鋼絞線錨入式預制砼梁柱節點抗震性能

管東芝，郭正興

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鋼絞線錨入式預制砼梁柱節點抗震性能

管東芝，郭正興

(東南大學土木工程學院，江蘇南京，210096)

針對現有等同現澆類預制混凝土梁柱節點制作要求高、施工難度大的缺點，提出一種鋼絞線錨入式新型預制混凝土梁柱節點。為研究其抗震性能，對3個足尺節點進行低周反復荷載試驗。研究結果表明：該新型預制節點與現澆節點相比，具有基本相當的抗震性能；其剛度、滯回耗能、等效黏滯阻尼系數在加載中前期略低，在加載后期有較大提高，甚至比現澆節點的高，變形能力達到避免倒塌的性能要求；預制梁下部架立筋局部無黏結段的構造措施效果不明顯。

預制混凝土；框架；節點；抗震；預應力混凝土

在預制混凝土框架結構體系中，預制構件間的連接(節點)對結構整體性、荷載傳遞和抗震性能起著重要的作用。深入研究預制混凝土框架結構柱、梁的連接方法，對預制混凝土框架結構的發展、完善及規模化應用有較大的價值和意義。預制混凝土框架結構從抗震性能和抗震設計策略角度可分為等同現澆類和自身特性類[1?2]。在實際設計應用中，由于等同現澆類預制框架結構的抗震機理和評價指標均與現澆混凝土結構一致，其可根據現行結構規范進行設計，這使得等同現澆類預制框架結構在研究和應用中成為主流。國內外對此類預制混凝土框架結構梁柱連接進行了大量研究[3?11]，結果證明只要節點構造形式合理，現澆類預制框架梁柱節點的抗震性能基本能夠達到甚至超過現澆鋼筋混凝土框架梁柱節點相當甚至超過的水平。隨著國家建筑產業現代化的發展，國內已經投入生產建造了多種具有代表性的預制框架結構體系，如世構體系[12]、潤泰體系[13]、PPAS體系[14]和鹿島體系[15]等。目前應用的預制混凝土框架結構梁柱節點形式存在或構造形式過于復雜而較難施工，或柱截面過大造成浪費，或節點整體預制而難以運輸等問題，使其大規模推廣應用具有較大的難度。針對上述不足，本文作者從等同現澆的角度提出了一種鋼絞線錨入式新型預制混凝土框架梁柱節點，采用端部帶壓花錨的鋼絞線作為預制預應力疊合梁下部受力筋，使其錨入節點核心區。壓花錨制作簡便，價格低廉，且由于鋼絞線具有柔軟性，能自由彎曲“掰動”，可有效避開節點處柱子的縱向鋼筋錨入柱節點內，降低建造難度，縮短工期，減少造價，具有廣闊的應用前景。為深入研究該新型節點的抗震性能，并檢驗構造措施的有效性，進行3個足尺節點模型的低周反復荷載試驗，以便為改進和推廣應用該節點提供試驗基礎。

1 鋼絞線錨入式預制混凝土梁柱節點概述

鋼絞線錨入式預制混凝土梁柱節點形式如圖1所示。預制柱通過灌漿套筒連接，梁采用疊合現澆形式，梁上半部分與樓板一同現澆，梁下半部分采用先張法預制預應力梁形式，梁端預留鍵槽，鋼絞線在鍵槽內部分和伸出預制梁部分為無預應力段，在鋼絞線端部通過壓花機形成壓花錨后，伸入節點核心區或者對面預制梁的鍵槽內，再后澆混凝土形成預制件的整體 連接。

為了提高梁端無預應力段混凝土抗裂性能，預制梁下部架立筋采用普通帶肋鋼筋；鍵槽部分箍筋進一步加密，一般采用間距50 mm，以此來提高梁端混凝土的約束，增強梁端變形能力；在鍵槽端面新老混凝土結合位置處，下部架立筋上增設一段局部無黏結段，削弱此處的抗裂能力；在節點拼裝時，增設兩端帶擴大頭的直鋼筋；通過以上措施，使得鍵槽端面新老混凝土結合處成為相對強度最低的地方，擬實現塑性鉸外移的目的。

(a)新型預制梁構造示意圖；(b) 鋼絞線錨入式新型預制混凝土梁柱節點拼裝示意圖

2 節點試驗設計

2.1 試件設計與制作

共設計3個足尺節點試件進行低周反復荷載試驗，其中，一個是現澆對比構件(XJ1)，一個預制試件(YZ1)是本文提出的鋼絞線錨入式新型預制節點，另一個預制試件YZ2則在試件YZ1的基礎上，去除了預制梁下部架立筋局部無黏結段的構造措施，以此檢驗該構造措施的有效性。預制節點梁下部鋼絞線與附加鋼筋截面積之和同現澆試件梁下部鋼筋截面積之和基本相當，即等面積原則，其他部位縱向受力鋼筋完全一致。試件外形和截面尺寸均相同，梁、柱構件采用C40混凝土，縱向鋼筋均采用HRB335普通鋼筋，箍筋及其他構造鋼筋采用HPB300鋼筋，預制梁鋼絞線采用1 860級的7股鋼絞線。試件制作詳圖見圖2。

試件YZ1和YZ2的制作完全模擬實際工程建造過程。先制作預制構件，其中預制梁在自制張拉臺座上進行先張法制作，張拉控制應力為0.6ptk，待混凝土強度達到75%后，進行放張；預制構件養護完成后，進行下部預制柱和預制梁拼裝，并澆筑后澆混凝土部分；后澆混凝土部分達到設計強度后，進行上部預制柱的吊裝，并灌漿，完成整個新型節點試件的制作。

現澆對比試件XJ1與預制構件為同一批澆筑，具體材料參數如下：現澆試件與預制構件混凝土實測立方體強度為51.5 MPa，后澆部分混凝土實測立方體強度為42.7 MPa；普通鋼筋及預應力鋼絞線材料性能見表1。

單位：mm

2.2 加載裝置及加載制度

本試驗在東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室的節點試驗機上完成，試驗加載裝置如圖3所示。柱頂放置1臺320 t油壓千斤頂，用以施加柱軸向壓力。在試件的左、右兩邊梁端上下共設置4個60 t單向千斤頂，兩兩交叉成對，通過分油閥連接到油泵上，加載時，反對稱位置千斤頂同時施力。

加載時，首先在試件柱頂部施加恒定軸壓力，試驗軸壓比為0.1，在試驗中保持恒定不變。在梁端施加豎向反對稱低周反復荷載，向上為正，向下為負。試驗加載采用力和位移雙控原則，在屈服之前以力控制加載，每級循環1次。向下加載的力?位移曲線出現斜率變化時的位移作為屈服位移()，進入位移控制階段，即以，2，3…作為每級加載的控制位移，循環3次，直至試件承載力下降到峰值承載力的85%以下為止。

表1 普通鋼筋及預應力鋼絞線力學性能

(a) 加載裝置示意圖；(b) 加載裝置實際圖片

3 試驗現象

現澆試件XJ1一端向上加載至35 kN時，在距梁柱結合面大約5 cm處，梁下部首先出現裂縫，寬度為0.04 mm。進入位移控制3第1次循環后，梁根部下端混凝土少許剝落，在節點核心區下邊緣出現水平向裂縫，同時核心區出現大致呈45°方向的交叉裂縫。在4循環加載過程中，梁根部下端混凝土大塊脫落，混凝土損壞掉落嚴重，露出了下部縱向鋼筋。在5第1次循環中，當荷載向下加載使得梁下部縱筋受壓時，可以觀察到下部鋼筋彎曲。進行第2次循環時，下部鋼筋被拉斷，加載終止。

新型預制節點試件YZ1在加載至24 kN時，在距離梁柱結合面約40 cm處(鍵槽端部附近)，梁下部出現了自下而上的裂縫，加載至32 kN時，仍在該處，梁上部出現自上向下的裂縫。進入位移控制加載以后，加載到2第1循環時，節點核心區出現交叉裂縫。在加載到4第2循環后時，梁根部下端鍵槽側壁有少許脫落，露出下部鋼絞線及構造鋼筋，加載過程中，可發現鋼絞線受壓時有蓬松散開的現象。在加載到5第2循環過程中，荷載突然下降，加載停止。

YZ2加載現象與YZ2現象類似。在距離梁柱結合面約40 cm處，梁下部出現自下而上的細小裂縫時的荷載為26 kN。加載到4第3次循環時，自下向上加載的那側，荷載突然下降。為了解此后的節點性能，仍進行了5的1次循環試加載，發現向上的荷載值明顯降低，加載即終止。

試驗完成后，鑿開預制梁根部下端混凝土及鍵槽側壁混凝土進行觀察，可以明顯看到梁端部鋼絞線受壓蓬松散開。總體來說，3個試件均為梁鉸破壞機制，節點核心區僅有少量細微裂縫開展，破壞形態見圖4。

(a) 試件XJ1；(b) 試件YZ1；(c) 試件YZ2；(d) 鋼絞線蓬松散開情況

4 結果分析

4.1 滯回曲線及骨架曲線

各試件的試驗滯回曲線及骨架曲線如圖5所示。由圖5可以看到：XJ1試件滯回曲線總體上非常飽滿，耗能較少；在試驗加載后期，由于裂縫的發展、鋼筋的屈服以及黏結滑移等，滯回環出現稍許的捏縮。試件YZ1和YZ2的滯回曲線形狀較接近；由于預制梁下部存在鋼絞線，其向上部分和向下部分的曲線有明顯區別；向下加載時，曲線有屈服平臺段，呈現梭形形狀；向上加載時，加載曲線呈直線狀，而卸載曲線形狀接近普通鋼筋混凝土試件，但殘余變形相對較小。概括來說，YZ1和YZ2試件的滯回曲線下半部分為梭形，上半部分呈現弓形，捏縮效應較大。

(a) 試件XJ1；(b) 試件YZ1；(c) 試件YZ2

從骨架曲線來看，XJ1試件從屈服到極限破壞有著較長的發展過程，延性較好。由于上部縱筋配筋率較高，向下加載時，梁端下部混凝土受力較大，壓碎掉落較多，下部受壓鋼筋也有壓彎現象，故破壞時向下加載的荷載下降較大。YZ1和YZ2試件骨架曲線類似，相對于現澆構件，向下加載破壞的荷載下降不明顯，這與鍵槽段箍筋加密有極大的關系。而向上的曲線則不像現澆構件，沒有明顯的屈服點，并且荷載隨著位移的增加一直上升，直到臨近破壞時才有下降。

4.2 強度及變形

3個試件的峰值強度見表2。從表2可見：各試件向下加載的峰值強度相差不大，說明在本試驗中，向下加載時，下部配筋的強度對節點承載力影響不大，下部受壓時混凝土起主要作用，向上加載時，預制試件YZ1和YZ2的鋼絞線受拉力，峰值承載力相對于現澆試件XJ1分別提高84.9%和92.9%。

延性系數是反映節點屈服后變形能力的重要指標，用極限位移和屈服位移之比來表示。根據試驗獲得的骨架曲線，由于向上加載的骨架曲線斜率變化不明顯，故統一由等面積法來確定試驗的屈服位移[10]，同時定義荷載下降到峰值荷載的85%時試件破壞，對應的位移為極限位移，相關參數見表2。由表2可知：現澆試件XJ1上下2個方向的延性均達到4.17，表現出良好的延性；預制試件向下的延性系數比現澆節點略大，但通過等面積法獲得的預制試件向上的屈服位移較大，預制試件向上的延性系數較小。

基于性能的設計準則要求鋼筋混凝土框架結構達到生命安全(LS)的抗震性能水平時，層間位移角必須大于2%，達到避免倒塌(CP)的性能水平時，層間位移角必須大于4%[16]。本試驗破壞時的位移角通過極限位移除以加載測量點到節點中心的距離來計算，相關結果見表2。從表2可以看到：所有試件上下2個方向的極限位移角均達到了生命安全(LS)的性能水平，而預制試件YZ1的極限位移角達到了避免倒塌(CP)的性能標準，說明該新型節點的極限變形能力良好，能夠用于高地震烈度地區。

表2 峰值強度及變形能力參數

4.3 剛度退化

剛度退化反映了結構在反復荷載作用下的累計損傷，是結構動力特性分析的重要指標之一。試件的剛度用割線剛度來表示[17]，結果見圖6(a)。由圖6(a)可以看出：3個試件的剛度曲線總體趨勢一致，均是在彈性階段，剛度退化較快；進入屈服以后，剛度退化隨著位移的增加變小，最終趨于平緩。預制梁與預制柱之間存在著新老混凝土結合面，預制試件YZ1和YZ2的初始剛度比現澆試件XJ1的初始剛度低；而進入屈服階段后，預制節點YZ1和YZ2的剛度大于現澆節點XJ1。

為比較不同試件的剛度退化程度，將割線剛度除以試件初始剛度，進行量綱一化處理，結果如圖6(b)所示。由圖6(b)可見：隨著試驗加載的進行，普通鋼筋開始屈服，現澆構件XJ1剛度下降速度較快，幅度較大，最終破壞時，剛度僅為初始值的5.7%。而由于預制梁端鍵槽段的箍筋加密，且鋼絞線無明顯屈服臺階，預制試件YZ1和YZ2剛度退化情況相對于現澆試件較小，破壞時剛度分別為初始值的12.1%和6.8%。

(a) 剛度退化曲線；(b) 規格化剛度退化曲線

4.4 耗能能力

構件良好的耗能能力能夠吸收地震輸入能量，起到減輕結構其他單元破壞的作用。耗能能力以累積耗能和等效黏滯阻尼系數進行對比研究。滯回曲線中1次循環所包圍的面積代表試件1次加載循環內滯回耗能，根據滯回曲線可以計算出各試件在低周反復荷載下的累積耗能。等效黏滯系數是滯回曲線1周所耗散的能量與假想的彈性直線在達到相同位移時所包圍的面積之商乘以系數1/(2π)(其中，π為圓周率)，同條件下的等效黏滯阻尼系數較大，耗能能力也愈好。3個試件的累計耗能和等效黏滯系數見圖7，從第4循環開始，進入位移控制加載階段。

結果表明：在加載前期，現澆節點的耗能較預制節點均較大，說明相對于預制節點，配置普通鋼筋且整體性較強的現澆節點構件XJ1的耗能能力較強；在加載后期，YZ1和YZ2節點的耗能上升趨勢較快，接近破壞時，總體累積耗能值甚至超過現澆構件，說明YZ1和YZ2節點在地震中接近極限狀態時，消耗的能量有較大提高。

現澆構件XJ1等效黏滯系數總體均大于預制節點，有較強的耗能能力。預制節點等效黏滯阻尼系數總體呈現階梯上升的趨勢，即滯回曲線越來越飽滿，耗能能力隨著位移的增加而增強。13次循環后，節點臨近破壞，YZ1和YZ2節點等效黏滯阻尼系數有較大提升，說明YZ1和YZ2構件在臨近破壞時，其耗能能力有較大增強。

以上說明，雖然預制構件單周耗能能力相較于現澆構件較弱，但預制構件強度的提高使得滯回曲線包圍的面積等于甚至超過現澆構件，從而耗散能量等于或者超過了現澆構件的消耗能耗，有效起到了耗散地震能量來保護結構其他單元的作用。

(a) 試件累積耗能；(b) 等效黏滯阻尼系數

5 結論

1) 鋼絞線錨入式新型預制混凝土框架梁柱節點采用端部帶壓花錨的鋼絞線錨入節點，再后澆混凝土的形式形成整體。鋼絞線具有柔軟靈活性，降低了建造難度，縮短了工期，減少了造價，具有廣闊的應用 前景。

2) 鋼絞線錨入式新型預制混凝土框架梁柱節點與現澆節點相比，具有基本相當的抗震性能，其剛度、滯回耗能、等效黏滯阻尼系數在加載中前期相對現澆節點略低，而在加載后期，預制構件上述指標相對于現澆構件均有較大提高，甚至超過現澆節點，就強度而言，預制節點向上加載的極限荷載比現澆節點有非常大的提高，說明預制節點有著較大的安全儲備。

3) 就變形能力而言，新型預制節點的極限位移角達到了避免倒塌(CP)的性能水平，說明該新型節點的極限變形能力良好，能夠用于高地震烈度地區。但就延性系數而言，根據等面積法確定的預制節點屈服位移大于現澆節點，且差別較大，以此計算得到的預制節點位移延性系數比現澆節點的低。

4) 通過預制試件YZ1和YZ2之間的破壞形態和試驗結果對比可知，預制梁下部架立筋局部無黏結段意義不大，未能達到設想的效果，建議去除該構造。

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(編輯 陳愛華)

Seismic performance of a new beam-to-column joint of anchored prestressing strands in precast concrete structures

GUAN Dongzhi, GUO Zhengxing

(School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

A new precast beam-to-column joint with anchored prestressing strands was developed to solve the problem that manufacture and installation of conventionally emulative precast beam-to-column connections required high carefulness. Three full-scale cruciform specimens were tested under reversal cyclic loading to study their seismic performance including a monolithic reference specimen. The experimental results show that the proposed precast specimen has similar seismic resistance to the monolithic specimen. The stiffness, dissipated energy and equivalent viscous ratio of precast specimens are lower in the early stage of loading than those of the monolithic specimen, but they achieve higher level at later stage. Deformability capacity of the proposed connection can satisfy the collapse prevention level. The detail of a certain debonded length of the two bottom deformed bars in a precast beam makes little difference.

precast concrete; frame; joint; seismic; prestressed concrete

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.030

TU375.4

A

1672?7207(2017)02?0498?08

2016?08?16；

2016?11?25

國家重點研發計劃項目(2016YFC0701703)(Project(2016YFC0701703) supported by the National Key Research and Development Program of China)

郭正興，教授，博士生導師，從事混凝土結構、大跨空間預應力鋼結構的設計及施工等研究；E-mail：guozx195608@126.com