工业化混凝土框架SPC节点抗震性能试验

沈华 翁大根 张瑞甫 葛庆子 王庆华

沈华, 翁大根, 张瑞甫, 等. 工业化混凝土框架SPC节点抗震性能试验 [J]. 工程科学与技术, 2022, 54(4): 64-75. doi: 10.15961/j.jsuese.202100329
引用本文: 沈华, 翁大根, 张瑞甫, 等. 工业化混凝土框架SPC节点抗震性能试验 [J]. 工程科学与技术, 2022, 54(4): 64-75. doi: 10.15961/j.jsuese.202100329
SHEN Hua, WENG Dagen, ZHANG Ruifu, et al. Experiment on Seismic Performance of SPC Joint for Industrial Concrete Frame [J]. Advanced Engineering Sciences, 2022, 54(4): 64-75. doi: 10.15961/j.jsuese.202100329
Citation: SHEN Hua, WENG Dagen, ZHANG Ruifu, et al. Experiment on Seismic Performance of SPC Joint for Industrial Concrete Frame [J]. Advanced Engineering Sciences, 2022, 54(4): 64-75. doi: 10.15961/j.jsuese.202100329

工业化混凝土框架SPC节点抗震性能试验

基金项目: 国家自然科学基金项目(51978525);江苏省建设系统科技项目(2019ZD00126);江苏省“青蓝工程”中青年学术带头人(2021);南通市科技计划项目(MS22020025);南通职业大学重点课题(20ZK01)
详细信息
    • 收稿日期:  2021-04-16
    • 网络出版时间:  2022-06-18 03:29:00
  • 作者简介:

    沈华(1979—),男,副教授,博士. 研究方向:建筑工业化及结构减震. E-mail:shenstone79@163.com

  • 中图分类号: TU375

Experiment on Seismic Performance of SPC Joint for Industrial Concrete Frame

  • 摘要: 研究新型工业化型钢连接混凝土框架节点(SPC节点)的抗震性能,并比较其与传统现浇钢筋混凝土节点的性能差异。基于梁截面抗弯承载力相等原则之上,提出了SPC节点设计方法,目的在于不降低梁端抗弯承载力的前提上,实现梁端塑性铰转移至H型钢段的削弱截面RBS处。试验采用位移加载制度,分别对SPC节点和对应现浇节点进行低周往复拟静力试验,重点比较两种节点的破坏特征、承载能力、变形能力、耗能能力和关键部位的应变。结果表明:SPC节点的裂缝分布与现浇节点相近,混凝土最大裂缝宽度得到了有效控制;SPC节点的屈服荷载略高于现浇节点,而极限荷载和延性系数得到显著提升,具有较好的承载能力和变形能力;SPC节点的强度和刚度退化相比现浇节点程度更小,力学性能更为稳定;SPC节点比现浇节点滞回曲线更为饱满,具有更好的耗能能力,尤其强震耗能优势明显;SPC节点有效实现了强柱弱梁的破坏机制,表明提出设计方法和构造措施合理有效。由试验结果可知,SPC节点与传统现浇节点相比具有更优的抗震性能,且节点变形和损伤主要集中于型钢截面部分,便于震后快速修复与加固。

     

    Abstract: The seismic performance of new type industrial profile steel connecting prefabricated concrete (SPC) frame joint was investigated, and the differences between SPC and traditional monolithic reinforced concrete frame joint were compared. Based on the equality of flexural bearing capacity of beam section, a design method of SPC joint was presented to realize translation of plastic hinge from beam end to the reduction beam section (RBS) of H profile steel without decreasing the flexural bearing capacity. The displacement loading strategy was used and the pseudo static tests were conducted to a monolithic joint and the corresponding SPC joint. Failure characteristic, bearing capacity, deformation capacity, energy dissipation capacity, and strains of key positions were compared between these two specimens. The test results showed that the crack distribution of the SPC joint was similar to that of the monolithic joint, but the maximum crack width of concrete was effectively controlled in the SPC joint. The yielding load of the SPC joint was a little higher than that of the monolithic joint; moreover, the ultimate load and ductility of the SPC joint were significantly increased. Therefore, the SPC joint exhibited better bearing and deformation capacities. The degradation of strength and stiffness of the SPC joint under cyclic loads were both obviously smaller than those of the monolithic joint, and it meant the mechanical behavior of the SPC joint was more stable. The hysteretic curves of the SPC joint were fuller than those of the monolithic joint, and it implied the energy dissipation capacity of the SPC joint was better, especially under a high-intensity earthquake. The realization of the strong column and weak beam mechanism meant that the proposed design method and detail of SPC joint were effective and reasonable. Based on the test results, the seismic performance of the SPC joint was better than that of a traditional reinforced concrete joint. The deformation and damage of SPC joint concentrated on profile steel segment, therefore it can be conveniently repaired and reinforced after an earthquake.

     

  • 实现新型建筑工业化是国家的重要战略决策,是促进建筑业全面转型升级的重要途径。工业化混凝土框架具有平面布置灵活,构件易于标准化以及工业化程度较高的特点,是最常用的建筑工业化结构体系之一。

    历次震害[1-3]表明,提高工业化建筑结构抗震性能,关键在于构件连接。梁柱连接是工业化混凝土框架的关键部位,对抗震性能起着至关重要的作用。干式全装配框架梁柱节点具有无现场湿作业、施工周期短和便于维修的特点,Priestley[4]提出干式连接比湿式连接具有更高连接效率。

    干式全装配节点具有显著的工业化特征,国内外学者对其开展了大量研究。Nakaki[5]和Englekirk[6]等提出装配式延性节点理念,柱内预埋延性连杆,使其在地震作用下发生塑性变形,从而减轻其他构件的损伤。基于延性节点理念,李向民等[7]通过在节点核心区预埋低屈服高延性连接,设计了一种高效延性节点,试验结果有效实现了设计目标,并具有较高延性。这些研究证明了延性节点的可行性与合理性。赵斌等[8]研究了高强螺杆和短H型钢连接的梁柱节点,试验表明,极限承载力相对现浇和后浇整体式节点提高显著,但需提高其耗能能力。Ertas等[9]提出了一种螺栓连接梁柱节点,其特点为预埋钢盒用于螺杆对拉连接,实现了较大的安装容许误差,适用于梁端剪力较小的情况,试验表明,螺栓连接梁柱节点相比现浇节点具有较高的强度、延性和耗能能力。Vidjeapriya等[10]研究了下设托梁和上置加劲角钢,采用对拉栓杆连接的梁柱节点,试验表明,除极限承载力略低于现浇试件外,其耗能能力和延性均得到提高。曹杨[11]、Rong[12]、Ghayeb[13]和Nzabonimpa[14]等研究了预制梁中预埋不同型钢,并采用螺栓连接的节点抗震性能,结果显示抗震性能良好,证明了使用型钢连接的可行性,而且曹杨[11]指出弱化节点临近区域刚度将有助于改善节点的抗震性能。赵地[15]和韩春[16]等研究了采用外伸端板和预应力栓杆连接的梁柱节点,结果表明,其相对于现浇节点具有更好的强度和抗震性能。Aninthaneni等[17]在外伸端板和对拉栓杆的基础上,在梁的上下端增设角形加劲板,研究表明,其结构性能与现浇节点十分相似。Ngo等[18]研究了预制梁设置混凝土外扩端板,并采用碳纤维螺栓连接的梁柱节点,有效提高结构抗腐蚀能力,试验表明,其节点承载力、耗能和刚度均显著大于现浇节点。李春雨[19]和冯世强[20]等在节点中增加了耗能单元,研究表明,其方法能有效增强节点的抗震性能。

    基于当前干式全装配节点的研究成果和延性节点的设计理念,沈华等[21]提出了削弱型钢直接连接预制梁柱的工业化节点(steel prefabricated concrete,SPC):其将塑性变形外部化,更易识别其工作状态,且将损伤控制于削弱型钢段;削弱型钢截面,达成区域刚度的适度弱化,以改善节点的耗能能力;螺栓连接工艺成熟,可提升安装效率,且具备可拆卸性;非外扩截面连接,构件规整,便于仓储运输;连接界面为钢材质,易实现构件精准制造,工业化特征显著;节点结构简单,仅少量型钢外露,便于日常维护。本文将通过低周往复拟静力加载试验,验证SPC节点的可行性,同时比较SPC节点与现浇节点的抗震性能。

    SPC节点是由高强螺栓、预制柱和预制梁段组成的新型工业化梁柱节点,其构造(不含箍筋)如图1所示,其中:预制混凝土柱中预留贯穿螺栓孔,预埋定位垫板和安装支撑板;预制混凝土梁端设置锚固板、H型钢削弱段(reduction beam section,RBS)和连接板。

    图  1  SPC节点构造(不含箍筋)
    Fig.  1  Schematic diagram of middle SPC joint(without stirrups)
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    试验中,SPC节点编号为YZJ–M,其对应的现浇节点编号为XZJ–M。

    现浇节点XZJ–M的截面及配筋源自一6层钢筋混凝土框架结构的典型节点,如图2所示;XZJ–M采用C30混凝土,HRB400钢筋,保护层厚度25 mm,实验室进行制作,如图3所示;实测材料力学性能见表1

    表  1  材料力学性能
    Table  1  Mechanical properties of materials
    试件 C30 HRB400 Q235型钢HM250×175
    fck/MPa d/mm fyk/MPa fstk/MPa Es/(105 MPa) 部位 fy/MPa fu/MPa Es/(105 MPa)
    XZJ–M 25.8 12,18 464 626 2.01
    25.8 8 498 646 2.05
    YZJ–M 26.7 12,18 456 603 2.01 翼缘 265 325 2.01
    26.7 8 485 601 2.02 腹板 315 421 2.01
      注:fck为混凝土轴心抗压强度标准值,fyk为钢筋屈服强度标准值,fstk为钢筋极限强度标准值,Es为钢筋弹性模量,fy为型钢屈服强度,fu为    型钢极限强度,d为钢筋直径。
    图  2  XZJ–M截面配置
    Fig.  2  Sectional configuration of XZJ–M
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    图  3  XZJ–M加工制作
    Fig.  3  Specimen processing of XZJ–M
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    SPC节点设计主要包括RBS、焊缝、锚筋和高强螺栓。

    选用Q235的H型钢设计RBS段。基于材料标准值,按混凝土梁端截面负弯矩承载力 ${M_ - } = 95{\text{ kN}} \cdot {\text{m}}$ (正负弯矩中的大值)要求,选择H型钢规格为HM250×175。

    由于选用规格化H型钢截面的实际抗弯承载力大于 $95{\text{ kN}} \cdot {\text{m}}$ ,故设截面抗弯的需求翼缘宽度为 $b_{\text{f}}'$ ,依据截面抗弯承载力相等,解得 $b_{\text{f}}' = 14.2{\text{ cm}}$ 。进而按《建筑抗震设计规范》[22]推荐的RBS构造,确定截面参数abc分别为100.0、190.0和35.5 mm。

    节点在加载试验中,将受到顶点轴压Fm和水平力P的共同作用,其受力简图如图4所示。

    图  4  节点受力简图
    Fig.  4  Force diagram of joint
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    考虑到混凝土柱压缩刚度较大,近似 ${F_{\text{m}}} \approx {N_{\text{m}}}$ ,其中, ${N_{\text{m}}}$ 为节点底部铰支座竖向支撑力。进而,由平衡条件 $\displaystyle\sum {{F_y} = 0} $ ,可知:

    $$ {N_{\text{l}}} \approx {N_{\text{r}}} $$ (1)

    式中, ${N_{\text{l}}}$ ${N_{\text{r}}}$ 分别为节点左端和右端的竖向支座反力。

    侧力P作用下,节点将沿底部支座转动,由于转角较小,式(1)仍将成立。考虑到梁截面为非对称配筋,结合式(1),可知,节点承载力P实际由混凝土梁端截面弯矩承载力的较小值 ${M_{\text{+ }}} = 63{\text{ kN}} \cdot {\text{m}}$ 控制。故为确保H型钢段在 ${M_+ }$ 作用下发生塑性铰,按图5验算。其中,虚线为截面抵抗弯矩图,点划线为混凝土截面不屈服的弯矩上限,实线为不降低混凝土梁端抗弯承载力的弯矩下限。显然,RBS最大削弱截面处的抗弯承载能力位于弯矩上下限间,可达到不降低梁端抗弯承载力的情况下,实现梁端塑性铰位于H型钢段中RBS部分。

    图  5  预制梁设计抗弯承载力
    Fig.  5  Design bending capacity schematic of beam
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    H型钢段与锚固板和连接板的焊接作业在条件较好的工厂内进行,结合《建筑抗震设计规范》[22]和《钢结构设计规范》[23]的相关规定,腹板设计采用焊脚尺寸为8 mm的双面角焊缝,翼缘采用单边坡口全熔融透焊。锚筋和高强螺栓则分别按《钢结构设计规范》[23]和《混凝土结构设计规范》[24]进行设计。SPC节点预制柱和预制梁的截面配置,如图67所示,其实测材料性能见表1

    图  6  预制柱截面配置图
    Fig.  6  Sectional configuration of prefabricated column
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    图  7  预制梁截面配置图
    Fig.  7  Sectional configuration of prefabricated beam
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    2.3.1   加载装置

    采用铰接四边形框架装置完成试验加载,其加载装置如图8所示。鉴于实验室条件,柱轴压比取0.15,柱顶侧力由固定在反力墙的INSTRON SCHENCK伺服作动器施加。加载前,以40%的柱轴向压力加压2次,然后,进行水平预加载,消除试验不均匀性,并检查测量仪器和仪表的工作状态。

    图  8  加载装置
    Fig.  8  Testing equipment
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    2.3.2   加载制度

    为统一工况,采用如图9所示的位移加载制度:18 mm之前每级加载一个循环,之后每级加载3个循环。为较全面评价节点的力学性能,最小位移从2 mm开始,0~12 mm每级位移2 mm;12~102 mm每级位移6 mm;102 mm后每级位移12 mm,直至试验停止。

    图  9  位移加载制度
    Fig.  9  Displacement loading protocol
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    2.3.3   测点布置

    图8的位移测点布置,作动器提供柱顶位移和作用力,D1用于柱底修正,D2和D3用于量测核心区剪切变形,D4~D13用于量测梁端截面平均转角。钢筋和型钢应变测点如图10所示,其中,C为柱纵筋,B为梁纵筋,J为节点区箍筋和R为型钢段。

    图  10  应变测点布置
    Fig.  10  Distribution of strain gauges
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    3.1.1   现浇节点XZJ–M

    现浇节点XZJ–M呈现“强柱弱梁”型节点的延性破坏特征。节点损伤主要集中在梁上,尤其柱边梁段,当位移值较大时,节点核心区出现少量斜向剪切裂缝,最终破坏形态如图11所示。图11中,黑色实线为“+”向加载裂缝分布,红色虚线为“–”向加载裂缝分布。

    图  11  XZJ–M破坏形态
    Fig.  11  Failure mode of XZJ–M
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    现浇节点XZJ–M破坏过程:柱顶位移8 mm时,梁初始开裂;随着位移增加,裂缝宽度快速增长,位移72 mm时,梁裂缝基本出齐,最大宽度达10 mm,梁端出现混凝土脱落;位移84 mm时,梁上出现钢筋黏结破坏的横向劈裂裂缝,且节点核心区出现剪切斜裂缝;当位移加载至114 mm时,梁局部混凝土压碎,节点承载力下降,考虑试验安全性,终止加载。

    3.1.2   SPC节点YZJ–M

    SPC节点YZJ–M破坏形态与XZJ–M有着较大差别:加载过程中,节点变形大部分被RBS段吸收,最终RBS段腹板屈曲后,翼缘被拉断,破坏形态如图12所示。图12中,黑色实线为“+”向加载裂缝分布,红色虚线为“–”向加载裂缝分布。由图12可见,SPC节点中混凝土梁段裂缝分布与同位置现浇节点梁段裂缝相当,但直至试验停止,其最大裂缝宽度均未超过0.2 mm。在加载后期,柱中微裂缝增加,主要由节点承载力增加所导致。

    图  12  YZJ–M破坏形态
    Fig.  12  Failure mode of YZJ–M
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    YZJ–M的破坏过程:柱顶位移8 mm时,混凝土梁段开裂;位移42 mm时,柱开裂,梁裂缝略有扩展;位移48 mm时,核心区出现剪切斜裂缝;位移54 mm时,RBS翼缘表面“起皮”,主要为钢材屈服导致;位移102 mm时,最大混凝土裂缝宽度仍小于0.2 mm;位移162 mm时,RBS翼缘受压翘曲;位移174 mm时,RBS腹板出现显著鼓曲;位移186 mm时,RBS的翼缘和腹板变形迅速增大后,翼缘撕裂,加载停止。

    XZJ–M和YZJ–M的滞回曲线对比如图13所示。由图13可见:现浇节点的滞回曲线为对称反S型,捏缩效应明显,说明钢筋滑移显著,同时随着位移的增加,刚度明显退化;而SPC节点滞回曲线为饱满的对称梭形,随着位移增加,无明显刚度退化。

    图  13  滞回曲线
    Fig.  13  Hysteretic curves
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    XZJ–M和YZJ–M骨架曲线对比,如图14所示。由图14可以看出:现浇节点在峰值荷载前明显存在的开裂、屈服和强化3个阶段,具有混凝土节点承载力发展的典型特征;而SPC节点在峰值荷载前,仅有屈服和强化两个阶段,主要原因是RBS段控制了节点性能,更接近钢节点的力学行为。

    图  14  骨架曲线
    Fig.  14  Skeleton curves
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    采用最远点法确定节点的等效屈服点[25]图14)。结合节点的骨架曲线特征,引入峰值延性系数:

    $$ {\mu _{\text{p}}} = {u_{\text{p}}}/{u_{\text{y}}} $$ (2)

    式中: ${u_{\text{p}}}$ ${u_{\text{y}}}$ 分别为峰值荷载和屈服荷载对应的位移。由于骨架曲线正负向不完全对称,可按正负向计算平均延性系数:

    $$ {\bar \mu _{\text{p}}} = \frac{{\left| {u_{\text{p}}^ + } \right| + \left| {u_{\text{p}}^ - } \right|}}{{\left| {u_{\text{y}}^ + } \right| + \left| {u_{\text{y}}^ - } \right|}} $$ (3)

    骨架曲线各特征点对应荷载和位移见表2。由表2可以看出:SPC节点的屈服荷载略高于现浇节点;SPC节点峰值荷载明显大于现浇节点;SPC节点的平均延性系数也显著高于现浇节点。

    表  2  荷载、位移和延性
    Table  2  Load, displacement and ductility
    编号 加载
    方向
    屈服荷载
    Fy/kN
    屈服位移
    uy/mm
    峰值荷载
    Fp/kN
    峰值位移
    up/mm
    平均延性
    系数 ${\bar \mu _{\text{p}}}$
    XZJ–M + 62 51 76 107 2.17
    70 47 78 105 2.17
    YZJ–M + 80 52 125 166 3.26
    84 51 117 170 3.26

    依据《建筑抗震试验规程》[26],能量耗散系数:

    $$ E = \frac{{{A_{ABCD}}}}{{{A_{OBE}} + {A_{ODF}}}} $$ (4)

    式中, ${A_{ABCD}}$ 为滞回曲线包围面积, ${A_{OBE}}$ ${A_{ODF}}$ 分别为△OBE和△ODF面积,如图15所示。

    图  15  E计算示意图
    Fig.  15  Schematic diagram of E
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    XZJ–M和YZJ–M的E值对比,如图16所示。图16表明:现浇节点在小位移时,混凝土的开裂导致E值较快发展,随着钢筋屈服到达峰值平台,之后呈现下降趋势;而SPC节点的E值持续快速发展,当翼缘钢材屈服后,耗能能力呈现加速,并超越了现浇节点。当现浇节点停止加载时,SPC节点能量耗散指标是现浇节点的4.69倍,表明SPC节点具有更强的大震耗能能力。

    图  16  能量耗散指标E
    Fig.  16  Index of energy dissipation E
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    循环加载时,试件的强度和刚度随着循环次数增加而不断变化,依据《建筑抗震试验规程》[26],采用同级加载位移下强度和刚度的变化率表征试件相应的退化,分别为强度退化系数 ${\lambda _{{\text{s}}i}}$ 和刚度退化系数 ${\lambda _{{\text{k}}i}}$ ,其计算式为:

    $$ {\lambda _{{\text{s}}i}} = F_j^i/F_j^{i - 1} $$ (5)
    $$ {\lambda _{{\text{k}}i}} = K_j^i/K_j^{i - 1} $$ (6)

    式中: $F_j^i$ $K_j^i$ 分别为第j级加载时,第i次循环峰值强度和割线刚度; $F_j^{i - 1}$ $K_j^{i - 1}$ 分别为第j级加载时,第i-1次循环峰值强度和割线刚度。

    图17i=2、3时,强度退化系数 ${\lambda _{{\text{s}}i}}$ ,曲线具有显著的波动性,源于节点试件的内部不均匀性。但总体上,无论是现浇节点还是SPC节点, ${\lambda _{{\text{s}}3}}$ ${\lambda _{{\text{s2}}}}$ 更稳定,表明循环加载次数的增加能使节点强度退化系数趋于稳定;除破坏点,SPC节点的强度退化系数值均比现浇节点大和稳定,且SPC节点的 ${\lambda _{{\text{s3}}}}$ 基本近似1,表明循环加载作用下,SPC节点的强度退化相对更小,有利于提升节点的抗震强度性能。

    图  17  强度退化系数 ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{s}}{{{\boldsymbol{i}}}}}}$ i=2、3)
    Fig.  17  Degradation factor of strength ${{\boldsymbol{\lambda }}_{{\bf{s{\rm{}}}}{\boldsymbol{i}}}}$ (i=2、3)
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    图18i=2、3时,刚度退化系数 ${\lambda _{{\text{k}}i}}$ 。由图18可见,其规律与强度退化系数 ${\lambda _{{\text{s}}i}}$ 类似,表明循环加载作用下,SPC节点的刚度退化也要小于现浇节点,具有更好的抗震刚度性能。

    图  18  刚度退化系数 ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{k}}{\boldsymbol{i}}}}$ i=2、3)
    Fig.  18  Degradation factor of stiffness ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{k}}{\boldsymbol{i}}}}$ (i=2、3)
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    节点核心区域产生剪切变形,原四边形1234将变形为1′2′3′4′(图19),按式(11)确定剪切变形[27]

    图  19  剪切变形计算
    Fig.  19  Schematic diagram of shear deformation
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    $$ \gamma = {\alpha _1}{\text{ + }}{\alpha _2}{\text{ = }}\frac{{\left( {{\delta _1} + {\delta _3}} \right){{ - }}\left( {{\delta _2} + {\delta _4}} \right)}}{2}\frac{{\sqrt {{a^2} + {b^2}} }}{{ab}} $$ (7)

    XZJ–M和YZJ–M的节点核心区实测剪切变形,如图20所示。由图20可见:同等荷载作用下,现浇节点的剪切变形更大,即SPC节点的剪切刚度大于现浇节点,这是因为连接钢板对核心区混凝土有约束作用,强化了节点刚度。

    图  20  核心区剪切变形
    Fig.  20  Shear deformation of joint core zone
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    图21分别定义梁截面弯矩M和截面平均转角φ

    图  21  截面弯矩和平均转角示意图
    Fig.  21  Schematic diagram of moment and average rotation in section
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    $$ M = F {\mathit{\Delta}} $$ (8)
    $$ \phi {\text{ = }}\left( {{\delta _1}{{ - }}{\delta _2}} \right)/h $$ (9)

    式(8)~(9)中,F为梁端力,h为梁高度,Δ为弯矩计算截面距梁端距离, ${\delta _1}$ ${\delta _2}$ 分别为计算截面的上下侧纤维变形。图22为XZJ–M和YZJ–M的梁端弯矩和截面平均转角间的关系。

    图  22  截面弯矩和平均转角的关系
    Fig.  22  Relation of moment and average rotation in section      
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    图22可以看出:节点均具有良好对称性,左右梁端保持较好一致性;在转角较小时,由于混凝土未开裂,现浇节点的弯矩承载力略大于SPC节点,但随着钢筋屈服,现浇节点快速失去承载能力增长空间;相反,SPC节点在截面屈服后,仍保持较强的承载力增长直至破坏,这能有效提高抗倒塌能力。因此,SPC节点无论峰值弯矩承载能力,还是转动能力均要优于现浇节点。

    图23为试件XZJ–M和YZJ–M不同位置的柱端纵筋应变发展。由图23可以看出:柱筋保持弹性工作状态,实现了强柱机制;柱筋最大压应变小于拉应变,因混凝土参与受压所致;SPC节点的柱筋拉应变显著大于现浇节点,导致柱面裂缝增加。

    图  23  试件XZJ–M和YZJ–M不同位置的柱端纵筋应变
    Fig.  23  Strain of longitudinal steel bar at the end of column for different locations of XZJ–M and YZJ–M
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    图24为试件XZJ–M各梁端纵筋应变发展。由图24可见:现浇节点梁截面下侧纵筋较少,先行进入了屈服工作状态,这与理论分析结论一致,从而实现了梁端塑性铰;而梁截面上侧配筋较多,此处混凝土承受压力,钢筋承受拉力,发生拉应变,在加载后期也进入了屈服。

    图  24  试件XZJ–M各梁端纵筋应变
    Fig.  24  Strain of longitudinal steel bar at the end of beam of XZJ–M
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    图25为YZJ–M左右RBS翼缘的中心应变,由图25可见:翼缘钢板应变均发展较为充分,且进入了屈服状态,实现了RBS塑性铰,也体现了强柱弱梁机制。

    图  25  试件YZJ–M左右RBS翼缘应变
    Fig.  25  Strain of flange at RBS on two side of YZJ–M
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    依据RBS腹板中心的三向应变化量测数据,测点主应变 ${\varepsilon _1}$ ${\varepsilon _2}$ [27]:.

    $$ {{\varepsilon _1}} {\text{ = }}\frac{{{\varepsilon _{{0^ \circ }}} + {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}}}{2} + \frac{1}{2}\sqrt {{{\left( {{\varepsilon _{{0^ \circ }}} - {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}} \right)}^2} + {{\left( {2{\varepsilon _{{{45}^ \circ }}} - {\varepsilon _{{0^ \circ }}} - {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}} \right)}^2}} $$ (10)
    $$ {{\varepsilon _2}} {\text{ = }}\frac{{{\varepsilon _{{0^ \circ }}} + {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}}}{2} - \frac{1}{2}\sqrt {{{\left( {{\varepsilon _{{0^ \circ }}} - {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}} \right)}^2} + {{\left( {2{\varepsilon _{{{45}^ \circ }}} - {\varepsilon _{{0^ \circ }}} - {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}}} \right)}^2}} $$ (11)

    式(10)和(11)中, $ {\varepsilon _{{0^ \circ }}} $ $ {\varepsilon _{{{45}^ \circ }}} $ $ {\varepsilon _{{{90}^ \circ }}} $ 分别为夹角0°、45°和90°对应的应变值,确定腹板的等效应变 ${\varepsilon _{{\text{eq}}}}$

    $$ {\varepsilon _{{\text{eq}}}} = \frac{{\sqrt 2 }}{3}\sqrt {\varepsilon _1^2 + \varepsilon _2^2 + {{\left( {{\varepsilon _1} - {\varepsilon _2}} \right)}^2}} $$ (12)

    图26为SPC节点两端RBS腹板中部的等效应变发展。由图26可以判断,节点两侧型钢腹板均进入了剪切屈服,实现了剪切耗能机制,增强了节点耗能能力。

    图  26  试件YZJ–M RBS腹板应变
    Fig.  26  Strain of web at RBS of YZJ–M
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    图27为节点箍筋实测应变发展。结合箍筋测点的布置,以及现浇节点的核心区斜裂缝交点上移的特点,取J1测点分析节点箍筋应变,其发展如图27(a)所示。SPC节点的核心区斜裂缝交于中部,取J2分析箍筋应变,其发展历程如图27(b)所示。由图27可知:现浇节点和SPC节点的箍筋应变均以拉应变为主,由于SPC节点承载力更大,故其应变发展更充分,但两者应变均未屈服,确保了节点区安全。

    图  27  箍筋应变
    Fig.  27  Strain of stirrup
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    通过SPC节点和现浇节点的对比试验研究,得到下列结论:

    1)SPC节点和对应现浇节点均实现了强柱弱梁机制,两种裂缝数量相当,但SPC节点中混凝土裂缝最大宽度得到了有效控制。

    2)SPC节点的滞回曲线相对现浇节点为更饱满的对称梭形,无明显捏缩,且随着加载位移的增加,无明显刚度退化;SPC节点和对应现浇节点的等效屈服荷载接近,但峰值荷载和延性系数显著提高。

    3)SPC节点具有持续快速增长的耗能能力,比现浇节点有更强的大震耗能能力。同时,SPC节点的循环强度和刚度退化比现浇节点更小,具有更稳定的抗震性能。

    4)因为梁端钢板的约束作用,SPC节点核心区剪切刚度得以提升。同时,由于采用了RBS段,SPC节点的弯矩承载力和转动能力均优于现浇节点。

    5)提出的梁抗弯承载力设计图式可实现梁端预设RBS塑性铰,当其抗弯承载力位于上下限值间时,可达成梁端弯矩不降低的情况下塑性铰外移。另外,现行抗规推荐的RBS构造可有效实现设计目标,建议在工程实践中加以采用。

  • 图  1   SPC节点构造(不含箍筋)

    Fig.  1   Schematic diagram of middle SPC joint(without stirrups)

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    图  2   XZJ–M截面配置

    Fig.  2   Sectional configuration of XZJ–M

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    图  3   XZJ–M加工制作

    Fig.  3   Specimen processing of XZJ–M

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    图  4   节点受力简图

    Fig.  4   Force diagram of joint

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    图  5   预制梁设计抗弯承载力

    Fig.  5   Design bending capacity schematic of beam

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    图  6   预制柱截面配置图

    Fig.  6   Sectional configuration of prefabricated column

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    图  7   预制梁截面配置图

    Fig.  7   Sectional configuration of prefabricated beam

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    图  8   加载装置

    Fig.  8   Testing equipment

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    图  9   位移加载制度

    Fig.  9   Displacement loading protocol

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    图  10   应变测点布置

    Fig.  10   Distribution of strain gauges

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    图  11   XZJ–M破坏形态

    Fig.  11   Failure mode of XZJ–M

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    图  12   YZJ–M破坏形态

    Fig.  12   Failure mode of YZJ–M

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    图  13   滞回曲线

    Fig.  13   Hysteretic curves

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    图  14   骨架曲线

    Fig.  14   Skeleton curves

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    图  15   E计算示意图

    Fig.  15   Schematic diagram of E

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    图  16   能量耗散指标E

    Fig.  16   Index of energy dissipation E

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    图  17   强度退化系数 ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{s}}{{{\boldsymbol{i}}}}}}$ i=2、3)

    Fig.  17   Degradation factor of strength ${{\boldsymbol{\lambda }}_{{\bf{s{\rm{}}}}{\boldsymbol{i}}}}$ (i=2、3)

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    图  18   刚度退化系数 ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{k}}{\boldsymbol{i}}}}$ i=2、3)

    Fig.  18   Degradation factor of stiffness ${{\boldsymbol{\lambda}} _{{\bf{k}}{\boldsymbol{i}}}}$ (i=2、3)

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    图  19   剪切变形计算

    Fig.  19   Schematic diagram of shear deformation

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    图  20   核心区剪切变形

    Fig.  20   Shear deformation of joint core zone

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    图  21   截面弯矩和平均转角示意图

    Fig.  21   Schematic diagram of moment and average rotation in section

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    图  22   截面弯矩和平均转角的关系

    Fig.  22   Relation of moment and average rotation in section      

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    图  23   试件XZJ–M和YZJ–M不同位置的柱端纵筋应变

    Fig.  23   Strain of longitudinal steel bar at the end of column for different locations of XZJ–M and YZJ–M

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    图  24   试件XZJ–M各梁端纵筋应变

    Fig.  24   Strain of longitudinal steel bar at the end of beam of XZJ–M

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    图  25   试件YZJ–M左右RBS翼缘应变

    Fig.  25   Strain of flange at RBS on two side of YZJ–M

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    图  26   试件YZJ–M RBS腹板应变

    Fig.  26   Strain of web at RBS of YZJ–M

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    图  27   箍筋应变

    Fig.  27   Strain of stirrup

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    表  1   材料力学性能

    Table  1   Mechanical properties of materials

    试件 C30 HRB400 Q235型钢HM250×175
    fck/MPa d/mm fyk/MPa fstk/MPa Es/(105 MPa) 部位 fy/MPa fu/MPa Es/(105 MPa)
    XZJ–M 25.8 12,18 464 626 2.01
    25.8 8 498 646 2.05
    YZJ–M 26.7 12,18 456 603 2.01 翼缘 265 325 2.01
    26.7 8 485 601 2.02 腹板 315 421 2.01
      注:fck为混凝土轴心抗压强度标准值,fyk为钢筋屈服强度标准值,fstk为钢筋极限强度标准值,Es为钢筋弹性模量,fy为型钢屈服强度,fu为    型钢极限强度,d为钢筋直径。

    表  2   荷载、位移和延性

    Table  2   Load, displacement and ductility

    编号 加载
    方向
    屈服荷载
    Fy/kN
    屈服位移
    uy/mm
    峰值荷载
    Fp/kN
    峰值位移
    up/mm
    平均延性
    系数 ${\bar \mu _{\text{p}}}$
    XZJ–M + 62 51 76 107 2.17
    70 47 78 105 2.17
    YZJ–M + 80 52 125 166 3.26
    84 51 117 170 3.26
  • [1] Hawkins N M,Englekirk R E.U.S.-Japan seminar on precast concrete construction in seismic zones[J].PCI Journal,1987,32(2):75–85. doi: 10.15554/pcij.03011987.75.85
    [2] Muguruma H,Nishiyama M,Watanabe F.Lessons learned from the Kobe earthquake a Japanese perspective[J].PCI Journal,1995,40(4):28–42. doi: 10.15554/pcij.07011995.28.42
    [3] 张瀑,鲁兆红,淡浩.汶川地震中预制装配整体结构的震害调查分析[J].四川建筑科学研究,2010,36(3):129–133. doi: 10.3969/j.issn.1008-1933.2010.03.033

    Zhang Pu,Lu Zhaohong,Dan Hao.The survey analysis of prefabricated structure in Wenchuan earthquake[J].Sichuan Building Science,2010,36(3):129–133 doi: 10.3969/j.issn.1008-1933.2010.03.033
    [4] Priestley N.Seismic design philosophy for precast concrete frames[J].Structural Engineering International,1996,6(1):25–31. doi: 10.2749/101686696780496003
    [5] Nakaki S D,Englekirk R E,Plaehn J L.Ductile connectors for a precast concrete frame[J].PCI Journal,1994,39(5):46–59. doi: 10.15554/pcij.09011994.46.59
    [6] Englekirk R E.Design and behavior of the super hybrid system[C].Proceeding of Precast/Prestressed Concrete Institute 53rd Annual Convention,Phoenix,Arizona,2007.
    [7] 李向民,高润东,许清风.预制装配式混凝土框架高效延性节点试验研究[J].中南大学学报(自然科学版),2013,44(8):3453–3463.

    Li Xiangmin,Gao Rundong,Xu Qingfeng.Experimental study on high ductile joints for precast RC frame[J].Journal of Central South University(Science and Technology),2013,44(8):3453–3463
    [8] 赵斌,吕西林,刘丽珍.全装配式预制混凝土结构梁柱组合件抗震性能试验研究[J].地震工程与工程振动,2005,25(1):81–87. doi: 10.13197/j.eeev.2005.01.014

    Zhao Bin,Lü Xilin,Liu Lizhen.Experimental study on seismic behavior of precast concrete beam-column subassemblage with fully assembled joint[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2005,25(1):81–87 doi: 10.13197/j.eeev.2005.01.014
    [9] Ertas O,Ozden S,Ozturan T.Ductile connections in precast concrete moment resisting frames[J].PCI Journal,2006,51(3):66–76. doi: 10.15554/pcij.05012006.66.76
    [10] Vidjeapriya R,Jaya K P.Experimental study on two simple mechanical precast beam-column connections under reverse cyclic loading[J].Journal of Performance of Constructed Facilities,2013,27(4):402–414. doi: 10.1061/(asce)cf.1943-5509.0000324
    [11] 曹杨,孙千伟,宫文军,等.新型装配式混凝土框架型钢节点试验[J].建筑科学与工程学报,2016,33(2):15–23. doi: 10.3969/j.issn.1673-2049.2016.02.003

    Cao Yang,Sun Qianwei,Gong Wenjun,et al.Experiment on new section steel joints for prefabricated concrete frame[J].Journal of Architecture and Civil Engineering,2016,33(2):15–23 doi: 10.3969/j.issn.1673-2049.2016.02.003
    [12] Rong Xian,Yang Hongwei,Zhang Jianxin.Experimental study of precast beam-to-column joints with steel connectors under cyclic loading[J].Advances in Structural Engineering,2020,23(13):2822–2834. doi: 10.1177/1369433220920448
    [13] Ghayeb H H,Razak H A,Sulong N H R.Development and testing of hybrid precast concrete beam-to-column connections under cyclic loading[J].Construction and Building Materials,2017,151:258–278. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.06.073
    [14] Nzabonimpa J D,Hong W K,Kim J.Experimental and non-linear numerical investigation of the novel detachable mechanical joints with laminated plates for composite precast beam-column joint[J].Composite Structures,2018,185:286–303. doi: 10.1016/j.compstruct.2017.11.024
    [15] 赵地,姜昊天,张文佳,等.新型端板螺栓连接框架节点抗震性能试验研究[J].世界地震工程,2016,32(4):111–117.

    Zhao Di,Jiang Haotian,Zhang Wenjia,et al.Seismic performance test research of frame joint connected by new-type end plate bolt[J].World Earthquake Engineering,2016,32(4):111–117
    [16] 韩春,李青宁,姜维山,等.装配式预应力混凝土梁与高强钢筋约束混凝土柱连接节点抗震性能试验研究[J].振动与冲击,2017,36(1):248–254. doi: 10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.036

    Han Chun,Li Qingning,Jiang Weishan,et al.Tests for aseismic behavior of prestressed fabricated precast concrete beam-column joints subjected to cyclic loading[J].Journal of Vibration and Shock,2017,36(1):248–254 doi: 10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.036
    [17] Aninthaneni P K,Dhakal R P,Marshall J,et al.Nonlinear cyclic behaviour of precast concrete frame sub-assemblies with “dry” end plate connection[J].Structures,2018,14:124–136. doi: 10.1016/j.istruc.2018.03.003
    [18] Ngo T T,Pham T M,Hao Hong.Effects of steel fibres and prestress levels on behaviour of newly proposed exterior dry joints using SFRC and CFRP bolts[J].Engineering Structures,2020,205:110083. doi: 10.1016/j.engstruct.2019.110083
    [19] 李春雨,童超,吴京,等.可更换耗能连接件的装配式混凝土框架结构抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2022,43(1):69–76. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2020.0151

    Li Chunyu,Tong Chao,Wu Jing,et al.Experimental study on seismic performance of precast concrete frame with replaceable energy dissipating connectors[J].Journal of Building Structures,2022,43(1):69–76 doi: 10.14006/j.jzjgxb.2020.0151
    [20] 冯世强,杨勇,薛亦聪,等.预制装配式混合框架屈曲约束狗骨式节点抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2022,43(1):59–68. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2020.0285

    Feng Shiqiang,Yang Yong,Xue Yicong,et al.Experimental study on seismic performance of prefabricated hybrid joints with buckling-restrained dog-bone steel beam[J].Journal of Building Structures,2022,43(1):59–68 doi: 10.14006/j.jzjgxb.2020.0285
    [21] 沈华,翁大根,沈宏生.基于OpenSEES的新型装配式SPC框架节点的抗震性能研究[J].结构工程师,2020,36(1):79–87. doi: 10.15935/j.cnki.jggcs.2020.01.012

    Shen Hua,Weng Dagen,Shen Hongsheng.Study on seismic performance of new fabricated SPC frame joint based on OpenSEES[J].Structural Engineers,2020,36(1):79–87 doi: 10.15935/j.cnki.jggcs.2020.01.012
    [22] 中华人民共和国住房和城乡建设部,国家质量监督检验检疫总局.建筑抗震设计规范:GB 50011—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.
    [23] 中华人民共和国住房和城乡建设部.钢结构设计标准:GB 50017—2017[S].北京:中国建筑工业出版社,2017.
    [24] 中华人民共和国住房和城乡建设部.混凝土结构设计规范:GB 50010—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.
    [25] 冯鹏,强翰霖,叶列平.材料、构件、结构的“屈服点”定义与讨论[J].工程力学,2017,34(3):36–46. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.03.0192

    Feng Peng,Qiang Hanlin,Ye Lieping.Discussion and definition on yield points of materials,members and structures[J].Engineering Mechanics,2017,34(3):36–46 doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2016.03.0192
    [26] 中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震试验规程:JGJ/T 101—2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2015.
    [27] 唐九如.钢筋混凝土框架节点抗震[M].南京:东南大学出版社,1989.
图(27)  /  表(2)

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