構形式及其特點

世構體系(SCOPE)是南京大地集團公司從法國引進的一種預制預應力混凝土裝配整體式框架結構體系，其預制構件包括預制混凝土柱、預制預應力混凝土疊合梁、板，屬于采用了整澆節點的一次受力疊合框架。

世構體系是集工廠化生產、現場拼裝于一體的框架式結構體系。世構體系一般在預制廠的生產線上根據設計圖進行預制柱、預制預應力梁、板的生產，后將預制構件運至施工現場后進行拼裝，然后在現場進行梁疊合層、梁端鍵槽以及節點的澆筑。有時世構體系的預制柱也可以改為現場澆筑混凝土柱。自從世構體系被引進以來，已經在住宅、大賣場等許多建筑中得到了應用。

世構體系的特殊性就在于它的節點構造方式，它的節點由鍵槽、U形鋼筋和現澆混凝土三部分組成。世構體系預制預應力混凝土梁下部縱向鋼筋(預應力鋼絞線)在鍵槽即梁端的塑性鉸區實現搭接連接。U形鋼筋的制作及施工極為重要，它對于節點的抗震性能有很大的影響。由于世構體系節點屬于現場澆筑，所以它是一種強連接的框架結構體系。世構體系節點構造及預制梁端鍵槽如圖1和圖2所示。

世構體系除了一般預制框架結構具有施工速度快、工期短、環境污染小、質量有保證以及經濟性好的優點外，由于采用了先張預應力技術，減小了構件截面，節省了能源，建筑自重得到了減輕，降低了建筑成本；世構體系節點施工簡單方便，且用鋼量較低[15]。

圖1 節點構造示意圖Fig.1 Sketch map of joint

圖2 預制梁端鍵槽圖Fig.2 Service hole of precast beams

2 試驗概況

2.1 試件及試驗方法

本次試驗設計制作了 3個梁柱中節點，均為 1:1的足尺模型。試驗對象的設計在嚴格遵循“強柱弱梁、強剪弱彎、強節點弱構件”的基礎上，為使試驗的設計對象能更好地與實際相符，試件的尺寸參考了某實際工程的設計圖紙。為了直觀表示構件的差異，根據鍵槽的長度將試件命名為：JC40，JC45和 JC50。預制柱和預制梁及后澆疊合層的混凝土強度等級為C40，鍵槽節點部分的強度等級為 C50，試驗構件的尺寸及配筋情況如圖3所示。

混凝土澆注分為3批：第1批為預制混凝土梁以及節點以下的混凝土柱；第2批為預制混凝土梁的疊合層以及鍵槽節點部分的混凝土；第3批為節點上部混凝土柱?；炷梁弯摻盍魳拥牧W特性分別如表 1和表2所示。表1中括號內的數字表示混凝土澆注的批次。

圖3 節點設計詳圖Fig.3 Test joint size and reinforcement details

2.2 試驗裝置及測點布置

本試驗應變片主要布置在鋼筋上，分布區域有梁柱縱筋、梁柱箍筋、節點核心區箍筋，在每個試件中選擇一根U形鋼筋沿其表面開槽，在槽內埋設應變片，其測點布置圖如圖4所示。在每個試件梁的兩端都安裝有位移計測定其位移，另外為了觀察節點的剪切破壞情況，在節點核芯區布置了機電百分表測量其剪切變形。本試驗采用的液壓千斤頂加載，反力裝置采用的是鋼桁架反力架，整個反力架通過與地槽螺栓連接形成反力裝置，整個反力裝置的移動均通過試驗室吊車完成。試驗裝置如圖5所示。

表1 混凝土的力學性能Table 1 Mechanical properties of concrete for specimens

表2 鋼筋的力學性能Table 2 Mechanical properties of reinforcement for specimens

圖4 應變片測點布置圖Fig.4 Strain gauges on specimens

圖5 實驗裝置Fig.5 Test set-up of specimens

2.3 加載方案

本試驗采用了《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—96)中的擬靜力試驗方法。在梁端施加同步低周反復循環荷載來模擬地震作用，同時柱頂施加恒定設計軸力850 kN，柱軸壓比為0.297。

本試驗加載程序如下：首先在柱頂施加恒定軸力850 kN，在試驗中要保持柱頂軸力不變；然后在梁端施加反對稱反復荷載，在梁主筋屈服前由荷載控制，屈服后由梁端位移控制。在考察試件的開裂情況時，先取開裂荷載的30%作為控制荷載循環2次；第3循環也由荷載控制，使之達到屈服荷載的50%左右，第4循環加至屈服荷載的75%左右，第5循環直接加載至屈服荷載，即滯回曲線中出現明顯屈服點(由觀察控制)，循環1次后由梁端位移控制，每一位移量循環2次，一直進行到位移延性系數大于4或荷載變形骨架曲線下降段上荷載下降到極限荷載的85%。

3 主要試驗現象及結果分析

3.1 試驗現象

本試驗的3個試件的主要差異是試件的鍵槽長度不相等(鋼筋的搭接長度不相等)，試件的配筋及其余構造情況均相同。從垂直裂縫的出現和開展上來看，3個試件并無太大的差別，即開裂荷載與鍵槽中鋼筋的搭接長度的關系不大。

構件的屈服荷載以及在屈服前相同荷載級下的裂縫寬度均相差不大。根據試驗時的儀器跟蹤及與記錄數據的對比，各試件的開裂荷載、屈服荷載以及屈服位移如表 3所示(由于構造方面的特殊性使得梁上下端的各特征值均不一樣，本文取兩者的平均值作為其特征值)。

表3 開裂荷載、屈服荷載和屈服位移實測值Table 3 Crack loading, yield loading and yield displacement of specimens

相對計算而言，實測的開裂荷載偏大一點，而屈服荷載的計算值也比實測值小。計算的開裂荷載不考慮自重影響為23 kN，如果考慮自重影響，梁的上端為21 kN，梁的下端為25 kN；計算的屈服荷載為80.26 kN。但不管是屈服荷載還是開裂荷載，計算值與實測值的均相差不大。

JC50試件在荷載施加到25 kN左右時，梁端與柱面交接處出現了一個肉眼可見的微小裂縫，此處是鍵槽與柱面交界之處，故將其定為實測開裂荷載。隨著荷載的增加，裂縫的長度開始增長，寬度也在擴大，鄰近段的豎向裂縫越來越多，但是整個節點對角區未出現任何的異常，在加載到2Δ第1個循環時，在梁端上下表面，混凝土出現了少許的脫落，第2個循環時節點區出現了兩條交叉裂縫，當加載到3Δ第1個循環時，梁端上下表面出現了大塊的脫落，3Δ第2個循環時發現U形鋼筋的末端出現了滑移產生的裂縫，在4Δ第2個循環時U形鋼筋出現了嚴重的滑移以致該處的滑移裂縫進一步擴大，甚至鍵槽表面出現了上鼓的現象。在整個試驗過程中，柱子未出現任何破壞，節點的兩個交叉裂縫在后期沒有發展。JC45試件與 JC50試件情況相仿，只是JC45節點未出現因U形鋼筋的黏結滑移破壞引起的裂縫。而JC40因U形鋼筋的黏結滑移破壞引起的裂縫出現得很早，大約是在1Δ第2個循環時就已經出現，并且在3Δ第1個循環時，出現了U形鋼筋被拔出的錨固破壞現象。試驗結束后，對JC50和JC40試件鍵槽表面混凝土層敲開觀察U形鋼筋的黏結滑移破壞情況，發現在施工時這2個試件中的U形鋼筋未能有效固定，使得其中部分U形鋼筋直接貼至鍵槽邊(即混凝土模板壁上)未能與混凝土有效黏結，這直接導致U形鋼筋的搭接錨固性能大為減弱；而 JC45試件的鍵槽壁即預制部分與節點現澆部分結合得仍很牢固。

3.2 滯回曲線分析

滯回曲線是結構抗震性能的綜合體現，是分析結構抗震性能的重要依據。試件的滯回曲線見圖6。

圖6 試件的滯回曲線Fig.6 Hysteretic loops of load-displacement at beam ends

JC50試件前幾循環具有較穩定的梭形滯回環，表明節點有較大的剛度，試件有較大的耗能能力，后幾循環滯回環的形狀逐漸向反S形狀過渡，到第2倍Δ第2個循環尤為明顯，剛度有所降低，彎曲變形開始退位于黏結滑移變形，鍵槽中U形鋼筋的末端的位置開始出現裂縫。到第4倍Δ第1個循環時，滯回曲線出現近似倒Z形的跡象。JC45試件前7次循環呈穩定的梭形，表明構件耗能能力較好，甚至在2倍Δ第1次循環時出現了紡錘形，說明這時構件的耗能能力達到了頂峰，處于最佳的狀態，不過從第9次循環開始滯回曲線開始呈現反S形，構件的耗能能力開始變差，黏結滑移的影響開始顯現。JC40試件由于前述的 U形鋼筋的搭接錨固問題，以至于在1倍Δ的第1次循環時就開始出現了反S跡象，到后期越來越明顯，在2倍Δ第2次循環時出現了明顯的捏縮現象。在3Δ第1個循環反向加載時出現了嚴重的鋼筋滑移，U形鋼筋被拔出。JC40屬于非正常破壞(錨固破壞)。

3.3 骨架曲線分析

骨架曲線是指連接各次循環加荷峰值(正向或反向) 點的曲線。本試驗中的3個試件的骨架曲線如圖7所示。由圖7可知：骨架曲線在荷載未達到開裂荷載前為直線，試件的變形基本上呈現彈性，在試件開裂后，骨架曲線開始彎曲，曲線開始向位移軸偏移，荷載增速趨緩，這一階段一直持續到試件屈服，此時骨架曲線出現了明顯的拐點，試件剛度進一步降低，變形加快，直到達到最大荷載點；持續加載，位移不斷增大，荷載卻不斷下降。

從圖 7還可以看出：JC45試件的延性明顯要比JC50和JC40的好，后兩者主要是由于存在施工上的缺陷。三者的屈服荷載及極限荷載差別不大，這說明在不出現黏結滑移破壞的情況下，搭接長度對承載力影響不大。

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of load-displacement at beam ends

3.4 強度退化和剛度退化

隨著加載位移的不斷增加，試件的強度和剛度將隨循環周次的增加而逐漸減小。為了定量反映相同加載位移不同加載循環時試件的強度退化和剛度退化程度，本文進行了強度退化和剛度退化分析。

3.4.1 強度退化

試驗結構的強度退化可以用承載力降低系數iλ來衡量，承載力降低系數的計算式如下：

3個節點的強度退化情況如圖8所示。3個試件在達到其承載能力極限后，其后期強度降低均較為緩慢(由于JC40在3Δ第1個循環出現了錨固破壞，所以，其后期的強度退化情況無法考察)。

圖8 試件強度退化曲線Fig.8 Strength degradation curves of specimens

3.4.2 剛度退化

根據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—96)，在荷載位移曲線上將每次循環的最大位移點連接起來表示試件在1個循環中的剛度。本次試驗的相對剛度與循環次數的關系如圖9所示。從圖9可以看出：試件在整個加載過程中剛度退化明顯，且剛度退化主要發生在開裂后至屈服這一階段。在屈服至破壞階段剛度退化較為平緩。JC40試件的剛度退化情況在3Δ循環時也有較大的退化，這與其U形鋼筋黏結滑移有很大關系。

圖9 試件的剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves of specimens

3.5 試件的吸能及耗能能力分析

吸能能力以及耗能能力是結構抗震性能的重要指標。在地震作用下，較強的能量吸收能力可以抵御地震作用下的大變形；較強的能量耗散能力能保證結構振幅迅速衰減。

本文采用美國 Jirsa等提出的功能指標lw來評價構件的吸能能力。

式中：n為循環次數；i為循環序數；Py和Δy分別為屈服荷載和屈服位移；Pi和Δi分別為第i次循環的荷載和第i次循環的位移。由于梁上下端的屈服荷載與位移不同，故取其平均值進行比較。根據式(2)算出的lw如表4所示，經綜合比較，由于JC45試件未出現任何黏結滑移現象，所以，吸能能力最強；而 JC40試件由于施工問題造成的鋼筋過早黏結滑移破壞，吸能能力最弱。

表4 試件的吸能能力功能指標Table 4 Indicators of energy absorption capability for specimens

耗能能力采用Celebl和Penzien所提出的等效黏滯阻尼系數he來評價構件耗能能力。這里僅比較在屈服荷載和極限荷載滯回環的he，如圖10所示，he表達式為：

式中：SOAB+SBCD為滯回環所包圍面積；SOAE+SOCF為相應2個三角形面積。

由式(3)可算得2個構件在屈服荷載和極限荷載滯回環的he，具體數值如表5所示。從表5中的數據可知：JC45試件由于未出現黏結滑移破壞，相應的耗能能力更強，而JC50和JC40試件由于施工時未能有效固定U形鋼筋使得構件出現了不同程度的黏結滑移破壞，其中又以JC40試件最明顯。

圖10 等效黏滯阻尼系數計算示意圖Fig.10 Sketch map for calculating equivalent viscous damping coefficient

表5 試件等效黏滯阻尼系數Table 5 Equivalent viscous damping coefficients of specimens

3.6 節點的延性分析

除了結構的剛度、強度退化，吸能、耗能能力外，結構的延伸性也是是衡量結構抗震性能的一個重要指標。結構延伸性可用延性系數μ來表示。延性系數是指結構在遭受地震作用而進入塑性階段后，結構產生的最大變形(即極限荷載下的變形)與結構屈服時荷載變形的比值。試驗中取最大荷載降低15%時的變形與屈服時變形的比值。整個結構的延性是由結構構件的延性來保證的。對于鋼筋混凝土框架結構，梁柱節點的延性直接影響到整個框架結構的延性。為了防止整個框架結構由于局部破壞而倒塌，要求盡量避免地震時在柱端及節點核心區產生塑性鉸，而應使塑性鉸出現在梁端。因此，對于框架節點，一般用梁端塑性鉸區的截面曲率延性系數來表示節點的延性。

測定了 JC50和 JC45 2個試件的延性系數(由于JC40是錨固失效破壞，所以，不計算節點延性系數)。規定以試件首先達到破壞的那半個循環(即達到最大荷載時，或比最大荷載稍有降低但降低值不超過最大荷載的 15%)所測得的梁端截面最大曲率來確定延性系數。試件的延性系數如表6所示。

表6 試件曲率延性系數Table 6 Curvature ductility factors of specimens

為了滿足抗震要求，如整體結構的位移延性系數應不小于4，則對梁的高跨比為1/10的一般框架結構，按各層梁出現塑性鉸的靜力破壞機制進行分析，梁的最大撓度延性系數也應不小于 4。由于曲率延性系數與撓度延性系數的關系為：

式中：l為梁的跨度；lp為塑性郊區的等效長度，如圖11所示，可近似按下式確定：

式中：h為梁的高度。

圖11 節點處梁塑性鉸區等效長度Fig.11 Equivalent lengths for beam plastic hinge region of joint

對于本次試驗的試件(梁的高跨比 h/l=0.3)，要求梁的截面延性系數φμ≥6.7。由表6可知：JC45和JC50 2個試件均能滿足這個要求。而JC40試件由于錨固破壞，影響了梁延性的發揮，不能滿足延性的要求。

4 結論

(1) 通過對試件滯回曲線形狀變化的分析，發現如果控制好U形鋼筋在大位移下的滑移，世構體系框架結構的耗能能力較強。

(2) 由于各個試件按現澆結構計算的開裂荷載和屈服荷載的計算值與試驗的實測值都相差不大。所以，在實際的設計計算中，世構體系采用和現澆結構相同的方法計算是可行的。

(3) 鍵槽長度大的世構體系，結構的抗震性能指標更優越。本試驗雖然由于試件的制作問題 JC50沒有表現出 JC45更好的抗震性能；但是，對于同樣有黏結問題的 JC40，由于水平錨固長度較長，JC50避免了JC40的錨固破壞形式。

(4) 世構體系梁柱節點的主要破壞發生在梁端塑性鉸區，破壞也是以彎曲破壞為主，柱子以及節點區沒有出現嚴重的破壞情況。不過由于試件制作上存在一定缺陷，JC40的破壞以錨固破壞的形式出現，這在實際工程中是應該避免的。從3個試件的對比來看，只要注意了U形鋼筋和鍵槽的尺寸設計以及實際施工中U形鋼筋的定位問題，按照現行混凝土結構設計規范和抗震設計規范設計，并在設計階段認真貫徹好“強柱弱梁、強剪弱彎、強節點弱構件”等抗震設計原則的世構體系便完全能夠達到相應的抗震要求。

(5) 鍵槽中的U形鋼筋的施工質量對于整個節點的耗能能力有很大的影響，特別是要注意U形鋼筋的施工定位等問題，這對延緩黏結滑移破壞的出現及保證節點的延性很重要。

[1] Yee A A. Structural and economical benefits of precast/prestressed concrete construction[J]. PCI Journal, 2001(7/8):34-42.

[2] Yee A A. Social and environmental benefits of precast concrete technology[J]. PCI Journal, 2001(5/6): 14-20.

[3] Park R. Seismic design and construction of precast concrete building in New Zealand[J]. PCI Journal, 2002(9/10): 60-75.

[4] Cheok G S, Stone W C, Kunnath S K. Seismic response of precast frame for seismic regions[J]. ACI Structural Journal,1998, 95(5): 527-539.

[5] MENG Shao-ping, CHONG Xun. Research on seismic performance of precast prestressed concrete frame[C]//The International Symposium on Innovation & Sustainability of Structures in Civil Engineering. Nanjing, 2005: 412-419.

[6] Khaloo A R, Parastesh H. Cyclic loading of ductile precast concrete beam-column connection[J]. ACI Structural Journal,2003, 100(3): 291-296.

[7] Khoo J, Li B, Yip W. Tests on precast concrete frames with connections constructed away from column faces[J]. ACI Structural Journal, 2006, 103(1): 18-27.

[8] CAI Jian-guo, FENG Jian, WANG Zan, et al. Investigate of a new precast concrete structure system[C]//International Conference on Information Management, Innovation Management and Industrial Engineering. Taiwan, 2008:449-452.

[9] Matsumoto E E, Waggoner M C, Kreger M E, et al.Development of a precast concrete bent-cap system[J]. PCI Journal, 2008(5/6): 74-99.

[10] 呂西林, 郭子雄, 王亞勇. RC框架梁柱組合件抗震性能試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2001, 22(1): 2-7.Lü Xi-lin, GUO Zi-xiong, WANG Ya-yong. Experimental study on seismic behavior of beam-column subassemblages in RC frame[J]. Journal of Building Structures, 2001, 22(1): 2-7.

[11] 趙斌, 呂西林, 劉海峰. 預制高強混凝土結構后澆整體式梁柱組合件抗震性能試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2004, 25(6):22-28.ZHAO Bin, Lü Xi-lin, LIU Hai-feng. Experimental study on seismic behavior of precast concrete beam-column subassemblages with cast-in-situ monolithic joint[J]. Journal of Building Structures, 2004, 25(6): 22-28.

[12] 趙斌, 呂西林, 劉麗珍. 全裝配式預制混凝土結構梁柱組合件抗震性能試驗研究[J]. 地震工程與工程振動, 2005, 25(1):81-87.ZHAO Bin, Lü Xi-lin, LIU Li-zhen. Experimental study on seismic behavior of precast concrete beam-column subassemblage with fully assembled joint[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2005, 25(1): 81-87.

[13] 柳炳康, 張瑜中, 晉哲鋒, 等. 預壓裝配式預應力混凝土框架接合部抗震性能試驗研究[J]. 建筑結構學報, 2005, 26(2):60-65.LIU Bing-kang, ZHANG Yu-zhong, JIN Zhe-feng, et al.Experimental study on seismic behavior of prestressed fabricated PC frame connections[J]. Journal of Building Structures, 2005,26(2): 60-65.

[14] 胡慶昌. 建筑結構抗震設計與研究[M]. 北京: 中國建筑工業出版社, 1999: 1-11.HU Qing-chang. Seismic design and research of building structures[M]. Beijing: China Construction Industry Press, 1999:1-11.

[15] 朱洪進. 預制預應力混凝土裝配整體式框架結構(世構體系)節點試驗研究[D]. 南京: 東南大學土木工程學院, 2006:51-77.ZHU Hong-jin. Seismic research by experiment for the joint of framed structures comprised of precast prestressed concrete components (SCOPE system)[D]. Nanjing: Southeast University.School of Civil Engineering, 2006: 51-77.