杨晓华 张 骞 吴森坤 冯 健 蔡建国
(1.中国铁建投资集团有限公司, 广东珠海 519000; 2.东南大学国家预应力工程技术研究中心, 南京 210096)
与传统现浇混凝土相比,装配式混凝土结构具有施工简易、生产效率高、对环境影响小等优点。而梁柱节点是其关键受力位置,通常作为装配式混凝土结构的重要内容被广泛研究[1-2]。Gao等对带板和不带板的型钢混凝土梁柱节点进行了循环荷载试验,并采用预制梁端[3],结果表明带板型钢混凝土梁柱预制节点的抗震性能优于无板预制节点。Ghayeb等分别使用钢板、钢管和钢扣件连接梁和柱,形成混合节点[4],结果可以满足相关抗震规范要求。蔡建国等提出了一种带键槽梁柱节点,使用U形钢筋实现预制预应力梁在节点区的搭接[5]。Liu等进一步分析了不同长度键槽对节点性能的影响[6]。任政结合梁下部纵向钢筋和机械套管的连接方式,提出了适应于高烈度区的装配式梁柱节点[7]。虽然目前对梁柱节点的研究比较丰富,但大多研究主要集中于钢筋构造,对后浇区混凝土使用的研究仍然较少。
考虑到在节点核心区采用后浇混凝土与传统现浇整体结构产生的强度差异,因此可以通过使用高性能混凝土进行弥补。纤维混凝土属于高性能混凝土,通过在混凝土中掺入不同类型和含量的纤维以改善混凝土的性能,从而提高其承载力、变形以及裂缝控制能力[8]。此外,目前对节点核心区主要采用二维非弹性有限元法对节点核心区的受力状态进行数值模拟[9],如BeamColumnJoint模型[10]、Joint2D模型[11]等。曹徐阳等基于OpenSEES软件系统研究了其数值方法,提出适用于湿式连接节点与干式连接节点的两类数值分析模型,并考虑了键槽和预应力等局部构造措施的影响[12]。结果表明,模型可以准确反映节点的宏观力学行为,并验证了该软件的计算精度,可以为装配式混凝土节点建模分析提供参考。
本研究主要基于纤维改性混凝土在节点后浇区的使用,提出了高性能的预制装配梁柱节点形式。并利用OpenSEES程序中的节点宏观模型进行模拟分析,在数值模拟与试验结果对比分析基础上,还分析了后浇区部分混凝土强度及延性、梁纵筋强度和后浇区箍筋间距等节点关键设计参数对梁柱节点抗震性能的影响,为该新型梁柱节点的设计和推广提供了建议和参考。
1.1 节点设计
试件取自框架梁跨中和柱跨中的十字节点,作为试验的基本单元。传统的预制预应力装配式梁柱节点部分采用世构体系[13],即预应力钢绞线从梁端键槽伸出,向上弯起形成90°弯钩,锚固在节点核心区,再通过U形钢筋搭接后,将现浇混凝土浇筑在梁柱节点连接区域,如图1a所示。为了解决节点尺寸过大或箍筋较多的问题,对传统的世构体系节点的形式进行了改进,纤维改性混凝土浇筑在梁柱节点连接区域,梁下部纵筋采用机械套筒连接的方式,如图1b所示。
a—传统装配式梁柱节点设计; b—改进的梁柱节点设计。图1 梁柱节点设计Fig.1 Details of beam-column connections
设计两种形式的改进梁柱节点(SJ1和SJ4),梁端键槽中的U形筋、框架梁柱纵向钢筋等级为HRB400。柱的截面尺寸采用600 mm×600 mm,试验轴压比为0.2,梁的截面尺寸采用300 mm×500 mm。梁柱构件的钢筋保护层厚度为20 mm,预制梁柱混凝土强度为C40,键槽节点核心区(除现浇混凝土外)采用C40纤维改性细石混凝土,其中SJ1纤维含量为0,SJ4纤维含量为3 kg/m3,SJ4的梁纵筋配筋率高于SJ1,SJ1的相对受压区高度为0.18,SJ4的相对受压区高度为0.25(对应于一级抗震等级的上限)。试件的尺寸和配筋情况如表1和图2所示。
表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens
图2 柱节点配筋设计 mmFig.2 The reinforcement design of column connection
1.2 OpenSEES模拟分析
本次分析采用的混凝土本构为Concrete 01,该本构不考虑混凝土受拉,因此现浇与预制混凝土界面之间的新旧混凝土结合问题不在本次模拟中考虑。采用棱柱体试块测量混凝土试块应力、应变全过程曲线以反映出不同纤维掺量对混凝土试块受压延性的影响,试块加载采用位移控制,加载速率为0.06 mm/min,结果如图3所示。
a—混凝土试块试验; b—应力-应变曲线。图3 混凝土试验测试与本构曲线Fig.3 The test for a concrete cube and its constitutive curves
钢筋本构材料采用Steel 02。OpenSEES中采用Beam Column Joint来模拟节点的主要受力破坏机制,并采用广义的一维荷载变形滞回模型。根据后浇节点区混凝土和钢筋设计,基于修正斜压场理论(MCFT)[14],计算得到后浇节点区剪切应力与应变间的关系,特征点P1～P4的坐标如表2所示。
1.3 分析对比
试件SJ1、SJ4计算模拟与试验得到的滞回曲线对比分别如图4a、图4b所示。可见两者的模拟曲线与试验曲线差异均较小[15];各加载阶段下试件的滞回曲线与形态较为接近,对应的峰值荷载在一定程度上可以相互验证。因此,通过数值模拟手段,梁柱节点在低周反复荷载作用下的滞回性能,如强度退化、卸载和再加载刚度退化等,能够得到较为准确的预测。
表2 剪切应力与应变关系曲线特征点Table 2 Characteristic points on the relation curvesof shear stress and shear strain
a—SJ1; b—SJ4。图4 数值模拟与试验滞回曲线对比Fig.4 Comparisons of hysteresis curves betweennumerical simulation results and test data
由于试件数量限制,试验数据不足以影响参数分析,因此补充节点数值模型,分别研究各关键设计参数对框架十字节点滞回性能的影响。以试件SJ1和SJ4作为设计基准模型,抗震设计等级为一级,加载制度同试验过程,并另外补充128 mm位移幅值下的循环加载次数。使用OpenSEES建立节点不同关键设计参数的数值模型,主要包括后浇区混凝土受压延性(默认值为0.5)、后浇区混凝土强度(默认值为C40)、梁纵筋强度(默认值为HRB400)以及后浇区箍筋间距(默认值为50 mm)。
2.1 后浇区混凝土受压延性
为分析梁后浇区混凝土受压延性对框架节点滞回性能的影响,将混凝土本构模型的下降段斜率作为变量以调节混凝土延性参数。纤维改性混凝土的应变软化段斜率系数ZF表示如下:
(1)
式中:f′c为混凝土圆柱体抗压强度;K为混凝土强度提高系数;ρs为箍筋的体积配筋率;h′为箍筋肢距;sh为箍筋间距;Zf为纤维改性混凝土修正参数,Zf一般通过同批养护试块轴压应力-应变全曲线确定,在修正Kent-Park约束混凝土材料本构中取0.5。选取不同取值代入混凝土本构子程序ProcMKPC进行模拟计算,得到的滞回曲线如图5所示,图中Zf取值分别为0.05、0.25、0.5、1.0、3.0和5.0。为更清晰地表示各参数下滞回曲线的差异,将位移与荷载幅值列于表3。
a—SJ1; b—SJ4。图5 混凝土受压延性分析Fig.5 Ductility analysis of concrete under compression
表3 混凝土受压延性参数Table 3 Ductility parameters of concreteunder compression
根据上述分析可知,加载阶段1、2时,参数Zf对SJ1、SJ4的滞回特性影响几乎可以忽略,其滞回环的峰值荷载相同;加载阶段3下,参数Zf取值为3和5,对滞回性能影响明显,当SJ1位移达到65 mm附近时,滞回曲线均发生波动,而SJ4位移达到80 mm附近时滞回曲线均出现下降段,并且此时两者滞回环的荷载峰值产生明显的下降;加载阶段4时,随着Zf参数取值的增大,SJ1、SJ4的滞回荷载峰值不断降低,此现象与试验结果一致。
根据表3中加载阶段4的滞回曲线荷载峰值降幅数据可知,参数Zf在0.25～3.0区间取值对荷载峰值的影响更为明显,而取值为0.05或5.0则影响较小,此时压应变的变化对混凝土本构下降段的残余强度影响变小。加载阶段4下,Zf的取值由1.0变化至5.0时,SJ1的荷载峰值各级降幅均小于SJ4,Zf的取值由0.25增大至3.0时,SJ4荷载峰值降幅逐渐增大,说明纤维改性混凝土延性降低对高配筋率梁柱节点滞回强度退化的影响更为显著。一方面得到了梁后浇区混凝土受压延性对改进前后梁柱装配节点滞回性能的影响,另一方面也侧面反映了模拟的合理性。通过应变软化段斜率系数Zf的参数分析可知,在合理范围内提高后浇区混凝土的延性,即降低应变软化段斜率系数,可一定程度上提高节点的延性性能,但当Zf≤0.25时,降低Zf将产生边际效应,效果不再明显。
2.2 后浇区混凝土强度
以SJ1、SJ4后浇区混凝土强度等级作为分析参数,变化范围为C30～C60,研究其对节点滞回特性的影响,计算的滞回曲线及骨架曲线如图6所示。
a—SJ1滞回曲线; b—SJ1骨架曲线; c—SJ4滞回曲线; d—SJ4骨架曲线。图6 后浇区混凝土强度等级的影响Fig.6 The influence of concrete strength grade in post-cast region
由图6可知:当后浇区混凝土强度等级提高时,滞回曲线的荷载峰值也相应提高,但在弹性加载阶段,滞回曲线几乎重叠,说明后浇区混凝土强度等级对该阶段的滞回曲线影响可以忽略;相对于SJ1,虽然后浇区混凝土强度等级提高对SJ4荷载峰值影响较大,但对滞回曲线荷载峰值的提升效果均不明显,如SJ4后浇区混凝土强度等级由C30提高至C60,其荷载峰值提高率仅为2%。
2.3 梁纵筋强度
对比SJ1和SJ4的试验结果可知,当试件梁纵筋配筋率变大时,节点的峰值荷载及加载刚度均会得到相应明显的提高。因此,通过改变梁纵筋强度以研究其对节点滞回特性的影响,模拟得到的所有滞回曲线与骨架曲线如图7所示。可知:当梁纵筋强度提高时,节点滞回曲线的荷载峰值明显提高。当梁纵筋强度等级由HRB300提高至HRB500时,节点SJ1荷载峰值提高率分别为27.7%及52.1%,SJ4荷载峰值提高率为24.1%及46.3%,表明梁纵筋强度的提高对低配筋率节点的荷载峰值提升更为有效。根据图7b、图7d可知,加载阶段3至加载阶段4时,梁纵筋强度的提高引起更明显的节点强度退化现象,同时也反映了节点位移延性的降低。另外,当梁纵筋强度等级提高时,节点各级加载阶段的卸载刚度退化和滞回曲线捏缩效应均有所改善。
a—SJ1滞回曲线; b—SJ1骨架曲线; c—SJ4滞回曲线; d—SJ4骨架曲线。图7 梁纵筋强度等级的影响Fig.7 The influence of beam longitudinal rebar strength grade
2.4 后浇区箍筋间距
除混凝土与梁钢筋的材料性质外,影响框架节点滞回性能的因素还包含后浇区的箍筋间距。当设计的箍筋间距不同时,混凝土的侧向约束强弱不同,因此混凝土受压时的延性也会受到箍筋间距的影响。考虑到低周反复荷载作用下节点处的变形主要集中在梁端塑性铰区,因此对后浇区内的箍筋间距取值进行研究,参数取值分别为50,100,200,250 mm,计算所得滞回曲线与骨架曲线如图8所示。可知:梁后浇区箍筋间距大小对SJ1、SJ4节点的滞回特性如加载刚度和荷载峰值影响很小;在加载阶段3至加载阶段4时,箍筋间距的增大引起更严重的节点强度退化。根据图8b、图8d可知,以加载最终状态的强度为参照,箍筋间距由50 mm变化至250 mm时,SJ1和SJ4荷载峰值的降低率分别为6.5%和13.5%,说明在低周循环加载后期,箍筋间距的增大对高配筋率节点强度退化及延性影响更为明显。根据上述分析,建议在施工条件允许的情况下,合理减小后浇区箍筋间距能更好地提高装配节点的位移延性。
a—SJ1滞回曲线; b—SJ1骨架曲线; c—SJ4滞回曲线; d—SJ4骨架曲线。图8 梁箍筋间距的影响Fig.8 The influence of the spacing of beam stirrups
本文采用OpenSEES软件对改进前后的装配式框架节点试件SJ1、SJ4进行模拟,基于低周反复荷载下的滞回曲线与试验结果进行对比,并分析了后浇区混凝土受压延性、后浇区混凝土强度、梁纵筋强度以及后浇区箍筋间距参数对框架装配式节点滞回特性的影响。
1)根据节点试件SJ1和SJ4的模拟与试验的结果对比,两者的滞回曲线走势与数值吻合性良好。在试验的位移循环加载后期,可能由于约束问题,导致试验荷载峰值比模拟荷载小。总体上,数值模拟可有效反映低周反复作用下节点核心区的受力状态,也可准确预测各级荷载下的强度退化、荷载峰值、刚度退化及后期的捏缩效应等滞回性能。
2)根据数值模型的参数分析可知,纤维改性混凝土延性变弱对高配筋率梁柱节点滞回强度退化及延性降低的影响更为显著。在合理范围内提高后浇区混凝土延性,能够在一定程度上提升节点的延性性能。后浇区混凝土强度等级对滞回曲线荷载峰值的影响不明显。梁纵筋强度提高时,节点滞回曲线的荷载峰值明显提高,并且该因素对低配筋率节点的荷载峰值提高更为有效。尽管箍筋间距的增大对高配筋率节点强度退化及延性影响更为明显,但总体上后浇区箍筋间距大小对节点的滞回特性如加载刚度、荷载峰值影响较小。
因此根据以上结论,在针对纤维改性混凝土装配式框架的节点设计中,应重点关注纤维改性混凝土延性、梁纵筋强度及配筋率等关键影响参数的取值。当梁柱节点的配筋率较高时,梁截面的受压区高度比例接近设计上限时,应在节点区采用纤维改性混凝土改进节点延性;当梁柱节点的配筋率较低时,若节点区采用纤维改性混凝土可略增大节点区的箍筋间距。
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