多螺旋箍筋增強(qiáng)裝配式混凝土梁柱節(jié)點抗震性能試驗研究

裘 煜，鄒小舟，羅運海，李麗娟，武念鐸，熊 哲，謝龍盼

(1.廣東翔順建設(shè)集團(tuán)有限公司，廣東 云浮 527400；2.廣東工業(yè)大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，廣東 廣州 510006；3.中國建筑第八工程局有限公司，上海 200122)

傳統(tǒng)建筑施工方式所帶來的高能耗、高污染的弊端已經(jīng)嚴(yán)重制約了建筑業(yè)的發(fā)展.裝配式結(jié)構(gòu)作為當(dāng)前產(chǎn)業(yè)升級的主要方向，已成為建筑行業(yè)研究的熱點[1].然而，裝配式結(jié)構(gòu)存在一些致命弱點，如節(jié)點性能薄弱[2-3].如何改善節(jié)點的抗震能力，已成為各國裝配式結(jié)構(gòu)推廣發(fā)展的關(guān)鍵.

針對上述問題，已有學(xué)者從混凝土材料、梁柱鋼筋以及節(jié)點耗能件等方面展開相關(guān)研究，以期改善節(jié)點的抗震性能.Maya等[4]考慮節(jié)點區(qū)混凝土受力復(fù)雜，采用纖維增強(qiáng)混凝土和低收縮工程水泥基復(fù)合材料進(jìn)行混凝土二次澆筑.高向玲等[5]采用型鋼，戎賢團(tuán)隊[6]提出采用高強(qiáng)鋼筋完成節(jié)點縱筋連接.楊輝等[7]提出了一種高強(qiáng)底筋錨入式預(yù)制裝配混凝土框架梁柱節(jié)點，并對節(jié)點試件進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗.此外，劉燁等[8]提出了一種新型全鋼耗能桿，并開展了耗能桿增強(qiáng)預(yù)應(yīng)力裝配式混凝土框架節(jié)點的試驗研究.試驗結(jié)果顯示，采用高性能混凝土、高強(qiáng)鋼以及延性較大的耗能桿件可以較大程度地提高裝配式節(jié)點的抗震性能.然而，高性能材料價格較高，在結(jié)構(gòu)中大范圍使用將導(dǎo)致工程造價較高.此外，采用耗能桿件或者改變節(jié)點鋼筋構(gòu)造，會帶來節(jié)點連接中現(xiàn)場施工復(fù)雜、澆筑混凝土困難等諸多問題.因此，有必要探究可行性更高的新型裝配式混凝土梁柱節(jié)點.

綜上所述，本文提出在裝配式結(jié)構(gòu)中應(yīng)用多螺旋箍筋.與普通箍筋相比，多螺旋箍筋的連續(xù)性和約束效果優(yōu)異[9，10]，節(jié)省鋼筋用量，且可以方便地在工廠預(yù)制.在柱的試驗中，多螺旋箍筋已表現(xiàn)出良好的承載力和約束效果[11].因此，采用多螺旋箍筋應(yīng)用于梁柱節(jié)點有望提升裝配式結(jié)構(gòu)的抗震性能，為此對其開展足尺模型試驗，并對節(jié)點的抗震指標(biāo)進(jìn)行分析，其結(jié)果可供裝配式結(jié)構(gòu)設(shè)計參考.

1 試驗設(shè)計

1.1 節(jié)點設(shè)計

試件原形為某裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點，依據(jù)節(jié)點梁端約束強(qiáng)弱、節(jié)點位置、施工方法以及箍筋的不同，共設(shè)計混凝土梁柱節(jié)點試件6個.節(jié)點設(shè)計中，依據(jù)梁端約束強(qiáng)弱，主要有強(qiáng)節(jié)點試件(用“S”表示)和弱節(jié)點試件(用“W”表示)；依據(jù)節(jié)點位置不同，主要有中間節(jié)點(用“I”表示)和邊節(jié)點(用“E”表示)；依據(jù)施工方法和箍筋形式不同，主要有多螺旋箍筋裝配式節(jié)點(用“F”表示)和普通箍筋現(xiàn)澆節(jié)點(用“C”表示).節(jié)點分組如表1所示.

表1 試件設(shè)計參數(shù)

各試件的配筋詳圖見圖1.相同位置試件尺寸一致，同組試件梁柱配筋相同.試件柱高3.25 m，梁全長3.40 m，柱和梁的截面大小分別為450 mm×450 mm、250 mm×450 mm.柱縱筋直徑22 mm，配置12根.現(xiàn)澆節(jié)點箍筋采用直徑10 mm、間距100 mm的普通復(fù)合箍筋，節(jié)點區(qū)域箍筋加密至60 mm；裝配式節(jié)點采用多螺旋箍筋，大螺箍、小螺箍直徑分別為12 mm、6.5 mm，間距均為100 mm，節(jié)點區(qū)箍筋間距加密至60 mm.對于梁的配筋，強(qiáng)節(jié)點試件縱筋直徑為20 mm，上下各配置2根；弱節(jié)點試件縱筋直徑為22 mm，上下各配置3根；梁箍筋配筋均相同，采用直徑10 mm、間距100 mm的普通雙肢箍筋.

圖1 梁柱節(jié)點配筋詳圖

1.2 節(jié)點制作

多螺旋箍筋裝配式梁柱節(jié)點主要由預(yù)制柱、疊合梁通過后澆節(jié)點完成連接，主要包含以下幾個過程，如圖2所示.(1)完成預(yù)制柱、預(yù)制梁的鋼筋綁扎，其中，預(yù)制柱采用多螺旋箍筋，以增強(qiáng)混凝土約束效果；(2)完成預(yù)制柱和預(yù)制梁下部混凝土的澆筑，在梁上部預(yù)留150 mm厚進(jìn)行后期疊合層澆筑，同時在預(yù)制上柱底部埋設(shè)灌漿套管；(3)裝配預(yù)制下柱和預(yù)制梁，在節(jié)點區(qū)域及梁疊合層部位完成混凝土二次澆筑；(4)預(yù)制上柱、下柱縱向鋼筋的連接主要通過灌漿套筒完成，當(dāng)灌漿材料達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度時，即可開展抗震試驗.現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點按照普通施工方式澆筑完成.

圖2 裝配式節(jié)點制作過程

1.3 材性試驗

混凝土強(qiáng)度設(shè)計為C30.梁和柱縱筋主要有20 mm和22 mm兩種，均為HRB400級鋼筋.箍筋主要有12 mm、10 mm和6.5 mm三種，其中直徑6.5 mm小螺旋箍筋為HRB335級鋼筋，其余箍筋均為HRB400級鋼筋.灌漿套筒長度和外徑分別為410 mm和55 mm，采用超高強(qiáng)無收縮灌漿料完成節(jié)點柱的連接.每個節(jié)點試件對應(yīng)澆筑6個150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方體，并在20±2 ℃的溫度和>95%的相對濕度下養(yǎng)護(hù).按照混凝土試驗標(biāo)準(zhǔn)[12]測試混凝土立方體試件的抗壓強(qiáng)度.依據(jù)試驗標(biāo)準(zhǔn)[13]測試鋼筋原材試樣的力學(xué)性能.參考規(guī)范[14-16]，進(jìn)行灌漿套筒的單向拉伸和反復(fù)拉壓試驗.混凝土強(qiáng)度和套筒力學(xué)試驗見圖3，材料性能指標(biāo)見表2、表3、表4.

圖3 材料性能試驗

表2 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度

表3 鋼筋力學(xué)性能

表4 灌漿套筒力學(xué)性能

1.4 加載裝置及加載制度

梁柱節(jié)點試件采用擬靜力試驗加載方案，試驗加載裝置見圖4.試件安裝完成后，在柱上端安裝MTS作動器，施加水平向往復(fù)荷載，在柱頂安裝液壓千斤頂，施加軸向荷載，軸壓比控制為0.1.柱腳與支座采用鉸支撐連接，梁端設(shè)置豎向支撐，加載千斤頂與反力架之間放置輥軸，模擬試件在地震作用下的約束條件.

圖4 試驗加載裝置

試驗加載系統(tǒng)采用全程位移控制.加載初期，位移加載分別為2.5、5、7.5和10 mm，每級加載循環(huán)1次.之后，以10 mm為級差逐漸增加荷載，每級加載循環(huán)3次.達(dá)到峰值荷載后，當(dāng)荷載試驗值下降到峰值荷載的85%時，可以終止試驗.加載制度見圖5.

圖5 加載制度

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗過程及破壞特征

強(qiáng)節(jié)點試件SI-F、SE-F和SE-C發(fā)生了梁端彎曲破壞，破壞情況見圖6(a)、(b)和(c).在水平位移為5 mm時，邊節(jié)點SE-F、SE-C在節(jié)點邊緣梁端底部出現(xiàn)第一條裂縫，中間節(jié)點SI-F梁端出現(xiàn)初始裂紋滯后到7.5 mm.這一現(xiàn)象主要與邊節(jié)點單梁約束有關(guān)，梁端承載力更大，開裂更早.當(dāng)位移加載到20 mm時，SI-F、SE-F、SE-C節(jié)點梁端側(cè)面均產(chǎn)生多條彎剪斜裂縫，并逐漸發(fā)展成貫通裂縫，加載過程鋼筋出現(xiàn)“劈啪”的滑移響聲.當(dāng)水平位移加載到60 mm時，節(jié)點SI-F荷載達(dá)到最大，并且梁上新增少量微小裂縫，SE-F、SE-C節(jié)點荷載達(dá)到最大值時位移滯后到90 mm左右.SI-F、SE-F和SE-C節(jié)點荷載達(dá)到峰值時加載位移(取均值，下同)分別為60.0、86.7和89.4 mm.繼續(xù)加載時，SI-F、SE-F和SE-C節(jié)點在梁端部受壓區(qū)出現(xiàn)混凝土剝落，梁縱筋有外露現(xiàn)象，同時在節(jié)點區(qū)域也會出現(xiàn)少量微裂紋.當(dāng)試驗荷載值低于峰值荷載85%時，停止試驗.從強(qiáng)節(jié)點試件的加載過程可以看出，試件的破壞主要發(fā)生在梁端.初裂時中間節(jié)點SI-F加載位移最大(約7.5 mm)，從梁端產(chǎn)生斜裂縫至試件破壞，邊節(jié)點SE-F和SE-C峰值位移較大，中間節(jié)點SI-F峰值位移相對較小，主要是邊節(jié)點單梁約束較弱，變形能力更大.峰值荷載下，裝配式邊節(jié)點SE-F破壞位移與現(xiàn)澆邊節(jié)點SE-C破壞位移基本相當(dāng)，相差幅度為3.0%.說明采用多螺旋箍筋后，裝配式節(jié)點能達(dá)到現(xiàn)澆節(jié)點的變形要求.

圖6 試件破壞形態(tài)

弱節(jié)點試件WI-F、WE-F和WE-C發(fā)生了節(jié)點剪切破壞，破壞情況見圖6(d)、(e)和(f).在水平加載為5 mm時，WI-F、WE-F、WE-C節(jié)點均在梁端底部率先開裂，不同于強(qiáng)節(jié)點試件開裂順序，主要原因是弱節(jié)點試件梁端配筋更多，剛度更大.當(dāng)位移加載到20 mm時，裝配式節(jié)點WI-F、WE-F梁端裂縫發(fā)展成垂直裂縫，同時節(jié)點區(qū)域也產(chǎn)生一些斜裂縫，WE-C節(jié)點區(qū)域產(chǎn)生斜裂縫滯后到30 mm，這一現(xiàn)象主要是弱節(jié)點現(xiàn)澆試件整體性更好.當(dāng)位移加載到60 mm時，WI-F節(jié)點區(qū)域多條裂縫在對角線處發(fā)展成兩條主斜裂紋，水平承載力達(dá)到最大值，WE-F和WE-C節(jié)點達(dá)到最大荷載值位移滯后到80 mm左右.WI-F、WE-F和WE-C節(jié)點荷載達(dá)到峰值時加載位移分別為58.8、75.1和82.1 mm.繼續(xù)加載，各節(jié)點試件相繼破壞.從弱節(jié)點試件的加載過程可以看出，試件的破壞主要發(fā)生在節(jié)點區(qū)域.初裂時3個試件加載位移相近(均為5 mm)，從節(jié)點核心區(qū)產(chǎn)生斜裂縫到試件破壞，邊節(jié)點WE-F和WE-C水平位移加載更大，中間節(jié)點WI-F峰值位移較小，結(jié)論與強(qiáng)節(jié)點試件相同.

2.2 滯回曲線

各試件荷載-位移曲線如圖7所示.所有試件正反向滯回曲線曲線基本對稱，中間節(jié)點滯回曲線對稱性更好，主要與中間節(jié)點兩側(cè)梁的約束有關(guān)，在水平往復(fù)荷載下，能更均衡地發(fā)揮抗力作用.全程加載中，強(qiáng)節(jié)點試件滯回曲線飽滿程度更佳，弱節(jié)點試件滯回曲線則表現(xiàn)出明顯的捏縮效應(yīng)，并且邊節(jié)點由于單梁約束，配筋更多，試件破壞時承載力更高，滯回曲線出現(xiàn)明顯的滑移現(xiàn)象.此外，滯回曲線中多螺旋箍筋中間節(jié)點SI-F的飽滿程度最好，裝配式邊節(jié)點SE-F和WE-F的滯回曲線均優(yōu)于同組現(xiàn)澆邊節(jié)點SE-C和WE-C，反映出裝配式節(jié)點由于多螺旋箍筋的約束作用增強(qiáng)，其耗能能力均達(dá)到相應(yīng)的現(xiàn)澆節(jié)點要求.

圖7 試件滯回曲線

2.3 骨架曲線

各試件的骨架曲線如圖8所示.整個加載過程，2組試件骨架曲線變化規(guī)律較為一致，在加載前期，2組骨架曲線均展現(xiàn)出相近的上升趨勢，多螺旋箍筋裝配式節(jié)點與同組現(xiàn)澆節(jié)點骨架曲線基本重合，表現(xiàn)出裝配等同現(xiàn)澆的承載能力.此外，弱節(jié)點試件由于梁端約束更強(qiáng)，節(jié)點破壞時施加的荷載值更大，在加載后期，邊節(jié)點WE-F和WE-C均出現(xiàn)明顯的鋼筋滑移現(xiàn)象，且現(xiàn)澆節(jié)點WE-C滑移更明顯，與滯回曲線圖7(e)、(f)吻合.整個加載環(huán)節(jié)，中間節(jié)點初始剛度、峰值承載力均明顯大于同組邊節(jié)點，產(chǎn)生這一現(xiàn)象主要與節(jié)點兩端梁的約束有關(guān).

圖8 試件骨架曲線

2.4 延性系數(shù)

結(jié)構(gòu)的塑性變形性能可以采用延性系數(shù)來表示，通常采用能量等值法計算.能量等值法使用二折線與骨架曲線相交，使得二折線和骨架曲線包圍的兩部分面積S1與S2相等，計算示意圖如圖9所示.

圖9 能量等值法示意圖

通過二折線拐點H，作水平軸的垂線與骨架曲線相交，此交點即為試件的屈服點Y(Δy，Py).此外，當(dāng)承載力降低到0.85Pm時，此U點即為破壞點.不同試件的特征值計算如表5所示，延性系數(shù)u等于破壞位移Δu除以屈服位移Δy.

表5 節(jié)點延性系數(shù)表

從表5可以看出，強(qiáng)節(jié)點試件的延性系數(shù)較大，反映出結(jié)構(gòu)設(shè)計中“強(qiáng)節(jié)點，弱構(gòu)件”的設(shè)計要求.每組試件中，中間節(jié)點相比邊節(jié)點，延性性能更優(yōu)，反映出中間節(jié)點梁端約束更均衡，塑性性能更好.此外邊節(jié)點中，多螺旋箍筋邊節(jié)點的延性系數(shù)不小于現(xiàn)澆邊節(jié)點.其中，強(qiáng)邊節(jié)點SE-F延性系數(shù)比現(xiàn)澆節(jié)點SE-C高10.5%，弱邊節(jié)點WE-F節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點WE-C延性系數(shù)相等，反映出多螺旋箍筋裝配式節(jié)點具備較好的延性性能.

2.5 耗能分析

等效粘滯阻尼系數(shù)he通常用于表示結(jié)構(gòu)在地震荷載下的耗能能力，計算的主要依據(jù)是等效彈性體發(fā)生相同位移時，輸入的能量比上耗散的能量[17].計算公式與示意圖分別于下式(1)與圖10，計算結(jié)果如圖11所示.

圖10 等效粘滯阻尼系數(shù)計算簡圖

圖11 節(jié)點等效粘滯阻尼系數(shù)

(1)

式中：S(ABCD)表示ABCD包圍的滯回曲線面積；S(OEA)、S(OFC)分別為正、反向加載時，峰值點與水平軸包圍的圖形面積.

從圖11可以看出，每個試件在加載初始階段，耗能能力均較小，這主要與試件處于線彈性應(yīng)力階段有關(guān).當(dāng)位移加載到20 mm后，強(qiáng)節(jié)點試件等效粘滯阻尼系數(shù)提升幅度明顯，變化幅度在0.056～0.258之間，弱節(jié)點試件等效粘滯阻尼系數(shù)變化不大，變化幅度在0.052～0.119之間，耗能能力相對較弱.此外，強(qiáng)節(jié)點試件在初始加載階段，裝配式邊節(jié)點SE-F等效粘滯阻尼系數(shù)與現(xiàn)澆邊節(jié)點SE-C等效粘滯阻尼系數(shù)相近，加載后期邊節(jié)點SE-F等效粘滯阻尼系數(shù)值更大，主要與多螺旋箍筋對節(jié)點的延性性能增強(qiáng)有關(guān)；弱節(jié)點試件WI-F、WE-F和WE-C由于發(fā)生節(jié)點剪切破壞，試件屈服后，等效粘滯阻尼系數(shù)略有增加，并且三者在加載后期，等效粘滯阻尼系數(shù)趨于一致.

2.6 強(qiáng)度退化

圖12 節(jié)點強(qiáng)度退化曲線

2.7 剛度退化

等效剛度Ki可以表示結(jié)構(gòu)在地震荷載作用下的剛度變化情況[18].本節(jié)僅計算各試件不同荷載級下的首次加載剛度K1，剛度K1變化情況如圖13所示.

圖13 節(jié)點剛度退化曲線

從圖13可以看出，所有試件在加載前期，剛度退化都較為明顯，主要是加載初期，混凝土與鋼筋尚未達(dá)到良好的協(xié)同效應(yīng).在加載后期，兩組試件剛度退化均趨于緩慢下降.整個加載中，中間節(jié)點剛度值均優(yōu)于邊節(jié)點試件，多螺旋箍筋裝配式邊節(jié)點SE-F、WE-F剛度曲線均不小于現(xiàn)澆邊節(jié)點SE-C、WE-C.

3 承載力計算

強(qiáng)節(jié)點試件發(fā)生了梁端彎曲破壞，因此本文對比強(qiáng)節(jié)點試件梁端彎矩試驗值和計算值.根據(jù)GB50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》，強(qiáng)節(jié)點試件梁端彎矩計算值可由式(2)計算，得

(2)

式中：Mu為梁端彎矩計算值；fc為混凝土強(qiáng)度實測值；h0為梁截面有效高度；x為混凝土截面受壓區(qū)高度.

弱節(jié)點試件剪切破壞值可由式(3)計算：

(3)

現(xiàn)澆節(jié)點剪力計算值可由式(4)計算.

(4)

根據(jù)TCECS512—2018《多螺旋箍筋柱應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》，本文對于多螺旋箍筋節(jié)點剪力計算值采用式(5)計算.

(5)

式中：hj為梁對節(jié)點受剪的影響系數(shù)，中節(jié)點取1.0，邊節(jié)點取0.67；Asvj為節(jié)點有效驗算寬度范圍的箍筋面積；s為箍筋間距；N為試件柱上端軸力設(shè)計值；bj、hj分別為節(jié)點計算的截面寬度和截面高度；bc為柱驗算方向的截面高度；D1為大螺旋箍筋直徑.

表6 彎矩試驗值與理論值比較

表7 剪力試驗值與理論值比較

對比計算結(jié)果，強(qiáng)節(jié)點試件彎矩試驗值均大于理論計算值，誤差范圍在11.6%～29.4%之間，平均誤差為22.3%.弱節(jié)點試件剪力試驗值亦大于理論計算值，誤差范圍在9.70%～16.8%之間，平均誤差為14.0%.由此可見，本文提出的多螺旋箍筋裝配式混凝土梁柱節(jié)點的受力性能，可以滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，并且具有較好的安全冗余.

4 小結(jié)

(1)在低周往復(fù)荷載下，強(qiáng)節(jié)點試件在梁端發(fā)生彎曲破壞，弱節(jié)點試件在節(jié)點發(fā)生剪切破壞.多螺旋箍筋裝配式梁柱節(jié)點能達(dá)到現(xiàn)澆混凝土梁柱節(jié)點的變形要求；

(2)強(qiáng)節(jié)點試件相比弱節(jié)點試件有更好的耗能能力和延性.弱節(jié)點試件整體剛度更大，具備更大的承載能力，原因是弱節(jié)點試件梁端配筋率更高.中間節(jié)點由于兩端梁的約束均衡，其延性性能比邊節(jié)點優(yōu)異；

(3)由于多螺旋箍筋的良好約束，延遲了混凝土破碎的發(fā)生，不同設(shè)計準(zhǔn)則下，多螺旋箍筋裝配式梁柱節(jié)點的各方面抗震性能均不低于現(xiàn)澆節(jié)點.其中，配置多螺旋箍筋的強(qiáng)節(jié)點試件相比現(xiàn)澆節(jié)點，延性系數(shù)、強(qiáng)度退化系數(shù)和節(jié)點核心區(qū)變形系數(shù)分別提高了10.5%、7.0%和59.9%；

(4)承載力計算中，分別對比了強(qiáng)節(jié)點梁端彎矩承載力和弱節(jié)點剪切承載力.計算結(jié)果顯示，試驗值均大于理論值，誤差范圍分別為22.6%和14.0%，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，并且具有較好的安全冗余.