許偉志，王曙光，賁 馳，宋寶璽，李威威

(南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 211816)

裝配式建筑近年來在世界范圍內(nèi)得到了蓬勃的發(fā)展，成為了傳統(tǒng)現(xiàn)澆建筑的替代選擇[1]。我國也出臺了一系列政策，部分文件明確要求裝配式建筑在新建建筑中達到一定的比例[2]，以推動裝配式建筑的發(fā)展。大力發(fā)展裝配式建筑是實現(xiàn)建筑產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)調(diào)整升級的重要途徑，與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)相比具有高效、節(jié)能和環(huán)保的優(yōu)勢，且能夠與智能建造協(xié)同發(fā)展，具有工業(yè)化屬性。工廠預(yù)制的建造模式?jīng)Q定了裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)地震行為存在差異，因此，發(fā)展具有良好抗震性能的裝配式結(jié)構(gòu)體系成為重要研究課題。

裝配式建筑抗震性能的增強一般通過提升預(yù)制構(gòu)件的連接性能來實現(xiàn)。相較于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，裝配式混凝土框架其薄弱環(huán)節(jié)主要在于梁柱連接，其連接性能關(guān)乎結(jié)構(gòu)抗震性能。因此，國內(nèi)外學(xué)者對不同連接構(gòu)造的梁柱節(jié)點開展了較多試驗研究。對于梁柱節(jié)點的連接設(shè)計一般有兩種思路，其一，為效仿現(xiàn)澆節(jié)點的連接，其性能目標為等同現(xiàn)澆；其二，為非效仿現(xiàn)澆節(jié)點的連接，該類節(jié)點主要通過后張預(yù)應(yīng)力壓接、螺栓連接或者其他鋼構(gòu)件連接等方式實現(xiàn)有效連接，其性能目標不再是“等同現(xiàn)澆”，而是高延性、功能可恢復(fù)等。本文將這兩類節(jié)點簡稱為效仿連接和非效仿連接。在效仿連接[3]中，盡管施工構(gòu)造方式不盡相同，但所使用的材料無明顯差異。連接需要后澆一定量的混凝土來保證節(jié)點的整體性，設(shè)計人員希望只通過改變節(jié)點的一些具體構(gòu)造使裝配式節(jié)點的非線性表現(xiàn)盡可能接近于現(xiàn)澆節(jié)點。而對于非效仿連接，設(shè)計人員希望通過新材料、新工藝或新的受力機制使節(jié)點的非線性行為區(qū)別于現(xiàn)澆節(jié)點而具有獨特的優(yōu)勢。該類連接通常不需要后澆大量混凝土來保證節(jié)點的可靠性。

效仿現(xiàn)澆連接根據(jù)后澆混凝土的位置可分為多種形式。Restrepo等[4]介紹了新西蘭地震區(qū)常用的3種裝配式外圍框架體系，體系1的預(yù)制梁位于柱兩側(cè)，在節(jié)點區(qū)及柱的下段進行二次澆筑；體系2的預(yù)制梁橫跨上下預(yù)制柱，下柱縱筋穿過預(yù)制梁預(yù)留孔與上柱機械連接，后澆區(qū)為梁的疊合層，柱端一半范圍及預(yù)制梁跨中；體系3為直接預(yù)制T形或者十字形組件，預(yù)制梁在跨中進行后澆。在國內(nèi)，更常用的連接方式是將后澆區(qū)域置于梁柱交接處，這種依靠預(yù)制柱來承受施工荷載的連接又可分為梁端設(shè)置剪力鍵[5]和梁端設(shè)置U型鍵槽[6]兩類，其中預(yù)制柱亦可制成多節(jié)柱的形式[7]。此外，預(yù)制梁貫通、上下柱斷開的節(jié)點連接形式在我國辦公及住宅建筑中也得到使用[8]。該類節(jié)點在貫通梁核心區(qū)預(yù)留穿筋孔，預(yù)制下柱鋼筋穿過預(yù)留孔，在注漿孔內(nèi)灌注灌漿料使梁柱連接在一起，預(yù)制上柱通過預(yù)埋的灌漿套筒插入下柱的伸出的縱筋進行組裝。為更好的滿足節(jié)點連接區(qū)域的整體性要求，有一些局部加強的做法，如在節(jié)點核心區(qū)及梁端局部采用高性能混凝土[9]，附加帶錨固板鋼筋等[10]。然而這種加強局部轉(zhuǎn)移塑性鉸的方法會增加新形成鉸的延性需求[11]，這對于跨高比較小的梁是不利的。效仿連接形式的發(fā)展在于尋求施工便捷性與節(jié)點整體性的統(tǒng)一，且整體性要建立在便捷性的基礎(chǔ)之上，否則難以推廣應(yīng)用。

非效仿連接中，由PRESSS研究[12?14]項目發(fā)展起來的混合連接體系備受研究者關(guān)注。該類連接結(jié)合了后張無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力提供的自復(fù)位能力和拉壓屈服構(gòu)件的耗能能力。在PRESSS研究計劃的激勵與啟發(fā)下，國內(nèi)外眾多學(xué)者對采用后張預(yù)應(yīng)力及其他技術(shù)措施的裝配式混凝土干式連接展開研究。Morgen等[15]提出了在無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力框架節(jié)點安裝鋼摩擦阻尼器的改進方案。郭彤等[16]提出的腹板摩擦式自定心預(yù)應(yīng)力混凝土框架梁柱節(jié)點。Huang等[17]為增強梁柱連接開縫后的剛度和耗能，開發(fā)一種新的帶可變摩擦阻尼器的自定心預(yù)制混凝土梁柱連接。Cai等[18?19]先后對梁端設(shè)有角鋼的裝配式自復(fù)位預(yù)應(yīng)力混凝土梁柱節(jié)點和框架開展研究。Li等[20]通過試驗和數(shù)值模擬對所提出的低損傷自復(fù)位耗能框架節(jié)點抗震性能進行研究，結(jié)果表明：新型節(jié)點在保持與現(xiàn)澆節(jié)點相似的承載能力和變形能力基礎(chǔ)上，具有更高抗震韌性。國內(nèi)部分學(xué)者[21?22]提出基于可更換耗能鉸的可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點，利用銷軸體系和可更換耗能器分別承擔剪力彎矩。

目前，裝配式梁柱連接呈多樣性的發(fā)展趨勢，新的構(gòu)造形式不斷涌現(xiàn)。學(xué)者們往往通過試驗研究來評估新的連接方式是否具有向高烈度區(qū)推廣的潛力。然而，對于效仿連接，節(jié)點的非線性特征總是與現(xiàn)澆節(jié)點有所差異，而這些差異對結(jié)構(gòu)整體所產(chǎn)生的影響仍不明晰；對于非效仿連接，國內(nèi)外學(xué)者通過試驗和數(shù)值模擬對部分典型連接框架整體抗震性能進行研究[12,23?24]，但是對其強震下的非線性行為研究還不夠系統(tǒng)。

本文在已有研究的基礎(chǔ)上，重點關(guān)注了裝配整體式連接和后張預(yù)應(yīng)力混合連接兩類典型裝配式節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點非線性行為的差異。提出了前述兩類裝配式連接節(jié)點無量綱化的滯回模型，又分別考慮了兩種可能出現(xiàn)的節(jié)點非線性行為缺陷。針對非效仿連接，從工程設(shè)計的角度對后張無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點的計算方法展開了研究。通過對節(jié)點變形狀態(tài)的分析，推導(dǎo)了節(jié)點承載能力特征點的計算方法。根據(jù)所考慮的情況共建立了7榀框架結(jié)構(gòu)模型，采用動力時程分析研究了各結(jié)構(gòu)抗震性能的差異。

1 典型效仿連接—裝配整體式節(jié)點

1.1 受力機制

裝配整體式節(jié)點的力學(xué)行為與其構(gòu)造形式密切相關(guān)。典型構(gòu)造如圖1所示，其與現(xiàn)澆節(jié)點的主要區(qū)別在于新舊混凝土交界面的存在?？紤]到這一不利因素，往往將預(yù)制柱的上下端面處理成粗糙面，并在梁端面設(shè)置剪力鍵，以保證新舊混凝土之間能有效傳遞剪力。然而交界面的存在對于受彎破壞也是極為不利的，設(shè)計中很少被考慮到。如圖2所示，在向右的水平力作用下，右梁下側(cè)受拉，新舊混凝土界面作為潛在裂縫很容易拉脫而使得梁底縱筋在該界面處應(yīng)力集中。隨變形的增加，柱保護層混凝土剝落，鋼筋的應(yīng)變向核心區(qū)內(nèi)部侵徹。由梁柱受壓區(qū)形成的斜向受壓桁架(陰影部分)受到增加的垂向拉力的作用，對角裂縫也更容易形成。當荷載反向時，右梁下側(cè)又處于受壓狀態(tài)，而此時由于混凝土的開裂和局部剝落，梁端部約束減弱，更容易引起集中損傷。此外，梁擱置長度的存在減小了核心區(qū)的有效寬度，從而使得其抗剪強度降低[25]。

圖1 裝配整體式節(jié)構(gòu)造細節(jié)Fig. 1 The structure detail of assembling integral node

圖2 裝配整體式節(jié)點的受力機制Fig. 2 The force mechanism of precast monolithic joint

一些試驗現(xiàn)象[26]很好的印證了前述受力機制。Yan等[8]通過裝配式整體式節(jié)點低周往復(fù)試驗研究梁端縱筋應(yīng)變變化規(guī)律，參考該試驗結(jié)果，圖3給出了符合“強柱弱梁”原則節(jié)點的梁縱筋應(yīng)變的一般性描述。當處于彈性階段時，縱筋應(yīng)變分布規(guī)律與彎矩分布規(guī)律基本一致，在梁端部達到最大，進入核心區(qū)后迅速降低；當處于塑性階段時，裝配整體式節(jié)點鋼筋應(yīng)變分布與現(xiàn)澆節(jié)點的有明顯不同?，F(xiàn)澆節(jié)點梁縱筋屈服范圍基本位于梁端，最大鋼筋應(yīng)變位于稍遠于柱表面的區(qū)域。裝配式整體節(jié)點梁縱筋屈服范圍位于梁端部和核心區(qū)內(nèi)一定范圍內(nèi)，且長度較短，最大鋼筋應(yīng)變位于柱表面甚至核心區(qū)內(nèi)部。對于裝配式節(jié)點，梁底縱筋很難貫穿節(jié)點域，為避免鋼筋擁擠，常常采用錨固端頭的形式。然而由于梁端擱置長度的存在與施工設(shè)計容許誤差，鋼筋的錨固長度受到限制，保證鋼筋的有效粘結(jié)更加困難。

圖3 鋼筋應(yīng)變對比Fig. 3 Strain comparison of steel bars

參考典型試驗結(jié)果[27]，圖4給出了節(jié)點裂縫分布的一般性描述。對于現(xiàn)澆節(jié)點，核心區(qū)斜裂縫較少，損傷集中于梁端部的塑性鉸區(qū)域，且在梁較長范圍內(nèi)均有彌散分布的彎曲裂縫(通常梁上部配筋量較大，因而梁下部的損傷要嚴重些)。而對于裝配整體式節(jié)點，核心區(qū)斜裂縫較多，損傷集中于梁柱交界處的拉壓區(qū)，彎曲裂縫的分布范圍更加集中。

圖4 裂縫分布對比Fig. 4 Comparison of crack distribution

1.2 無量綱滯回模型

根據(jù)裝配整體式節(jié)點受力行為和損傷特點，可以發(fā)現(xiàn)其與現(xiàn)澆節(jié)點主要區(qū)別如下：1)梁柱新舊混凝土界面處會提前開裂；2)損傷集中于交界面附近，梁端混凝土易壓酥而使得大變形下節(jié)點承載力退化嚴重；3)混凝土損傷區(qū)域及鋼筋屈服長度較短，節(jié)點耗能能力偏弱；4)由鋼筋滑移引起的滯回曲線捏縮效應(yīng)更加明顯，再加載剛度較小。綜合裝配整體式節(jié)點的以上特點，本文提出了其無量綱化的三折線骨架模型，節(jié)點滯回曲線可以通過對骨架模型賦予相應(yīng)滯回規(guī)則來實現(xiàn)。

圖5給出了裝配整體式節(jié)點骨架(虛線)與現(xiàn)澆節(jié)點骨架(實線)的對比。對于上述區(qū)別1)，裝配整體式節(jié)點較早失去初始剛度，在Ap處開始屈服，而現(xiàn)澆節(jié)點可保持初始剛度至Ar點；對于區(qū)別2)，現(xiàn)澆節(jié)點擁有較長的屈服平臺直至規(guī)范中的最大轉(zhuǎn)角0.035而無強度的軟化，裝配整體式節(jié)點在Bp點達到極限強度后便迅速軟化；對于區(qū)別3)，對二者賦予Takeda滯回規(guī)則[28]，由θi向θi+1加載形成的滯回圈面積可見裝配整體式節(jié)點的耗能能力較弱；對于區(qū)別4)，由于強度的軟化，也易得向θi加載的剛度kip低于kir。因此，提出的無量綱骨架及其滯回模型符合裝配整體式節(jié)點的一般非線性特征。

圖5 裝配式節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的無量綱化模型Fig. 5 The dimensionless model of fabricated joints and cast-in-place joints

為驗證所提模型的合理性及普遍適用性，將12個裝配式節(jié)點的試驗結(jié)果[29?33]進行無量綱化處理，與模型的對比如圖6所示(楊卉[33]的試驗中帶有樓板且為梁端加載，故只對比了正向結(jié)果)?？梢?，所提出的三折線模型很好地反映了裝配整體式節(jié)點不同受力階段的骨架曲線走勢。一些節(jié)點延性能力的不足也可以在對比中觀察到。此外，在相同尺寸及配筋設(shè)計下，裝配式節(jié)點的承載能力可能會略低于現(xiàn)澆節(jié)點。

圖6 無量綱化模型的驗證Fig. 6 Validation of dimensionless model

2 典型非效仿連接—后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點

2.1 無量綱滯回模型

如圖7所示，后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點的骨架曲線同樣采用三折線模型來表示。其中，屈服前剛度ky可認為與現(xiàn)澆節(jié)點相同，且屈服承載力My是可設(shè)計的。屈服后剛度ks主要受梁跨高比的影響。認為節(jié)點具有較好的延性水平，承載力的下降段B-C主要是由于梁端角部高應(yīng)力區(qū)混凝土壓酥所致。理想的后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點的滯回圈類似于旗幟型，然而實際情況中，隨著耗能鋼筋彎矩占比的增加，節(jié)點的殘余變形將越來越大，甚至接近于現(xiàn)澆節(jié)點。為合理反映節(jié)點的自復(fù)位特征，采用Pivot模型[34]來定義節(jié)點的滯回規(guī)則。卸載后的殘余變形θres是由經(jīng)驗式計算的確定值。由于篇幅受限，不再詳細介紹該節(jié)點的受力機制。

圖7 后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點的計算模型Fig. 7 The calculation model of the post-tensioned prestressed precast hybrid joint

在后文的分析中，有兩種特殊的情況被考慮到：1)不含或僅含少量耗能鋼筋時，節(jié)點表現(xiàn)為非線性彈性；2)施工中耗能鋼筋的錨固采用焊接方式[35]或耗能鋼筋的無黏結(jié)長度不足，節(jié)點在大變形時發(fā)生脆性斷裂。

2.2 變形狀態(tài)分析

后張無粘結(jié)混合裝配預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)點簡化計算時，梁、柱的計算長度均取至反彎點處，近似認為柱的反彎點位于樓層高度的一半，梁的反彎點位于梁跨中。已有試驗和理論研究[36?37]表明：即使在較大變形下，該類節(jié)點的核心區(qū)處于彈性狀態(tài)，且剪切變形很小，基本可以忽略。因此，為簡化節(jié)點變形計算，假定節(jié)點核心區(qū)始終為剛性。在該類節(jié)點的變形過程中，由于梁、柱構(gòu)件損傷很小，認為其基本保持為彈性狀態(tài)[38]，因此可將節(jié)點的變形分為彈性變形與剛體轉(zhuǎn)動變形兩個部分。在水平力較小時，梁柱接觸面裂縫尚未張開，節(jié)點的變形為彈性變形(圖8(a))，當裂縫張開后節(jié)點的變形為彈性變形與剛體轉(zhuǎn)動變形兩部分的疊加(圖8(b))。將節(jié)點核心區(qū)(圖8中陰影區(qū))視為剛域，不發(fā)生彈性變形，僅產(chǎn)生剛體轉(zhuǎn)動。利用虛功原理，計算得到節(jié)點在柱端水平推力F作用下柱頂?shù)膹椥宰冃桅為：

圖8 節(jié)點的變形狀態(tài)Fig. 8 Deformation state of node

式中：Lc為柱高；D為梁高；L為梁長；Lb為梁凈長；E為混凝土彈性模量；為柱截面等效慣性矩；為梁截等效面慣性矩，依據(jù)文獻[39]，取=0.6Ic，Ic為柱截面慣性矩；=0.25Ib，Ib為梁截面慣性矩。

由此可以得到彈性變形對樓層位移角的貢獻θe：

若梁柱交界處的裂縫張開角度為θc，則根據(jù)幾何關(guān)系，剛體轉(zhuǎn)動變形對樓層位移角的貢獻即為θc。樓層的實際位移角θ取為θe與θc之和。

梁端部截面的彎矩M與水平力F的關(guān)系為：

因此，若要得到節(jié)點在某一狀態(tài)時的力和相對應(yīng)的位移角θ，只需計算節(jié)點在該狀態(tài)下的梁端彎矩M和對應(yīng)的裂縫張開角度θc(如果θc為0，則節(jié)點僅發(fā)生彈性變形)。

2.2.1 屈服特征點計算

采用截面法取出梁端部截面分析其受力過程，如圖9所示，該過程大致經(jīng)歷4個關(guān)鍵狀態(tài)。由于低碳鋼筋的屈服應(yīng)變很小，可以認為在狀態(tài)3時梁柱接觸面尚未有裂縫出現(xiàn)，即θc=0。忽略狀態(tài)3的預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力增量，將此狀態(tài)的計算值作為節(jié)點的屈服特征點。由截面平衡關(guān)系計算得：

圖9 梁端截面的受力狀態(tài)Fig. 9 Force state of beam end section

式中：Tp0為初始預(yù)應(yīng)力；Fsy為低碳鋼筋的屈服力；B為梁寬；α為混凝土受壓區(qū)矩形應(yīng)力圖系數(shù)；fc為混凝土極限受壓強度；Cm為低碳鋼筋的保護層厚度。將計算結(jié)果代回式(1)～式(4)，即可得到節(jié)點的屈服點。

2.2.2 極限特征點計算

當節(jié)點梁端截面的受力狀態(tài)達到狀態(tài)4時，低碳鋼筋達到了其極限應(yīng)變，有發(fā)生斷裂的風險，因此，可將狀態(tài)4的計算值作為節(jié)點的極限特征點。此時梁柱之間裂縫的張開角度θc可以表示為：

式中：Lun為低碳鋼筋的無粘結(jié)長度；εu為低碳鋼筋的極限應(yīng)變；c為混凝土等效受壓區(qū)高度；Cm為低碳鋼筋的保護層厚度。由于裂縫的張開預(yù)應(yīng)力筋產(chǎn)生了應(yīng)變增量，可求得此時預(yù)應(yīng)力筋的拉力為：

式中：Ep為預(yù)應(yīng)力筋的彈性模量；A為預(yù)應(yīng)力筋的截面面積；Lp為預(yù)應(yīng)力筋的無粘結(jié)長度。根據(jù)梁截面平衡條件可得：

式中，F(xiàn)su為低碳鋼筋的極限力。由式(6)～式(8)可得到混凝土等效受壓區(qū)高度的計算式：

為簡化式(9)，本文定義以下參數(shù)：

可以得到計算受壓區(qū)高度的簡化式：

式中：c1、d、c2均可解釋為量綱為長度的常數(shù)；c1為初始預(yù)應(yīng)力和低碳鋼筋極限應(yīng)力所產(chǎn)生的混凝土受壓區(qū)高度；d為低碳鋼筋距受壓一側(cè)梁邊緣的距離；c2為旋轉(zhuǎn)中心位于低碳鋼筋位置時預(yù)應(yīng)力增量產(chǎn)生的受壓區(qū)高度。將計算值c代回式(6)，即可求得梁柱之間的相對轉(zhuǎn)角θc，由截面平衡得狀態(tài)4時梁端截面的彎矩：

將計算結(jié)果代回式(1)～ 式(4)，即可得到節(jié)點的極限點。

3 結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)

3.1 結(jié)構(gòu)模型及地震動信息

為了解巨震下兩類裝配式框架結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的抗震性能差異，設(shè)計了一榀具有代表意義的框架結(jié)構(gòu)作為分析對象。該框架結(jié)構(gòu)共8層，層高均為3 m，梁跨度6 m。按照抗震設(shè)防烈度8度進行抗震設(shè)計，基本設(shè)計加速度0.2 g，場地特征周期0.4 s。梁所受均布荷載來自梁上的填充墻以及半跨樓板的樓面恒載和活載，節(jié)點所受集中荷載來自縱向的墻載，結(jié)構(gòu)立面視圖及荷載(重力荷載代表值)分布如圖10所示。梁柱混凝土采用C40，縱向鋼筋采用HRB400，箍筋采用HPB300。采用SAP2000建立非線性模型，梁鉸和柱鉸均設(shè)置在構(gòu)件端部，其中梁鉸通過截面配筋計算承載能力骨架來定義彎曲彈簧并賦予相應(yīng)的滯回規(guī)則(如第2節(jié)、第3節(jié)所述)，柱鉸采用P-M2-M3鉸[40]。

動力分析模型考慮了三種節(jié)點連接形式：現(xiàn)澆節(jié)點(RC節(jié)點)、裝配整體式節(jié)點(PCE節(jié)點)和后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點 (PCH節(jié)點)。RC節(jié)點可根據(jù)配筋信息計算極限承載力，假定PCE節(jié)點和PCH節(jié)點等極限承載力。相同如前所述，相較于RC節(jié)點，PCE節(jié)點較早屈服，并較早出現(xiàn)承載能力的退化。鑒于PCE節(jié)點因施工等原因可能帶來的承載力不足和延性不足兩種不利情況，將PCE骨架曲線各特征點的承載能力降低20%，作為PCE-S節(jié)點；將PCE骨架曲線控制點Cp的轉(zhuǎn)角值降低為0.025，作為PCE-D節(jié)點。后張預(yù)應(yīng)力裝配式混合節(jié)點 (PCH)設(shè)計為節(jié)點屈服時耗能鋼筋彎矩占比約30%的情況。針對耗能鋼筋脆性斷裂的情形，認為PCH節(jié)點的耗能鋼筋在轉(zhuǎn)角達到0.02時全部失效，失效后節(jié)點失去耗能能力，僅預(yù)應(yīng)力筋發(fā)揮作用，該節(jié)點作為PCH-F節(jié)點?？紤]到該類節(jié)點耗能鋼筋配置較少的情況，設(shè)計了表現(xiàn)為非線性彈性的PCH-T節(jié)點，除不具有耗能能力，其他參數(shù)均與PCH節(jié)點相同。

從Peer NGA-West2數(shù)據(jù)庫中選取了8條地震動，其基本信息見表1。各地震動按加速度峰值調(diào)幅后的加速度反應(yīng)譜如圖11所示。采用能力譜法估計的現(xiàn)澆框架在罕遇地震下的周期為1.7 s，對應(yīng)的加速度平均譜值與規(guī)范譜值分別為0.37 g和0.27 g，可見所選地震動在主振周期處的譜值高于規(guī)范反應(yīng)譜。

表1 所選地震動基本信息Table 1 Basic information of selected ground motions

圖11 所選地震動的加速度譜Fig. 11 Acceleration spectrum of selected ground motions

3.2 結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)

為了解不同裝配式框架的動力響應(yīng)特點，采用直接積分法對前述7個框架進行了罕遇地震(PGA為400 gal)和超罕遇地震(PGA為600 gal)下的動力時程分析。若結(jié)構(gòu)某層的轉(zhuǎn)角值超過前文特征點C的轉(zhuǎn)角值，則視為結(jié)構(gòu)整體倒塌。罕遇地震下僅有PCE-D框架在1號波作用下發(fā)生倒塌，因此節(jié)點延性的降低會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生最為不利的影響。

不同裝配式框架在罕遇和超罕遇地震下樓層位移角分布如圖12所示。圖12(a)和圖12(c)繪制了罕遇地震下2號～8號波作用下各框架最大樓層位移均值。與現(xiàn)澆框架相比，效仿框架上部樓層變形增加明顯，非效仿框架各樓層變形普遍有所增加，且非效仿框架的峰值位移響應(yīng)高于效仿框架。超罕遇地震下PCE-D框架在1號～3號波作用下倒塌，PCH-F框架在1號～2號波作用下倒塌。且除現(xiàn)澆框架外，1號波作用下各框架均超出了規(guī)范中的位移限值1/50。圖12(b)和圖12(d)給出了超罕遇地震下4號～8號波作用下各框架的最大樓層位移均值，各結(jié)構(gòu)的最大層間變形表現(xiàn)出相似的規(guī)律。因此，對于效仿框架應(yīng)關(guān)注其上部結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，對于非效仿框架應(yīng)關(guān)注大的樓層位移下結(jié)構(gòu)構(gòu)件及非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的損傷。

圖12 罕遇和超罕遇地震下的最大樓層位移分布Fig. 12 The distribution of maximum floor displacement under rare and super rare earthquakes

以2號超罕遇地震的層頂位移時程為例，說明不同裝配式結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)特點。如圖13所示，效仿框架位移峰值較現(xiàn)澆框架明顯增加，非效仿框架除峰值響應(yīng)增加外，在不同時間段的振動幅度也普遍增加。該地震激勵結(jié)束于40 s，現(xiàn)澆框架和效仿框架在地震結(jié)束后振動衰減較快，結(jié)構(gòu)很快進入靜止狀態(tài)，而非效仿框架由于耗能能力的不足仍會經(jīng)歷一段時間的小幅振動才會進入靜止狀態(tài)。由于結(jié)構(gòu)的自身特點，非效仿框架的殘余變形很小。

3.3 框架梁、柱的延性需求

以4號超罕遇地震作用下的頂層梁端轉(zhuǎn)角時程為例，來比較各框架結(jié)構(gòu)梁端塑性鉸區(qū)的延性需求。如圖14所示，初始時刻在重力荷載作用下，梁端即有一定的彈性變形。各框架梁端峰值轉(zhuǎn)角出現(xiàn)的時刻基本一致，大小規(guī)律與圖13中的頂層位移響應(yīng)相同。整個時程范圍內(nèi)，效仿框架梁端轉(zhuǎn)角在正向及負向均稍高于現(xiàn)澆框架。非效仿框架梁端轉(zhuǎn)角較現(xiàn)澆框架的增量更加顯著。

圖13 2號超罕遇地震下頂層位移時程Fig. 13 Time history of the top displacement of the No. 2 super rare earthquake

圖14 4號超罕遇地震頂層梁端轉(zhuǎn)角時程Fig. 14 Time-history of the beam end turning angle of the top floor of the No. 4 super rare earthquake

圖15比較了2號罕遇地震下結(jié)構(gòu)底層柱的延性需求。雖然效仿框架能在一定程度上延緩柱鉸的出現(xiàn)，然而一旦地震強度較高，其柱的延性需求仍會高于現(xiàn)澆框架。對于非效仿框架，柱的轉(zhuǎn)角顯著增加，且不配置耗能鋼筋的PCH-T框架柱損傷最為嚴重。這是因為連接節(jié)點耗能能力的不足將會依賴柱的損傷來耗散地震輸入能量，這對于結(jié)構(gòu)的震后修復(fù)是極為不利的。

圖15 2號罕遇地震下1層柱底轉(zhuǎn)角時程Fig. 15 Time-history of the corner of the bottom column of the lower 1st floor of the No. 2 rare earthquake

3.4 結(jié)構(gòu)的殘余變形

圖16統(tǒng)計了罕遇地震和超罕遇地震作用下各框架結(jié)構(gòu)在7條地震動作用下的殘余變形值?？梢娦Х驴蚣艿恼鸷髿堄嘧冃闻c現(xiàn)澆框架基本相當，而非效仿框架除結(jié)構(gòu)失效外均能恢復(fù)至結(jié)構(gòu)整體變形的1/550(設(shè)計地震下的樓層位移限值)以內(nèi)。然而需注意的是，PCH-T框架節(jié)點震后能完全復(fù)位，其殘余變形是由于柱的不可恢復(fù)損傷引起，豎向構(gòu)件出現(xiàn)顯著損傷不符合震后可恢復(fù)的理念。

4 結(jié)論

本文研究了兩類典型的裝配式連接節(jié)點非線性行為與現(xiàn)澆節(jié)點的差異，并分析了這些差異對結(jié)構(gòu)抗震性能產(chǎn)生的影響。通過研究得到以下主要結(jié)論：

(1)效仿連接節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的主要區(qū)別在于會提前開裂與過早產(chǎn)生承載力的退化，這主要由于裝配式節(jié)點在梁柱連接部位存在新舊混凝土交界面。采用無量綱化的三折線骨架模型能很好的描述效仿連接節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的非線性行為的差異。

(2) 非效仿連接節(jié)點的骨架曲線可基于計算特征點進行雙折線等效，其中屈服特征點能較好的預(yù)測節(jié)點的裂縫張開時刻，而極限特征點的計算值是偏保守的，適用于工程設(shè)計。

(3)與現(xiàn)澆框架相比，效仿框架上部樓層的位移響應(yīng)增加明顯，非效仿框架的各樓層位移響應(yīng)會普遍增加。相比承載能力的不足，節(jié)點延性不足會對結(jié)構(gòu)抗倒塌能力產(chǎn)生更為不利的影響。

(4)非效仿框架的震后殘余變形較小，但對節(jié)點的延性需求更高。故對該類連接更應(yīng)關(guān)注耗能鋼筋的大變形和疲勞破壞引起的脆性斷裂問題。當不設(shè)置耗能鋼筋時，該類框架對過度依賴結(jié)構(gòu)柱的損傷來耗散地震能量，同樣會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)震后不可修復(fù)。因此，不建議在高烈度區(qū)采用只含預(yù)應(yīng)力筋的結(jié)構(gòu)體系。