1 概 述
作为混凝土结构的一种工业化生产方式，装配式混凝土结构具有满足批量生产、快速施工和保护环境等特点[1]。但是，装配式混凝土结构主要通过连接节点现浇将预制梁柱或者墙连接形成结构，其连接节点安全性能一直受到大家的关注。2008年汶川地震后，在强震区保证装配式混凝土结构的安全使用已成为工程界关注的热点问题之一[2]。历次震害研究表明：装配式混凝土框架结构的失效主要表现为装配式梁柱节点的失效或延性不足，因此提高装配式混凝土梁柱连接节点区的可靠性至关重要[3]。
预应力装配式混凝土(RC)框架是一种典型的“非等同现浇”干式装配式RC框架，最早由美日联合研究PRESSS计划提出[4]。在典型的预应力装配式混凝土框架中，预制梁柱现场吊装就位后，将预应力筋穿过梁、柱预留孔道后张拉，后张预应力筋既作为施工阶段的节点拼装手段，又在使用阶段承受梁端弯矩[5]。
由于预应力装配式RC框架中的预应力筋始终处于弹性阶段，节点滞回环面积较小，耗能能力相对较差。为此，一些研究者提出在节点处增设“耗能件”的改进措施，如连接角钢[6]、摩擦阻尼器[7]等，并通过节点和结构试验来确认其能够显著提升预应力装配式RC节点和框架的耗能能力。
在上述工作的基础上，课题组借鉴屈曲约束支撑的工作机理，提出了一种新型全钢耗能杆，其构造形式如图1所示[8]。该全钢耗能杆由竹形内核和外约束圆套管组成，其中竹形内核由竹节与竹间交错形成，两端各有一过渡段。在往复荷载作用下，竹节能够始终保持弹性并控制内核的变形模式，而竹间能够进入塑性状态，利用塑性变形进行耗能。试验研究[8]表明该种全钢耗能杆具有稳定可靠的滞回性能，如图2所示。
图1 全钢耗能杆
Fig.1 All-steel energy dissipater
图2 全钢耗能杆滞回曲线[8]
Fig.2 Hysteretic curves of all-steel energy dissipater
在上述全钢耗能杆研究的基础上，又开展了耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点的试验研究[9]，试验构件如图3所示。耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点由后张无黏结预应力筋张拉预制梁柱构件形成整体，预应力筋为节点提供自复位能力，节点耗能则由附加耗能杆提供。节点梁柱交界面未设置额外的抗剪键，由荷载以及重力引起的界面剪力仅通过后张预应力在梁柱交界面处产生的摩擦力来抵抗。该系列试验分别从多次加载、预应力度、耗能杆布置形式等方面对节点耗能和自复位性能的影响进行研究，但是已开展的试验尚未考虑耗能杆材性变化以及利用不同材料的金属耗能杆对预应力装配式混凝土框架节点性能的影响。为此，本文将在节点层次，首先建立并校核耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点模型，然后分别研究三种低屈服点软钢LY100、LY160、Q235以及铝合金6061-T6内核的全钢耗能杆对预应力装配式混凝土框架节点滞回性能的影响，给出相应的组合建议。
1—附加全钢耗能杆； 2—预应力筋； 3—梁； 4—柱。
图3 耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点试验
Fig.3 Tests of the prestressed prefabricated concrete frame
connection strengthened with all-steel energy dissipater
2 预应力装配式混凝土框架节点数值模型
2.1 模型简介
在OpenSees软件[10]中建立图3所示的全钢耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点试验的平面数值模型，主要假定如下：
1)忽略节点的空间作用。结合试验可知预应力装配式混凝土框架节点在加载过程中只承受平面内的荷载，无任何明显的平面外变形和扭转。
2)结合节点抗剪设计和试验观察可知，预制混凝土梁柱构件的交界面处无相对剪切滑移。
3)预制混凝土梁柱构件受轴力与弯矩作用控制，其剪切变形可忽略。
如图4和图5所示，柱横截面为400 mm×400 mm、柱高为1 800 mm，梁横截面为250 mm×400 mm、梁长为1 800 mm。预制梁柱所采用的混凝土强度等级为C40，纵筋与箍筋均为HRB400级，预应力筋采用4股直径为15.2 mm的1 860 MPa级钢绞线。在全钢耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点模型中，通过非线性梁柱单元模拟预制混凝土梁柱构件，其中混凝土采用Kent-Scott-Park模型，钢筋采用单轴Giuffer-Menegotto-Pinto模型。图4中结点4竖向自由度与结点8耦合以实现梁柱之间剪力传递。装配式梁柱的开合行为通过在一定长度纤维梁中赋予“只压”应力-应变关系来实现。预应力筋由桁架单元模拟并采用Steel 02模型。附加全钢耗能杆通过零长度单元模拟，采用该方法模拟耗能杆的有限元与试验滞回曲线的对比如图6所示，可见，该方法能有效模拟出耗能杆的刚度、峰值荷载等，基本捕捉到了耗能杆的特性。
注：1～15为结点编号。
图4 预应力装配式混凝土框架节点数值模型
Fig.4 Numerical model of the prestressed prefabricated
concrete frame connection
a—梁截面； b—柱截面。
图5 节点截面尺寸与配筋
Fig.5 Cross-section sizes and reinforcement
图6 全钢耗能杆有限元与试验滞回曲线对比
Fig.6 Comparison between the numerical and experimental
hysteretic curves of all-steel energy dissipater
图7 数值模拟与试验结果对比
Fig.7 Comparison between the numerical
and experimental results
2.2 模型校准
利用图4所示的预应力装配式混凝土框架节点数值模型，施加与试验相同的加载模式，对滞回曲线进行对比分析。如图7所示，模拟分析所得的节点滞回曲线与试验所得的滞回曲线较为吻合，其中正方向上节点强度几乎一致，表明本文所提出的预应力装配式混凝土框架节点数值模型有效，且数值模型的精确度能够满足参数分析要求。
3 材料差异对装配式节点性能的影响
3.1 不同屈服点的耗能杆影响分析
本文采用了三种屈服点软钢LY100、LY160和Q235来加工耗能杆的内核，其材料属性如表1所示[11]。将图4所示的节点数值模型中附加耗能杆所用的材料依次替换为LY100、LY160和Q235，其他参数保持不变，在循环荷载作用下可得到图8所示的节点滞回曲线，可见，采用LY100、LY160和Q235耗能杆的节点承载力分别为93.8，98.9，108.5 kN。随着金属耗能杆所用钢材强度增加，预应力装配式混凝土框架节点的承载力随之增加。此外，上述节点数值模型的累计耗能分别为10.4，12.7，16.4 kN·m，与承载力的变化规律相似，随着金属耗能杆所用钢材强度增加，装配式节点在相同加载位移模式下的耗能能力也随之增加。
表1 钢材与铝合金的材料属性
Table 1 Material properties of steel and aluminum alloy MPa
材料类型材料标号EfyfuLY100199 000128252钢材 LY160194 000186294Q235208 400284416铝合金6061-T669 120315347
注：E为材料的弹性模量；fy为材料的屈服强度；fu为材料的极限强度。
——LY100； -----LY160； ……Q235。
图8 不同屈服点对节点性能的影响
Fig.8 Effect of different yield points on the connection’s performance
由表1可知：LY100、LY160和Q235三种钢材的弹性模量分别为1.99×105，1.94×105，2.08×105 MPa，不同种类钢材的弹性模量相差较小，因此由图8可以发现具有不同屈服点的软钢耗能杆预应力装配式混凝土框架节点的刚度很接近。
进一步由图9可知：与Q235耗能杆增强装配式节点相比，LY100耗能杆较早进入屈服状态，为节点提供耗能能力。这一现象表明：虽然采用较低屈服点的附加耗能杆会在一定程度上降低预应力装配式混凝土框架节点的耗能能力，但却能在节点经历较小变形时为节点和结构提供耗能能力，提高其抗震性能。
——Q235； ------LY100。
图9 LY100与Q235耗能杆节点屈服启动状态分析
Fig.9 Analysis of the initial yielding of the connection
with LY100 and Q235 energy dissipaters
3.2 铝合金耗能杆的影响分析
为了拓展耗能杆在腐蚀环境中的应用，文献[12]对由6061-T6铝合金制作的耗能杆展开进一步研究。本文在此基础上针对附加铝合金耗能杆与附加软钢耗能杆的预应力装配式混凝土框架节点的性能进行对比分析。
如图10所示：6061-T6和Q235耗能杆的节点承载力分别为104.7和108.6 kN，节点承载力相差较小。产生上述现象的主要原因在于：与Q235钢材相比，虽然6061-T6铝合金具有较高的屈服应力，但其应力强化效果较弱。因此，在循环加载过程中，Q235和6061-T6耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点承载力相差不大。进一步分析表明，两节点模型的累计耗能分别为11.5，16.4 kN·m，6061-T6耗能杆增强节点的耗能能力明显小于Q235耗能杆。
-----Q235； ——6061-T6。
图10 不同材料对节点性能的影响
Fig.10 Effect of different materials on the connection
——Q235； -----6061-T6。
图11 6061-T6与Q235耗能杆节点屈服启动状态分析
Fig.11 Analysis of the initial yielding of the connection with
6061-T6 and Q235 energy dissipaters
另外，由于铝合金6061-T6的弹性模量明显小于Q235钢，因此，6061-T6铝合金耗能杆的预应力装配式混凝土框架节点的起始耗能状态明显迟于Q235耗能杆的预应力装配式混凝土框架节点(图11)。如图12所示，6061-T6铝合金耗能杆的预应力装配式混凝土框架节点在消压阶段、节点张开-耗能杆屈服阶段以及屈服后阶段的刚度(K1a、K2a、K3a)均小于对应阶段下的Q235耗能杆预应力装配式混凝土框架节点的刚度(K1q、K2q、K3q)。因此，在耗能杆增强预应力装配式混凝土结构设计中，需要关注耗能杆金属材料对预应力装配式节点刚度的影响。
——Q235； -----6061-T6。
图12 不同阶节点刚度对比
Fig.12 Comparison of connection stiffness in different stages
4 结束语
在前期已开展的新型耗能杆增强预应力装配式混凝土框架节点试验的基础上建立相应的OpenSees分析模型，分别研究了不同屈服点的软钢以及铝合金耗能杆对新型预应力装配式混凝土框架节点刚度、强度和耗能能力的影响。本文主要结论如下：
1)通过对比预应力装配式混凝土框架节点OpenSees平面数值模型分析结果与试验结果，表明有限元模型能够准确地反映节点承载能力和自复位特性。
2)新型预应力装配式混凝土框架节点的承载力与耗能能力随着附加耗能杆所用材料的屈服点的增加而增加。具有较低屈服点耗能杆能够较早地为预应力装配式混凝土框架节点提供耗能能力。
3)与采用附加软钢耗能杆的预应力装配式混凝土框架节点相比，当采用铝合金耗能杆时，虽然节点的承载力基本保持相同，但是节点的刚度和屈服点明显降低。
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