莊金平，董書清，陳劍星，陶鋼

（福建理工大學(xué) a. 土木工程學(xué)院； b. 閩臺(tái)合作土木工程新技術(shù)福建省高校工程研究中心，福州350118）

裝配式混凝土結(jié)構(gòu)是建筑產(chǎn)業(yè)化的一種重要結(jié)構(gòu)形式，具有施工方便、環(huán)保等優(yōu)勢(shì)，預(yù)制混凝土梁與預(yù)制混凝土柱的連接方式及其可靠性是推廣運(yùn)用的關(guān)鍵因素，也是目前研究的熱點(diǎn)。已有研究提出一些裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn)[1-5]，例如，預(yù)應(yīng)力拼接裝配式節(jié)點(diǎn)、后澆整體裝配式節(jié)點(diǎn)、焊接裝配式節(jié)點(diǎn)和螺栓連接裝配式節(jié)點(diǎn)等，尤其是后澆整體式節(jié)點(diǎn)被納入了國(guó)家行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[6]。但仍存在一些值得改進(jìn)或提升的地方，例如，預(yù)應(yīng)力拼接節(jié)點(diǎn)雖然其強(qiáng)度和剛度可以達(dá)到等同現(xiàn)澆的效果，但其耗能能力可能低于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，且需嚴(yán)格控制預(yù)應(yīng)力損失；后澆整體式節(jié)點(diǎn)雖可以達(dá)到等同現(xiàn)澆的水平，但其核心區(qū)的鋼筋密集難以綁扎到位、混凝土的密實(shí)度難以保證；焊接節(jié)點(diǎn)的承載力和整體性均可達(dá)到現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的水平，但在施工現(xiàn)場(chǎng)焊接質(zhì)量不易控制；螺栓連接節(jié)點(diǎn)雖然在強(qiáng)度、剛度和耗能方面比焊接連接節(jié)點(diǎn)要好，但其節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形較大，且螺栓連接對(duì)節(jié)點(diǎn)加工、制作及安裝的精度要求很高。

為此，筆者提出一種新型預(yù)制鋼管混凝土核心區(qū)-梁端耗能的裝配式框架節(jié)點(diǎn)，旨在提高節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的承載力、梁端塑性鉸區(qū)域的耗能能力、延性等抗震性能指標(biāo)，擴(kuò)展裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)在高烈度區(qū)的運(yùn)用。研究重點(diǎn)是該新型裝配式框架節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造做法，并設(shè)計(jì)1個(gè)梁端發(fā)生塑性破壞滯回試驗(yàn)試件和1個(gè)現(xiàn)澆對(duì)比試件，探討該新型裝配式框架節(jié)點(diǎn)的可行性，而暫不考慮節(jié)點(diǎn)核心區(qū)發(fā)生抗剪破壞的情況。

1 預(yù)制鋼管混凝土核心區(qū)-梁端耗能裝配式框架節(jié)點(diǎn)

提出一種預(yù)制鋼管混凝土核心區(qū)-梁端耗能的裝配式框架節(jié)點(diǎn)，該節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用預(yù)制鋼管約束鋼纖維自密實(shí)混凝土方式，一方面，利用外包鋼管對(duì)鋼纖維自密實(shí)混凝土提供徑向約束提高混凝土的抗壓強(qiáng)度；另一方面，摻入鋼纖維增強(qiáng)混凝土的抗剪能力與外包鋼管共同承擔(dān)核心區(qū)的抗剪能力[7]，從而達(dá)到“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”的抗震理念，同時(shí)可避免節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼筋密集，施工困難的不利影響。預(yù)埋鋼組件采用貫穿預(yù)制節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的“強(qiáng)錨固”方式，不僅提高梁端的抗剪承載力，達(dá)到“強(qiáng)剪弱彎”的抗震理念，且梁端塑性鉸區(qū)域也因此外移，避免了其對(duì)核心區(qū)的不利影響。預(yù)制混凝土梁與預(yù)制核心區(qū)的連接，一方面，預(yù)制混凝土梁的外伸縱筋與貫穿核心區(qū)的鋼組件焊接連接；另一方面，在塑性鉸區(qū)域和鋼組件連接段現(xiàn)澆鋼纖維自密實(shí)混凝土完成整體連接。由于鋼纖維自密實(shí)混凝土具有良好的變形能力，可有效抵制裂縫開展，提高節(jié)點(diǎn)的耗能、延性等抗震指標(biāo)[8-9]，此外，免振搗也可以減少鋼纖維聚團(tuán)[10-11]。預(yù)制下柱與預(yù)制核心區(qū)采用灌漿方式連接，預(yù)制上柱與預(yù)制核心區(qū)的連接按《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》中鋼筋套筒和灌漿方式連接[6]。為方便論述，后續(xù)將這種預(yù)制鋼管混凝土核心區(qū)-梁端耗能的裝配式框架節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)稱為裝配式框架節(jié)點(diǎn)，裝配式框架節(jié)點(diǎn)示意圖如圖1所示。

圖1 裝配式框架節(jié)點(diǎn)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the prefabricated frame joint

2 試驗(yàn)研究

2.1 試件設(shè)計(jì)

為探討裝配式框架節(jié)點(diǎn)抗震性能的優(yōu)劣，設(shè)計(jì)了裝配式框架中節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆框架中節(jié)點(diǎn)，軸壓比均為0.3，試件編號(hào)分別為PC-0.3和C-0.3 。重點(diǎn)考察裝配式框架節(jié)點(diǎn)的可行性，按“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”、“強(qiáng)剪弱彎”的原則設(shè)計(jì)，預(yù)期破壞模型為梁端塑性鉸破壞而非核心區(qū)和鋼組件的破壞，同時(shí)采用預(yù)制疊合梁對(duì)所研究節(jié)點(diǎn)的性能沒有影響，因此，室內(nèi)試驗(yàn)采用全截面預(yù)制混凝土梁。

裝配式框架節(jié)點(diǎn)及相應(yīng)組件的幾何尺寸如圖2所示，柱截面400 mm×400 mm，柱縱筋為12C20，柱箍筋為C10@100；梁截面250 mm×550 mm，梁底和梁頂縱筋均為3C18，梁箍筋為C10@150；預(yù)制上柱頂端到梁頂面的距離為1 350 mm，預(yù)制下柱底端到梁底面的距離為850 mm，預(yù)制梁端面到柱邊緣距離1 550 mm。核心區(qū)外包鋼管內(nèi)徑同柱寬為400 mm×400 mm，高度570 mm，厚度為8 mm；預(yù)埋鋼組件的尺寸如表1所示。

表1 預(yù)埋鋼組件尺寸匯總表Table 1 Dimensions of embedded steel assembly

圖2 裝配式框架節(jié)點(diǎn)試件詳圖Fig. 2 Detail drawing of the prefabricated frame joint

現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸、配筋與裝配式框架節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸、配筋均相同，采用普通混凝土澆筑成型，現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)試件詳圖如圖3所示。

圖3 現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)試件詳圖Fig. 3 Detail drawing of the cast-in-situ frame joint

2.2 試件材料

預(yù)制梁、預(yù)制梁與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)連接段、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土均采用鋼纖維自密實(shí)混凝土，預(yù)制柱采用普通混凝土，各混凝土配合比如表2所示。水泥采用海螺牌P.O.42.5普通硅酸鹽水泥；碎石粒徑10～20 mm；砂密度2.65 kg/m3，含泥量0.2%；外加劑采用福建省建筑科學(xué)研究院生產(chǎn)的聚羧酸高效減水劑，減水率為25%～35%；寧德大唐電廠Ⅱ級(jí)粉煤灰；鋼纖維為江西贛州大業(yè)金屬有限公司生產(chǎn)的長(zhǎng)度為30 mm，直徑為0.5 mm，長(zhǎng)徑比為60的端部帶彎鉤形鋼纖維。新拌鋼纖維自密實(shí)混凝土坍落度為265 mm，擴(kuò)展度為600 mm，表3給出普通混凝土和鋼纖維自密實(shí)混凝土28 d的力學(xué)性能指標(biāo)。表3給出了鋼材和鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能指標(biāo)。fy為鋼筋的屈服強(qiáng)度；fu為鋼筋的極限強(qiáng)度；Es為彈性模量。

表2 各混凝土配合比及力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Summary of concrete mix ratios and mechanical properties

表3 鋼材和鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)Table 3 Mechanical properties of steel and reinforcement

2.3 試件制作

圖4分別為預(yù)制節(jié)點(diǎn)核心區(qū)、預(yù)制下柱、預(yù)制上柱的加工過程圖。為防止鋼與混凝土脫開，除節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼管內(nèi)壁、鋼組件設(shè)置銷釘剪力鍵外，梁端鋼組件側(cè)腹板由于保護(hù)層厚度限制，采用沿縱向焊接螺紋鋼筋的形式增強(qiáng)其與混凝土的粘結(jié)。

圖4 預(yù)制構(gòu)件的實(shí)驗(yàn)室內(nèi)加工圖Fig. 4 Construction processing of prefabricated components in the laboratory

2.4 加載裝置和加載方法

2.4.1 加載裝置

滯回試驗(yàn)采用柱端加載的方式，試驗(yàn)加載裝置如圖5所示。柱頂油壓千斤頂和反力架鋼梁之間設(shè)有滾軸支座，確保軸壓力豎直向下。根據(jù)試驗(yàn)裝置及試件尺寸，柱底鉸支座中心到梁底距離為1 100 mm（到梁中心線為1 375 mm），伺服加載裝置中心到梁頂距離為1 100 mm（到梁中心線為1 375 mm），梁端鉸支座中心到柱邊緣的距離為1 300 mm（到柱中心線為1 500 mm）。

圖5 試驗(yàn)加載裝置Fig. 5 Test loading device

2.4.2 加載方法

1)柱頂軸力施加：先施加40%設(shè)定軸力值，重復(fù)2次，檢查油泵、裝置連接是否正常，以及混凝土、鋼筋應(yīng)變、引伸計(jì)是否正常。檢查正常后，卸載重新施加到100%的設(shè)定軸力值，并保持恒定。

2)柱端水平荷載施加：保持軸力恒定，先施加0.1Pmax左右的水平荷載，正反往復(fù)3次，檢查試驗(yàn)裝置、測(cè)量?jī)x器是否正常工作。正常后，根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ101-2015)[12]的規(guī)定采用力和位移混合控制的方法施加水平荷載：屈服前按力控制，按0.25Pmax、0.5Pmax、0.7Pmax3級(jí)進(jìn)行加載，Pmax為理論計(jì)算值得到的極限承載力，每級(jí)循環(huán)2圈；屈服后按位移控制，采用1Δy、1.5Δy、2Δy、3Δy、4Δy、5Δy、6Δy···進(jìn)行加載，每級(jí)荷載循環(huán)3圈。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

2個(gè)試件在反復(fù)加載過程中的破壞形態(tài)總體較為相似，先在梁端塑性鉸區(qū)域受拉區(qū)出現(xiàn)一些短、垂直微裂縫；隨后逐漸出現(xiàn)新裂縫、裂縫也逐漸變寬，梁上、下端裂縫逐漸發(fā)展貫通，出現(xiàn)多條相交的斜裂縫，并形成主裂縫；最后梁端塑性鉸區(qū)域混凝土被壓碎。柱端僅出現(xiàn)一些微裂縫并未形成主裂縫、節(jié)點(diǎn)核心區(qū)未發(fā)生破壞，裝配式框架節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外包鋼管也未發(fā)生鼓曲。但是，2個(gè)試件在裂縫出現(xiàn)時(shí)刻及相應(yīng)的荷載、破壞混凝土壓碎程度上仍然有一些差異，圖6給出2個(gè)試件加載過程中典型階段的對(duì)比情況。

圖6 加載過程試件典型的破壞階段Fig. 6 Typical failure stages of specimens during loading

梁縱筋屈服階段：現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)試件：P=108 kN (Δ=10 mm)時(shí)，梁縱筋的最大應(yīng)變?yōu)?013 με、柱縱筋的最大應(yīng)變?yōu)?02 με；而新型預(yù)制裝配式框架節(jié)點(diǎn)試件：當(dāng)P=188 kN（Δ=13 mm) 時(shí)，梁縱筋的最大應(yīng)變?yōu)? 980 με (測(cè)點(diǎn)2-3)、柱縱筋的最大應(yīng)變?yōu)?09 με。

當(dāng)3Δy循環(huán)加載結(jié)束時(shí)，現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)試件：梁端出現(xiàn)多條相交的斜裂縫，且形成一條主斜裂縫，此時(shí)現(xiàn)澆試件梁縱筋最大應(yīng)變?yōu)? 000 με、柱縱筋的最大應(yīng)變?yōu)?62 με。裝配式框架節(jié)點(diǎn)試件：梁縱筋的最大應(yīng)變?yōu)? 396 με、柱縱筋最大應(yīng)變?yōu)?06 με，主裂縫處可以明顯看到鋼纖維的拉結(jié)作用仍然存在，如圖7所示。

當(dāng)7Δy循環(huán)結(jié)束時(shí)，現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)試件：主斜裂縫寬度非常大，梁端受壓區(qū)混凝土壓碎、出現(xiàn)脫落、箍筋外露，明顯聽到混凝土壓碎聲音，承載力下降較多，約只有峰值承載力的60%。裝配式框結(jié)節(jié)點(diǎn)試件：塑性鉸區(qū)域的混凝土也壓碎較明顯，但壓碎的程度小于現(xiàn)澆試件，混凝土脫落程度較小，箍筋只能隱約看到，承載下降的幅度也相對(duì)較小，約為峰值承載力的70%。

3.2 滯回曲線

圖8給出了2個(gè)試件的P-Δ滯回曲線及骨架曲線。從圖8(a)中可以看出，裝配式框架節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的P-Δ曲線的趨勢(shì)總體上較為接近，滯回曲線均存在一定的“捏縮效應(yīng)”。圖8(b)中O點(diǎn)表示原點(diǎn)，A(A?)點(diǎn)表示節(jié)點(diǎn)梁端鋼筋受拉屈服時(shí)，B(B?)點(diǎn)表示節(jié)點(diǎn)承載力最大時(shí)，C(C?)點(diǎn)表示試驗(yàn)停止時(shí)刻。

圖8 現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)和預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)P-Δ曲線Fig. 8 P-Δ curve of specimens

從圖8中可以看出：混凝土開裂之前，OA段總體上沿直線循環(huán)，卸載后殘余變形很小，大致認(rèn)為節(jié)點(diǎn)仍處于彈性階段。隨著水平位移的增加，AB段剛度開始出現(xiàn)退化，卸載后殘余變形較明顯。承載力達(dá)到峰值點(diǎn)B后進(jìn)入下降段BC，此階段每級(jí)荷載卸載后殘余變形更加明顯，此時(shí)節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)主裂縫、裂縫寬度也逐漸加寬，P-Δ曲線剛度和強(qiáng)度的退化隨之增大、捏縮效應(yīng)也逐漸明顯。

從圖8中也可以看出，裝配式框架節(jié)點(diǎn)PC-0.3的極限承載力、初始剛度均比現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)C-0.3的大，PC-0.3節(jié)點(diǎn)的極限承載力大于C-0.3節(jié)點(diǎn)的極限承載力，其原因一方面裝配式框架節(jié)點(diǎn)中增加了鋼元件使梁端塑性鉸外移，另一方面鋼纖維混凝土延緩了梁端混凝土的開裂。

3.3 P-ε曲線

圖9為裝配式框架節(jié)點(diǎn)試件典型測(cè)點(diǎn)的P-ε曲線，從中可以得到，鋼筋和鋼組件的應(yīng)變滯回環(huán)形狀總體較好。但混凝土應(yīng)變片加載前期滯回環(huán)較明顯，但中后期混凝土裂縫在各級(jí)荷載往復(fù)作用下無法恢復(fù)、閉合，而且裂縫殘余寬度越發(fā)明顯，導(dǎo)致滯回環(huán)的規(guī)律不明顯，總體較為零亂。對(duì)于裝配式節(jié)點(diǎn)PC-0.3，當(dāng)P=120 kN時(shí)，混凝土開始出現(xiàn)微裂縫，此時(shí)鋼組件翼緣的最大應(yīng)變?yōu)?12 με，梁端縱筋最大應(yīng)變?yōu)?87 με，也說明梁縱筋和預(yù)埋外伸鋼組件的翼緣承擔(dān)了拉應(yīng)力。當(dāng)水平荷載為188 kN時(shí)，梁端縱筋最大應(yīng)變?yōu)? 980 με，基本達(dá)到屈服狀態(tài)，而鋼組件的翼緣應(yīng)變只有455 με，說明鋼組件仍有較大富余；鋼組件腹板最大應(yīng)變分別1 257 με；外包鋼管上較大的三向應(yīng)變分別為450 με、741 με和609 με，核心區(qū)鋼管環(huán)向應(yīng)力增加明顯，說明核心區(qū)外包鋼管已產(chǎn)生了約束作用。

圖9 裝配式節(jié)點(diǎn)典型位置的P-ε應(yīng)變曲線Fig. 9 Load-strain curve at typical positions of prefabricated joints

當(dāng)水平位移達(dá)到39 mm時(shí)，達(dá)到極限承載力293 kN，此時(shí)鋼組件翼緣最大應(yīng)變?yōu)?62 με，梁端縱筋最大應(yīng)變?yōu)? 838 με，外包鋼管上三向應(yīng)變較大處分別為475 με、952 με和822 με，鋼組件腹板最大應(yīng)變1 347 με。當(dāng)節(jié)點(diǎn)破壞時(shí) (即承載力下降到P=240 kN)，此時(shí)梁端縱筋上大部分應(yīng)變片已沒有讀數(shù)。

上述各部位應(yīng)變的變化情況說明了在整個(gè)加載過程中，裝配式框架節(jié)點(diǎn)除了梁端縱向鋼筋達(dá)到屈服并進(jìn)入強(qiáng)化段外，柱筋、鋼組件、外包鋼管均未達(dá)到屈服狀態(tài)和設(shè)計(jì)的初衷“強(qiáng)剪弱彎、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”。

3.4 梁端塑性鉸區(qū)域M-φ滯回曲線

梁端塑性鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)能力通常用截面的曲率φ來反映[13]，在梁的上下梁端分別布置一個(gè)導(dǎo)桿引申計(jì)來測(cè)量上下部分的變形，再根據(jù)公式(1)計(jì)算得到塑性鉸區(qū)域的曲率；塑性鉸區(qū)域的彎矩可通過加載端的水平力換算得到，如公式（2）所示

其中：P為柱端水平荷載；H為柱端加載點(diǎn)中心到節(jié)點(diǎn)中心的高度（取1 375 mm）；l為梁端加載點(diǎn)到塑性鉸中心的距離（現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)取1 025 mm，裝配式框架節(jié)點(diǎn)取625 mm）；L為梁端加載點(diǎn)到節(jié)點(diǎn)中心的距離（取1 500 mm）。Δa和Δb為梁塑性鉸上下引伸計(jì)測(cè)得變形值，h為梁高。

在試驗(yàn)中后期，梁端混凝土開始出現(xiàn)開裂、壓碎掉落現(xiàn)象，引伸計(jì)所測(cè)到的變形不能反應(yīng)真實(shí)變形，因此所得到的M-φ曲線僅取加載前期，如圖10所示。從圖10可知，裝配式框架節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)在塑性鉸區(qū)域的M-φ曲線總體較為相似，但裝配式框架節(jié)點(diǎn)M-φ曲線的初始剛度較大、最大彎矩（179 kN.m）大于現(xiàn)澆試件的最大彎矩（131.9 kN.m）、最大曲率（0.038 1/m）也大于現(xiàn)澆試件的最大曲率（0.037 1/m）。說明鋼纖維的加入增強(qiáng)了梁端混凝土的抗變形能力、阻礙了裂縫發(fā)展，提高梁端的抗彎承載力和變形能力。

圖10 試件M-φ滯回曲線Fig. 10 M-φ curve of specimens

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 試件屈服與破壞狀態(tài)確定

為了更準(zhǔn)確分析屈服位移和屈服荷載，采用“通用屈服彎矩法”(G.Y.M.M)來確定試件的屈服點(diǎn)、破壞點(diǎn)，如圖11所示。過坐標(biāo)原點(diǎn)的切線與過峰值點(diǎn)Pmax的水平線的相交點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的位移作為屈服位移Δy，并以該點(diǎn)做垂線得到屈服荷載Py。峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載和位移為Pmax和Δmax，下降段荷載降到0.85Pmax時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載和位移為Pu和Δu[14]。2個(gè)試件的Py、Δy、Pmax、Δmax和Pu、Δu如表4所示。

表4 試件的屈服、破壞、極限點(diǎn)的荷載位移Table 4 Load and displacement of yield, failure and limit state

圖11 試件屈服點(diǎn)和破壞點(diǎn)確定方法Fig. 11 Determination of yield point and failure point

4.2 延性系數(shù)

延性系數(shù)指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件進(jìn)入塑性階段后仍具有承載力和變形的能力，用Δu和Δy比值來表示。從表5可以看出：裝配式框架節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)為4.41略高于現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的4.35，說明裝配式框架節(jié)點(diǎn)可以達(dá)到等同現(xiàn)澆的水平。

表5 裝配式和現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)Table 5 Ductility factor of specimens

4.3 強(qiáng)度退化規(guī)律

強(qiáng)度退化規(guī)律一般用各級(jí)荷載下各圈的承載力對(duì)比來反映，如式（3）所示

圖12給出了試件PC-0.3和C-0.3強(qiáng)度退化系數(shù)的對(duì)比情況。從圖12中可以看出：在加載前期，2個(gè)試件的強(qiáng)度退化均較小，但裝配式節(jié)點(diǎn)的更慢一些；隨著位移增大，C-0.3的強(qiáng)度退化明顯比PC-0.3要快，尤其是位移超過45 mm后，說明了混凝土出現(xiàn)裂縫過程中鋼纖維起到了良好拉結(jié)作用。

圖12 強(qiáng)度退化與位移關(guān)系Fig. 12 Strength degeneration of specimens

4.4 剛度退化規(guī)律

節(jié)點(diǎn)的剛度退化規(guī)律一般用各級(jí)荷載下各圈的平均割線剛度來反映，如式（4）所示

式中：Fi為第i次循環(huán)峰值點(diǎn)荷載；Δi為第i次循環(huán)峰值點(diǎn)位移值。

圖13為PC-0.3與C-0.3的割線剛度Ki-Δi位移曲線，Ki-Δi呈“人”字分布，Ki在加載早期下降較快，但后期Ki下降的趨勢(shì)又有所減緩。但是，現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)C-0.3的初始平均割線剛度(14.3 kN/mm)比預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)PC-0.3的初始平均割線剛度(15kN/mm)小，且隨著加載位移的增大C-0.3的平均割線剛度下降比PC-0.3平均割線剛度下降快。原因是梁端鋼纖維自密實(shí)混凝土開裂后，鋼纖維發(fā)揮的拉結(jié)作用越來越顯著[15]。

圖13 剛度退化與位移關(guān)系Fig. 13 Stiffness degeneration of specimens

4.5 耗能能力

通過采用等效粘滯系數(shù)he來反映試件的耗能能力，計(jì)算如圖14和式（5）所示。

圖14 滯回環(huán)示意圖Fig. 14 Energy consumption of specimens

圖15給出了屈服后，各級(jí)荷載作用下的2個(gè)試件累計(jì)耗能的對(duì)比情況。從圖15中可以看出，在相同的加載位移時(shí)，節(jié)點(diǎn)PC-0.3的累計(jì)耗能要高于節(jié)點(diǎn)C-0.3的累計(jì)耗能。

圖15 等效粘滯系數(shù)與位移關(guān)系Fig. 15 Equivalent viscosity coefficient of specimens

從圖15中可以看出，在3Δy以內(nèi)，PC-0.3和C-0.3的等效粘滯系數(shù)大體相近，但隨著位移的增加，PC-0.3的等效粘滯系數(shù)大于C-0.3的等效粘滯系數(shù)，說明隨著裂縫的開展，鋼纖維發(fā)揮的作用逐漸增大。

5 結(jié) 論

通過裝配式框架節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的滯回試驗(yàn)研究及其對(duì)比分析，得到以下結(jié)論：

1) 設(shè)計(jì)裝配式節(jié)點(diǎn)試件和相應(yīng)的現(xiàn)澆對(duì)比試件在破壞模式上基本相似，均是發(fā)生梁端塑性鉸區(qū)域破壞。同時(shí)，裝配式框架節(jié)點(diǎn)的核心區(qū)、連接鋼組件并沒有發(fā)生破壞，說明所提出的裝配式框架節(jié)點(diǎn)的做法和連接方式是可靠的。

2) 核心區(qū)預(yù)埋鋼組件使裝配式框架節(jié)點(diǎn)的塑性鉸區(qū)域外移，節(jié)點(diǎn)承載力得到提高；同時(shí)，鋼纖維自密實(shí)混凝土使梁端塑性鉸區(qū)域的抗彎能力、變形能力得到提高，裝配式節(jié)點(diǎn)所測(cè)得彎矩-曲率的最大彎矩、最大曲率以及曲線的剛度均大于相應(yīng)的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。

3）所設(shè)計(jì)的裝配式框架節(jié)點(diǎn)在延性、強(qiáng)度和剛度退化、耗能上均略優(yōu)于相應(yīng)的現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)。其中，裝配式框架節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)為4.41，略高于現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)的4.35；裝配式框架節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度退化規(guī)律在加載前期與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)較為接近，但在加載后期約3Δy后，裝配式節(jié)點(diǎn)的退化明顯比現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)緩慢；裝配式框架節(jié)點(diǎn)的等效粘結(jié)系數(shù)在加載前期與現(xiàn)澆構(gòu)件較為接近，但3Δy以后裝配式框架節(jié)點(diǎn)的等效粘滯系數(shù)高于現(xiàn)澆框架節(jié)點(diǎn)。

綜上所述，所提出的裝配式框架節(jié)點(diǎn)的各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)至少能達(dá)到等同現(xiàn)澆的水平，而且克服節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼筋密集、難以施工的問題，值得繼續(xù)深入研究以便確定核心區(qū)外包鋼管、連接鋼組件尺寸等設(shè)計(jì)方法，為工程運(yùn)用提供參考。