世构体系框架中节点抗震性能试验研究

蔡建国，朱洪进，冯健，刘亚非，黄利锋

(1. 东南大学 混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，江苏 南京，210096；2. 中国移动通信集团 广东有限公司，广东 深圳，518038；3. 南京大地建设集团，江苏 南京，210013)

预制混凝土结构是现代建筑最为重要的结构形式之一。在欧美发达国家，大量建筑物都采用了预制混凝土结构。与现浇钢筋混凝土结构相比，预制钢筋混凝土结构构件可采用大规模工业化生产，构件质量更便于控制；现场施工湿作业少、速度快，建造工期短[1-2]。近年来，随着我国建筑产业化的发展，建筑的工业化改革势在必行，这为发展预制混凝土结构提供了广阔的舞台。但是在抗震地区应用预制混凝土结构，通常会遇到很大的困难[3]；而且长期以来，预制混凝土结构抗震性能研究一直落后于现浇混凝土结构。国内外经过几十年的研究与推广，目前预制及预制装配式结构的种类繁多[4-13]。而框架结构是建筑中应用最广的一种结构形式。由于地震作用等因素的影响，事实上完全的预制框架结构目前已经很少见，实用的范围被大大缩减。而作为整体性能介于纯预制与现浇之间的预制装配整体式结构的应用近几十年来极为广泛[14]。对于后浇整体式预制混凝土结构，后浇节点对整个结构系统的抗震性能起着重要的控制作用。后浇节点狭小的作业空间，大大增加了其箍筋设置和混凝土浇筑的难度，施工质量显得尤为重要[11]。本文作者在介绍世构体系基本形式及其特点的基础上，通过 3个不同键槽长度的梁柱中节点的低周反复荷载试验，对世构体系抗震性能进行了较为系统的研究与分析。

1 世构体系结构形式及其特点

世构体系(SCOPE)是南京大地集团公司从法国引进的一种预制预应力混凝土装配整体式框架结构体系，其预制构件包括预制混凝土柱、预制预应力混凝土叠合梁、板，属于采用了整浇节点的一次受力叠合框架。

世构体系是集工厂化生产、现场拼装于一体的框架式结构体系。世构体系一般在预制厂的生产线上根据设计图进行预制柱、预制预应力梁、板的生产，后将预制构件运至施工现场后进行拼装，然后在现场进行梁叠合层、梁端键槽以及节点的浇筑。有时世构体系的预制柱也可以改为现场浇筑混凝土柱。自从世构体系被引进以来，已经在住宅、大卖场等许多建筑中得到了应用。

世构体系的特殊性就在于它的节点构造方式，它的节点由键槽、U形钢筋和现浇混凝土三部分组成。世构体系预制预应力混凝土梁下部纵向钢筋(预应力钢绞线)在键槽即梁端的塑性铰区实现搭接连接。U形钢筋的制作及施工极为重要，它对于节点的抗震性能有很大的影响。由于世构体系节点属于现场浇筑，所以它是一种强连接的框架结构体系。世构体系节点构造及预制梁端键槽如图1和图2所示。

世构体系除了一般预制框架结构具有施工速度快、工期短、环境污染小、质量有保证以及经济性好的优点外，由于采用了先张预应力技术，减小了构件截面，节省了能源，建筑自重得到了减轻，降低了建筑成本；世构体系节点施工简单方便，且用钢量较低[15]。

图1 节点构造示意图Fig.1 Sketch map of joint

图2 预制梁端键槽图Fig.2 Service hole of precast beams

2 试验概况

2.1 试件及试验方法

本次试验设计制作了 3个梁柱中节点，均为 1:1的足尺模型。试验对象的设计在严格遵循“强柱弱梁、强剪弱弯、强节点弱构件”的基础上，为使试验的设计对象能更好地与实际相符，试件的尺寸参考了某实际工程的设计图纸。为了直观表示构件的差异，根据键槽的长度将试件命名为：JC40，JC45和 JC50。预制柱和预制梁及后浇叠合层的混凝土强度等级为C40，键槽节点部分的强度等级为 C50，试验构件的尺寸及配筋情况如图3所示。

混凝土浇注分为3批：第1批为预制混凝土梁以及节点以下的混凝土柱；第2批为预制混凝土梁的叠合层以及键槽节点部分的混凝土；第3批为节点上部混凝土柱。混凝土和钢筋留样的力学特性分别如表 1和表2所示。表1中括号内的数字表示混凝土浇注的批次。

图3 节点设计详图Fig.3 Test joint size and reinforcement details

2.2 试验装置及测点布置

本试验应变片主要布置在钢筋上，分布区域有梁柱纵筋、梁柱箍筋、节点核心区箍筋，在每个试件中选择一根U形钢筋沿其表面开槽，在槽内埋设应变片，其测点布置图如图4所示。在每个试件梁的两端都安装有位移计测定其位移，另外为了观察节点的剪切破坏情况，在节点核芯区布置了机电百分表测量其剪切变形。本试验采用的液压千斤顶加载，反力装置采用的是钢桁架反力架，整个反力架通过与地槽螺栓连接形成反力装置，整个反力装置的移动均通过试验室吊车完成。试验装置如图5所示。

表1 混凝土的力学性能Table 1 Mechanical properties of concrete for specimens

表2 钢筋的力学性能Table 2 Mechanical properties of reinforcement for specimens

图4 应变片测点布置图Fig.4 Strain gauges on specimens

图5 实验装置Fig.5 Test set-up of specimens

2.3 加载方案

本试验采用了《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—96)中的拟静力试验方法。在梁端施加同步低周反复循环荷载来模拟地震作用，同时柱顶施加恒定设计轴力850 kN，柱轴压比为0.297。

本试验加载程序如下：首先在柱顶施加恒定轴力850 kN，在试验中要保持柱顶轴力不变；然后在梁端施加反对称反复荷载，在梁主筋屈服前由荷载控制，屈服后由梁端位移控制。在考察试件的开裂情况时，先取开裂荷载的30%作为控制荷载循环2次；第3循环也由荷载控制，使之达到屈服荷载的50%左右，第4循环加至屈服荷载的75%左右，第5循环直接加载至屈服荷载，即滞回曲线中出现明显屈服点(由观察控制)，循环1次后由梁端位移控制，每一位移量循环2次，一直进行到位移延性系数大于4或荷载变形骨架曲线下降段上荷载下降到极限荷载的85%。

3 主要试验现象及结果分析

3.1 试验现象

本试验的3个试件的主要差异是试件的键槽长度不相等(钢筋的搭接长度不相等)，试件的配筋及其余构造情况均相同。从垂直裂缝的出现和开展上来看，3个试件并无太大的差别，即开裂荷载与键槽中钢筋的搭接长度的关系不大。

构件的屈服荷载以及在屈服前相同荷载级下的裂缝宽度均相差不大。根据试验时的仪器跟踪及与记录数据的对比，各试件的开裂荷载、屈服荷载以及屈服位移如表 3所示(由于构造方面的特殊性使得梁上下端的各特征值均不一样，本文取两者的平均值作为其特征值)。

表3 开裂荷载、屈服荷载和屈服位移实测值Table 3 Crack loading, yield loading and yield displacement of specimens

相对计算而言，实测的开裂荷载偏大一点，而屈服荷载的计算值也比实测值小。计算的开裂荷载不考虑自重影响为23 kN，如果考虑自重影响，梁的上端为21 kN，梁的下端为25 kN；计算的屈服荷载为80.26 kN。但不管是屈服荷载还是开裂荷载，计算值与实测值的均相差不大。

JC50试件在荷载施加到25 kN左右时，梁端与柱面交接处出现了一个肉眼可见的微小裂缝，此处是键槽与柱面交界之处，故将其定为实测开裂荷载。随着荷载的增加，裂缝的长度开始增长，宽度也在扩大，邻近段的竖向裂缝越来越多，但是整个节点对角区未出现任何的异常，在加载到2Δ第1个循环时，在梁端上下表面，混凝土出现了少许的脱落，第2个循环时节点区出现了两条交叉裂缝，当加载到3Δ第1个循环时，梁端上下表面出现了大块的脱落，3Δ第2个循环时发现U形钢筋的末端出现了滑移产生的裂缝，在4Δ第2个循环时U形钢筋出现了严重的滑移以致该处的滑移裂缝进一步扩大，甚至键槽表面出现了上鼓的现象。在整个试验过程中，柱子未出现任何破坏，节点的两个交叉裂缝在后期没有发展。JC45试件与 JC50试件情况相仿，只是JC45节点未出现因U形钢筋的黏结滑移破坏引起的裂缝。而JC40因U形钢筋的黏结滑移破坏引起的裂缝出现得很早，大约是在1Δ第2个循环时就已经出现，并且在3Δ第1个循环时，出现了U形钢筋被拔出的锚固破坏现象。试验结束后，对JC50和JC40试件键槽表面混凝土层敲开观察U形钢筋的黏结滑移破坏情况，发现在施工时这2个试件中的U形钢筋未能有效固定，使得其中部分U形钢筋直接贴至键槽边(即混凝土模板壁上)未能与混凝土有效黏结，这直接导致U形钢筋的搭接锚固性能大为减弱；而 JC45试件的键槽壁即预制部分与节点现浇部分结合得仍很牢固。

3.2 滞回曲线分析

滞回曲线是结构抗震性能的综合体现，是分析结构抗震性能的重要依据。试件的滞回曲线见图6。

图6 试件的滞回曲线Fig.6 Hysteretic loops of load-displacement at beam ends

JC50试件前几循环具有较稳定的梭形滞回环，表明节点有较大的刚度，试件有较大的耗能能力，后几循环滞回环的形状逐渐向反S形状过渡，到第2倍Δ第2个循环尤为明显，刚度有所降低，弯曲变形开始退位于黏结滑移变形，键槽中U形钢筋的末端的位置开始出现裂缝。到第4倍Δ第1个循环时，滞回曲线出现近似倒Z形的迹象。JC45试件前7次循环呈稳定的梭形，表明构件耗能能力较好，甚至在2倍Δ第1次循环时出现了纺锤形，说明这时构件的耗能能力达到了顶峰，处于最佳的状态，不过从第9次循环开始滞回曲线开始呈现反S形，构件的耗能能力开始变差，黏结滑移的影响开始显现。JC40试件由于前述的 U形钢筋的搭接锚固问题，以至于在1倍Δ的第1次循环时就开始出现了反S迹象，到后期越来越明显，在2倍Δ第2次循环时出现了明显的捏缩现象。在3Δ第1个循环反向加载时出现了严重的钢筋滑移，U形钢筋被拔出。JC40属于非正常破坏(锚固破坏)。

3.3 骨架曲线分析

骨架曲线是指连接各次循环加荷峰值(正向或反向) 点的曲线。本试验中的3个试件的骨架曲线如图7所示。由图7可知：骨架曲线在荷载未达到开裂荷载前为直线，试件的变形基本上呈现弹性，在试件开裂后，骨架曲线开始弯曲，曲线开始向位移轴偏移，荷载增速趋缓，这一阶段一直持续到试件屈服，此时骨架曲线出现了明显的拐点，试件刚度进一步降低，变形加快，直到达到最大荷载点；持续加载，位移不断增大，荷载却不断下降。

从图 7还可以看出：JC45试件的延性明显要比JC50和JC40的好，后两者主要是由于存在施工上的缺陷。三者的屈服荷载及极限荷载差别不大，这说明在不出现黏结滑移破坏的情况下，搭接长度对承载力影响不大。

图7 试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of load-displacement at beam ends

3.4 强度退化和刚度退化

随着加载位移的不断增加，试件的强度和刚度将随循环周次的增加而逐渐减小。为了定量反映相同加载位移不同加载循环时试件的强度退化和刚度退化程度，本文进行了强度退化和刚度退化分析。

3.4.1 强度退化

试验结构的强度退化可以用承载力降低系数iλ来衡量，承载力降低系数的计算式如下：

3个节点的强度退化情况如图8所示。3个试件在达到其承载能力极限后，其后期强度降低均较为缓慢(由于JC40在3Δ第1个循环出现了锚固破坏，所以，其后期的强度退化情况无法考察)。

图8 试件强度退化曲线Fig.8 Strength degradation curves of specimens

3.4.2 刚度退化

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—96)，在荷载位移曲线上将每次循环的最大位移点连接起来表示试件在1个循环中的刚度。本次试验的相对刚度与循环次数的关系如图9所示。从图9可以看出：试件在整个加载过程中刚度退化明显，且刚度退化主要发生在开裂后至屈服这一阶段。在屈服至破坏阶段刚度退化较为平缓。JC40试件的刚度退化情况在3Δ循环时也有较大的退化，这与其U形钢筋黏结滑移有很大关系。

图9 试件的刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves of specimens

3.5 试件的吸能及耗能能力分析

吸能能力以及耗能能力是结构抗震性能的重要指标。在地震作用下，较强的能量吸收能力可以抵御地震作用下的大变形；较强的能量耗散能力能保证结构振幅迅速衰减。

本文采用美国 Jirsa等提出的功能指标lw来评价构件的吸能能力。

式中：n为循环次数；i为循环序数；Py和Δy分别为屈服荷载和屈服位移；Pi和Δi分别为第i次循环的荷载和第i次循环的位移。由于梁上下端的屈服荷载与位移不同，故取其平均值进行比较。根据式(2)算出的lw如表4所示，经综合比较，由于JC45试件未出现任何黏结滑移现象，所以，吸能能力最强；而 JC40试件由于施工问题造成的钢筋过早黏结滑移破坏，吸能能力最弱。

表4 试件的吸能能力功能指标Table 4 Indicators of energy absorption capability for specimens

耗能能力采用Celebl和Penzien所提出的等效黏滞阻尼系数he来评价构件耗能能力。这里仅比较在屈服荷载和极限荷载滞回环的he，如图10所示，he表达式为：

式中：SOAB+SBCD为滞回环所包围面积；SOAE+SOCF为相应2个三角形面积。

由式(3)可算得2个构件在屈服荷载和极限荷载滞回环的he，具体数值如表5所示。从表5中的数据可知：JC45试件由于未出现黏结滑移破坏，相应的耗能能力更强，而JC50和JC40试件由于施工时未能有效固定U形钢筋使得构件出现了不同程度的黏结滑移破坏，其中又以JC40试件最明显。

图10 等效黏滞阻尼系数计算示意图Fig.10 Sketch map for calculating equivalent viscous damping coefficient

表5 试件等效黏滞阻尼系数Table 5 Equivalent viscous damping coefficients of specimens

3.6 节点的延性分析

除了结构的刚度、强度退化，吸能、耗能能力外，结构的延伸性也是是衡量结构抗震性能的一个重要指标。结构延伸性可用延性系数μ来表示。延性系数是指结构在遭受地震作用而进入塑性阶段后，结构产生的最大变形(即极限荷载下的变形)与结构屈服时荷载变形的比值。试验中取最大荷载降低15%时的变形与屈服时变形的比值。整个结构的延性是由结构构件的延性来保证的。对于钢筋混凝土框架结构，梁柱节点的延性直接影响到整个框架结构的延性。为了防止整个框架结构由于局部破坏而倒塌，要求尽量避免地震时在柱端及节点核心区产生塑性铰，而应使塑性铰出现在梁端。因此，对于框架节点，一般用梁端塑性铰区的截面曲率延性系数来表示节点的延性。

测定了 JC50和 JC45 2个试件的延性系数(由于JC40是锚固失效破坏，所以，不计算节点延性系数)。规定以试件首先达到破坏的那半个循环(即达到最大荷载时，或比最大荷载稍有降低但降低值不超过最大荷载的 15%)所测得的梁端截面最大曲率来确定延性系数。试件的延性系数如表6所示。

表6 试件曲率延性系数Table 6 Curvature ductility factors of specimens

为了满足抗震要求，如整体结构的位移延性系数应不小于4，则对梁的高跨比为1/10的一般框架结构，按各层梁出现塑性铰的静力破坏机制进行分析，梁的最大挠度延性系数也应不小于 4。由于曲率延性系数与挠度延性系数的关系为：

式中：l为梁的跨度；lp为塑性郊区的等效长度，如图11所示，可近似按下式确定：

式中：h为梁的高度。

图11 节点处梁塑性铰区等效长度Fig.11 Equivalent lengths for beam plastic hinge region of joint

对于本次试验的试件(梁的高跨比 h/l=0.3)，要求梁的截面延性系数φμ≥6.7。由表6可知：JC45和JC50 2个试件均能满足这个要求。而JC40试件由于锚固破坏，影响了梁延性的发挥，不能满足延性的要求。

4 结论

(1) 通过对试件滞回曲线形状变化的分析，发现如果控制好U形钢筋在大位移下的滑移，世构体系框架结构的耗能能力较强。

(2) 由于各个试件按现浇结构计算的开裂荷载和屈服荷载的计算值与试验的实测值都相差不大。所以，在实际的设计计算中，世构体系采用和现浇结构相同的方法计算是可行的。

(3) 键槽长度大的世构体系，结构的抗震性能指标更优越。本试验虽然由于试件的制作问题 JC50没有表现出 JC45更好的抗震性能；但是，对于同样有黏结问题的 JC40，由于水平锚固长度较长，JC50避免了JC40的锚固破坏形式。

(4) 世构体系梁柱节点的主要破坏发生在梁端塑性铰区，破坏也是以弯曲破坏为主，柱子以及节点区没有出现严重的破坏情况。不过由于试件制作上存在一定缺陷，JC40的破坏以锚固破坏的形式出现，这在实际工程中是应该避免的。从3个试件的对比来看，只要注意了U形钢筋和键槽的尺寸设计以及实际施工中U形钢筋的定位问题，按照现行混凝土结构设计规范和抗震设计规范设计，并在设计阶段认真贯彻好“强柱弱梁、强剪弱弯、强节点弱构件”等抗震设计原则的世构体系便完全能够达到相应的抗震要求。

(5) 键槽中的U形钢筋的施工质量对于整个节点的耗能能力有很大的影响，特别是要注意U形钢筋的施工定位等问题，这对延缓黏结滑移破坏的出现及保证节点的延性很重要。

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