裘 煜 邹小舟 罗运海 李丽娟 武念铎 王小平 熊 哲 谢龙盼
(1.广东翔顺建设集团有限公司，广东云浮 527400；
2.广东工业大学土木与交通工程学院，广州 510006；
3.中国建筑第八工程局有限公司，上海 200122)
传统混凝土结构受到施工方式的制约，施工周期长、环境污染大等弊端已严重制约行业的发展。装配式结构作为转型发展的主要方向，是目前研究和应用的热点[1-2]。但是大量地震破坏表明：装配式结构梁柱节点在地震破坏中最为严重，是结构最薄弱环节[3-4]。因此改善节点抗震性能，已成为装配式结构发展的关键。
傅剑平等指出，轴压比、梁柱纵筋、节点箍筋以及混凝土强度均可影响节点抗震性能[5-6]。郭子雄等采用型钢取代混凝土梁[7]。戎贤团队采用高强钢筋代替梁柱纵筋[8-9]。Kim等引入高延性混凝土取代普通混凝土[10]。试验结果表明：采用钢梁、梁柱纵筋置换，高性能混凝土均可获得良好的抗震性能，但是会造成节点施工困难和浇筑问题。因此，从箍筋构造方式考虑，提出新型箍筋应用于装配式梁柱节点。和传统箍筋相比，新型箍筋具有优异的约束效果。文献[11-12]介绍了对多螺旋箍筋柱的轴压强度的研究，文献[13]介绍了对“一笔箍筋节点”的研究。文献[11-13]的研究结果均显示出多螺旋箍筋柱和“一笔箍筋节点”均展现出良好的承载能力和延性。因此通过开展新型箍筋装配式梁柱节点抗震性能试验，对破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、延性、耗能能力、强度退化、刚度退化和节点转角进行分析，为装配式节点的设计应用提供参考。
1.1 节点制作
新型箍筋装配式梁柱节点由预制上柱、预制下柱，左叠合梁、右叠合梁(边节点不包含)组成。其制作过程包括4个步骤，如图1所示。1)绑扎预制梁和预制柱钢筋，其中，预制上、下柱均采用多螺旋箍筋，以达到提升混凝土柱承载能力的目的。2)浇筑预制梁和预制柱，预制梁上部预留150 mm厚作为后浇叠合层，预制下柱纵筋预留规定长度用于钢筋连接，预制上柱柱底预埋灌浆套筒。3)完成梁叠合层钢筋及节点核心区一笔箍筋的绑扎，并装配左、右叠合梁和预制下柱，通过浇筑节点核心区及梁叠合层混凝土完成连接。4)通过预制下柱伸长纵筋，与预制上柱底部预埋套筒完成灌浆连接。待套筒灌浆料达到设计强度后，即可进行抗震性能试验。
a—钢筋绑扎；
b—预制试件制作；
c—梁柱节点连接；
d—上柱连接。图1 装配式节点制作过程Fig.1 Fabrication processes of prefabricated joints
1.2 节点设计
节点设计中，考虑了节点强弱、类型和施工方法以及箍筋形式的不同，其中，按照节点强弱，分为强节点组(用“W”表示)和弱节点组(用“S”表示)；
按照节点类型，分为中节点(用“I”表示)和边节点(用“E”表示)；
按照施工方法，分为装配式节点(用“P”表示)和现浇节点(用“C”表示)；
考虑的箍筋形式有传统复合箍筋(由多个箍筋组合而成)、“一笔箍筋”(由一根完整的钢筋弯折加工而成)和多螺旋箍筋(由中间大螺旋箍筋和四个角部小螺旋箍筋组成)，详见图2。因此，共设计6个混凝土梁柱节点足尺试件，对其进行抗震性能试验，试件设计参数如表1所示。
表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens
a—WI-P、SI-P；
b—WI-C、SI-C；
c—WE-P、SE-P。图2 梁柱节点配筋 mmFig.2 Reinforcement of beam-column joints
各试件尺寸均一致，同组试件配筋率均相同。试件柱总高3.250 m，梁至柱边长1.475 m，梁、柱截面尺寸分别为250 mm×450 mm和450 mm×450 mm。柱配12根直径22 mm的纵筋。对于现浇节点，箍筋采用普通复合箍筋，直径10 mm，间距100 mm，节点区加密箍筋间距为80 mm。对于新型箍筋装配式节点，节点区采用“一笔箍筋”加密，其直径10 mm，间距800 mm；
柱采用多螺箍，大螺箍直径12 mm，小螺箍直径6.5 mm，间距均为100 mm。梁配直径为10 mm、间距为100 mm的箍筋。对于强节点组试件，梁上下各配2根直径20 mm的纵筋；
对于弱节点组试件，梁上下各配3根直径22 mm的纵筋。
1.3 材性试验
各试件混凝土强度等级均为C30，钢筋纵筋直径为22,20 mm，箍筋直径为12,10,6.5 mm，灌浆套筒采用全灌浆球墨铸铁套筒，外径和长度分别为55，410 mm，灌浆料采用超高强无收缩灌浆料。材料的实测性能指标如表2～4所示。
表2 混凝土立方体抗压强度fcu，kTable 2 Compressive strength of concrete cubes MPa
表3 钢筋力学性能指标Table 3 Mechanical property indexes of rebars
表4 灌浆套筒力学性能指标Table 4 Mechanical property indexes of grouting sleeves
1.4 加载装置及加载制度
试件加载装置及现场试验如图3所示。在柱上端施加水平方向低周往复荷载，柱顶采用500 t液压千斤顶施加恒定轴向荷载，轴压比为0.1。柱脚用铰支座，梁端用竖向铰支撑，液压千斤顶与反力架之间采用滑动支座来模拟节点在地震荷载中的约束条件。节点处梁端与柱端变形通过梁柱交接处位移计测得，位移计布置情况如图4所示。
a—I节点；
b—E节点。图3 试验加载装置Fig.3 Loading devices
a—I节点；
b—E节点。图4 位移计测点布置Fig.4 Arrangements of displacement meters
试验采用位移控制加载程序，初始加载位移分别为2.5,5,7.5,10 mm，此后以10 mm为级差递增。10 mm之前位移加载循环1次，10 mm之后位移加载循环3次，直至试件破坏终止试验。试件加载制度如图5所示。加载过程中出现荷载下降至极限荷载85%以下时，视为试件破坏。
图5 加载制度Fig.5 Loading system
2.1 试验过程及破坏特征
所有试件最终破坏形态如图6所示。整个加载过程中，6个节点均经历了初裂、屈服、极限和破坏阶段。
对于强节点组试件，在加载初期(位移级为5 mm)，WI-P、WI-C、WE-P节点梁端底部均产生初始裂纹。随着位移增大，节点区梁端出现多条垂直裂缝，并向远离节点方向扩展，同时在梁的中部产生多条交叉斜裂缝。当水平位移达30 mm时，WI-P、WI-C节点梁端裂缝贯通，加载过程中伴有“劈啪”响声，钢筋已出现滑移现象。WE-P节点梁端裂缝贯通滞后到40 mm时，主要原因是框架边节点梁端约束较弱，变形能力增加。当水平位移达60 mm左右时，WI-P、WI-C节点梁端产生明显塑性铰，WE-P节点产生塑性铰滞后到70 mm时。继续加载，靠近节点的梁端出现部分混凝土剥落现象，同时节点核心区出现少量微小裂缝，破坏时WI-P、WI-C和WE-P节点水平位移(取均值，下同)分别为105.2，90.7，107.7 mm。从强节点组试件破坏过程可以看出，3个试件均发生梁端弯曲破坏，初裂时加载位移相近(约5 mm)，在梁端产生贯通裂缝至破坏阶段，中节点比边节点水平加载位移略小，WI-P、WE-P节点最终破坏位移比WI-C节点分别提升15.98%和18.20%。说明采用新型箍筋后，装配式节点表现出良好的变形能力。
a—WI-P；
b—WI-C；
c—WE-P；
d—SI-P；
e—SI-C；
f—SE-P。图6 试件破坏形态Fig.6 Failure modes of specimens
对于弱节点组试件，初裂阶段破坏形态与强节点组试件基本相同。位移达到30 mm时，在节点核心区产生斜裂缝，同时在节点柱端部位产生水平裂缝，SI-P和SI-C节点核心区裂缝发展更快。当水平位移达50 mm时，SI-P和SI-C节点核心区混凝土开裂严重，靠近核心区柱端的水平裂缝出现不同程度扩展，边节点SE-P开裂相对滞后。破坏时SI-P、SI-C和SE-P节点的水平位移分别为120.1，110.0，109.9 mm。从弱节点组试件破坏过程可以看出，3个试件从节点产生斜裂缝到最后破坏，新型箍筋装配式节点SI-P破坏时水平位移最大，比现浇节点SI-C高9.18%，边节点SE-P破坏位移与现浇节点SI-C相当。
2.2 滞回曲线
所有试件滞回曲线如图7所示。可见：6个试件正负向滞回曲线基本对称，中节点对称性更好，主要与中节点左、右梁端约束有关，在往复荷载作用下承载力发挥更佳。整个加载过程中，强节点组试件滞回曲线更为饱满，弱节点组试件滞回曲线的捏缩效应较为明显，由于边节点约束较弱，滞回曲线有明显的水平滑移段。此外，新型箍筋装配式节点WI-P滞回曲线的饱满程度最佳，节点SI-P的饱满程度优于同组现浇节点SI-C，SE-P试件的捏缩效应最明显，反映出强节点组试件屈服后，梁端塑性铰展现出良好的延性性能，滞回曲线更为饱满。装配式中节点由于新型箍筋约束效果好，滞回曲线均略优于同组现浇节点。
a—WI-P；
b—WI-C；
c—WE-P；
d—SI-P；
e—SI-C；
f—SE-P。图7 试件滞回曲线Fig.7 Hysteresis curves of specimens
2.3 骨架曲线
试件的骨架曲线如图8所示。可见：6个试件的骨架曲线变化规律基本一致。在荷载上升阶段，节点试件的骨架曲线表现出相似的增长趋势，且新型箍筋装配式梁柱节点的骨架曲线与现浇节点的基本重合。相比强节点组试件，弱节点组试件的整体刚度更大，节点域性能得到充分发挥，节点具备更大的承载能力。另外，中节点的极限承载力、初始刚度均高于边节点的，这与梁对节点的约束效果有关。
a—W节点;b—S节点。图8 试件骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of specimens
2.4 延性系数
延性系数反映结构的塑性变形能力，采用位移延性系数反映节点的塑性。从表5可以看出：除边节点SE-P外，其余节点的延性系数均超过3，表现出较好的塑性性能。强节点组试件的延性系数均高于相应弱节点组试件的，由此可见，在节点设计中应遵循“强节点，弱构件”的原则。新型箍筋装配式梁柱中节点的延性系数均不小于同组现浇节点的，强节点组试件WI-P试件比WI-C试件的延性系数高4%，SI-P与SI-C试件的延性系数相当。此外，由于梁对节点的约束效果不同，新型箍筋装配式梁柱中节点延性系数明显高于同组的新型箍筋装配式梁柱边节点，WI-P试件比WE-P试件的延性系数高10.9%；
SI-P试件比SE-P试件的延性系数高36%。
表5 节点延性系数Table 5 Ductility coefficients of joints
2.5 耗能分析
构件的耗能能力通常采用等效黏滞阻尼比he[15]来评价，各试件的等效黏滞阻尼比he计算值如图9所示。可见：加载初期各试件等效黏滞阻尼比he变化均较小，试件处于弹性变形阶段；
在水平位移达到20 mm后，强节点组试件等效黏滞阻尼比he明显增加，幅值在0.05～0.26之间变化；
弱节点组试件变化较小；
新型箍筋装配式梁柱节点WI-P和WE-P在加载后期的等效黏滞阻尼比he均大于现浇节点WI-C；
弱节点组试件中，前期现浇节点SI-C的等效黏滞阻尼比he最大，后期三者能达到相同的耗能能力。
a—W节点;b—S节点。图9 节点等效黏滞阻尼比Fig.9 Equivalent viscous damper ratios of joints
2.6 强度退化
图10 节点强度退化曲线Fig.10 Strength degeneration curves of joints
2.7 刚度退化
刚度退化是结构抗震性能计算的重要参考指标，通常采用环线刚度Ki表征，为第i级循环下峰值荷载之和与对应位移之和的比值[16]。各试件第一次循环荷载下的环线刚度K1曲线如图11所示。可知：在加载初期，各试件均出现较大幅度的刚度退化，其中装配式节点更加突出，主要是加载初期装配式节点钢筋与混凝土协同作用较差；
在后期加载中，各试件刚度退化均趋于缓和。整个加载过程中，弱节点组试件的刚度值均大于强节点组试件的，新型箍筋装配式节点WI-P、SI-P的刚度曲线均高于现浇节点WI-C、SI-C的。
2.8 位移-转角曲线
根据设置在节点处的位移计，可计算得到各试件的梁柱转角随加载位移变化情况，计算结果如图12所示。可以看出：各试件的梁柱转角随加载位移的增加而增大，强节点组试件的梁柱转角均大于弱节点组试件的；
在加载初期，不同试件梁柱转角值均较小，达到屈服阶段(30 mm左右)后，强节点组试件的柱端转角发生快速上升，弱节点组试件的增幅相对平缓，主要与S组试件整体刚度增大有关，节点转动较小；
梁端转角在位移达到60～80 mm时，转角变形增长较快；
整个加载过程中，边节点WE-P破坏时柱端转角最大，新型箍筋装配式节点WI-P、SI-P的柱端转角均大于现浇节点WI-C、SI-C的；
梁端转角中，节点WI-P破坏时梁端转角最大，达到现浇节点WI-C的变形要求；
节点SI-P的梁端转角亦大于同组现浇节点SI-C。
a—W节点试件;b—S节点试件。图11 节点刚度退化曲线Fig.11 Stiffness degeneration curves of joints
a—柱端转角;b—梁端转角。
WI-P；
WI-C；
WE-P；
SI-P；
SI-C；
SE-P。图12 试件梁柱位移-转角曲线Fig.12 Relations between displacement and rotation angles of beam ends and column ends
根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[17]，强节点组试件的梁端弯矩可以采用式(1)计算：
(1)
式中：Mu为梁端弯矩；
fc为混凝土轴心抗压强度；
h0为梁截面有效高度；
x为混凝土受压区高度。
弱节点组试件节点核心区剪力可以采用式(2)计算：
(2)
式中：Vj为节点区剪力；
ΣMb为节点区梁端弯矩之和；
Hc为上、下柱反弯点间的距离；
hb、hb0分别为梁截面高度和有效高度；
a′s为梁受压边缘到受压钢筋合力点的距离。
节点区剪力可以采用式(3)计算：
(3)
式中：ηj为正交梁约束影响系数，中节点取1.0，边节点取0.67；
Asvj为节点区有效验算宽度范围内箍筋截面面积；
s为箍筋间距；
N为上柱轴力；
bj、hj分别为节点核心区的截面宽度、高度；
bc为验算方向柱的截面高度。
根据式(1)～式(3)可以求出梁端弯矩以及节点剪力。按照混凝土与钢筋强度取试验实测值，峰值荷载取双向加载平均值，bj取250 mm，bc、hj均取450 mm，N取0.1fcbchc，Hc取3.2 m，a′s、as均取35 mm。计算结果如表6、7所示。
表6 弯矩试验值与理论值比较Table 6 Comparisons between experimental and theoretical values of bending moment
由表6可知：对于强节点组试件，其试验值均大于计算值，误差在9.0%～32.7%之间，平均误差为17.7%。由此可见，GB 50010—2010可用于文中提出的新型箍筋装配式混凝土梁柱节点，并且具有足够的安全冗余度。由表7可知：对于弱节点组试件，其试验值与计算值误差在-3.9%～10.2%，平均误差为3.7%，两者结果较为接近，验证了抗剪承载力算式的正确性。
表7 剪力试验值与理论值比较Table 7 Comparisons between experimental and theoretical values of shearing force
1)新型箍筋增强装配式梁柱节点的破坏形态和现浇梁柱节点相似。强节点组试件发生梁端弯曲破坏；
弱节点组试件发生节点剪切破坏，柱端水平裂缝更加明显。
2)强节点组试件的滞回曲线更加饱满；
弱节点组试件的骨架曲线更高，承载力更大。新型箍筋装配式梁柱节点的滞回曲线饱满程度优于现浇节点，骨架曲线与现浇节点基本重合，且延性系数较大。
3)强节点组试件耗能能力更大、强度退化较慢，表现出较好的塑性性能；
弱节点组试件节点刚度较大，耗能能力较弱。新型箍筋装配式梁柱节点等效黏滞阻尼系数、强度退化系数均高于现浇节点，刚度曲线表现为加载初期刚度值较小，破坏时达到现浇节点要求。
4)强节点组试件梁柱转角均大于弱节点组试件。新型箍筋装配式节点柱端转角破坏时大于现浇节点，梁端转角表现出相似的结论。
5)采用梁端受弯承载力算式和节点区受剪承载力算式对试验节点试件进行验算，试验值和计算值均相差不大，验证了承载力公式的正确性。另外，GB 50010—2010可用于设计新型箍筋装配式混凝土梁柱节点，并且具有一定的安全储备。
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