韩建强1，2 裴亚晖1，* 于源源1
(1.华北理工大学建筑工程学院，唐山063009;2.河北省地震工程研究中心，唐山063009)
摘 要：通过对不同预压应力下附加阻尼器的预应力装配式混凝土框架结构中节点试验研究和现浇钢筋混凝土框架结构中节点的低周反复荷载试验，研究了不同预压应力下附加阻尼器的预应力装配框架中节点和现浇钢筋混凝土框架结构中节点的裂缝发展、破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线及能量耗散与延性等抗震性能指标。试验表明:附加阻尼器的预应力装配框架节点具有良好的抗震性能，提高预压应力在一定程度上可以提高装配节点的抗震性能。
关键词：不同预应力，装配式，框架结构，中节点，阻尼器，抗震性能
发展装配式建筑是我国实现建筑工业化的必经之路，但由于以往装配式结构节点连接的可靠性较差，难以在抗震设防区推广应用，所以急需开发一种新的连接方式，并研究其抗震性能［1］。本试验所研究的附加阻尼器的预应力装配式框架节点的抗震性能属于装配结构抗震性能研究的范畴。发达国家早在20世纪90年代就进行了大量研究，现在已经开始推广应用［2-4］。而我国在这方面的研究还比较少［5］。为了促进我国预应力装配式结构的发展，本文通过对3个框架中节点试件在低周反复荷载下的加载试验，对不同预压应力下附加阻尼器的预应力装配框架节点的抗震性能进行了研究。
1.1 试件设计
本试验共制作了3个足尺梁柱节点模型，均按“强柱弱梁”的原则设计，其中包括:现浇中节点MCJ-1(图1)一个，张拉控制应力分别为σcon= 0.2fptk(fptk为钢绞线抗拉强度标准值，0.2fptk约为54 kN)和σcon=0.3fptk(0.3fptk约为81KN)的附加阻尼器(图2)的预应力装配式框架中节点PCJ-1和PCJ-2(图3)各1个。预应力装配式框架节点由预制梁(图4)和预制柱(图5)装配而成，预制构件达到养护条件后就位拼装，在梁柱预留孔中穿钢绞线，灌注梁柱接缝，接缝灌注材料为高强灌浆料，接缝宽度约为10 mm。养护灌缝灌浆料达到设计强度75%以后张拉钢绞线并进行锚固，并在梁柱节点处进行阻尼器的装配。三个试件的梁截面尺寸均为200 mm×400 mm，柱截面尺寸均为400 mm×400 mm。混凝土强度等级为C40，混凝土力学性能见表1。梁柱纵筋和箍筋均采用HRB400热轧钢筋，梁柱均为对称配筋，梁的配筋率是0.7%，柱的配筋率为1.0%。钢筋的实测力学性能见表2。装配框架中的预应力钢筋为φ15.2的钢绞线，锚具采用矿用锚索。
图1 试件MCJ-1尺寸及配筋(单位:mm)
Fig.1 Dimension and reinforcement of specimen MCJ-1(Unit:mm)
本试验所用阻尼器(图2)属于摩擦型阻尼器，通过摩擦板之间的滑动摩擦来消耗能量，并增加装配节点的转动刚度。通过对紧压螺栓施加不同的预紧力可以实现不同的阻尼效果。本试验在试件装配完成后，通过扭力扳手对紧压螺栓施加100 N·m的预紧力矩，摩擦阻尼器的力学性能参数见表3。
图2 阻尼器
Fig.2 Damper
图3 试件PCJ-1、PCJ-2(单位:mm)
Fig.3 Specimen PCJ-1 and PCJ-2(Unit:mm)
图4 预制梁(单位:mm)
Fig.4 Precasted beam(Unit:mm)
图5 预制柱(单位:mm)
Fig.5 Precasted column(Unit:mm)
1.2 加载装置
本试验在一个反力式的门式钢架下进行，柱底端固定在一个铰支于底座的柱帽内，柱顶端通过反力钢架下的液压式千斤顶施加轴压，轴压比为0.2。左右两侧的梁的两端上下分别安装只能水平滚动的滚轮，以滑动支座的形式固定在试验台座上。加载装置是固定在反力墙上的MTS电液伺服作用器，通过作用器对柱上端施加水平低周反复荷载，柱的上端在水平作用力下可以左右移动，不可以上下移动。加载装置如图6所示。
表1 混凝土力学性能表
Table 1 Mechanical parameters of concrete MPa
注:fcuk为混凝土立方体抗压强度标准值;fck，fc分别为混凝土轴心抗压强度标准值、设计值;ft为混凝土轴心抗拉强度设计值;Ec为混凝土的弹性模量。
试件 fcu，k fck fc ft Ec MCJ-1 41.04 27.45 19.60 2.73 3.28×104PCJ-1 42.75 28.59 20.42 2.81 3.32×104PCJ-2 42.92 28.70 20.50 2.82 3.32×104
表2 钢筋力学性能
Table 2 Mechanical parameters of steel
钢筋种类 直径/%梁纵筋 18 HRB400 459.7 636.5 22.8钢筋等级 屈服强度/mm /MPa极限强度 伸长率/MPa柱纵筋 16 HRB400 437.6 630.5 23.3钢绞线 15.2 Φs —— 1 960 4.0
表3 摩擦阻尼器力学性能参数
Table 3 Mechanical parameters of dampers
扭矩/(N·m-1) 摩擦力/kN 摩擦力/26150.68 37.19 0.扭矩95.89 24.86 0.25205.48 48.94 0.24
图6 加载装置
Fig.6 Loading device
1.3 加载方案及测量内容
加载方案:试验水平加载正负向均采用荷载-位移混合控制的加载方法进行［6］，即在试件开裂之前采用荷载控制，分级加载增量相同;试件开裂之后采用位移控制。每级加载进行反复两个循环，到位移角加载到1/30或水平承载力下降到极限承载力的85%时结束加载。
试验测量的主要内容包括:钢筋应变、钢绞线应力、节点裂缝和变形以及柱上端位移等。
从现浇梁柱节点的破坏特征上看，加载初期，节点无明显变化，在框架梁进入塑性变形阶段后，梁端出现少量裂缝，随着荷载的增加，梁端部的裂缝逐渐发展成交叉裂缝，同时框架柱也因受拉而出现少量的裂缝。最后，整个节点以梁两端的混凝土被压碎，梁纵筋屈服，节点的水平承载力开始下降，当加载值下降到峰值荷载的85%时停止加载，试验结束。节点以丧失继续承载能力而宣告破坏，符合抗震设计的“强柱弱梁”原则。
从预应力装配式梁柱节点的破坏特征上看，加载初期，节点无明显变化，在框架梁进入塑性变形阶段后，梁端开始出现少量裂缝，但与现浇节点相比开裂时的荷载较大，裂缝出现的较晚，此现象在预应力较大的节点(PCJ-2)上更为明显。整个结构的变形较小，梁柱节点处的破坏主要集中在梁端，预制柱始终未出现裂缝。裂缝的发展主要集中在梁柱接缝处，当梁柱接缝处的裂缝贯通之后，梁上的裂缝发展开始逐渐变得缓慢。最后，当位移角加载至1/30时，整个节点以梁两端的混凝土被压碎而宣告破坏，试验结束。但此时梁内的纵筋和预应力钢绞线均未屈服，由于预应力钢绞线和梁柱连接处阻尼器的约束作用，节点的承载力并未明显下降。卸载后，由于预应力钢绞线的预压作用，梁上的裂缝基本能够完全闭合，梁端挠度也能基本恢复，整体的破坏符合抗震设计的“强柱弱梁”原则。
3.1 滞回曲线
三个梁柱节点试件的P-Δ滞回曲线见图7，其中P为柱上端施加的水平力，Δ为柱上端的水平位移。
从图7可以看出:
(1)预应力装配节点的滞回环的丰满程度整体上不如现浇节点，但它们同样消耗了可观的能量。
(2)不同预应力下的装配节点的滞回环面积在位移较小时差别并不大。
(3)由于预应力的约束作用，与现浇节点相比装配节点的滞回环有明显的捏拢现象，且预应力大的节点(PCJ-2)的捏拢程度要明显大于预应力小的节点(PCJ-1)。
(4)由于预应力钢绞线的约束作用，使得装配节点的恢复能力要明显高于现浇节点，且预应力较大的节点(PCJ-2)的恢复能力高于预应力较小的节点(PCJ-1)。
图7 滞回曲线
Fig.7 Hysteresis loops
3.2 骨架曲线
以每个位移等级水平下的第一个循环为研究对象，试件的骨架曲线如图8所示。
图8 骨架曲线
Fig.8 Skeleton curve
从图8中可以看出:
(1)在低周反复荷载作用下，现浇节点经历了弹性、屈服、强化和下降四个阶段，而两个装配节点只经历了弹性、屈服和强化三个阶段，直到变形很大无法进行继续加载时，仍无明显的下降段产生。
(2)由于预压应力差别较小、钢绞线装配位置距中性轴位置较近，三个试件在处于弹性变形阶段时，刚度差别不大。当试件发生塑性变形、屈服之后，刚度开始变小。其中现浇节点刚度下降较大，并随着加载的继续，承载力开始逐渐下降;预应力装配节点的刚度下降较小，直到变形很大无法进行继续加载时，试件承载力仍无明显下降，此时预应力较大的节点(PCJ-2)正负向平均刚度要大于预应力较小的节点(PCJ-1)。
(3)从承载力上看，两个装配节点的承载力要明显大于现浇节点;在装配节点中，预应力大的节点(PCJ-2)的正负向平均承载力要大于预应力小的节点(PCJ-1)。
3.3 刚度退化
试验加载过程中，由于裂缝的发展，混凝土的损伤破坏，造成了试件刚度的退化。依据JGJ101—96《建筑抗震试验方法规程》的规定［7］，采用割线刚度研究试件的刚度退化。试件的刚度可用割线刚度来表示，如式(1)所示。
式中:+、-号表示正、反向加载，ki为第i次循环时试件的割线刚度，Fi为第i次循环时的峰点荷载值，Xi为第i次循环时的峰点位移值。
依据式(1)，在试件发生塑性变形后，以每个位移等级水平下的第一个循环为研究对象，得到三个试件的刚度退化曲线如图9所示。
图9 刚度退化曲线
Fig.9 Stiffness degradation curve
根据图9可以得出:
(1)由于节点处附加阻尼器和预应力钢绞线的约束作用，装配节点的刚度退化速度要明显慢于现浇节点。
(2)整个试验过程来看，预应力较大的节点(PCJ-2)的整体刚度要大于预应力较小的节点(PCJ-1);预应力较大的节点(PCJ-2)的刚度退化速度要略慢于预应力较小的节点(PCJ-1)。
3.4 能量耗散与延性
3.4.1 能量耗散
以试件开裂后每个位移等级水平下的第一个循环为研究对象，通过计算滞回环的面积来反映试件的耗能能力，试件耗能能力随柱顶位移变化如图10所示。由于小位移时三个节点的耗能能力比较接近，该图只给出了柱顶位移大于10 mm的情况。
根据图10可得出:
(1)位移较小时，现浇节点与装配节点的耗能能力相差不大，但随着加载位移的增大，现浇节点的耗能能力提高较快，大位移情况下的耗能能力要优于装配节点，在位移角为2.5%时，预应力装配节点的耗能值约为现浇节点的80%。
(2)由于预压应力差别较小、钢绞线装配位置距中性轴位置较近，整个试验过程中，两个装配节点的耗能能力相差不大。
(3)就整个试验过程来看，现浇节点的耗能能力在位移较小时增长较快，但随着位移的加大，耗能能力的增长速度逐渐减缓;而装配节点的耗能能力的提升速度基本不变，不同预应力对此并没有明显的影响。
从试件滞回曲线中可以看出，在同级位移下的两次循环中，第二次循环的耗能值较第一次循环低，降低程度随位移增大而增大，这表明试件在反复荷载作用下，损伤不断积累，耗能能力下降。
图10 耗能能力
Fig.10 Energy dissipation capability
3.4.2 延性
延性是指结构、构件或构件的某个截面从屈服开始到达最大承载能力或达到以后而承载力没有显著下降期间的变形能力。
由于预制梁中的钢筋并未在预制柱中贯通，预制梁柱只通过阻尼器和钢绞线装配在一起，所以装配节点在位移加载到最大值时，预制梁中的钢筋并未屈服，且节点承载力未明显下降。
由于试验过程中钢筋未屈服，所以根据本试验的试验数据无法精确求出装配节点的屈服位移，从而无法精确求出装配节点的延性系数。但通过3个试件骨架曲线的对比可以得出，3个试件的屈服位移相差并不大，而装配节点的承载力和极限位移均大于现浇节点，所以依据延性的概念可以得出:附加阻尼器的预应力装配节点的延性要优于现浇节点。
3.5 残余变形
以每个位移等级水平下的第一个循环为研究对象，试件在水平荷载降至零时的残余位移δ随加载位移Δ的变化关系如图11所示，由于位移较小时各试件的残余位移比较接近，图中只对位移大于10 mm的情况进行了对比。从图11中可以得出:
(1)预应力装配节点的残余位移要明显小于现浇节点，这说明这种结构具有良好的变形恢复能力。
(2)随着位移的增大，预应力较大的节点的残余位移开始逐渐小于预应力较小的节点，这说明预应力较大的节点(PCJ-2)的变形恢复能力要优于预应力较小的节点(PCJ-1)。
图11 残余位移
Fig.11 Residual displacement
通过对现浇框架节点和不同预压应力下的附加阻尼器的装配式框架节点的试验研究，可以得出以下结论:
(1)从裂缝开展来看，预应力装配节点的框架柱在整个试验过程中未出现开裂，而现浇节点的框架柱在试验过程中出现少量裂缝，所以预应力装配节点更符合抗震设计的“强柱弱梁”原则。
(2)预应力大的装配节点(PCJ-2)与预应力小的节点(PCJ-1)在耗能能力上差别不大。就整体耗能能力而言，现浇节点要优于装配节点。
(3)由于预应力钢绞线的作用，使得装配结构的滞回曲线有明显的捏拢现象，且预应力越大，捏拢现象越明显，这表明预应力钢绞线的存在使节点具有很强的变形恢复能力［8］，预应力越大，残余变形越小，变形恢复能力越强。
(4)预应力装配式节点的承载力要高于现浇节点，且预应力越大，承载力越高。
(5)预应力装配节点的刚度退化速度要明显慢于现浇节点，且预应力越大，刚度越大，刚度退化速度越慢。
(6)预应力差别较小时对此装配结构的耗能能力影响不大，但较大的预压应力可以明显提升该结构的刚度、承载力和变形恢复能力。
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［8］柳炳康，张瑜中，晋哲锋，施法科，昌献峰.预压装配式预应力混凝土框架接合部抗震性能试验研究［J］.建筑结构学报，2005，26(2):60-65，116.Liu Bingkang，ZhangYuzhong，JinZhefeng，et al.Experimental study on seismic behavior ofprestressedfabircatedPC frame connections［J］.Journal of Building Structures，2005，26(2):60-65，116.(in Chinese)
Experimental Study on Prestressed Assembling Frame Nodes under Different Prestressing Forces
HAN Jianqiang1，2 PEI Yahui1，* YU Yuanyuan1
(1.College of Civil and Architectural Engineering，North China University of Science and Technology，Tangshan 063009，China; 2.Earthquake Engineering Research Center of Hebei Province，Tangshan 063009，China)
Abstract：Through low cyclic loading tests on prestressed assembling frame midside nodes with additional dampers under different prestressing forces and cast-in-situ reinforced concrete frame midside nodes，the prestressed assembling frame midside nodes with additional dampers under different prestressing forces were studied.Cast-in-place reinforced concrete structure node’s cracks，failures，hysteretic curves，skeleton curves，stiffness degradation and energy dissipation seismic performance index curve and ductility were discussed.Tests show that theprestressed assemblingframenodes with additional dampers havegood anti-seismic performances，enhancing compressive prestress to a certain extent and improving seismic behaviors of assembling nodes.
Keywords：prestress，assembling，frame structure，midside node，damper，seismic performance
收稿日期：2015-06-24
基金项目：国家自然科学基金项目资助(51208171);河北省科技支撑计划项目(13273809);河北省高等学校科学技术研究项目(ZD2014021)。
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