建筑工业化已成为我国建筑业可持续发展的趋势^[1]。结合变电站工程实际, 并考虑安装施工便捷, 设计出一种新型装配式部分型钢混凝土框架节点。对其抗震性能进行试验研究, 为今后装配式混凝土框架结构在变电站的应用提供技术支持, 并促进变电站建筑的工业化进程。

　　 目前国内外对预制装配式混凝土框架的抗震性能已有较多研究^[2,3,4,5,6], 但对型钢加强的框架节点的研究, 尤其是抗震性能的研究较为少见。

　　 本试验共有6个框架节点试件:KJ-1, KJ-2为现浇节点, YKJ-1, YKJ-2为普通装配式节点 (预制柱套筒灌浆连接) , GKJ-1, GKJ-2为新型装配式节点。6个足尺试件几何尺寸相同, 节点柱截面尺寸为400mm×400mm, 梁截面尺寸为250mm×500mm, 柱的高度为3 200mm, 梁的长度为2 000mm。现浇节点及普通装配式节点梁柱配筋形式与新型装配式节点相同。其中新型装配式节点设计详图如图1所示。

　　 为保证试验结果的可比较性, 试件采用相同的尺寸、材料、轴压比及总配筋率。柱、梁混凝土强度等级均为C30;装配式节点试件后浇区域的混凝土强度等级为C35;纵筋采用HRB400级钢筋, 箍筋采用HPB300级钢筋, 型钢采用Q235级钢材, 型钢连接螺栓采用10.8级高强螺栓。试验前对混凝土和钢筋进行了材料性能试验, 结果分别见表1和表2。

　　 本试验中新型装配式节点的制作流程如图2所示。预制柱及预制梁内预埋型钢, 分别采用点焊方式固定于梁、柱钢筋骨架上。制作过程中需在梁纵筋与柱内型钢冲突位置处做开槽处理, 梁底部纵筋预制时预留伸出长度, 采用机械锚固的方式, 按照规范要求, 在末端一侧贴焊长度为5d (d为钢筋直径) 的同直径钢筋, 以解决梁纵筋与柱内型钢的位置冲突以及梁纵筋的锚固问题。试件施工过程中, 在符合规范要求的情况下, 适当调整梁、柱纵筋的位置, 保证节点的顺利拼接。节点区内柱存在一道箍筋与柱内型钢位置冲突, 为确保箍筋仍能形成有效的闭合箍, 在箍筋与型钢冲突的位置打断箍筋并做90°弯折, 弯折长度为10d并单侧贴焊于柱内型钢上。预制梁、预制柱最后通过预埋的型钢采用高强螺栓拼装, 并进行二次浇筑完成整个节点的制作。

　　 本试验在天津大学结构工程实验室进行, 试验中柱的轴向压力通过油压千斤顶施加, 左、右梁端分别由上下放置的油压千斤顶来施加低周反复荷载。试验的加载装置如图3所示, 实际加载装置如图4所示。

　　 根据《建筑抗震试验规程》 (JGJ/T 101—2015) ^[7], 试验采用荷载-位移双控制方法。试件屈服前, 采用荷载控制并分级加载, 每级荷载循环1次;试件屈服后, 采用位移控制加载, 取屈服时试件的位移值作为级差进行控制加载, 每级荷载循环3次, 直至试件承载力下降到极限承载力的85%以下或不适于继续加载为止。

　　 试验加载方向规定:推为正方向, 方向为右侧加载点向上, 左侧加载点向下;拉为负方向, 方向为右侧加载点向下, 左侧加载点向上。加载顺序为先正后负。

　　 本次试验6个试件的破坏过程大致相似, 采用荷载控制加载过程中, 当荷载较小时, 试件无裂缝产生, 处于弹性阶段;随着荷载的增大, 梁端部出现多条受弯斜裂缝, 荷载-位移 (P-Δ) 曲线斜率出现明显变化, 试件达到屈服并进入塑性阶段;采用位移控制继续加载, 梁端裂缝继续发展, 直至梁端部的混凝土保护层大面积剥落, 梁端部纵筋和箍筋裸露, 梁端部破坏严重。正反向加载均下降至峰值荷载的85%以下, 试验结束。

　　 由于篇幅限制, 本文以边节点试件即试件KJ-2, YKJ-2, GKJ-2为例进行描述。试件KJ-2, YKJ-2, GKJ-2在加载初期的现象基本相同, 如前文所述。随着加载的进行, 试件端部出现不同程度的破坏, 如图5所示。试件KJ-2梁端底部的混凝土保护层大面积剥落, 纵筋及箍筋裸露 (图5 (a) ) ;试件YKJ-2梁端上部出现混凝土压碎现象 (图5 (b) ) ;试件GKJ-2在加载后期梁端上部混凝土压碎现象较梁端下部更为严重, 主要是由于靠近梁下部的型钢参与受力所致 (图5 (c) ) 。3个试件梁端部破坏严重, 核心区出现数条裂缝, 正反向加载均降至峰值荷载的85%以下, 试验结束。试件总体表现出良好的塑性铰特征, 最终破坏形态全景图如图6所示。

　　 试件的荷载-位移滞回曲线见图7。由图可知:所有试件在开裂前, 荷载与位移基本成线性关系, 滞回曲线接近直线, 试件处于弹性工作状态。试件的残余变形很小, 可以忽略不计;试件KJ-1, GKJ-1的滞回曲线 (图7 (a) , (c) ) , 在整个加载过程中发展趋势基本一致, 开裂后至屈服前, 滞回曲线呈梭形, 说明加载初期试件主要以弯曲变形为主;屈服后, 滞回曲线逐渐发展呈反S形, 存在明显的“捏缩”效应, 表明加载后期试件剪切变形很大, 节点核心区破坏严重, 逐渐丧失承载能力;试件YKJ-1的滞回曲线在加载初期大致呈梭形, 屈服后受到一定程度的剪力和粘结滑移的影响, 滞回曲线大致呈Z形 (图7 (b) ) ;试件KJ-2, YKJ-2, GKJ-2的滞回曲线大致呈梭形, 且试件GKJ-2较试件KJ-2, YKJ-2的滞回曲线更为饱满 (图7 (d) ~ (f) ) , 说明在整个加载过程中, 试件主要以弯曲变形为主, 具有良好的耗能能力。

　　 根据《建筑抗震试验规程》 (JGJ/T 101—2015) ^[7]规定, 骨架曲线取荷载-位移滞回曲线的各加载级第一循环时峰值点所连成的包络线。以边节点为例进行详细说明:试件KJ-2, YKJ-2和试件GKJ-2的骨架曲线在屈服前具有较好的吻合性 (图8) ;试件GKJ-2的承载力高于试件KJ-2和试件YKJ-2, 说明新型装配式节点中的型钢参与受力, 对提高承载力有一定的贡献作用;反向加载时, 在骨架曲线的下降段, 试件GKJ-2相比试件KJ-2和试件YKJ-2明显下降较缓, 说明梁端型钢与混凝土协同受压, 不至于混凝土过早压溃, 提高了试件的延性;而正向加载时, 骨架曲线的下降段基本一致, 正是因为型钢布置在梁的下部, 上部仅有混凝土与钢筋参与受压, 下降段主要取决于受压区的受力变形性能, 这与试件KJ-2和试件YKJ-2基本一致。

　　 结构刚度退化性质反映了结构累积损伤的影响。各试件的刚度退化曲线如图9所示。由图9可知:新型装配式节点与现浇节点刚度退化规律基本一致, 在加载初期各试件均出现了较为明显的刚度退化现象, 但是在整个加载过程中, 新型装配式节点的刚度都要高于普通装配式节点。刚度的退化主要发生于试件的开裂至试件屈服阶段, 之后刚度的退化趋于平缓。

　　 试件的耗能能力是指试件在地震反复作用下吸收能量的大小, 为了定量比较不同试件之间的滞回耗能能力, 本文以等效粘滞阻尼系数h_e来进行评价, 如图10所示。等效粘滞阻尼系数h_e按以下公式计算:

　　 各试件的等效粘滞阻尼系数对比如图11所示。从图11可以看出:各试件加载初期发展趋势基本相同, 进入屈服阶段后, 结构的等效粘滞阻尼系数整体上呈一个增大的趋势, 这表明结构耗散的能量越来越多;试验结束时, 中节点试件中新型装配式节点的等效粘滞阻尼系数与现浇节点相当, 且高于普通装配式节点, 边节点试件中新型装配式节点等效粘滞阻尼系数高于现浇节点及普通装配式节点, 表现出较好的耗能能力。

　　 延性是反映结构、构件或材料塑性变形能力的一个重要指标。试件的延性系数根据极限位移与屈服位移之比计算。屈服点通过“能量等效面积法”确定。能量等效模型如图12所示。

　　 试件主要受力特征点的荷载、位移和位移延性系数如表3所示。由表可知:试件GKJ-1的屈服荷载、峰值荷载、极限荷载均大于对比试件KJ-1, YKJ-1, 延性系数与试件KJ-1基本一致, 试件GKJ-1, KJ-1的延性系数均小于试件YKJ-1;试件GKJ-2的承载力大于试件KJ-2, YKJ-2, 试件GKJ-2的延性系数大于试件KJ-2。同中节点试件的情况一样, 三种边节点试件的延性系数最大者为普通装配式节点试件YKJ-2。

　　 (1) 通过3个框架中节点试件和3个框架边节点试件的低周反复荷载试验与对比分析, 得出新型装配式节点与现浇节点具有大致相当的滞回特性和等效粘滞阻尼系数。新型装配式节点的梁端受弯承载力高于现浇节点及普通装配式节点的梁端受弯承载力。

　　 (2) 由于新型装配式节点具有良好的延性、耗能能力及承载能力, 且施工便捷, 因此将其应用于装配式结构中是可行的。

　　 (1) 在试验中发现新型装配式节点核心区有斜裂缝产生, 因此需要设计人员注意节点核心区型钢拼接位置的箍筋布置问题, 提高节点核心区的抗剪承载力, 加强箍筋对核心区混凝土的约束能力, 工程设计时需计算验证, 保证“强节点, 弱构件”。

　　 (2) 实际工程中, 应考虑预制柱和预制梁拼装时纵筋碰撞的问题。型钢混凝土节点核心区布置箍筋可采用将箍筋焊接于梁型钢腹板, 若采用该方法施工困难, 可以采用焊接钢板代替箍筋。