预制混凝土结构有经济效益高、建造时间短、对环境污染小等优点,国际合作研究项目PRESSS (precast seismic structural systems)对其在美国的发展影响很深。近年来我国对建筑工业化、住宅产业化愈加重视,对于装配式混凝土框架结构的研究也取得了一定的进展。文献[1]研究了装配式混凝土结构中浆锚搭接的灌浆饱满度;文献[2]进行了不同连接节点在反复荷载作用下的力学性能试验;文献[3]对目前装配式混凝土框架节点在试验研究、数值模拟、设计方法三方面的成果进行了总结。异形柱因有使用功能灵活、建筑结构形式简洁美观、增大室内有效使用面积、方便家居布置等优点而广受欢迎,但其抗震性能是工程师普遍关注的问题 ^[4]。国内外关于将装配式结构与异形柱框架节点结合起来的研究较少,文献[5,6]对L形浆锚连接边节点和预应力T形柱节点进行了试验研究。

　　 综上,在国家积极倡导建筑工业化的大背景下,研究将异形柱框架结构应用于装配式住宅中,可以同时发挥出这两项技术的优势,更好地节约能源,服务社会。为此,本文对现浇异形柱框架节点、装配整体式异形柱框架节点以及一种新型节点全预制的异形柱框架节点试件进行抗震试验研究。其中,新型节点试件中节点和梁在工厂预制在一起,相较于浆锚、预应力连接,施工更简单,现场湿作业更少。

　　 共设计五个足尺试件,柱高均为2 800mm。梁截面尺寸为400×200,配筋为416,箍筋加密区采用8@100,非加密区采用8@200,箍筋采用HRB400E级钢筋,纵筋采用HRB400级钢筋,现浇试件和预制构件均采用C30混凝土。将试件编号为XJ1,JXJ1,JXJ2,JXJ3,JYZ1,其中,XJ1为整体现浇的“一”形柱节点试件,柱截面尺寸为500×200,见图1(两个“一”形柱节点,柱长边方向与梁长方向垂直,此设计针对农村低层建筑中门窗大开洞); JXJ1,JXJ2,JXJ3为装配整体式框架节点试件,其柱形状分别为“一”形、L形和T形,其制作方式为先将上柱、下柱、左梁与右梁(试件JXJ3无)预制出来,之后拼装,上下柱纵筋利用灌浆套筒连接、左右梁下侧纵筋焊接(试件JXJ3纵筋锚固在节点内),连接面进行凿毛处理,对节点和梁上部进行现场浇筑,混凝土为C35强度等级混凝土,见图2(以试件JXJ1为例,图中d为柱纵筋直径); 试件JYZ1将节点与梁预制在一起,节点处预留孔道供柱纵筋穿过,孔道和连接面处用高强灌浆料进行灌浆,见图3。

　　 加载系统如图4所示。根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中规定,轴压比取0.23。试验中采用竖向千斤顶对柱顶施加轴力并保持恒定,通过两个往复作动器在梁端同步施加反对称荷载,采用力-位移混合控制加载,屈服前采用荷载控制,荷载为±6,±8,±16kN,…,屈服后采用位移控制加载,位移为Δ_y,1.5Δ_y,2Δ_y(Δ_y为屈服位移),…,每级加载循环三次,当加载值下降至峰值荷载的85%时,试件破坏。

　　 对于试件XJ1,加载至11kN时,右梁梁端上侧距节点约10cm处和左梁梁端下侧与节点相接处开裂; 加载至16kN(梁端位移约3mm),核心区右上角出现一条裂缝,梁端受拉区增加两三条裂缝,最宽裂缝宽度达到0.2mm; 当加载至40kN时,梁端正面距节点22cm处出现长约20cm延伸至梁上侧的裂缝,核心区出现数条X形交叉斜裂缝,同时观测到梁端受拉侧纵筋应变值达到屈服应变,实时荷载-位移曲线明显偏离直线,试件屈服(梁端位移约为13mm)。屈服后梁端竖向位移增加的速度相比之前有所加快,试件的承载力依旧在增加,但节点的刚度退化速度逐渐加快,整个试件出现明显的塑性变形特征。此后,进行位移控制加载。加载至2Δ_y,裂缝继续扩展,核心区斜裂缝相交处,梁端及柱端的混凝土开始有碎屑掉落,梁端裂缝宽度达5mm; 继续加载至2.5Δ_y,核心区混凝土成块状脱落,裂缝宽度剧增; 加载到3.5Δ_y,核心区混凝土大量脱落,此时梁端荷载已经低于峰值荷载的85%,停止加载。节点发生剪切破坏,破坏情况见图5。

　　 通过3 816N静态数据采集仪采集位移计及应变片数据,主要量测内容有:梁端竖向荷载和位移、主要受力钢筋应变、混凝土应变等。

　　 试件JXJ1整个试验过程与试件XJ1相似,承载力有所提高,且试件JXJ1梁和节点接合面处裂缝宽度较大。

　　 加载至7kN,左梁梁端上侧距节点约12cm处开裂; 加载至16kN时,开裂区增加两三条裂缝; 加载至24kN时,预制构件与后浇带连接面处出现宽度超过0.2mm,长约25cm裂缝,同时开裂裂缝的宽度也达到0.2mm; 继续加载至40kN,梁端裂缝开展迅速,同时观测到梁端受拉侧纵筋应变达到屈服应变、实时荷载-位移曲线明显偏离直线,试件屈服(此时梁端位移约为7mm),屈服后整个试件表现出更加明显的塑性变形特征。

　　 此后,位移控制加载。加载至3Δ_y,右梁梁端下侧以及相近处下柱的混凝土开始掉落; 继续加至4Δ_y时,右梁端下侧节点角部混凝土块状掉落,上侧混凝土压坏鼓起; 加载至4.5Δ_y时,右梁梁端大量混凝土脱落,钢筋裸露,加载值已低于峰值荷载的85%,停止加载,梁端发生弯曲破坏,见图6。整个过程,核心区无裂缝出现,左梁梁端(除与节点连接处外)仅有细微裂缝开展。

　　 对于试件JXJ3,加载至16kN时,梁端上侧和正面距节点约10cm处受拉区开裂; 加载至32kN,预制构件与后浇带连接面处出现宽度超过0.3mm裂缝,开裂裂缝的宽度也达0.2mm; 加载至40kN,梁端迅速出现数条裂缝,梁端受拉侧纵筋应变值达到屈服应变,实时荷载-位移曲线明显偏离直线,进入屈服阶段(此时梁端位移约为7 mm)。屈服后试件也出现明显的塑性变形特征。

　　 此后进入位移控制。加载至3.5Δ_y,梁端下侧以及相邻处下柱的混凝土开始有碎屑掉落; 继续加载至6.5Δ_y,梁端下侧区域包括梁端和柱端的混凝土块状掉落,梁端上侧混凝土压坏鼓起,裂缝宽度剧增,荷载开始下降; 继续加载至7.5Δ_y,右梁梁端大量混凝土脱落,钢筋裸露,加载值低于峰值荷载的85%时,停止加载,梁端发生弯曲破坏。整个试验过程,核心区无裂缝出现,破坏情况及裂缝分布见图7。试件JYZ1的整个试验过程与试件JXJ3相似。

　　 图8为各试件的滞回曲线。分析可得:

　　 (1)当试件XJ1,JXJ1荷载小于峰值荷载约50%,试件JXJ2,JXJ3,JYZ1荷载小于峰值荷载约40%时,滞回曲线表现出相同的特性:线性变化,滞回环面积很小,在荷载循环作用下,刚度退化不明显,构件耗能和残余变形都较小,试件处于弹性工作状态。

　　 (2)对于试件XJ1,JXJ1,滞回环的形状由梭形逐渐发展为弓形,之后变为反S形,甚至有变为Z形的趋势。

　　 开裂后,内部损伤,曲线出现拐点。屈服后,损伤积累,节点刚度下降,曲线斜率不断减小; 随着内部损伤加重,梁纵筋在节点内开始产生滑移,以至荷载降至0时,结构仍有一定的变形,且变形随着加载级数增加而增大; 比较同一位移控制的三次同向加载可以看出,由于往复荷载下结构损伤累积,曲线斜率逐渐减小,节点刚度不断退化,承载力持续下降。

　　 两者不同之处在于:相比于试件XJ1,试件JXJ1的滞回环较饱满,整个过程变形较大,承载力有所提高。这是由于试件JXJ1节点处所用混凝土强度较高,使得节点刚度较大,梁纵筋在节点内滑移程度降低。

　　 (3)对于试件JXJ3与JYZ1,加载初期,滞回环呈梭形; 开裂后,滞回环面积变大,出现残余变形; 屈服后,滞回环面积继续增大,发展到弓形,刚度退化加快; 继续加载,滞回环逐渐向反S形过渡; 最后试件承载力和刚度下降,试件破坏。

　　 两者不同之处是:试件JYZ1的滞回环饱满度较差,捏缩现象较明显,后期刚度下降较快。主要原因为节点与梁预制在一起,梁纵筋在节点内锚固情况良好,但节点与上下柱拼装在一起,在连接面附近发生了整体的相对滑移,导致构件耗能能力下降。

　　 (4)试件JXJ2柱截面不对称导致两边梁的工作状况不一致,右梁(靠近反力墙的为右梁)破坏时左梁刚进入弹塑性阶段,基于此,下文对于试件JXJ2的分析主要针对右梁与节点。对于右梁:加载初期,滞回环面积很小,呈梭形; 开裂以后,滞回环面积变大,出现残余变形; 屈服后,滞回环面积继续增大,刚度退化加快,承载力先上升之后下降,最后发生梁端弯曲破坏。整个加载过程,滞回环都很饱满,呈梭形,表现出良好的耗能能力和变形能力。这表明试件JXJ2节点处刚度较大,满足抗震要求,梁纵筋在节点内锚固良好,梁、柱、节点协同工作良好,耗能、变形性能良好。

　　 (5)5个试件的滞回曲线都表现出不同程度的“捏拢现象”,但试件XJ1最为明显,究其原因主要是由于柱子的设计宽度太小、箍筋的绑扎位置和数量不合理,导致节点的剪切刚度过小,不能和梁有效协同工作,最终发生剪切破坏。

　　 取滞回曲线峰值点的连线得到骨架曲线,见图9。为便于对比,试件XJ1,JXJ1骨架曲线取左右梁滞回曲线峰值点的平均值得到。

　　 从图中可以看出:1)试件XJ1与JXJ1的柱截面形状一样,故两者节点刚度接近,即骨架曲线的直线段基本重合。但试件JXJ1节点处所用混凝土强度较高,屈服后略有差别,试件XJ1的极限承载力略低,试件JXJ1的下降段更平缓些、下降幅度较小。分析可知,装配整体式框架节点试件承载力和刚度与现浇试件基本相同,但延性和耗能能力要优于现浇试件。总体来讲,两者节点刚度、承载力和刚度都低于其他3个试件,两者抗震性能接近。2)试件JXJ2与JXJ1相比,直线段增幅更大、承载力更高,但试件JXJ1下降段更加平缓且降幅较小。说明L形截面的异形柱装配整体式框架节点的刚度明显高于“一”形柱,抗剪切能力强,因此承载力较高,但变形能力较低。3)试件JXJ3与JXJ1相比,情况和试件JXJ2相似,但试件JXJ3的刚度和承载力要比试件JXJ2更高,这主要是因为边节点只承受单边梁传来的弯剪荷载。4)试件JYZ1与JXJ3的骨架曲线各个阶段基本重合,说明节点预制的装配式框架节点的上下柱与节点可以较好地协同受力,在刚度、强度及变形能力方面与装配整体式框架节点接近。

　　 特征点定义如下 ^[7]:节点处开裂,骨架曲线有明显拐点时为开裂点; 采用能量等值法确定屈服点; 取加载正反两个方向上荷载最大绝对值的平均值作为试件承载力即峰值点; 取峰值荷载(F_max)下降到0.85F_max或构件最终破坏时为极限点。5个试件的关键特征点的荷载和位移如表1所示。

　　 由表1知:试件JXJ1与XJ1相比,开裂荷载提高26%,其余点荷载值相近,但开裂点、屈服点、峰值点、极限点位移分别增大170%,1%,74%,66%; 试件JXJ2与JXJ1相比,屈服点、峰值点、极限点荷载提高14%,8%,7%,位移减小48%,47%,60%; 试件JXJ3与JXJ2相比,屈服点、峰值点、极限点荷载提高13%,10%,7%,极限点位移增大27%,其他点位移比较接近; 试件JYZ1与JXJ3相比,各特征点荷载和位移都很接近。分析认为:1)较传统现浇节点而言,装配整体式框架节点的梁、柱与节点能够较好地协同工作,延缓了裂缝开裂,变形能力提高; 2)L形柱装配整体式框架节点的强度较“一”形柱同类节点承载力明显提高,但极限位移为“一”形同类节点的0.4,变形能力降低; 3)因节点只受单边梁传来的荷载,T形柱装配整体式框架节点的承载力较L形柱同类节点明显提高,极限位移提高30%,变形能力提高; 4)新型节点与装配整体式框架节点相比,节点与柱连接良好,极限位移相近,承载力和变形能力都十分接近。

　　 位移延性系数指破坏时位移与屈服时位移的比值。相对变形值定义为Δ/H,Δ为梁顶端的竖向位移,H为梁端到节点中心的距离。各试件的特征点处相对变形值和位移延性系数见表2。

　　 由表2可得:1)延性系数从大到小依次排列分别是试件JXJ1,JYZ1,JXJ3,JXJ2,XJ1,装配整体式“一”形柱的节点延性最优,且试件JXJ1,JYZ1,JXJ3,JXJ2的延性系数较试件XJ1分别提高了49%,3%,27%,30%。2)就相对变形值而言,试件JXJ1除屈服阶段与试件XJ1相近外,其余开裂、峰值、极限三个阶段分别增大了170%,70%,50%; JXJ2各个阶段相对变形值最小,且屈服、峰值、极限三个阶段相对变形值分别仅为同类“一”形节点的46%,48%,32%; 试件JYZ1与JXJ3各个阶段相对变形值较接近。

　　 分析可知:1)装配整体式框架节点和新型节点的梁、柱、节点在荷载下协调变形能力良好; 2)开裂时,试件JXJ1的变形大于试件XJ1,这是因为装配式试件节点与梁的连接处为薄弱面,受力首先开裂,导致变形增大; 3)L形柱节点弹塑性变形能力最差,这是因为与“一”形柱节点比,其刚度明显较大,而与T形节点比,其受到两边梁传来的荷载作用,会较早发生破坏; 4)极限破坏时,5个节点的相对变形值在1/56～1/18之间,直至加载结束时均未出现倒塌现象,且试件XJ1相对变形值高于试件XJ1,表明装配整体式框架节点具有较好的弹塑性变形能力,具有良好的抗倒塌能力; 5)试件JYZ1的相对变形值略高于试件JXJ3,说明新型节点具有较好的弹塑性变形能力。

　　 定义坐标原点与骨架曲线上点的连线的斜率为等效刚度,其值由K=F/Δ得到。在位移不断增大的情况下,刚度一环比一环减小,因此,刚度将随着循环次数的增加和位移接近极限而减小,即刚度退化 ^[8,9]。为研究5个节点在低周反复荷载作用下的刚度衰减规律,取往复荷载作用下第i级循环加载的平均刚度K_i进行分析,其计算公式如式(1)所示。

　　 ${\rm K}{}_i=\frac{\left|{\rm P}{}_i\right|+\left|-{\rm P}{}_i\right|}{\left|\Delta {}_i\right|+\left|-\Delta {}_i\right|}(1)$

　　 式中:K_i为每级循环加载的平均刚度;P_i和Δ_i分别为相应每级循环加载下的峰值荷载和峰值位移。

　　 图10绘出了各试件的平均刚度退化曲线,横坐标为混凝土梁端平均位移,纵坐标为平均刚度。

　　 由图10可知:1)5个节点的刚度退化规律相似,加载初期刚度退化不明显,随着位移的增加,节点塑性变形增大,裂缝增多变宽,内部损伤累积,刚度下降,随着破坏程度加剧,刚度退化速度变慢,最后趋于平缓; 试件XJ1和JXJ1刚度衰减较均匀,没有明显的刚度骤降,试件JXJ2,JXJ3与JYZ1的刚度衰减初期幅度很大,原因是L形和T形柱节点刚度较大,试件前期靠近节点处梁端破坏严重。2)试件JXJ3与JYZ1刚度退化曲线基本重合,衰减趋势一致,说明新型节点试件刚度特性与装配整体式框架节点试件相近。

　　 耗能能力用等效黏滞阻尼系数h_e表示,其中E为能量耗散系数,如图11所示。

　　 $\begin{array}{l}h{}_{\text{e}}=(1/2\text{π})E(2)\\ E=S{}_{(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{C}\text{D}\text{A}\end{array})}/S{}_{(\text{Δ}\text{Ο}\text{B}\text{E}+\text{Δ}\text{Ο}\text{D}\text{F})}(3)\end{array}$

　　 曲线ABCD所包围的面积为推拉加载循环一次构件所吸收的能量,三角形OBE面积为假想弹性直线OB在达到相同位移时所包围的面积。曲线所包围的ABC面积与三角形OBE面积之比表示耗散能量与等效弹性体产生相同位移时输入的能量之比,h_e越大,耗能能力越强 ^[10]。各试件在控制阶段等效黏滞阻尼系数如表3所示。

　　 可以看出:1)开裂阶段,由于节点均处于弹性阶段,滞回环包围的面积很小,各试件表现出相同的特性,故等效黏滞阻尼系数相差不大,耗能能力都很小。2)开裂以后,等效黏滞阻尼系数均有不同程度的增大,反映了构件损伤的累积:其中试件JXJ1的各个阶段的等效黏滞阻尼系数均大于试件XJ1,尤其屈服后试件JXJ1的h_e均大于0.1而试件XJ1均小于0.75,原因是试件JXJ1节点处混凝土强度较高,使得其抗剪能力和抗钢筋滑移能力较高,以至耗能能力要优于传统现浇结构; 试件JXJ2前期等效黏滞阻尼系数低于试件JXJ1,后期相反,说明L形柱节点屈服后耗能能力较“一”形柱节点明显增强,T形柱亦是如此且后期耗能能力更强,这是因为L形和T形柱节点抗剪能力明显强于“一”形柱节点,钢筋在其中锚固效果更好; 试件JYZ1的各个阶段的等效黏滞阻尼系数都要小于试件JXJ3,说明新型节点耗能能力要低于装配整体式框架节点,与上下柱连接情况有待改进。

　　 (1)装配整体式“一”形柱框架节点与传统现浇的“一”形柱框架节点相比,刚度、承载力无明显提高,延性、耗能能力更优,具有良好的整体性,达到“等同现浇”的要求。

　　 (2)装配整体式L形柱框架节点与“一”形的同类节点相比,延性较差,但刚度、承载力、耗能能力更优; 装配整体式T形柱框架节点与L形柱的同类节点相比,刚度、承载力、延性更优,耗能能力略差。两者均可作为工程应用推荐。

　　 (3)节点预制装配式框架节点与装配整体式框架节点相比,刚度、承载力、延性都相近,耗能能力较差。

　　 (4)两个“一”形柱节点试件发生节点剪切破坏; 相较装配整体式T形柱框架节点试件,新型节点预制T形柱节点的滞回环“捏缩现象”较严重。

　　 综上,后期研究针对提高“一”形柱节点的抗剪刚度、改进全预制框架节点中节点和柱的连接方式展开。