預制裝配式RC框架結構抗震性能研究

黃 煒， 胡高興

(1. 西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055；2. 安徽工程大學 建筑工程學院，安徽 蕪湖 241000)

11875年，William Henry Lascell最先提出了將預制混凝土墻板安裝到結構承重骨架中的方案，并申請了專利“Improvement in the Construction of Buildings”，這被認為是預制混凝土結構體系的起源[1]。早期的混凝土預制構件在結構中主要起圍護、分隔建筑的作用，直到19世紀末到20世紀初，預制混凝土先后傳到法國、德國、美國等國家。自此以后，預制混凝土結構的研究與應用便逐漸得到更廣泛的關注。目前，預制混凝土結構已廣泛應用于工業與民用建筑、橋梁、隧道、水工結構等工程領域，發揮著舉足輕重的作用[2-4]。

目前針對裝配式RC(reinforced concrete)結構的研究主要集中在梁柱節點構件的抗震性能，這是因為節點作為結構的一個重要組成部分，對結構的整體抗震性能具有顯著影響。但是，節點的抗震性能并不等同于結構的整體抗震性能，研究裝配式結構的整體抗震性能對于評估結構的地震安全性及制定相應的設計規范具有不可或缺的重要作用。因此，預制裝配式RC框架結構的整體抗震性能也應當進行大量的理論研究和試驗驗證，為其在工程中的應用提供理論參考。

在試驗研究方面，李春雨等[5]對一個二層二跨的可更換耗能連接的裝配式混凝土框架進行擬靜力加載測試以評估其抗震性能。結果表明，該結構的損傷破壞僅出現在指定耗能部位，預制梁柱構件均能保持在彈性范圍內，同時該結構具有較好的變形能力和耗能能力。Negro等[6]設計了一個三層足尺的裝配式結構并對其進行了擬動力加載測試，研究多種不同的梁柱機械連接形式以及有無剪力墻條件下預制混凝土框架結構的破壞模式和地震響應。呂西林等[7]對一個單層、單跨、三榀、采用橡膠墊螺栓連接梁柱節點的裝配式預制混凝土框架結構1/2縮尺模型進行擬動力試驗，研究了該結構在地震作用下的破壞模式、變形、滯回行為、耗能能力、承載力、剛度等抗震性能。試驗結果表明，此類裝配式預制混凝土框架結構具有較好的抗震性能，采用橡膠墊螺栓連接的梁柱節點在試驗中工作狀態良好，而采用焊接連接的板梁節點在試驗中破壞嚴重，建議在今后工程設計中此類結構的板梁連接節點應加強或采用柔性連接。李正良等[8]對一個裝配式方鋼管混凝土柱-RC梁組合結構進行振動臺試驗。研究表明該結構體系表現出“強柱-弱梁”及“強節點-弱構件”的理想失效路徑，混凝土梁的破壞位于梁端負彎矩區，可保證節點核心區域的完整性。呂西林等[9]為研究自復位RC框架結構的整體抗震性能，設計一個比例為1/2的兩層自復位RC框架結構，通過振動臺試驗，研究了試驗中模型結構在各級水準地震作用下的動力特性、加速度反應、位移反應和節點局部反應。試驗研究表明，自復位RC框架結構具有良好的抗震性能和自復位能力，結構在大震作用下有較好的延性和變形能力，震后基本無殘余變形。柳炳康等[10]對一榀二跨二層預應力裝配式混凝土框架進行擬動力和擬靜力試驗，研究預應力混凝土裝配式框架的破壞機制、變形、耗能、強度等性能。結果表明，框架梁端率先出現塑性鉸，符合強柱弱梁破壞模式；框架梁柱節點核心區剛度有所增強，節點區域未見細微裂縫，處于彈性工作狀態，滿足“強節點”設計要求；同時，框架整體抗側剛度有所提高，具有很好的抗倒塌能力。此外，柳炳康等[11]還對一榀三層預應力裝配式混凝土框架結構進行擬靜力測試試驗，研究該結構的破壞模式、強度、剛度、變形與滯回行為等抗震性能。結果表明，該結構梁端最先出現塑性鉸，節點核心區具有較好的變形恢復能力。在理論及數值分析方面，姜邵飛等[12]提出不規則裝配式框剪結構的地震損傷評估指標，并通過振動臺試驗和數值模擬分析驗證了其有效性，結果表明在大震作用下該結構破損嚴重。Magliulo等[13]以意大利兩棟現存典型的裝配式工業廠房(建于1950年和1970年)為例通過靜力和動力時程分析的方法評估其抗震性能，結果表明，當結構在中等強度地震時，結構柱底轉動變形較大，結構存在較高的倒塌風險。Clementi等[14]利用不同的數值模型研究梁柱節點采用插銷鉸接的裝配式框架結構在靜力荷載和地震作用下的抗震性能。Babic等[15]考慮非結構構件的影響建立12個裝配式工業建筑的數值模型，并分析得到結構的地震易損性曲線，可用于評估意大利現有的預制建筑的地震風險和地震損失。結果表明，非結構構件出現地震損傷的可能性最大，其次是帶有砌體填充物和垂直面板的預制建筑。

綜上所述可知，當各類裝配式結構采用不同的連接方式時，其對應的裝配式結構的整體抗震性能以及破壞模式均不盡相同。鑒于此，本課題組提出一種新型可修復的裝配式梁柱連接節點，并通過試驗驗證了其可行性和有效性。在此基礎上，利用SeismoStruct軟件建立裝配式RC框架結構的數值分析模型，然后通過輸入地震動記錄進行非線性動力時程分析研究了此類裝配式結構的抗震性能。

1 可修復裝配式梁柱節點

1.1 裝配式節點構造

該裝配式梁柱節點主要由多縫耗能裝置、預埋連接板、耳板和鉸軸等部件組裝而成。其中，預埋連接板分別預埋在預制梁的端部和預制柱的節點區域。該連接板是由一個H型鋼、一個端板、加勁肋和耳板依次焊接而成的。

在進行梁柱節點裝配時，首先通過一個鉸軸將預埋在梁、柱構件中的連接板連接起來形成鉸接，然后在耳板的兩外側安裝可更換多縫耗能裝置，并通過高強螺栓將其固定在連接板上，最終完成節點裝配，如圖1所示。

圖1 裝配式RC梁柱邊節點Fig.1 Precast RC beam-column side joint

1.2 試件設計

為驗證該梁柱節點的有效性，首先按照中國抗震規范要求設計一個足尺比例的現澆節點試件作為對比分析，然后，設計一個相同截面尺寸和配筋的裝配式邊節點試件，如圖2所示。

圖2 裝配式RC梁柱邊節點構造及配筋 (mm)Fig.2 Geometric and reinforcement arrangement of precast RC beam column side joint (mm)

根據裝配式節點最大承載力和初始剛度與現澆節點相匹配的原則，通過多次試算最終確定了多縫耗能裝置的幾何構造，如圖3所示。

圖3 多縫耗能裝置幾何構造及尺寸(mm)Fig.3 Geometric and size of multi-slit energy dissipation device (mm)

1.3 試件破壞結果

將預制混凝土柱水平放置，并在柱兩端施加鉸接約束。然后在垂直于預制梁軸線的自由端水平向施加低周往復荷載。最終，得到現澆節點和裝配式節點的裂縫分布及破壞結果如圖4所示。

圖4 試件裂縫分布及最終破壞結果Fig.4 Crack distribution and ultimate failure result

當現澆節點的水平加載位移轉角達到0.25%時，靠近節點區的梁端開始出現微小的彎曲裂縫。隨著加載位移逐漸增大，裂縫逐漸擴展至整個梁長度范圍內。當位移轉角增加到3.50%時，梁端混凝土出現局部壓碎并有少量剝落。最后，當加載位移轉角增加到4.50%時，混凝土柱基本仍無明顯裂縫，但在靠近節點區的梁端混凝土已被完全壓碎，大量混凝土剝落，縱向鋼筋外露，且梁端出現了明顯的平面外扭轉變形(見圖4(a))。

當加載位移轉角達到1.50%時，靠近預制混凝土梁跨中位置首先出現了微小可見的水平裂縫(見圖4(b))。隨著加載位移不斷增大，混凝土梁上的微裂縫長度略有延長，這主要是因為預制混凝土梁中預埋有H型鋼，有效抑制了混凝土梁裂縫的開展。當加載位移轉角增加到4.00%時，多縫耗能裝置的一側鋼帶發生顯著的平面內彎曲變形，且其中一根鋼帶的根部出現了開裂。當加載位移轉角進一步增大到5.50%時，鋼帶相繼出現了明顯的平面外屈曲變形，且部分鋼帶被直接拉斷，導致試件承載力顯著下降。

試驗結果表明，相比于現澆節點，該裝配式節點的破壞主要集中在多縫耗能裝置上，混凝土梁僅有少量細小裂縫，構件損傷程度相對較輕。

1.4 荷載-位移滯回曲線

現澆節點和裝配式節點在循環位移加載作用下的力-位移曲線，如圖5所示。由圖5可知，相比于現澆節點，裝配式節點的滯回曲線形狀更為飽滿，且無任何捏縮、滑移現象，表明該裝配式節點具有更強的耗能能力。當多縫耗能裝置進入塑性變形階段，在循環荷載作用下表現出顯著的應變硬化效應，因此，節點承載力隨位移增加而逐漸增大。在加載后期，試件由于鋼帶陸續斷裂導致其承載力逐漸下降。總體來看，該裝配式節點在承載力、最大變形和耗能能力等方面均顯著優于現澆節點。

圖5 試件力-位移曲線Fig.5 Force-displacement curve of specimens

2 裝配式梁柱節點簡化數值模型

為提高建模及計算效率，同時便于工程分析設計，本節利用SeismoStruct軟件建立裝配式梁柱節點的簡化數值模型，并通過試驗結果驗證其準確性。該簡化模型可為后續研究裝配式RC框架整體結構的抗震性能奠定基礎。

利用非線性分析軟件SeismoStruct建立裝配式梁柱節點的纖維桿系模型，如圖6所示。

圖6 裝配式節點數值模型Fig.6 Numerical analysis model of the precast joint

由圖6可知，預制混凝土梁、柱構件均為基于位移的非線性框架單元[16-17]，并采用一個彈性面域單元來模擬梁柱節點區的力學行為。此外，采用一個零長度的非線性連接單元來模擬連接部位的力學性能。該連接單元采用三折線非線性恢復力模型[18-20]來描述多縫耗能裝置的力學性能，模型骨架曲線中各特征點的參數根據試驗結果來確定。

裝配式梁柱節點簡化數值模型計算結果與試驗結果的對比，如圖7所示。由圖7可知，數值模擬計算得到的滯回曲線較為飽滿，且各級加載與卸載曲線剛度均與試驗結果高度吻合。

圖7 裝配式梁柱節點荷載-變形曲線對比Fig.7 Comparison of load-deformation curves of beam-column joints

對于裝配式梁柱節點的峰值荷載，其數值模擬值和試驗結果的誤差在正負加載方向分別為7.68%和8.42%。總體來看，本文建立的數值模型建模簡單、計算高效，且結果精度相對較高，可為后續研究裝配式結構的抗震性能及工程分析設計奠定基礎。

3 框架結構簡化數值模型

為評估該類裝配式RC框架結構的抗震性能，首先根據一個現有的現澆RC框架結構振動臺試驗(試件設計、制作及振動臺試驗加載均由同濟大學土木學院結構工程與防災研究所完成)建立對應的現澆結構數值分析模型，將數值模擬結果與試驗結果進行對比驗證該模型的準確性。在此基礎上，根據各梁柱節點區梁端截面的抗彎承載力設計對應的多縫耗能裝置并將其安裝在靠近節點區的梁端。利用一個非線連接單元來模擬多縫耗能裝置的非線性行為，并建立相應的數值模型來模擬裝配式RC框架結構，通過非線性動力時程分析研究該裝配式結構在地震作用下的抗震性能。

3.1 現澆RC框架結構數值模型

該現澆結構為兩跨三層RC框架結構，位于上海地區IV類場地，結構抗震設防烈度為7度(0.1g)。其中，結構在X向的跨度為二跨1.63 m，在Y向的跨度為二跨2.00 m，各樓層層高分別為0.99 m，0.81 m和0.81 m，其詳細平面布置及尺寸如圖8所示。此外，各樓層樓板厚度均為40 mm，荷載配重如表1所示。利用SeismoStruct建立三維數值模型，如圖9所示。

圖8 現澆結構結構圖Fig.8 Structural drawing of cast-in-place structure

表1 模型結構荷載Tab.1 Model structure load 單位：t

圖9 現澆框架結構模型Fig.9 Model of cast-in-place frame structure

其中，鋼筋本構為Menegotto-Pinto[21]模型，混凝土本構為Chang-Mander[22]模型，其參數取值均采用試驗結果的平均值。梁、柱單元類型均為基于位移的非彈性框架單元，各層樓板采用剛性隔板約束(即所約束節點均無相對變形)。此外，采用分布質量單元將附加荷載等效均布加載在各樓層的梁上，結構阻尼為瑞利阻尼。

臺面地震激勵采用EL Centro波和SHW兩人工波，沿結構單向或X/Y雙向輸入，并對其加速度從小到大進行調幅研究結構在不同地震水準作用下的響應，部分加載工況如表2所示。

表2 部分地震激勵工況Tab.2 Partial seismic excitation conditions

3.2 現澆RC框架結構模擬驗證

該振動臺試驗由同濟大學土木學院結構工程與防災研究所完成加載測試，根據其提供的試驗結果數據，數值模型計算的結果與部分試驗結果的對比，分別如圖10和圖11所示。其中：D3和D1分別為結構第三層和第一層的位移響應；Dmax_FE和Dmax_Ex分別為數值模擬和試驗測得的結構位移響應；Amax_FE和Amax_Ex分別為其對應的最大加速度響應。

由圖10、圖11可知，該模型計算得到結構的最大位移和加速度響應與試驗結果的比值為在0.66～1.03。雖然個別模擬結果與試驗結果有明顯偏差，但總體來看，該模型基本能夠較為真實地反映現澆RC框架結構在實際地震作用下的地震行為。因此，現以該數值模型為基礎，建立裝配式結構的簡化模型并對其進行非線性動力時程分析，用于評估其抗震性能。

圖10 結構在工況6作用下的地震響應Fig.10 Seismic response of structure under the condition 6

圖11 結構在工況9作用下的地震響應Fig.11 Seismic response of structure under the condition 11

3.3 裝配式RC框架結構數值模型

在現澆結構梁柱節點區設置非線性連接單元，用于模擬多縫耗能裝置的力學性能。其中，多縫耗能裝置的形式與圖3中的構造相同，尺寸按照與相鄰混凝土梁截面承載力相匹配的原則進行設計，其彎矩-曲率計算結果如圖12所示。據此來確定其恢復力模型中的關鍵參數。最后，建立裝配式RC框架結構的數值模型，如圖13所示。

圖12 多縫耗能裝置的彎矩-曲率計算結果Fig.12 Moment-curvature results of multi-slit energy dissipation devices

圖13 裝配式RC框架結構數值模型Fig.13 Numerical model of precast RC frame structure

4 裝配式RC框架結構地震響應

為進一步量化評估此類裝配式RC框架結構的抗震性能，分別從結構的動力特性和地震響應兩方面對現澆RC框架結構與裝配式RC框架結構進行了對比分析，如下所示。

通過分析結構的自振特性，可以得到結構的自振頻率和振型，進而可以判斷結構的剛度，并根據振型形式判斷結構設計是否合理。現澆結構與裝配式結構的前3階振型及其對應的自振周期，如圖14所示。

圖14 結構前3階振型Fig.14 The first three mode shapes of structures

由圖14可知，裝配式結構前兩階振型均為平動，第三階振型為X-Y平面轉動，與現澆結構基本一致，但裝配式結構的前三階自振周期略大于現澆結構，表明裝配式結構的初始抗側剛度略低于現澆結構，這可能在一定程度上造成裝配式結構的地震響應結果不同于現澆結構。

兩類結構在多遇地震(工況2和工況3)，基本設防地震(工況9、和工況10)和罕遇地震(工況16和工況17)作用下的最大響應結果，如圖15～圖17所示。由圖可知，相比于現澆結構，裝配式結構的最大層間位移角值和樓層加速度表現出了一定程度的增減，在罕遇地震作用下表現出了一定的減震效果。總體來看，該裝配式結構在各級水平地震作用下均表現較好，滿足抗震規范設計要求，其整體抗震性能基本接近現澆結構。

圖15 結構在多遇地震作用下的地震響應Fig.15 Seismic response of structures under frequent earthquakes

圖16 結構在基本設防地震作用下的地震響應Fig.16 Seismic response of structures under basic fortification earthquakes

圖17 結構在罕遇地震作用下的地震響應Fig.17 Seismic response of structures under rare earthquakes

裝配式結構各層中心梁柱節點區域連接部位在地震工況2、工況9、工況16條件下的彎矩-轉角滯回曲線結果，如圖18所示。由圖18可知，在工況2條件下，各層連接部位的變形均處于彈性狀態(見圖18(a))；在工況9條件下，結構底層的連接部位進入彈塑性狀態，為結構提供了一定的耗能能力(見圖18(b))；在工況16條件下，結構第一、第二層的連接部位均處于彈塑性狀態，表現出了顯著的塑性變形和滯回耗能性能，有利于減輕梁柱構件的塑性損傷(見圖18(c))。

圖18 裝配式結構中心節點連接部位的彎矩-轉角Fig.18 Moment-rotation deformation of the connection zone of the central beam-column joint in the precast structure

裝配式結構各層中心梁柱節點區域的連接部位在各地震工況作用下的最大變形結果，如圖19所示。由圖19可知：在多遇地震作用下，連接部位基本保持在彈性范圍內，可以確保結構正常使用；在基本設防地震作用下，部分連接部位開始進入彈塑性階段工作；在罕遇地震作用下，結構第一、第二層的連接部位均進入彈塑性狀態，且塑性變形更加顯著，充分發揮了多縫耗能裝置的力學性能并改善了結構的抗震性能，符合結構設計預期目的。

圖19 裝配式結構中心節點連接部位的轉角變形Fig.19 Rotation deformation of the connection zone of the central beam-column joint in the precast structure

5 結 論

(1) 相比于現澆梁柱節點，裝配式梁柱節點的損傷主要集中在多縫耗能裝置上，預制梁、柱構件基本無損傷，可以實現梁柱節點損傷可控且震后快速更換修復的目的。

(2) 裝配式梁柱節點在承載力、變形能力、耗能能力等方面均顯著優于現澆節點，表現出了更優異的抗震性能。

(3) 建立裝配式梁柱節點及結構的簡化數值模型，并進行非線性動力時程分析。結果表明，多縫耗能裝置在多遇地震作用下保持在彈性狀態，可以確保結構正常使用；在罕遇地震作用下，結構底層多縫耗能裝置的塑性變形最大，充分發揮了多縫耗能裝置的力學性能，有利于減輕梁柱構件的塑性損傷。此外，該裝配式結構在各級水平地震作用下均表現較好，滿足抗震規范設計要求，其整體抗震性能接近現澆結構。