钢绞线锚入式预制砼梁柱节点抗震性能

管东芝，郭正兴



钢绞线锚入式预制砼梁柱节点抗震性能

管东芝，郭正兴

(东南大学土木工程学院，江苏南京，210096)

针对现有等同现浇类预制混凝土梁柱节点制作要求高、施工难度大的缺点，提出一种钢绞线锚入式新型预制混凝土梁柱节点。为研究其抗震性能，对3个足尺节点进行低周反复荷载试验。研究结果表明：该新型预制节点与现浇节点相比，具有基本相当的抗震性能；其刚度、滞回耗能、等效黏滞阻尼系数在加载中前期略低，在加载后期有较大提高，甚至比现浇节点的高，变形能力达到避免倒塌的性能要求；预制梁下部架立筋局部无黏结段的构造措施效果不明显。

预制混凝土；框架；节点；抗震；预应力混凝土

在预制混凝土框架结构体系中，预制构件间的连接(节点)对结构整体性、荷载传递和抗震性能起着重要的作用。深入研究预制混凝土框架结构柱、梁的连接方法，对预制混凝土框架结构的发展、完善及规模化应用有较大的价值和意义。预制混凝土框架结构从抗震性能和抗震设计策略角度可分为等同现浇类和自身特性类[1−2]。在实际设计应用中，由于等同现浇类预制框架结构的抗震机理和评价指标均与现浇混凝土结构一致，其可根据现行结构规范进行设计，这使得等同现浇类预制框架结构在研究和应用中成为主流。国内外对此类预制混凝土框架结构梁柱连接进行了大量研究[3−11]，结果证明只要节点构造形式合理，现浇类预制框架梁柱节点的抗震性能基本能够达到甚至超过现浇钢筋混凝土框架梁柱节点相当甚至超过的水平。随着国家建筑产业现代化的发展，国内已经投入生产建造了多种具有代表性的预制框架结构体系，如世构体系[12]、润泰体系[13]、PPAS体系[14]和鹿岛体系[15]等。目前应用的预制混凝土框架结构梁柱节点形式存在或构造形式过于复杂而较难施工，或柱截面过大造成浪费，或节点整体预制而难以运输等问题，使其大规模推广应用具有较大的难度。针对上述不足，本文作者从等同现浇的角度提出了一种钢绞线锚入式新型预制混凝土框架梁柱节点，采用端部带压花锚的钢绞线作为预制预应力叠合梁下部受力筋，使其锚入节点核心区。压花锚制作简便，价格低廉，且由于钢绞线具有柔软性，能自由弯曲“掰动”，可有效避开节点处柱子的纵向钢筋锚入柱节点内，降低建造难度，缩短工期，减少造价，具有广阔的应用前景。为深入研究该新型节点的抗震性能，并检验构造措施的有效性，进行3个足尺节点模型的低周反复荷载试验，以便为改进和推广应用该节点提供试验基础。

1 钢绞线锚入式预制混凝土梁柱节点概述

钢绞线锚入式预制混凝土梁柱节点形式如图1所示。预制柱通过灌浆套筒连接，梁采用叠合现浇形式，梁上半部分与楼板一同现浇，梁下半部分采用先张法预制预应力梁形式，梁端预留键槽，钢绞线在键槽内部分和伸出预制梁部分为无预应力段，在钢绞线端部通过压花机形成压花锚后，伸入节点核心区或者对面预制梁的键槽内，再后浇混凝土形成预制件的整体 连接。

为了提高梁端无预应力段混凝土抗裂性能，预制梁下部架立筋采用普通带肋钢筋；键槽部分箍筋进一步加密，一般采用间距50 mm，以此来提高梁端混凝土的约束，增强梁端变形能力；在键槽端面新老混凝土结合位置处，下部架立筋上增设一段局部无黏结段，削弱此处的抗裂能力；在节点拼装时，增设两端带扩大头的直钢筋；通过以上措施，使得键槽端面新老混凝土结合处成为相对强度最低的地方，拟实现塑性铰外移的目的。

(a)新型预制梁构造示意图；(b) 钢绞线锚入式新型预制混凝土梁柱节点拼装示意图

2 节点试验设计

2.1 试件设计与制作

共设计3个足尺节点试件进行低周反复荷载试验，其中，一个是现浇对比构件(XJ1)，一个预制试件(YZ1)是本文提出的钢绞线锚入式新型预制节点，另一个预制试件YZ2则在试件YZ1的基础上，去除了预制梁下部架立筋局部无黏结段的构造措施，以此检验该构造措施的有效性。预制节点梁下部钢绞线与附加钢筋截面积之和同现浇试件梁下部钢筋截面积之和基本相当，即等面积原则，其他部位纵向受力钢筋完全一致。试件外形和截面尺寸均相同，梁、柱构件采用C40混凝土，纵向钢筋均采用HRB335普通钢筋，箍筋及其他构造钢筋采用HPB300钢筋，预制梁钢绞线采用1 860级的7股钢绞线。试件制作详图见图2。

试件YZ1和YZ2的制作完全模拟实际工程建造过程。先制作预制构件，其中预制梁在自制张拉台座上进行先张法制作，张拉控制应力为0.6ptk，待混凝土强度达到75%后，进行放张；预制构件养护完成后，进行下部预制柱和预制梁拼装，并浇筑后浇混凝土部分；后浇混凝土部分达到设计强度后，进行上部预制柱的吊装，并灌浆，完成整个新型节点试件的制作。

现浇对比试件XJ1与预制构件为同一批浇筑，具体材料参数如下：现浇试件与预制构件混凝土实测立方体强度为51.5 MPa，后浇部分混凝土实测立方体强度为42.7 MPa；普通钢筋及预应力钢绞线材料性能见表1。

单位：mm

2.2 加载装置及加载制度

本试验在东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室的节点试验机上完成，试验加载装置如图3所示。柱顶放置1台320 t油压千斤顶，用以施加柱轴向压力。在试件的左、右两边梁端上下共设置4个60 t单向千斤顶，两两交叉成对，通过分油阀连接到油泵上，加载时，反对称位置千斤顶同时施力。

加载时，首先在试件柱顶部施加恒定轴压力，试验轴压比为0.1，在试验中保持恒定不变。在梁端施加竖向反对称低周反复荷载，向上为正，向下为负。试验加载采用力和位移双控原则，在屈服之前以力控制加载，每级循环1次。向下加载的力−位移曲线出现斜率变化时的位移作为屈服位移()，进入位移控制阶段，即以，2，3…作为每级加载的控制位移，循环3次，直至试件承载力下降到峰值承载力的85%以下为止。

表1 普通钢筋及预应力钢绞线力学性能

(a) 加载装置示意图；(b) 加载装置实际图片

3 试验现象

现浇试件XJ1一端向上加载至35 kN时，在距梁柱结合面大约5 cm处，梁下部首先出现裂缝，宽度为0.04 mm。进入位移控制3第1次循环后，梁根部下端混凝土少许剥落，在节点核心区下边缘出现水平向裂缝，同时核心区出现大致呈45°方向的交叉裂缝。在4循环加载过程中，梁根部下端混凝土大块脱落，混凝土损坏掉落严重，露出了下部纵向钢筋。在5第1次循环中，当荷载向下加载使得梁下部纵筋受压时，可以观察到下部钢筋弯曲。进行第2次循环时，下部钢筋被拉断，加载终止。

新型预制节点试件YZ1在加载至24 kN时，在距离梁柱结合面约40 cm处(键槽端部附近)，梁下部出现了自下而上的裂缝，加载至32 kN时，仍在该处，梁上部出现自上向下的裂缝。进入位移控制加载以后，加载到2第1循环时，节点核心区出现交叉裂缝。在加载到4第2循环后时，梁根部下端键槽侧壁有少许脱落，露出下部钢绞线及构造钢筋，加载过程中，可发现钢绞线受压时有蓬松散开的现象。在加载到5第2循环过程中，荷载突然下降，加载停止。

YZ2加载现象与YZ2现象类似。在距离梁柱结合面约40 cm处，梁下部出现自下而上的细小裂缝时的荷载为26 kN。加载到4第3次循环时，自下向上加载的那侧，荷载突然下降。为了解此后的节点性能，仍进行了5的1次循环试加载，发现向上的荷载值明显降低，加载即终止。

试验完成后，凿开预制梁根部下端混凝土及键槽侧壁混凝土进行观察，可以明显看到梁端部钢绞线受压蓬松散开。总体来说，3个试件均为梁铰破坏机制，节点核心区仅有少量细微裂缝开展，破坏形态见图4。

(a) 试件XJ1；(b) 试件YZ1；(c) 试件YZ2；(d) 钢绞线蓬松散开情况

4 结果分析

4.1 滞回曲线及骨架曲线

各试件的试验滞回曲线及骨架曲线如图5所示。由图5可以看到：XJ1试件滞回曲线总体上非常饱满，耗能较少；在试验加载后期，由于裂缝的发展、钢筋的屈服以及黏结滑移等，滞回环出现稍许的捏缩。试件YZ1和YZ2的滞回曲线形状较接近；由于预制梁下部存在钢绞线，其向上部分和向下部分的曲线有明显区别；向下加载时，曲线有屈服平台段，呈现梭形形状；向上加载时，加载曲线呈直线状，而卸载曲线形状接近普通钢筋混凝土试件，但残余变形相对较小。概括来说，YZ1和YZ2试件的滞回曲线下半部分为梭形，上半部分呈现弓形，捏缩效应较大。

(a) 试件XJ1；(b) 试件YZ1；(c) 试件YZ2

从骨架曲线来看，XJ1试件从屈服到极限破坏有着较长的发展过程，延性较好。由于上部纵筋配筋率较高，向下加载时，梁端下部混凝土受力较大，压碎掉落较多，下部受压钢筋也有压弯现象，故破坏时向下加载的荷载下降较大。YZ1和YZ2试件骨架曲线类似，相对于现浇构件，向下加载破坏的荷载下降不明显，这与键槽段箍筋加密有极大的关系。而向上的曲线则不像现浇构件，没有明显的屈服点，并且荷载随着位移的增加一直上升，直到临近破坏时才有下降。

4.2 强度及变形

3个试件的峰值强度见表2。从表2可见：各试件向下加载的峰值强度相差不大，说明在本试验中，向下加载时，下部配筋的强度对节点承载力影响不大，下部受压时混凝土起主要作用，向上加载时，预制试件YZ1和YZ2的钢绞线受拉力，峰值承载力相对于现浇试件XJ1分别提高84.9%和92.9%。

延性系数是反映节点屈服后变形能力的重要指标，用极限位移和屈服位移之比来表示。根据试验获得的骨架曲线，由于向上加载的骨架曲线斜率变化不明显，故统一由等面积法来确定试验的屈服位移[10]，同时定义荷载下降到峰值荷载的85%时试件破坏，对应的位移为极限位移，相关参数见表2。由表2可知：现浇试件XJ1上下2个方向的延性均达到4.17，表现出良好的延性；预制试件向下的延性系数比现浇节点略大，但通过等面积法获得的预制试件向上的屈服位移较大，预制试件向上的延性系数较小。

基于性能的设计准则要求钢筋混凝土框架结构达到生命安全(LS)的抗震性能水平时，层间位移角必须大于2%，达到避免倒塌(CP)的性能水平时，层间位移角必须大于4%[16]。本试验破坏时的位移角通过极限位移除以加载测量点到节点中心的距离来计算，相关结果见表2。从表2可以看到：所有试件上下2个方向的极限位移角均达到了生命安全(LS)的性能水平，而预制试件YZ1的极限位移角达到了避免倒塌(CP)的性能标准，说明该新型节点的极限变形能力良好，能够用于高地震烈度地区。

表2 峰值强度及变形能力参数

4.3 刚度退化

刚度退化反映了结构在反复荷载作用下的累计损伤，是结构动力特性分析的重要指标之一。试件的刚度用割线刚度来表示[17]，结果见图6(a)。由图6(a)可以看出：3个试件的刚度曲线总体趋势一致，均是在弹性阶段，刚度退化较快；进入屈服以后，刚度退化随着位移的增加变小，最终趋于平缓。预制梁与预制柱之间存在着新老混凝土结合面，预制试件YZ1和YZ2的初始刚度比现浇试件XJ1的初始刚度低；而进入屈服阶段后，预制节点YZ1和YZ2的刚度大于现浇节点XJ1。

为比较不同试件的刚度退化程度，将割线刚度除以试件初始刚度，进行量纲一化处理，结果如图6(b)所示。由图6(b)可见：随着试验加载的进行，普通钢筋开始屈服，现浇构件XJ1刚度下降速度较快，幅度较大，最终破坏时，刚度仅为初始值的5.7%。而由于预制梁端键槽段的箍筋加密，且钢绞线无明显屈服台阶，预制试件YZ1和YZ2刚度退化情况相对于现浇试件较小，破坏时刚度分别为初始值的12.1%和6.8%。

(a) 刚度退化曲线；(b) 规格化刚度退化曲线

4.4 耗能能力

构件良好的耗能能力能够吸收地震输入能量，起到减轻结构其他单元破坏的作用。耗能能力以累积耗能和等效黏滞阻尼系数进行对比研究。滞回曲线中1次循环所包围的面积代表试件1次加载循环内滞回耗能，根据滞回曲线可以计算出各试件在低周反复荷载下的累积耗能。等效黏滞系数是滞回曲线1周所耗散的能量与假想的弹性直线在达到相同位移时所包围的面积之商乘以系数1/(2π)(其中，π为圆周率)，同条件下的等效黏滞阻尼系数较大，耗能能力也愈好。3个试件的累计耗能和等效黏滞系数见图7，从第4循环开始，进入位移控制加载阶段。

结果表明：在加载前期，现浇节点的耗能较预制节点均较大，说明相对于预制节点，配置普通钢筋且整体性较强的现浇节点构件XJ1的耗能能力较强；在加载后期，YZ1和YZ2节点的耗能上升趋势较快，接近破坏时，总体累积耗能值甚至超过现浇构件，说明YZ1和YZ2节点在地震中接近极限状态时，消耗的能量有较大提高。

现浇构件XJ1等效黏滞系数总体均大于预制节点，有较强的耗能能力。预制节点等效黏滞阻尼系数总体呈现阶梯上升的趋势，即滞回曲线越来越饱满，耗能能力随着位移的增加而增强。13次循环后，节点临近破坏，YZ1和YZ2节点等效黏滞阻尼系数有较大提升，说明YZ1和YZ2构件在临近破坏时，其耗能能力有较大增强。

以上说明，虽然预制构件单周耗能能力相较于现浇构件较弱，但预制构件强度的提高使得滞回曲线包围的面积等于甚至超过现浇构件，从而耗散能量等于或者超过了现浇构件的消耗能耗，有效起到了耗散地震能量来保护结构其他单元的作用。

(a) 试件累积耗能；(b) 等效黏滞阻尼系数

5 结论

1) 钢绞线锚入式新型预制混凝土框架梁柱节点采用端部带压花锚的钢绞线锚入节点，再后浇混凝土的形式形成整体。钢绞线具有柔软灵活性，降低了建造难度，缩短了工期，减少了造价，具有广阔的应用 前景。

2) 钢绞线锚入式新型预制混凝土框架梁柱节点与现浇节点相比，具有基本相当的抗震性能，其刚度、滞回耗能、等效黏滞阻尼系数在加载中前期相对现浇节点略低，而在加载后期，预制构件上述指标相对于现浇构件均有较大提高，甚至超过现浇节点，就强度而言，预制节点向上加载的极限荷载比现浇节点有非常大的提高，说明预制节点有着较大的安全储备。

3) 就变形能力而言，新型预制节点的极限位移角达到了避免倒塌(CP)的性能水平，说明该新型节点的极限变形能力良好，能够用于高地震烈度地区。但就延性系数而言，根据等面积法确定的预制节点屈服位移大于现浇节点，且差别较大，以此计算得到的预制节点位移延性系数比现浇节点的低。

4) 通过预制试件YZ1和YZ2之间的破坏形态和试验结果对比可知，预制梁下部架立筋局部无黏结段意义不大，未能达到设想的效果，建议去除该构造。

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(编辑 陈爱华)

Seismic performance of a new beam-to-column joint of anchored prestressing strands in precast concrete structures

GUAN Dongzhi, GUO Zhengxing

(School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

A new precast beam-to-column joint with anchored prestressing strands was developed to solve the problem that manufacture and installation of conventionally emulative precast beam-to-column connections required high carefulness. Three full-scale cruciform specimens were tested under reversal cyclic loading to study their seismic performance including a monolithic reference specimen. The experimental results show that the proposed precast specimen has similar seismic resistance to the monolithic specimen. The stiffness, dissipated energy and equivalent viscous ratio of precast specimens are lower in the early stage of loading than those of the monolithic specimen, but they achieve higher level at later stage. Deformability capacity of the proposed connection can satisfy the collapse prevention level. The detail of a certain debonded length of the two bottom deformed bars in a precast beam makes little difference.

precast concrete; frame; joint; seismic; prestressed concrete

10.11817/j.issn.1672−7207.2017.02.030

TU375.4

A

1672−7207(2017)02−0498−08

2016−08−16；

2016−11−25

国家重点研发计划项目(2016YFC0701703)(Project(2016YFC0701703) supported by the National Key Research and Development Program of China)

郭正兴，教授，博士生导师，从事混凝土结构、大跨空间预应力钢结构的设计及施工等研究；E-mail：guozx195608@126.com