高強(qiáng)螺栓-齒槽-灌漿套筒連接裝配式L型梁-柱邊節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

丁穎楠，許維炳，王 瑾，閆曉宇，陳彥江，趙 卓

(1.北京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124；2.中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100044；3.國(guó)家開放大學(xué)理工教學(xué)部，北京 100039)

現(xiàn)有震害調(diào)查表明，建筑結(jié)構(gòu)頂層L型梁-柱邊節(jié)點(diǎn)(簡(jiǎn)稱L型節(jié)點(diǎn))的震后損壞現(xiàn)象普遍存在[1-2].一方面，L型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)需同時(shí)承受軸力和剪力的組合作用[3]；另一方面，L型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)內(nèi)梁、柱縱向鋼筋的錨固情況較為復(fù)雜.因此，L型節(jié)點(diǎn)在不同構(gòu)造形式下的力流傳遞路徑與承載力計(jì)算公式難以確定.依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[4]提出的抗震構(gòu)造要求，在滿足抗震錨固長(zhǎng)度的前提下，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)中L型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗剪性能可以保證；但在裝配式結(jié)構(gòu)中[5]，裝配式節(jié)點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱節(jié)點(diǎn))的接縫集中損傷可能會(huì)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)鋼筋錨固失效，進(jìn)而造成節(jié)點(diǎn)核心區(qū)呈現(xiàn)剪切破壞的破壞形態(tài).鑒于此，采用一定的構(gòu)造措施提升節(jié)點(diǎn)接縫的抗彎、抗剪性能，降低節(jié)點(diǎn)的早期損傷、集中損傷對(duì)裝配式構(gòu)件的推廣應(yīng)用意義重大.

為提升節(jié)點(diǎn)接縫的抗剪性能，Bennett等[6]早在1976年就提出一種可利用預(yù)制構(gòu)件自身構(gòu)造抵抗剪力的齒槽式梁-柱節(jié)點(diǎn).該型節(jié)點(diǎn)分別在梁、柱構(gòu)件兩端預(yù)留齒狀凹槽、齒狀凸起，并通過(guò)齒狀凸起部分的混凝土提升節(jié)點(diǎn)接縫抗剪性能.在此基礎(chǔ)上，Bu等[7]通過(guò)一系列柱-柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)與理論研究，提出2種齒槽式節(jié)點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度的計(jì)算方法.以上研究成果表明，齒槽式節(jié)點(diǎn)可以有效提升節(jié)點(diǎn)接縫的抗剪性能，但對(duì)于節(jié)點(diǎn)接縫抗彎性能的提升方法仍有待進(jìn)一步研究.

為提升節(jié)點(diǎn)接縫的抗彎性能，已有眾多國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)節(jié)點(diǎn)接縫間的填充材料進(jìn)行了大量的研究.其中，Saibabu等[8]分別對(duì)采用干接縫、膠接縫的節(jié)段預(yù)制梁開展靜力性能試驗(yàn).試驗(yàn)結(jié)果表明，膠接縫可以使預(yù)制構(gòu)件達(dá)到共同受彎的有益效果.Mac Gregor等[9]分別對(duì)采用干接縫、膠接縫的三跨連續(xù)梁開展靜力性能試驗(yàn).試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)預(yù)制節(jié)段梁間采用膠接縫時(shí)，梁跨中的撓度最小、開裂荷載最大.文獻(xiàn)[8-9]的研究成果表明，膠接縫對(duì)節(jié)點(diǎn)接縫的抗彎性能具有明顯的提升作用.此外，姜海波等[10]總結(jié)了1964—2015年間國(guó)內(nèi)外關(guān)于干接縫、膠接縫的研究進(jìn)展.統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，當(dāng)節(jié)點(diǎn)接縫間采用膠接縫時(shí)，節(jié)點(diǎn)接縫的抗剪強(qiáng)度最高.以上研究結(jié)果表明，與干接縫相比，膠接縫對(duì)節(jié)點(diǎn)接縫的抗彎、抗剪性能均有一定的提升作用.但由李國(guó)平等[11]的研究成果可知，相對(duì)于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，膠接縫連接部位的抗裂性能仍相對(duì)較差.因此，裝配式節(jié)點(diǎn)接縫的構(gòu)造形式仍需進(jìn)一步改進(jìn).

為提升節(jié)點(diǎn)接縫的抗裂性能、連接性能和耐久性，預(yù)應(yīng)力筋連接逐漸被引入裝配式結(jié)構(gòu)中.其中，王志強(qiáng)等[12]、葛繼平等[13]通過(guò)靜力試驗(yàn)研究幾種不同構(gòu)造形式下節(jié)段預(yù)制橋墩的抗震性能.試驗(yàn)結(jié)果表明，在節(jié)段預(yù)制橋墩的截面中心增設(shè)無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋可以有效提高橋墩的抗剪性能，改變橋墩的破壞形式，降低橋墩的殘余變形.布占宇等[14]通過(guò)數(shù)值模擬方法，得出預(yù)應(yīng)力度越高則節(jié)點(diǎn)屈服強(qiáng)度越高的研究結(jié)論.楊輝等[15]提出一種干濕混合式預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)，并開展預(yù)制試件與現(xiàn)澆試件的擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，設(shè)置預(yù)應(yīng)力筋可以改善鋼筋的工作性能，提升節(jié)點(diǎn)的極限變形能力.以上研究結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力可以進(jìn)一步提升節(jié)點(diǎn)試件的承載力與延性，改善節(jié)點(diǎn)接縫在往復(fù)荷載作用下的開裂現(xiàn)象，降低節(jié)點(diǎn)接縫的殘余變形.但在已有研究中，預(yù)應(yīng)力的施加多通過(guò)預(yù)應(yīng)力筋實(shí)現(xiàn)，對(duì)于建筑結(jié)構(gòu)中的混凝土梁等小尺寸構(gòu)件，預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)應(yīng)力損失難以控制[16]，且應(yīng)用成本較高.因此，如何采用建筑結(jié)構(gòu)常用的連接方式(螺栓連接、預(yù)應(yīng)力筋連接等)提供局部預(yù)緊力，以提高建筑預(yù)制構(gòu)件間的連接性能和耐久性有待探索.

鑒于此，本文將高強(qiáng)螺栓引入預(yù)制構(gòu)件的連接中，提出一種高強(qiáng)螺栓-齒槽-灌漿套筒裝配式組合節(jié)點(diǎn)(H-C-S節(jié)點(diǎn)).H-C-S節(jié)點(diǎn)的受力縱筋采用灌漿套筒連接，混凝土界面采用環(huán)氧樹脂連接，是一種無(wú)須在施工現(xiàn)場(chǎng)后澆混凝土的裝配式連接節(jié)點(diǎn).分別設(shè)計(jì)制作了將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外的裝配式L型節(jié)點(diǎn)試件-LS1與將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)的裝配式L型節(jié)點(diǎn)試件-LS2.作為對(duì)比，設(shè)計(jì)制作了一個(gè)僅采用齒槽-灌漿套筒裝配式組合節(jié)點(diǎn)(C-S節(jié)點(diǎn))的裝配式L型節(jié)點(diǎn)試件-CJ1，并將C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于與LS1試件H-C-S節(jié)點(diǎn)相同的位置.開展了各試件的低周往復(fù)加載試驗(yàn)，分別從破壞形式、荷載-位移關(guān)系、耗能能力等方面對(duì)比分析了H-C-S節(jié)點(diǎn)及其設(shè)置方式對(duì)裝配式L型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響.相關(guān)成果可豐富小尺寸預(yù)制構(gòu)件間的節(jié)點(diǎn)連接形式，并為高烈度區(qū)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的推廣、應(yīng)用提供參考.

1 節(jié)點(diǎn)組成與裝配方案

H-C-S節(jié)點(diǎn)的裝配式L型梁-柱邊節(jié)點(diǎn)(簡(jiǎn)稱裝配式L型節(jié)點(diǎn))主要由預(yù)制梁、預(yù)制柱、高強(qiáng)螺栓、灌漿料、環(huán)氧樹脂等組成部分在施工現(xiàn)場(chǎng)裝配而成.預(yù)制梁、預(yù)制柱內(nèi)部主要包括鋼筋骨架、特制螺母、螺栓孔道、灌漿套筒、墊片等.其中，鋼筋骨架的設(shè)計(jì)和施工與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相同，縱筋在節(jié)點(diǎn)接縫處斷開，并通過(guò)灌漿套筒連接；特制螺母由高強(qiáng)螺母、構(gòu)造鋼筋焊接而成，目的在于提升螺母與混凝土間的握裹力，防止高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力出現(xiàn)松弛；墊片分別布置于混凝土內(nèi)、外兩側(cè)，目的在于增大螺帽與混凝土的接觸面積，避免混凝土由于應(yīng)力集中出現(xiàn)開裂.試件LS1的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1所示，螺栓連接系統(tǒng)布置方案如圖2所示.

圖1 試件LS1節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

圖2 螺栓連接系統(tǒng)布置方案

如圖1、2所示，在現(xiàn)場(chǎng)裝配階段，應(yīng)按以下步驟完成裝配式L型節(jié)點(diǎn)的裝配工作.1)將預(yù)制柱吊裝就位.2)在預(yù)制柱、預(yù)制梁的接縫處均勻涂抹2 mm厚的環(huán)氧樹脂墊層，并將預(yù)制梁就位.3)灌漿套筒注漿.4)待環(huán)氧樹脂墊層初凝后，在預(yù)留手孔中使用力矩扳手?jǐn)Q緊高強(qiáng)螺栓，使高強(qiáng)螺栓獲得設(shè)計(jì)所需的預(yù)緊力.5)使用細(xì)石混凝土填充預(yù)留手孔.與同類型的裝配式梁-柱節(jié)點(diǎn)相比，H-C-S節(jié)點(diǎn)在現(xiàn)場(chǎng)裝配時(shí)無(wú)須后澆混凝土，也無(wú)須安裝模板、臨時(shí)支撐，能夠更好地體現(xiàn)裝配式結(jié)構(gòu)快速施工等特點(diǎn).

2 試件設(shè)計(jì)

本文共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件，包括2個(gè)設(shè)置H-C-S節(jié)點(diǎn)的足尺裝配式L型節(jié)點(diǎn)試件LS1(H-C-S節(jié)點(diǎn)位于塑性鉸區(qū)外)、試件LS2(H-C-S節(jié)點(diǎn)位于塑性鉸區(qū)內(nèi))，1個(gè)設(shè)置C-S節(jié)點(diǎn)的足尺裝配式L型節(jié)點(diǎn)試件CJ1.其中，試件CJ1除未設(shè)置高強(qiáng)螺栓外，其余尺寸、構(gòu)造與試件LS1完全相同；試件LS2除高強(qiáng)螺栓設(shè)置位置不同外，其余尺寸、構(gòu)造與試件LS1完全相同；試件LS1、LS2所設(shè)置的高強(qiáng)螺栓均為12.9級(jí)M14高強(qiáng)螺栓，設(shè)計(jì)預(yù)緊力均為65 kN，各試件的尺寸、材料特性參數(shù)如表1、2、3所示.需要特別指出的是，各試件塑性鉸區(qū)的計(jì)算長(zhǎng)度依據(jù)文獻(xiàn)[17]確定，為350 mm；齒槽的尺寸、構(gòu)造依據(jù)文獻(xiàn)[18]確定，齒數(shù)為1，高寬比為1.33.試件LS1、LS2的試件尺寸示意見圖3.試件CJ1的制作、裝配過(guò)程如圖4所示.

表1 試件尺寸參數(shù)

表2 試件鋼筋、灌漿套筒材料特性參數(shù)

表3 試件混凝土、灌漿料、環(huán)氧樹脂材料特性參數(shù)

圖3 試件尺寸示意圖(單位:mm)

圖4 試件CJ1的制作、裝配過(guò)程

3 試驗(yàn)方案

3.1 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)過(guò)程中主要對(duì)各試件加載點(diǎn)處的位移、荷載，節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)的相對(duì)位移，梁端縱筋應(yīng)變進(jìn)行觀測(cè)，每個(gè)試件各布置3個(gè)位移測(cè)點(diǎn)、2個(gè)荷載測(cè)點(diǎn)和6個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)的具體布置如圖5所示.其中，位移測(cè)點(diǎn)WL、WR分別布置于節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)，用于測(cè)量節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)的相對(duì)位移；位移測(cè)點(diǎn)WB布置于梁端加載點(diǎn)，用于測(cè)量梁端加載位移并計(jì)算梁端轉(zhuǎn)角；荷載測(cè)點(diǎn)LA、LB分別布置于梁端、柱端加載點(diǎn)，用于測(cè)量加載點(diǎn)處的荷載；鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)SL1、SL2、SR1、SR2布置于梁端塑性鉸區(qū)，SL3、SR3布置于梁端塑性鉸區(qū)外.圖5給出了試件CJ1、LS1的測(cè)點(diǎn)布置示意圖，需要特別指出的是，試件LS2除位移測(cè)點(diǎn)WL、WR的相對(duì)位置與試件CJ1、LS1不同外，其余測(cè)點(diǎn)的相對(duì)位置完全相同.

圖5 加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置示意圖

3.2 加載裝置

試驗(yàn)在工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)裝置示意圖如圖5所示.其中，試件梁端的水平往復(fù)荷載由執(zhí)行器A施加，柱端的軸向荷載由執(zhí)行器B施加.為真實(shí)模擬L型節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下的實(shí)際工作狀態(tài)，試件梁、柱的自由端(即原型框架梁、柱的反彎點(diǎn)處)均采用鉸接.試驗(yàn)定義執(zhí)行器A向右移動(dòng)(即節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受閉合彎矩影響)為正向加載，反之(即節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受張開彎矩影響)為負(fù)向加載，并近似取梁端轉(zhuǎn)角代替加載位移角，梁端轉(zhuǎn)角由加載位移與梁加載點(diǎn)至柱中心距離(1 600 mm)的比值確定.

3.3 加載制度

正式加載前，首先對(duì)試件LS1、LS2的高強(qiáng)螺栓施加65 kN的預(yù)緊力，后使用執(zhí)行器B對(duì)柱左側(cè)施加86 kN的軸向荷載(軸壓比0.06).待正式加載后，在梁端加載點(diǎn)依照?qǐng)D6所示的加載制度施加往復(fù)荷載，并根據(jù)采集系統(tǒng)的數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè)值對(duì)執(zhí)行器B進(jìn)行實(shí)時(shí)調(diào)整，以保持試驗(yàn)軸壓比恒定.

圖6 加載制度

4 試驗(yàn)現(xiàn)象

各試件的破壞形式各不相同，試件LS1、CJ1、LS2的破壞形式依次由梁端受彎破壞逐漸過(guò)渡至節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞.各試件裂縫分布與破壞形態(tài)如圖7～9所示.

4.1 試件CJ1

試件CJ1梁端橫向貫通裂縫主要分布于梁-柱交界面上側(cè)0～300 mm，其中，裂縫C1(梁-柱交界面)加載后期的裂縫寬度變化最劇烈，當(dāng)加載位移為20 mm時(shí)，裂縫C1的裂縫寬度首次超過(guò)0.20 mm；當(dāng)加載位移為32 mm時(shí)，試件CJ1的最大裂縫寬度為2.00 mm.作為對(duì)比，當(dāng)加載位移為24 mm時(shí)，試件CJ1節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫最大寬度首次超過(guò)0.20 mm；當(dāng)加載位移為48 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開始出現(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象.最終，試件CJ1梁-柱交界面右側(cè)、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土壓碎，加載結(jié)束.試件CJ1梁-柱交界面、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)均發(fā)生了明顯的損壞，但由于核心區(qū)混凝土壓碎時(shí)試件CJ1的承載力未出現(xiàn)明顯下降，因此判斷試件CJ1的破壞形式更接近梁端受彎破壞，如圖7所示.

圖7 試件CJ1裂縫分布與破壞形態(tài)

4.2 試件LS1

試件LS1梁端橫向貫通裂縫主要分布于梁-柱交界面上側(cè)0～150 mm，其中，裂縫C1(梁-柱交界面)、裂縫C2(梁-柱交界面上側(cè)約100 mm處)加載后期的裂縫寬度變化最劇烈，當(dāng)加載位移為12 mm時(shí)，裂縫C1、C2的裂縫寬度首次超過(guò)0.20 mm；當(dāng)加載位移為24 mm時(shí)，試件LS1梁端最大裂縫寬度為2.00 mm.作為對(duì)比，試件LS1節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫寬度變化較為平緩，在加載過(guò)程中始終未出現(xiàn)寬度大于0.20 mm的斜裂縫.最終，試件LS1裂縫C2附近區(qū)域混凝土壓碎、縱筋屈曲，加載結(jié)束.試件LS1的破壞形式為典型的梁端受彎破壞，如圖8所示.

圖8 試件LS1裂縫分布與破壞形態(tài)

4.3 試件LS2

試件LS2梁端橫向貫通裂縫主要分布于梁-柱交界面與梁-柱交界面上側(cè)300～600 mm，其中，裂縫C1(梁-柱交界面)、裂縫C2(灌漿套筒上邊緣)加載后期的裂縫寬度變化最劇烈，當(dāng)加載位移為16 mm時(shí)，裂縫C1、C2的裂縫寬度首次超過(guò)0.20 mm；當(dāng)加載位移為32 mm時(shí)，試件LS1梁端最大裂縫寬度為1.20 mm.作為對(duì)比，當(dāng)加載位移為32 mm時(shí)，試件LS2節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫最大寬度首次超過(guò)0.20 mm；當(dāng)加載位移為40 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開始出現(xiàn)混凝土壓碎現(xiàn)象.最終，試件LS2節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土壓碎，加載結(jié)束.試件LS2的破壞形式為典型的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞，如圖9所示.

圖9 試件LS2裂縫分布與破壞形態(tài)

4.4 小結(jié)

綜合對(duì)比試件CJ1、LS1的試驗(yàn)現(xiàn)象：與試件CJ1相比，試件LS1梁端貫通裂縫的分布范圍更集中、寬度變化更劇烈，這說(shuō)明H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓可以限制其所在區(qū)域內(nèi)裂縫的延伸與擴(kuò)展，但也會(huì)加劇其所在區(qū)域外混凝土的開裂、損壞.在H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的作用下，試件LS1梁端塑性鉸區(qū)下側(cè)(即高強(qiáng)螺栓所在區(qū)域外)在加載后期出現(xiàn)嚴(yán)重的混凝土壓碎現(xiàn)象，這也是導(dǎo)致試件LS1節(jié)點(diǎn)核心區(qū)未出現(xiàn)明顯損壞的主要原因.

綜合對(duì)比試件LS1、LS2的試驗(yàn)現(xiàn)象：與試件LS1相比，試件LS2梁端貫通裂縫的分布范圍更分散、寬度變化更平緩，這說(shuō)明H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置方式對(duì)梁端塑性鉸區(qū)分布影響顯著.將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)將導(dǎo)致梁端橫向裂縫跨越高強(qiáng)螺栓區(qū)域發(fā)展，造成梁端塑性鉸區(qū)上移和下移.在H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的作用下，試件LS2梁端塑性鉸區(qū)下側(cè)(即高強(qiáng)螺栓所在區(qū)域內(nèi))在加載后期的裂縫發(fā)展相對(duì)平穩(wěn)，這也是導(dǎo)致試件LS2節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)明顯壓碎的主要原因.

5 試驗(yàn)結(jié)果

5.1 節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移

為進(jìn)一步評(píng)估節(jié)點(diǎn)接縫的損壞程度，圖10給出了各試件加載位移-節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移變化曲線.

圖10 節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移

由圖10可知，加載前期(加載位移小于24 mm)，試件LS1節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移明顯小于試件CJ1；加載后期(加載位移大于24 mm)，試件CJ1節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移變化開始趨于穩(wěn)定，并逐漸小于試件LS1；試件破壞時(shí)，試件LS1節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移已超過(guò)0.75 mm，約為試件CJ1的1.50倍.這說(shuō)明在往復(fù)荷載作用下，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓一方面可以延緩預(yù)制構(gòu)件間的相對(duì)變形，提升預(yù)制構(gòu)件間的整體性；另一方面也會(huì)限制梁端塑性鉸區(qū)裂縫發(fā)展(裂縫數(shù)量更少)，進(jìn)而導(dǎo)致試件LS1節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移趨于穩(wěn)定時(shí)的加載位移較試件CJ1更大.需要特別指出的是，試件LS1節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)相對(duì)位移較試件LS2小，這是由于當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)時(shí)，節(jié)點(diǎn)接縫在相同加載位移下承受的荷載水平更高，因此節(jié)點(diǎn)接縫的損壞情況更嚴(yán)重.

5.2 荷載- 位移曲線

各試件梁端加載點(diǎn)處的荷載-位移滯回曲線、骨架曲線分別如圖11、12所示.荷載-位移曲線特征值如表4所示.其中，屈服荷載Py、屈服位移Δy由通用屈服彎矩法(幾何作圖法)計(jì)算得出，極限荷載定義為Pu=0.85Pmax，相應(yīng)點(diǎn)的位移定義為極限位移Δu.

表4 試驗(yàn)特征點(diǎn)值

圖11 滯回曲線

圖12 骨架曲線

由各試件的荷載-位移曲線、荷載-位移骨架曲線特征值可以得出以下結(jié)論.

1)試件CJ1、LS1的滯回曲線較試件LS2飽滿，且當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外時(shí)，試件的滯回曲線最飽滿；此外，試件CJ1、LS1的Δu較試件LS2更大，這說(shuō)明將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外可以提升試件的耗能能力，當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)時(shí)，試件的延性最差.

2)由于試件正、負(fù)向加載時(shí)受拉鋼筋的配筋率各不相同，因此各試件負(fù)向加載時(shí)的承載力大于正向加載時(shí)的承載力(負(fù)向加載時(shí)的Py、Pmax約為正向加載時(shí)的1.30倍)；從總體上看，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓能夠提升試件的承載力(試件LS1的Py約為試件CJ1的1.10倍；Pmax約為試件CJ1的1.06倍)；將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)降低試件的承載力(試件LS2的Py約為試件LS1的0.94倍；Pmax約為試件LS1的0.98倍).

3)加載前期(加載位移小于32 mm)，各試件骨架曲線基本一致，H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的設(shè)置與否對(duì)試件的初始剛度影響不大；加載后期(加載位移大于32 mm)，試件CJ1的骨架曲線在出現(xiàn)短暫下降(約5 kN)后繼續(xù)回升，結(jié)合各試件的設(shè)計(jì)承載力，這可能是由于縱筋與混凝土間黏結(jié)失效導(dǎo)致的，本文將在后續(xù)分析中對(duì)此現(xiàn)象進(jìn)行詳細(xì)的解釋.

綜上所述，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓可以提高試件的承載力與耗能能力；H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置方式對(duì)試件的承載力影響不大，但對(duì)試件的延性性能、耗能能力影響顯著，將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)顯著降低試件的延性性能與耗能能力.

5.3 殘余變形

圖13給出各試件在負(fù)向加載過(guò)程中的加載位移-殘余位移變化曲線.

由圖13可知，加載前期(加載位移小于20 mm)，試件LS1、LS2的殘余位移明顯小于試件CJ1，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓在此階段內(nèi)對(duì)試件的殘余變形影響顯著，且將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)增大試件的殘余變形；當(dāng)加載位移為20 mm時(shí)，各試件的殘余位移開始出現(xiàn)拐點(diǎn)，在隨后的加載過(guò)程中，由于試件LS1的損壞更為集中，因此試件LS1殘余位移的變化更為明顯；在此基礎(chǔ)上，加載后期(加載位移大于32 mm)，試件LS1的殘余位移逐漸超過(guò)試件CJ1、LS2，而試件CJ1、LS2的殘余位移則相對(duì)保持穩(wěn)定.以上分析結(jié)果表明，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓能夠在一定程度上降低試件的殘余變形，但也會(huì)造成梁端破壞更集中，從而在加載后期增大試件的殘余變形.

圖13 殘余位移

5.4 鋼筋應(yīng)變

圖14給出各試件在負(fù)向加載過(guò)程中的加載位移-梁端縱筋應(yīng)變變化曲線.

圖14 縱筋應(yīng)變

由圖14可知，各試件梁端縱筋的SR1測(cè)點(diǎn)均在加載后期進(jìn)入塑性工作狀態(tài)，其中，試件CJ1梁端縱筋測(cè)點(diǎn)SR1的應(yīng)變水平最高；而各試件梁端縱筋的SR2、SR3測(cè)點(diǎn)則一直處于彈性工作狀態(tài).這說(shuō)明試件CJ1梁端縱筋主要通過(guò)測(cè)點(diǎn)SR1承擔(dān)荷載，該試件在梁-柱交界面位置的受力更不利，上述結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象一致.

此外，試件LS1各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變?cè)诩虞d過(guò)程中始終處于上升狀態(tài)，而試件CJ1的SR3測(cè)點(diǎn)、試件LS2的SR2測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變則在加載過(guò)程中出現(xiàn)明顯持續(xù)的下降.這說(shuō)明試件CJ1、LS2梁端縱筋與混凝土間出現(xiàn)了黏結(jié)失效的現(xiàn)象，且試件LS2梁端縱筋出現(xiàn)黏結(jié)失效時(shí)的加載位移更小.需要特別指出的是，試件CJ1的SR3測(cè)點(diǎn)、試件LS2的SR2測(cè)點(diǎn)均位于預(yù)制梁近節(jié)點(diǎn)接縫一側(cè).由上述試驗(yàn)結(jié)果可以分析得出以下結(jié)論.

1)H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓能夠保證梁端縱筋強(qiáng)度得到更為充分的利用，達(dá)到梁內(nèi)縱筋受力更均勻，節(jié)點(diǎn)連接性能更可靠的有益效果.

2)試件CJ1、LS2梁端縱筋在加載過(guò)程中均出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象.結(jié)合各試件節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)的相對(duì)位移與縱筋應(yīng)變數(shù)據(jù)可以看出，試件CJ1、LS2梁端縱筋的滑移區(qū)域主要分布于測(cè)點(diǎn)SR1～SR2(近測(cè)點(diǎn)SR2)，當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)時(shí)，節(jié)點(diǎn)接縫兩側(cè)的相對(duì)位移更大，因此縱筋的滑移現(xiàn)象也更嚴(yán)重.

綜上所述，梁端縱筋與混凝土間的黏結(jié)破壞最易發(fā)生在節(jié)點(diǎn)接縫附近區(qū)域，且當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外時(shí)，梁端縱筋與混凝土間的黏結(jié)效果更好，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)損壞的可能性最小；而當(dāng)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)時(shí)，梁端縱筋與混凝土間最易出現(xiàn)黏結(jié)失效，從而降低縱筋的工作性能.將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外能夠更好地實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)原則.

5.5 剛度退化

采用割線剛度評(píng)價(jià)各試件的剛度退化性能，割線剛度的定義與計(jì)算方法依據(jù)文獻(xiàn)[19]確定.3個(gè)試件的加載位移-割線剛度退化曲線如圖15所示.

圖15 剛度退化

由圖15可知，試件屈服前(加載位移小于16 mm)，試件LS1、LS2的割線剛度明顯高于試件CJ1，且試件LS1、LS2的剛度退化曲線基本重合；試件屈服后，試件CJ1剛度退化速率有所降低，但割線剛度仍小于試件LS1，試件LS2則由于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)損壞嚴(yán)重，剛度退化速率有所升高.加載結(jié)束時(shí)，試件LS1的割線剛度約為相同加載位移下試件CJ1割線剛度的1.50倍、試件LS2割線剛度的1.25倍.以上分析結(jié)果表明，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓能夠在試件屈服前提升試件的割線剛度，且此階段內(nèi)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置方式對(duì)試件的割線剛度影響較小；試件屈服后，H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置方式對(duì)試件的剛度退化性能影響顯著，將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外能夠保證試件的剛度退化更平緩，而將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)導(dǎo)致試件的剛度退化更迅速.

5.6 耗能能力

采用累計(jì)耗能、等效阻尼比評(píng)價(jià)各試件的耗能能力，等效阻尼比的定義與計(jì)算方法依據(jù)文獻(xiàn)[20]確定.3個(gè)試件的加載位移-累計(jì)耗能、等效阻尼比曲線分別如圖16、17所示.

由圖16可知，加載前期(加載位移小于32 mm)，各試件的累計(jì)耗能基本一致，此階段各試件主要依靠混凝土開裂、縱筋滑移、節(jié)點(diǎn)接縫間相對(duì)摩擦耗能；加載后期(加載位移大于32 mm)，試件LS1、LS2的累計(jì)耗能曲線開始出現(xiàn)拐點(diǎn)，此階段內(nèi)各試件主要依靠梁端縱筋的塑性變形耗能.從總體上看，試件LS1的累計(jì)耗能最高，試件LS2的累計(jì)耗能最低.將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外能夠更為充分地發(fā)揮梁端的塑性耗能能力；將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)限制梁端塑性鉸的發(fā)展，引發(fā)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞，進(jìn)而降低試件的耗能能力.

圖16 累計(jì)耗能

圖17 等效阻尼比

由圖16可知，以負(fù)向加載為例，各試件的等效阻尼比均呈現(xiàn)“先下降、后上升”的發(fā)展趨勢(shì).加載前期(加載位移小于8 mm)，各試件的等效阻尼比均處于下降狀態(tài)，此階段內(nèi)造成等效阻尼比下降的主要原因是梁端混凝土的開裂；加載中期(加載位移位于8～24 mm)，各試件的等效阻尼比曲線均出現(xiàn)明顯的平臺(tái)段，這是由于此過(guò)程中各試件主要裂縫已經(jīng)發(fā)展充分，且梁端縱筋仍處于彈性工作狀態(tài)；加載后期(加載位移大于24 mm)，各試件的梁端縱筋開始屈服，等效阻尼比開始上升，在H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的影響下，試件LS1、LS2在破壞前均表現(xiàn)出較好的耗能能力.

綜合對(duì)比各試件的累計(jì)耗能與等效阻尼比可以看出，H-C-S節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)螺栓對(duì)試件的耗能能力影響顯著，將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外不僅能提升試件的累計(jì)耗能，而且能更好地發(fā)揮試件在大震作用下的耗能能力；將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)易導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)剪切破壞，從而削弱試件的耗能能力.

6 結(jié)論

本文通過(guò)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，分別從破壞形式、荷載-位移關(guān)系、耗能能力等方面對(duì)比分析了H-C-S節(jié)點(diǎn)及其設(shè)置方式對(duì)裝配式L型梁-柱邊節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，具體研究結(jié)論如下：

1)H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的引入一方面可以限制其所在區(qū)域裂縫發(fā)展，保證梁端縱筋強(qiáng)度得到更為充分的利用，達(dá)到梁內(nèi)縱筋受力更均勻、節(jié)點(diǎn)連接性能更可靠的有益效果；但在另一方面也會(huì)也會(huì)加劇高強(qiáng)螺栓所在區(qū)域外混凝土的損壞程度.與C-S節(jié)點(diǎn)相比，相同設(shè)置位置的H-C-S節(jié)點(diǎn)可以在一定程度上延緩節(jié)點(diǎn)接縫張合(-30%)、殘余變形(-70%)與剛度退化(-25%)進(jìn)程，提升節(jié)點(diǎn)的峰值荷載(+5%)與耗能能力(+50%).

2)H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置方式對(duì)裝配式L型梁-柱邊節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響顯著，將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)雖然可以降低梁端設(shè)計(jì)塑性鉸區(qū)的損壞風(fēng)險(xiǎn)；但同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致梁端塑性鉸區(qū)上移，造成節(jié)點(diǎn)接縫與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)均出現(xiàn)較為嚴(yán)重的損壞，進(jìn)而導(dǎo)致梁端縱筋錨固破壞、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞.與將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外的H-C-S節(jié)點(diǎn)相比，將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)內(nèi)會(huì)在一定程度上加劇節(jié)點(diǎn)接縫張合(+250%)、殘余變形(+75%)與剛度退化(+30%)進(jìn)程，降低節(jié)點(diǎn)的峰值荷載(-5%)與耗能能力(-80%).

3)本文提出的H-C-S節(jié)點(diǎn)及其設(shè)置方式可用于同類裝配式L型梁-柱節(jié)點(diǎn)中，且將H-C-S節(jié)點(diǎn)設(shè)置于梁端塑性鉸區(qū)外能夠更好地實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)原則.但H-C-S節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓的影響范圍(局部預(yù)應(yīng)力影響范圍)、影響機(jī)理(限制節(jié)點(diǎn)接縫開合或直接改變縱筋受力性能)及其設(shè)計(jì)參數(shù)(初始預(yù)應(yīng)力度、屈服-失效準(zhǔn)則)仍有待進(jìn)一步探討.