裝配整體式混凝土框架邊節(jié)點(diǎn)足尺模型試驗(yàn)研究

0裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究與預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)相比，預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)具有現(xiàn)場施工能力低、施工速度快、經(jīng)濟(jì)效益高、耐久性好等優(yōu)點(diǎn)。在日本和歐洲、美國和美國的許多國家，它被用作最重要的結(jié)構(gòu)形式。目前,預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)在美國土木工程結(jié)構(gòu)中的比重達(dá)35%,在俄羅斯為50%,在歐洲則為35%～40%,在日本也得到了較廣泛的應(yīng)用。根據(jù)預(yù)制構(gòu)件所占比例以及施工方法的不同,預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)主要可分為裝配式和裝配整體式2種結(jié)構(gòu)形式。在裝配式預(yù)制混凝土框架中,梁、板、柱均為預(yù)制,整體結(jié)構(gòu)通過焊接預(yù)埋件或連接預(yù)埋螺栓而形成。裝配整體式預(yù)制混凝土框架中,梁、柱部分預(yù)制或預(yù)制構(gòu)件通過現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)連接成結(jié)構(gòu)。裝配式框架結(jié)構(gòu)具有工業(yè)化程度高、施工速度快等優(yōu)點(diǎn),也存在預(yù)制梁、柱鋼筋接頭焊接量大、工序繁雜、框架節(jié)點(diǎn)的整體性相對(duì)較差等缺點(diǎn)。與裝配式框架結(jié)構(gòu)相比,裝配整體式框架結(jié)構(gòu)具有抗震性能好、綜合經(jīng)濟(jì)效益高等優(yōu)點(diǎn),但也存在施工速度相對(duì)較慢、現(xiàn)場仍有部分濕作業(yè)等缺點(diǎn)。已有研究表明,節(jié)點(diǎn)是影響預(yù)制混凝土框架結(jié)構(gòu)抗震性能的主要因素。目前,各國已對(duì)預(yù)制混凝土框架節(jié)點(diǎn)的抗震性能開展了試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)中對(duì)10個(gè)預(yù)應(yīng)力度不同的預(yù)制預(yù)應(yīng)力梁、柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn),結(jié)果表明,穿過核心區(qū)的梁中部預(yù)應(yīng)力筋可以顯著提高節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗剪強(qiáng)度。文獻(xiàn)中通過預(yù)制邊節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究,提出按照新西蘭抗震規(guī)范進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)的預(yù)制節(jié)點(diǎn)具有較高的承載能力、較好的延性和耗能能力,能夠應(yīng)用在延性框架中。文獻(xiàn)、中通過足尺模型對(duì)比試驗(yàn),對(duì)高強(qiáng)混凝土后澆整體式梁、柱組合件和高強(qiáng)鋼纖維混凝土后澆整體式梁柱組合件的破壞形態(tài)、延性、強(qiáng)度和耗能指標(biāo)進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)中通過4個(gè)不同位置的裝配整體式框架節(jié)點(diǎn)的足尺模型試驗(yàn),對(duì)低周反復(fù)荷載下裝配整體式框架節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)、滯回曲線、位移延性、剛度退化、耗能能力、預(yù)制梁與預(yù)制板之間和預(yù)制板與現(xiàn)澆板之間的滑移等進(jìn)行了較系統(tǒng)的研究。目前,各國開展的有關(guān)試驗(yàn)研究工作主要是針對(duì)梁、柱均為預(yù)制構(gòu)件的框架節(jié)點(diǎn),而有關(guān)裝配整體式框架節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究很少,在各國現(xiàn)行規(guī)范中也幾乎沒有相關(guān)內(nèi)容。本文中筆者以萬科集團(tuán)青群樓公寓一幢18層裝配整體式混凝土框架工程為背景,對(duì)普通剪跨比和短剪跨比裝配整體式混凝土框架邊節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)、滯回曲線、位移延性和耗能能力等抗震性能進(jìn)行了較為系統(tǒng)的試驗(yàn)研究。1試驗(yàn)設(shè)計(jì)1.1混凝土配筋設(shè)計(jì)試驗(yàn)的2個(gè)試件分別為1個(gè)普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)和1個(gè)短剪跨比邊節(jié)點(diǎn)足尺模型試件,試件參數(shù)見表1?？紤]到上部傳下來的豎向荷載,柱的試驗(yàn)軸壓比均取為0.5。2個(gè)試件的具體尺寸和配筋見圖1。通過以下措施提高混凝土框架節(jié)點(diǎn)的整體性:①預(yù)制板表面拉毛處理后,其凹凸不小于4mm,現(xiàn)澆層厚度105mm,預(yù)埋桁架鋼筋增加接合面的抗剪能力;②預(yù)制梁頂面設(shè)凹槽保證現(xiàn)澆截面高度大于梁截面的1/3;③梁端設(shè)凹槽的剪力鍵以增強(qiáng)梁端豎向接合面的抗剪能力?，F(xiàn)澆及預(yù)制混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C50,梁、柱內(nèi)縱筋采用HRB400級(jí)鋼筋,梁、柱內(nèi)箍筋及板筋采用HRB335級(jí)鋼筋。全部試件均在上海市建筑制品有限公司第三構(gòu)件廠制作和澆筑。鋼筋的實(shí)測力學(xué)性能見表2,試驗(yàn)時(shí)現(xiàn)澆和預(yù)制混凝土的實(shí)測力學(xué)性能見表3。1.2加載及加載方法2個(gè)試件均采用柱頂加載方式,加載裝置如圖2所示。試驗(yàn)均在同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室10000kN多功能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,該試驗(yàn)機(jī)可以通過閉環(huán)控制考慮荷載-位移(P-Δ)效應(yīng)的影響。2個(gè)試件均用10000kN液壓千斤頂施加豎向荷載N,加至預(yù)定試驗(yàn)軸壓比后,再在上柱頂施加水平低周反復(fù)荷載P;在施加豎向荷載過程中保持梁端處于自由狀態(tài),以避免柱身變短而在梁內(nèi)產(chǎn)生附加彎矩。水平加載按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ101—96)中規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)加載方法——荷載位移混合控制的加載方法進(jìn)行,在試驗(yàn)過程中保持柱頂軸向力的大小不變。試件開裂前以荷載控制進(jìn)行加載,開裂后以位移控制進(jìn)行加載,每級(jí)位移為nH/200(n≥1,層高H=3000mm),開裂后每級(jí)位移下循環(huán)3次。加載制度如圖3所示,其中,Pcr為開裂荷載。1.3梁、柱之間變形量測內(nèi)容主要包括:①豎向荷載及水平荷載;②柱頂側(cè)移;③核心區(qū)內(nèi)箍筋應(yīng)變及梁、柱交界處縱筋應(yīng)變;④節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形;⑤預(yù)制梁與預(yù)制板、預(yù)制板與現(xiàn)澆板之間的相對(duì)滑移等。采用英國SolartronSI35951BIMP數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。2裂屈服、屈服階段和破壞階段點(diǎn)試件PCJ-2的受力過程可分為4個(gè)階段,即開裂階段(加載至初裂)、屈服階段(開裂點(diǎn)與屈服點(diǎn)之間)、極限階段(屈服點(diǎn)與峰值點(diǎn)之間)和破壞階段(峰值點(diǎn)以后);試件PCJ-4的受力過程可分為3個(gè)階段,即開裂階段、屈服階段和極限階段,見表4。3試驗(yàn)結(jié)果與分析3.1縱向鋼筋屈服試驗(yàn)試件PCJ-2、PCJ-4的破壞形態(tài)如圖4所示。試件PCJ-2的破壞形態(tài)為:在梁端產(chǎn)生一個(gè)交叉斜裂縫,梁頂混凝土被壓碎,梁底縱向鋼筋屈服,試件基本失去承載能力,試驗(yàn)結(jié)束;而此時(shí)柱內(nèi)縱筋和核心區(qū)的箍筋均未屈服,核心區(qū)混凝土保持完整無剝落,試件的最終破壞為典型的梁端彎曲破壞。試件PCJ-4的破壞形態(tài)為:在梁端產(chǎn)生一條斜向主裂縫,梁端混凝土剪切破壞,梁底鋼筋屈服,試件基本失去承載能力,試驗(yàn)結(jié)束;而此時(shí)柱內(nèi)縱筋和核心區(qū)的箍筋均未屈服,核心區(qū)混凝土保持完整無剝落,試件的最終破壞為典型的梁端剪切破壞。3.2學(xué)習(xí)或在使用過程中外在表現(xiàn)滯回曲線是指結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)荷載下,作用在結(jié)構(gòu)上的力與對(duì)應(yīng)位移之間的關(guān)系曲線,它是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合體現(xiàn)。2個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線如圖5所示。從圖5可以看出:(1)早期2個(gè)試件的滯回曲線均呈梭形,滯回環(huán)較為飽滿;在后期由于核心區(qū)混凝土和梁端混凝土的開裂,滯回曲線呈現(xiàn)出一定程度的捏攏現(xiàn)象,且都存在一個(gè)較明顯的定點(diǎn)。(2)滯回環(huán)所包圍的面積隨柱頂水平位移的增大而增大,表明耗能隨著柱頂水平位移的增大而增大。(3)試件PCJ-2的滯回環(huán)比試件PCJ-4飽滿很多,可見普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)比短剪跨比邊節(jié)點(diǎn)耗能大很多,這是由于破壞模式不同造成的。(4)2個(gè)節(jié)點(diǎn)在正、反2個(gè)方向上的承載力均相差較大,這是由于梁配筋的不對(duì)稱性造成的。(5)試件PCJ-2在荷載達(dá)到峰值點(diǎn)后承載力逐漸下降,這主要是由于鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化段和混凝土被壓碎造成的;而試件PCJ-4在荷載達(dá)到峰值點(diǎn)后就失去承載力,這主要是由于混凝土發(fā)生較為突然的剪切破壞造成的。3.3節(jié)點(diǎn)核心區(qū)變形節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形可以通過測量核心區(qū)對(duì)角線長度的變化,根據(jù)式(1)可計(jì)算節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形γ,即γ=Δ1+Δ2+Δ3+Δ42a2+b2√abγ=Δ1+Δ2+Δ3+Δ42a2+b2ab(1)式中:a為柱高;b為梁高;Δ1、Δ2、Δ3、Δ4為核心區(qū)沿對(duì)角線的變形。圖6為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形。從圖6可以看出:(1)達(dá)到屈服時(shí),試件PCJ-2、PCJ-4的剪切角分別為1.5×10-5、5×10-5rad,表明核心區(qū)處于彈性工作狀態(tài),剪切變形很小,核心區(qū)保持完好。(2)加載至極限荷載時(shí),試件PCJ-2的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)極限剪切角為2×10-5rad;試件PCJ-4的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)極限剪切角為8×10-5rad,表明試件PCJ-4的核心區(qū)變形能力強(qiáng)于試件PCJ-2。3.4加載力變形的延性分析延性常用極限位移Δu和屈服位移Δy之比,即位移延性系數(shù)μ來表示,μ=Δu/Δy。節(jié)點(diǎn)的位移特征值和延性系數(shù)見表5,位移特征值包括開裂位移、屈服位移、峰值位移和極限位移,均指柱頂水平位移。而極限位移Δu為節(jié)點(diǎn)承載力下降到最大荷載Pmax的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的柱頂水平位移,對(duì)于骨架曲線無下降段或下降段不到85%Pmax的試件,分別取峰值位移Δmax或曲線下降段最低點(diǎn)的位移。從表5可以看出:(1)試件PCJ-2正、反向的位移延性系數(shù)分別為2.16、3.33,正、反向延性不對(duì)稱主要是由于梁縱筋的不對(duì)稱性造成的;試件PCJ-4正、反向的位移延性系數(shù)分別為1.41、1.29,正、反向延性比較接近是由于剪切破壞的延性主要由梁箍筋決定造成的,而箍筋是對(duì)稱布置的;試件PCJ-2正、反向的位移延性系數(shù)分別為試件PCJ-4正、反向位移延性系數(shù)的1.53、2.58倍,說明普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)的延性明顯好于短剪跨比邊節(jié)點(diǎn)的位移延性,這是由于試件PCJ-2發(fā)生延性的彎曲破壞而試件PCJ-4發(fā)生脆性的剪切破壞造成的。(2)試件PCJ-2正、反向的極限位移分別為61.23、70.01mm;試件PCJ-4正、反向的峰值位移分別為45.55、44.74mm,說明普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)的變形能力明顯好于短剪跨比邊節(jié)點(diǎn)。(3)與短剪跨比邊節(jié)點(diǎn)相比,普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)的Δy/Δcr值較大,表明普通剪跨比邊節(jié)點(diǎn)開裂至屈服之間變形余量較大,開裂征兆出現(xiàn)較早。3.5反壓作用中能耗基于試件在低周反復(fù)荷載下的滯回曲線,可以對(duì)試件的耗能能力進(jìn)行分析。試件在正向加、卸載過程中的耗能可用面積S1的大小來表示,在反向加、卸載過程中的耗能可用面積S2的大小來表示,如圖7所示。2個(gè)試件在各級(jí)位移下的耗能S1和S2見圖8。從圖7、8可以看出:(1)試件開裂時(shí),節(jié)點(diǎn)在正、反2個(gè)方向上的耗能極小,試件基本處于彈性工作階段。(2)隨著柱頂水平位移的增大,試件耗能能力不斷增大,進(jìn)入彈塑性階段后,試件的損傷不斷累積,耗能不斷增大。4安全儲(chǔ)備特性(1)普通剪跨比和短剪跨比裝配整體式混凝土框架邊節(jié)點(diǎn)均實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁”、“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。2