预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究.pdf

第 44 卷第 8 期 中南大学学报自然科学版 Vol.44 No.8 2013 年 8 月 Journal of Central South University Science and Technology Aug. 2013 预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 李向民 1, 2 ， 高润东 1, 2 ， 许清风 1, 2 1. 上海市工程结构新技术重点实验室，上海，200032； 2. 上海市建筑科学研究院集团有限公司，上海，200032 摘要介绍国内外关于装配式混凝土框架延性节点的研究成果，在此基础上，设计一种新型装配式混凝土框架高 效延性节点并开展足尺试验研究。试验包括 3 个装配式节点和 1 个现浇对比节点，采用低周反复加载方法。试验 结果表明装配式高效延性节点的承载力高于现浇对比节点；在节点核心区预埋低屈服高延性连杆并通过中间翼 缘有效锚固后，节点正负向加载位移延性系数比现浇对比节点有大幅提高，延性性能明显改善；在整个加载过程 中，连杆首先屈服并发生充分的塑性变形，梁柱基本保持弹性状态，达到延性连接设计目的；加载后期节点核芯 区剪切变形增大，有限元分析表明节点核芯区箍筋加密后可有效抵抗剪切变形。最后，结合本文研究成果对相关 装配式延性节点的抗震性能作总结分析。 关键词预制装配式节点；延性连接；低屈服高延性连杆；位移延性；剪切变形 中图分类号TU375.4 文献标志码A 文章编号1672−7207201308−3453−11 Experimental study on high ductile joints for precast RC frame LI Xiangmin 1, 2 , GAO Rundong 1, 2 , XU Qingfeng 1, 2 1. Shanghai Key Laboratory of New Technology Research on Engineering Structure, Shanghai 200032, China; 2. Shanghai Research Institute of Building Sciences Group Co. Ltd, Shanghai 200032, China Abstract The research results from home and abroad about ductile joints for precast RC frame were introduced. Based on these previous researches, one new type of high ductile joints for precast RC frame was designed. The specimens including three precast joints and one monolithic joint were all fullscale and were tested by low reversed cyclic loading. Test results indicate that the loadbearing capacity of the high ductile precast joint was greater than that of the monolithic one; after the low yield and high ductile rods were embedded and anchored by the middle flanges in the core area, the displacement ductility coefficients of the pecast joint corresponding to both the positive loading and the negative loading were increased greatly, and therefore the ductility behavior of the precast joint was improved obviously; during the whole loading, the rods were yielded first and then generated full plastic deation, but both the prefabricated beams and the prefabricated column were kept in the elasticity state, which proved that the ductile connection design was attained; the ultimate shear deation of the core area was increased, but the analysis by FEM indicated that the shear deation could be resisted efficiently by reducing stirrup spacing in the core area. Finally, combined with the research of this paper, the seismic behaviors of the related type of ductile precast joints were summarized. Key words precast reinforced concrete joint; ductile connection; lowyield and highductile rod; displacement ductility; shear deation 收稿日期2012−09−29；修回日期2012−12−29 基金项目上海市科学技术委员会科技支撑计划项目10dz1202200, 10dz0583600 通信作者 李向民1973−， 男， 山东东营人， 博士， 教授级高级工程师， 从事住宅工业化研究； 电话 02164390809； Email 13601902634 中南大学学报自然科学版 第 44 卷 3454 建筑工业化是以构件预制化生产、装配式施工为 生产方式，以设计标准化、构件部品化、施工机械化 为特征，能够整合设计、生产、施工等整个产业链， 实现建筑产品节能、环保、全生命周期价值最大化的 可持续发展的新型建筑生产方式 [1] 。国内外实践业已 证明， 预制混凝土结构是建筑工业化的理想结构型式， 它的研究和应用越来越受到重视，而预制混凝土结构 根据其节点连接方式不同又可分为后浇整体式和装配 式两大类。后浇整体式连接一般属于强连接，地震作 用下， 弹塑性变形一般出现在结构构件上即预先设定 的塑性铰处。 采用这类连接的预制结构设计思想与现 浇结构基本一致，只要保证连接构造满足要求，结构 构件的设计可以按照现浇混凝土结构的设计准则进 行。国内现有相关技术规程如上海市工程建设规范 DG/TJ0820712010 装配整体式混凝土住宅体系设 计规程 [2] 、深圳市技术规范 SJG182009预制装 配整体式钢筋混凝土技术规范 [3] 、国家行业标准 JGJ2242010 预制预应力混凝土装配整体式框架结 构技术规程 [4] 等均采用后浇整体式连接方式。与后 浇整体式连接相比，装配式连接能更大程度上符合新 型建筑工业化要求，但其设计思想与后浇整体式连接 明显不同，自 20 世纪 90 年代开始部分学者进行了探 索研究。Englekirk 等 [5−6] 提出了一种装配式延性节点 的设计思想在预制柱内预埋延性连杆，预制梁通过 螺栓与连杆相连，形成延性连接系统，地震作用下连 杆发生塑性变形，从而避免其他构件损坏。Englekirk 等 [5−6] 对按照上述思想设计的装配式节点进行了试验， 并和 NIST 进行的现浇节点试验作了对比。Kenyon [7] 根据梁柱界面裂缝张开机理，系统提出了 3 种装配式 节点，并重点通过试验研究了后两种节点。林宗凡 等 [8] 提出的装配式延性节点的设计思想与上述思想基 本一致 节点区设计成较弱于预制构件， 地震作用下， 在预制构件维持相对不损坏的同时，节点本身已能适 应大部分侧向位移以耗散能量，设计时无需对预制构 件做严格的延性设计。基于这一思想，林宗凡等 [8] 分 别对按照拉−压屈服、摩擦滑移、非线性弹性反应 3 种机理设计的延性节点进行了试验，对比了不同节点 的破坏形态和抗震性能。赵斌等 [9] 提出了在柱节点位 置预埋螺杆非延性材料并伸出柱外，梁端部设置有 连接端板的工字形短梁接头， 端板通过节点支座采用 橡胶垫支座、垫板和螺帽与柱实现半刚性连接。Ertas 等 [10] 进行了带牛腿的装配式焊接节点的试验研究，结 果表明焊接节点的变形性能较差。综上所述，延性连 接是装配式连接的一种重要方式，即地震作用下弹塑 性变形通常发生在连接处， 而梁柱构件本身不会破坏， 变形在弹性范围内，因此结构恢复性能好，震后只需 对连接部位进行修复就可以继续使用，具有较好的经 济性能。延性连接具有优良的非线性反应特性，而且 它的布置无需避免塑性铰区与节点的重合。由于采用 延性连接的装配式混凝土结构符合渐趋主流的“基于 性能”的抗震设计思想， 越来越受到关注。 基于以上研 究成果， 本文作者在结合国内延性钢材研发生产情况， 设计一种新型预制装配式混凝土框架高效延性节点并 开展相关试验研究和数值模拟分析。新型节点将实现 全装配式连接，符合工业化生产特点。 1 试验概况 1.1 试件设计 本文共设计 4 个原型足尺节点试件，编号为 S1S4。S1 为现浇对比节点，混凝土强度等级 C40， 配筋图如图 1 所示。S2S4 为装配式节点，它们的共 同点在于，混凝土强度等级及柱配筋均与 S1 相同， 均在预制柱节点核芯区预埋低屈服高延性连杆按与 S1 等强代换设计，荷载作用下，连杆首先屈服，避 免其他构件破坏。不同点在于，S2 的预制梁顶、底面 配筋均为 4φ20， 梁端控制截面钢筋按刻丝后横截面积 计算，预制梁钢筋系统相对于节点核芯区连杆系统的 超强系数为 1.0； S3 的预制梁顶、 底面配筋均为 4φ22， 梁端控制截面钢筋按刻丝后横截面积计算，预制梁钢 筋系统相对于节点核芯区连杆系统的超强系数为 1.3； S4 的预制梁配筋与 S3 相同。预制梁通过高强螺栓、 连接块与连杆相连， S2 和 S3 的梁柱连接如图 2 所示， 连杆中间带翼缘，主要起锚固作用，防止受力过程中 连杆产生较大的滑移；S4 的梁柱连接如图 3 所示，连 杆中间不带翼缘；S3 和 S4 的梁柱间均增设一层与预 制梁截面尺寸相同的橡胶垫。整个连接以干作业施工 为主，只在连接块周围做少量非结构性灌浆处理。 1.2 材料强度 混凝土、钢筋、连杆以及橡胶垫材性如表 14 所示。 1.3 试验加载 根据钢筋混凝土装配整体式框架节点与连接设 第 8 期 李向民，等预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 3455 图 1 S1 节点梁柱配筋图及应变片布置单位mm Fig. 1 Steel bars and strain gauges layout of S1 图 2 S2 和 S3 采用的连杆型式、梁柱连接及应变片布置单位mm Fig. 2 Rod type, beam and column connection, and strain gauges layout of S2 and S3 图 3 S4 采用的连杆型式、梁柱连接及应变片布置单位mm Fig. 3 Rod type, beam and column connection, and strain gauges layout of S4 中南大学学报自然科学版 第 44 卷 3456 表 1 混凝土、灌浆料的力学性能 Table 1 Mechanical properties of concrete and grouting material 材料 立方体抗压强度 fcu/N∙mm −2 轴心抗压强度 fc/N∙mm −2 弹性模量 EC/10 4 N∙mm −2 混凝土 40.2 36.7 3.35 灌浆料 50.8 45.3 3.34 表 2 钢筋的力学性能 Table 2 Mechanical properties of steel bars 钢筋 直径/mm 屈服强度 fy/N∙mm −2 极限强度 fu/N∙mm −2 伸长率/ 弹性模量 ES/ 10 5 N∙mm −2 8 273.7 428.4 40.0 2.02 16 366.9 576.2 32.1 1.94 20 404.7 606.4 31.7 1.92 22 415.9 639.3 29.0 1.99 25 396.8 616.2 31.0 1.89 表 3 低屈服高延性连杆的力学性能 Table 3 Mechanical properties of low yield and high ductile rod 连杆 直径/mm 屈服强度 fy/N∙mm −2 极限强度 fu/N∙mm −2 伸长率/ 弹性模量 ES/ 10 5 N∙mm −2 22 240.0 368.0 48.2 2.06 注 低屈服高延性连杆由宝钢研发生产的 BLY225 钢材加工 成型。 表 4 橡胶垫的基本性能 Table 4 Basic properties of rubber pad 类型 厚度/mm 邵氏硬度 拉伸强度/N∙mm −2 耐油型 3709 12 70 9.0 计规程CECS 4392 [11] ，并结合节点的设计特点， 本试验采用梁端加载方案。采用静力低周反复加载方 法，用 MTS 伺服加载系统双作动器实现节点核芯区 两侧梁同步加载，加载图如图 4 所示。加载时，柱轴 压比取 0.4； 在梁纵向受力钢筋或节点核芯区内延性连 杆屈服前采用荷载控制加载，第 1 循环加载值取混凝 土开裂荷载，第 2 循环加载值取按材料实际强度计算 的屈服荷载的 70，第 3 循环达到屈服；屈服后改用 位移控制加载，按屈服位移的倍数加载，每一级位移 下反复循环 3 次，直至荷载下降到峰值荷载的 85 以下。 图 4 试验加载图从西侧看 Fig. 4 Loading of specimenlook from west side 1.4 测量内容 测量内容主要包括梁加载端、柱顶荷载，梁加 载端、柱端位移，梁端转角，核芯区剪切变形，梁端、 柱端纵筋应变，延性连杆应变，梁端、柱端及核芯区 箍筋应变，混凝土应变，裂缝宽度等。 本文分析以南梁为主，方向以向下为正。从西侧 看，左为北梁，右为南梁。 2 试验结果与分析 2.1 节点破坏过程 对于 S1 节点，荷载控制加载时，加载到 20 kN 时，南梁梁端顶面混凝土首先开裂；加载到 62.23 kN 时，梁中钢筋屈服，此时，裂缝主要分布在梁上正向 加载最大裂缝宽度为 1.5 mm、 负向加载最大裂缝宽度 为 0.45 mm，柱及节点核芯区均未出现裂缝。 位移控制加载时，加载到 15 mm 时，原裂缝没有 延伸，没有出现新裂缝，但加载到−15 mm 时，原裂 缝发生较明显延伸并伴随有新裂缝出现；加载到 30 mm 时，裂缝明显变宽，梁柱交界处附近最大裂缝宽 度已达 4 mm，加载到−30 mm 时最大裂缝宽度已达 6 mm；加载到 45 mm 时，西侧，北梁与柱交界处开始 出现破坏；加载到−60 mm 时，西侧节点核芯区出现 明显斜裂缝；加载到 75 mm 时，梁柱交界处开始发生 较明显脱开；加载到 90 mm 时，梁端混凝土剥落已非 常严重，梁端钢筋逐渐失去侧向支撑；加载到最大位 移 120 mm 时，梁端钢筋压屈严重，节点发生梁端弯 曲型破坏，形成典型的梁铰机制。S1 节点破坏形态如 图 5a所示。 对于 S2 节点，荷载控制加载时，加载到 19 kN 时， 南北梁灌浆料与原混凝土交界面开裂， 加载到−20 第 8 期 李向民，等预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 3457 kN 时，梁上有新裂缝出现；加载到−40 kN 时，梁柱 交界面微裂；加载到 62.38 kN 时，节点核芯区内延性 连杆发生屈服，此时，裂缝主要分布在梁上正向加载 最大裂缝宽度为 0.35 mm、负向加载最大裂缝宽度为 0.25 mm，明显小于 S1，柱及节点核芯区均未出现 裂缝。 位移控制加载时，加载到 30 mm 时，节点核芯区 出现斜裂缝；加载到 45 mm 时，梁柱交界处开始发生 脱开；加载到 75 mm 时，随着梁柱交界处脱开比较明 显，梁上正负向加载裂缝宽度呈减小趋势，说明随着 延性连杆屈服伸长、梁柱界面脱开，梁中钢筋由于仍 处于弹性状态而产生回缩；加载到 120 mm 时，梁柱 破坏相对轻微，梁柱交界处柱表面有凸起剥落现象发 生，节点核芯区出现交叉型斜裂缝，节点核芯区内延 性连杆充分屈服； 之后， 延性连杆屈服变形持续增大， 加载到 180 mm 时，节点核芯区伴随剪切破坏特征出 现。S2 节点破坏形态如图 5b所示。 对于 S3 节点，荷载控制加载时，加载到 30 kN 时，北梁顶面灌浆料与原混凝土交界面开裂；加载到 −40 kN 时，梁柱交界面微裂；加载到 66.43 kN 时，节 点核芯区内延性连杆发生屈服，此时，裂缝主要分布 在梁上正负向加载最大裂缝宽度均为 0.1 mm，明显 小于 S1 和 S2，柱及节点核芯区均未出现裂缝。 位移控制加载时，加载到 30 mm 时，节点核芯区 出现斜裂缝；加载到 45 mm 时，梁柱交界面以下西北 侧柱角出现开裂，加载到−45 mm 时，节点核芯区斜 裂缝基本不再扩展；同样，加载过程中随着梁柱交界 处脱开的增大，梁上正负向加载裂缝宽度亦呈减小趋 势，加载到−75 mm 时，梁上最大裂缝宽度仅有 0.05 mm；加载到 120 mm 时，梁柱破坏相对轻微，梁柱交 界处四周柱表面有凸起剥落现象发生，节点核芯区出 现交叉型斜裂缝，节点核芯区内延性连杆充分屈服； 之后，延性连杆屈服变形持续增大，最大试验位移达 到 195 mm，此时，节点核芯区亦出现剪切破坏特征。 S3 节点破坏形态如图 5c所示。 对于 S4 节点，荷载控制加载时，加载到 30 kN 时，南北梁端均出现裂缝，南梁梁柱交界面微裂，加 载到−30 kN 时，南北梁灌浆料与原混凝土交界面开 裂；加载到 65.01 kN 时，节点核芯区内延性连杆发生 屈服，此时，裂缝主要分布在梁上正向加载最大裂缝 宽度为 0.15 mm、负向加载最大裂缝宽度为 0.1 mm， 亦明显小于S1和S2， 柱及节点核芯区均未出现裂缝。 位移控制加载时，加载到 30 mm 时，节点核芯区 没有出现斜裂缝，梁柱交界面四周柱表面出现轻微开 裂，加载到−30 mm 时，梁上裂缝基本出齐，破坏向 梁柱交界面处集中；加载到 60 mm 时，南北梁灌浆料 处水平裂缝不明显，这一点较 S2 和 S3 明显改善；加 载到 120 mm 时，节点核芯区仍旧没有出现斜裂缝， 这一点与 S2 和 S3 显著不同，梁柱交界面四周柱表面 混凝土凸起剥落明显，延性连杆充分屈服，由于中间 不带翼缘，延性连杆产生了明显滑移；之后，正负向 加载过程中，延性连杆滑移均比较明显，最大试验位 节点a S1；b S2；c S3；d S4 图 5 节点破坏形态 Fig. 5 Failure patterns of the joints 中南大学学报自然科学版 第 44 卷 3458 移达到 150 mm，此时，节点核芯区没有出现剪切破 坏，破坏主要集中在梁柱交界面四周柱表面混凝土剥 落。S4 节点破坏形态如图 5d所示。 2.2 主要试验结果 主要试验结果见表 5 所示。由表 5 可知正负向 加载时，无论是屈服荷载还是峰值荷载，S2S4 均高 于 S1，且在整个加载过程中连杆没有被拉断现象，表 明 S2S4 均满足承载力设计要求；在节点核芯区埋置 低屈服高延性连杆后， S2 正负向加载位移延性系数分 别达到 8.51 和 11.17，S3 正负向加载位移延性系数分 别达到 8.89 和 10.76，均明显比 S1 的高，表明受力过 程中连杆的延性性能得到了充分发挥，而 S4 由于其 顶排连杆在加载过程中滑移严重，其正向加载位移延 性系数只有 2.39， 负向加载位移延性系数也只有 6.06， 节点延性较差。 2.3 滞回曲线 试件 S1S4 的滞回曲线如图 6 所示。 由图 6 可见 S1 梁端荷载−位移滞回曲线具有拉压屈服型滞回曲线 特征，屈服前，滞回曲线呈尖梭形，屈服后，滞回曲 线形状饱满，加载后期滞回曲线出现轻微捏缩，卸载 表 5 主要试验结果 Table 5 Main test results 试件 加载方向 Py/kN Δy/mm Pm/kN Δm/mm Pu/kN Δu/mm 延性系数 Δu/Δy S1 正向 负向 62.23 68.42 21.74 15.04 66.04 84.13 30.07 89.88 56.13 71.51 110.00 116.00 5.10 7.71 S2 正向 负向 62.38 68.50 15.85 16.14 71.91 89.29 30.42 30.05 53.11 81.58 134.81 180.30 8.51 11.17 S3 正向 负向 66.43 71.50 17.22 16.95 69.37 90.16 27.07 32.69 58.96 76.64 153.03 182.31 8.89 10.76 S4 正向 负向 65.01 87.99 17.55 21.45 73.26 99.69 30.37 29.89 62.27 84.74 41.90 130.01 2.39 6.06 注Py，Pm 和 Pu 分别表示屈服荷载、峰值荷载以及与文献[11]规定的破坏点对应的荷载，Pu0.85Pm；Δy，Δm 和 Δu 分别表 示与上述荷载对应的位移。 a S1；b S2；c S3；d S4 图 6 梁端荷载−位移滞回曲线 Fig. 6 Hysteretic loops of beamend load−displacement 第 8 期 李向民，等预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 3459 后有残余变形；由于预制梁始终处于弹性工作状态， S2 和 S3 梁端荷载−位移滞回曲线具有一定程度的非 线性弹性滞回曲线特征，另外，延性连杆受拉屈服伸 长后再受压时，梁柱并不接触，此时，连接刚度主要 由连杆系统提供，延性连杆受压屈服回缩后，梁柱再 次接触，连接刚度随之增大，连接刚度的反复变化也 使得滞回曲线出现捏缩效应，国外同类研究亦得出了 类似的结论 [5] ，但卸载后残余变形相对要小；S4 则由 于延性连杆产生较大滑移，滞回曲线捏缩最为严重， 而且随着梁柱交界面四周柱表面混凝土剥落，连杆端 头部位混凝土很容易压碎，加载过程中，预制梁还会 出现竖直方向上的滑移，因此导致节点正向承载能力 迅速降低。 根据梁柱节点计算梁端位移的传统方法 [12] 可知， 梁端位移主要与以下 3 部分有关1 梁自身变形， 2 柱变形，3 节点核芯区剪切变形。对于 S1 节点， 在整个加载过程中，柱变形和节点核芯区剪切变形都 比较小，梁端位移主要由梁端塑性铰机制产生，梁铰 机制属于整体机制，因此，对于 S1，梁端荷载位移 滞回曲线能够比较完备的反映整个节点的变形及耗能 性能。对于 S2S4 节点，在整个加载过程中，梁柱中 受力主筋基本上都没有屈服， 梁柱自身变形都比较小， 而位于节点核芯区内的延性连杆充分屈服，其变形不 断增大，增强了梁柱交界面的转动能力如图 7 所示 加载到 105 mm 时，正负向加载时，S2S4 梁端转角 均已明显比 S1 的大，而 S3 和 S4 的梁端转角比 S2 的 大则与 S3 和 S4 梁柱间增设橡胶垫有关， 延性连杆的 屈服变形对梁端位移有很大影响，另外，加载后期， 节点核芯区剪切变形增大， 对梁端位移也有一定影响。 2.4 骨架曲线及荷载特征值 试件 S1S4 的骨架曲线如图 8 所示。 由图 8 可知， 与 S1 相比，S2 和 S3 的水平持荷变形段较长，表现出 很强的后期变形能力，负向加载时尤为明显，这主要 图 7 梁端弯矩−转角曲线 Fig. 7 Beamend moment−rotation angle curves 1S1；2S2；3S3；4S4 图 8 梁端荷载−位移骨架曲线 Fig. 8 Skeleton curves of beamend load−displacement 是因为，加载方向以向下为正，负向加载意味着要向 上克服重力作用，重力的有利作用增强了节点的持荷 能力。对于 S2，正向加载到峰值荷载后，荷载较快降 到略低于 0.85Pm 水平，但此后骨架曲线基本保持水 平，因此取骨架曲线水平段下降点对应的位移为正向 加载的破坏位移；负向加载到试验最大位移时，相应 荷载仍略高于 0.85Pm 水平， 但此时正向加载破坏已很 严重，综合考虑取试验最大位移作为负向加载的破坏 位移。 对于 S4， 正向加载时， 由于连杆滑移比较严重， 达到峰值荷载后，荷载很快降到 0.85Pm 水平以下，负 向加载时则表现出一定的持荷变形能力，表明正向加 载时节点核芯区顶排受拉连杆滑移明显，而负向加载 时底排受拉连杆基本没有发生滑移。 2.5 梁、柱及节点核芯区钢筋屈服情况 梁纵筋、延性连杆、柱筋和核心区箍筋的应变变 化如图 912 所示。图 912 展示了梁、柱及节点核芯 区钢筋的屈服情况图中钢筋应变片的具体布置位置 可参见图 13，图中不同位置钢筋应变存在差异与正 负加载方向有关，个别图中同一位置钢筋存在差异则 可能与受力不均匀或应变片临近破坏时数据出现波动 有关，另外，观测表明，与 S2 相似，S3 和 S4 梁柱中 纵筋均未屈服，为节省篇幅，S3 和 S4 梁柱中纵筋应 变曲线不再列出。由图 912 可见在加载过程中， 对于 S1，梁中纵筋充分屈服，节点核芯区梁纵筋个别 屈服， 柱中纵筋没有屈服， 节点核芯区箍筋个别屈服， 钢筋屈服情况与其梁铰破坏机制是一致的；对于 S2， 梁中纵筋没有屈服，节点核芯区延性连杆充分屈服， 柱中纵筋没有屈服，节点核芯区箍筋部分屈服，钢筋 屈服情况与梁柱保持弹性工作状态、延性连杆充分 中南大学学报自然科学版 第 44 卷 3460 节点a S1；b S2 1梁端顶排纵筋 1；2梁端顶排纵筋 2；3梁端底排纵筋 1；4梁端底排纵筋 2 图 9 梁纵筋应变的变化 Fig. 9 Strain of longitudinal steel bars in beam 节点a S1；b S2；c S3；d S4 1节点核芯区顶排梁纵筋 1；2节点核芯区顶排梁纵筋 2；3节点核芯区底排梁纵筋 1；4节点核芯区底排梁纵筋 2； 5节点核芯区顶排延性连杆 1；6节点核芯区顶排延性连杆 2；7节点核芯区顶排延性连杆 3； 8节点核芯区底排延性连杆 1；9节点核芯区底排延性连杆 2；10节点核芯区底排延性连杆 3 图 10 节点核芯区梁纵筋及延性连杆应变的变化 Fig. 10 Strain of beam longitudinal steel bars and ductile rods in core area of joint 屈服及加载后期剪切变形增大是一致的，表明 S2 基 本达到设计目的，即荷载作用下，延性连杆发生塑性 变形，尽量避免其他构件发生破坏；对于 S3，其受力 机制与 S2 基本相同；对于 S4，梁柱保持弹性工作状 态，延性连杆充分屈服并发生了严重的滑移，但由于 延性连杆没有中间翼缘，受力过程中对节点核芯区的 锚固损伤明显减轻，节点核芯区箍筋均未屈服。 2.6 节点核芯区剪切变形分析 节点核心区剪切变形曲线如图 13 所示。由图 13 可知S2 和 S3 节点核芯区剪切变形明显比 S1 和 S4 大，这与前面分析的节点核芯区斜裂缝分布规律以及 箍筋应变大小是一致的。根据 Paulay等 [13] 的研究，梁 柱节点中主要存在 2 种传力机构，即斜压杆机构和桁 架机构。延性连杆通过其中间翼缘在节点核芯区中间 第 8 期 李向民，等预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 3461 节点Pa S1；b S2 1节点核芯区以上柱端纵筋 1；2节点核芯区以上柱端纵筋 2； 3节点核芯区以下柱端纵筋 1；4节点核芯区以下柱端纵筋 2 图 11 柱纵筋应变的变化 Fig. 11 Strain of longitudinal steel bars in column 节点a S1；b S2；c S3；d S4 1节点核芯区中间箍筋肢 1；2节点核芯区中间箍筋肢 2；3节点核芯区中间箍筋肢 3；4节点核芯区中间箍筋肢 4 图 12 节点核芯区箍筋应变的变化 Fig. 12 Strain of stirrup in core area of joint 图 13 节点核芯区剪切变形曲线 Fig. 13 Shear deation curves of core area of joint 锚固，对节点核芯区形成的抵抗剪切作用的斜压杆机 构具有削弱作用，而对桁架机构具有增强作用 [5] ，这 在一定程度上会增加节点核芯区箍筋的应力，从而造 成节点核芯区混凝土剪切破坏，要求预制柱在节点核 芯区的箍筋配置进一步加密。 2.7 高效延性节点有限元分析 本文以 S2 为例， 通过有限元技术ANSYS分析了 节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布形态及混凝土主应 力变化情况。 图 14 列出了节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布 中南大学学报自然科学版 第 44 卷 3462 形态。由图 14 可见节点核芯区箍筋加密由 100 mm 变为 50 mm以后，节点核芯区斜裂缝数量明显减少， 除梁上受弯裂缝以外，其他裂缝主要集中在节点核芯 区角部及梁柱交界面附近柱表面，这些裂缝主要是由 延性连杆两边端头变粗以及连接钢块与混凝土间存在 刚度差异所引起的。 图 15 列出了节点核芯区箍筋加密 后柱表面图 14b中虚线位置，模型坐标原点位于柱 中间混凝土主应力与加密前之比，由图 15 可见无 论屈服荷载时还是峰值荷载时，箍筋加密后，第 1 主 应力和第 2 主应力均有比较明显的降低，许多点降幅 超过 40，个别点降幅存在波动则主要与混凝土开裂 导致计算应力集中有关峰值荷载时更为明显一点， 但箍筋加密对第 3 主应力影响较小，基本上没有降低 或降幅较小。总的来看，节点核芯区箍筋加密对控制 斜裂缝的效果以及混凝土主应力还是比较明显的。 3 结论 1 预制装配式高效延性节点承载力高于现浇对 比节点，满足承载力设计要求。 2 在节点核心区预埋低屈服高延性连杆并通过 中间翼缘有效锚固后，节点后期变形能力得到有效加 强，位移延性系数明显高于现浇对比节点；如果连杆 中间不设翼缘，则加载过程中连杆滑移严重，节点延 性较差。 a 加密前节点核芯区箍筋间距为 100 mm；b 加密后节点核芯区箍筋间距为 50 mm 图 14 节点核芯区箍筋加密前后裂缝分布形态峰值荷载时 Fig. 14 Crack distribution patterns before and after the stirrup spacing was reduced in the core area of the joint at peak load ■σ1；◆σ2；▲σ3 a 屈服荷载时；b 峰值荷载时 图 15 节点核芯区箍筋加密后柱表面混凝土主应力与加密前之比 Fig. 15 Principal stress ratios after and before the stirrup spacing was reduced in the core area of the joint 第 8 期 李向民，等预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究 3463 3 加载过程中，连杆首先屈服并发生充分的塑 性变形，梁柱基本保持弹性状态，达到了延性连接设 计目的。但加载后期，由于连杆中间翼缘的锚固作用 对节点核芯区形成的抵抗剪切作用的传力机构的改 变，节点核芯区剪切变形增大，有限元分析表明，节 点核芯区箍筋加密以后可有效抵抗剪切变形。 4 装配式延性连接的滞回曲线基本上都出现了 不同程度的捏缩现象，这是由其特殊的受力机制决定 的， 即装配式延性连接的弹塑性变形都发生在连接处， 不再形成梁铰机制；装配式延性连接对节点核芯区抵 抗剪切变形的能力提出了更高要求，要求箍筋配置进 一步加密；在梁柱间增设橡胶垫，其缓冲及耗能效果 不明显。 参考文献 [1] 纪颖波. 建筑工业化发展研究[M].北京 中国建筑工业出版 社, 2011 125−126. 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