装配式结构具有生产效率高、建设周期短、产品质量好、环境影响小、可持续发展及耗费人工少等优点,有利于实现“四节一环保”的绿色发展要求，并得到了国家大力推广[1-4]。而装配式混凝土(PC)框架结构是应用较广的装配式结构之一，它是由工厂预制的梁、板、 柱在现场通过可靠的连接装配而成的一种混凝土结构。目前JGJ 1—2014《装配式混凝土结构技术规程》[5]采用和现浇结构等同的方法对PC框架结构进行设计和分析，且第7.2.1条指出梁柱节点核心区抗震受剪承载力验算和构造措施应符合GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[6](简称《抗规》)的有关规定。
在抗震设计中，梁端屈服型框架在结构整体倒塌前能实现结构的内力重分布并具有良好的能量耗散能力和延性性能，这也是抗震设计所期望出现的“强柱弱梁”型结构。根据《抗规》，所谓的“强柱弱梁”是指节点处梁端实际受弯承载力
小于柱端实际受弯承载力
主要是通过对不同抗震等级采取不同的柱端弯矩增大系数来实现强柱弱梁的设计，《抗规》第6.2.2条给出具体公式，如式(1)所示。
∑Mc=ηc∑Mb
(1)
式中：∑Mc为节点上下柱端截面顺时针或逆时针方向组合的弯矩设计值之和；∑Mb为节点左右梁端截面逆时针或顺时针方向组合的弯矩设计值之和；ηc为框架柱端弯矩增大系数，对应抗震等级一、二、三、四级分别取为1.7、1.5、1.3、1.2。然而在《抗规》6.2.2条文里指出采用增大柱端弯矩设计值的方法，只在一定程度上推迟柱端出现塑性铰；当计入楼板和钢筋超强影响时，要实现承载力不等式，内力增大系数的取值往往需要大于2。而且在实际设计过程中，设计人员考虑出图效率和方便施工而减少钢筋种类，即用大直径钢筋代替小直径钢筋将钢筋进行归并，梁、柱的实际配筋量将会发生改变；当梁端按裂缝宽度控制配筋时，会出现实际配筋面积大于内力计算配筋的情况，故“强梁弱柱”的破坏模式难以避免。
框架结构中的梁柱节点是影响抗震性能的主要部位，在地震作用下起着承受和传递内力、耗散能量的作用。由于PC框架结构中，梁柱节点处的接缝抗剪强度往往低于预制构件本身混凝土的抗剪强度[5]，故梁柱节点为PC结构的薄弱部位，是PC框架结构与现浇框架结构的本质区别。
为了研究“强梁弱柱”型PC框架节点的抗震性能，设计三个“强梁弱柱”型梁柱节点：2个不同轴压比的PC梁柱节点和1个RC梁柱节点对比试件。通过拟静力试验观察它们的破坏形态，分析PC节点的抗震性能。
1 试验概况
1.1 试件设计及制作
本次试验设计并制作了两个中间层足尺PC框架梁柱节点及一个现浇RC节点对比试件，左、右梁端与上、下柱端为框架反弯点处。所有试件梁、柱截面配筋均相同，梁柱保护层厚度均为25 mm，混凝土强度等级为C30。PC节点构造及配筋如图1所示，轴压比分别为0.17、0.34，相应编号为J-1、J-2。柱纵向钢筋采用套筒灌浆连接，套筒长度为190 mm，外径为44 mm，注浆锚固长度为143 mm。叠合梁沿梁高下部250 mm预制、上部150 mm后浇。柱端箍筋加密区长度按《抗规》取为500 mm。RC节点轴压比为0.34，编号为J-3。
图1 PC节点构造配筋
Fig.1 Reinforcement and construction of PC joint
首先制作PC试件的预制部分，并使用加插挡板预留二次浇筑的空间，预制构件养护28 d后，对后浇节点区进行浇筑。根据JGJ 1—2014第6.5.5条，预制构件与后浇混凝土、灌浆料的结合面应设置粗糙面、键槽。在PC节点预制梁端面设置键槽，键槽深度为30 mm，宽度为90 mm；在预制构件与后浇混凝土的结合面涂刷粗糙剂形成粗糙面。柱纵向钢筋采用套筒灌浆连接，从灌浆孔注入高强灌浆料，排气孔溢出后封堵排气孔及注浆孔，高强度灌浆料达到一定强度后纵向钢筋被连接成整体。
1.2 试验材料性能
混凝土强度等级为C30，其中预制混凝土立方体抗压强度为34.8 MPa，后现浇混凝土为35.7 MPa；直径18，20 mm的梁柱纵向钢筋均采用HRB400钢筋，实测屈服强度分别为463，439 MPa；箍筋采用HPB300钢筋，屈服强度实测值为348 MPa。试件采用由深圳市现代营造科技有限公司生产的球墨铸铁灌浆套筒，抗拉强度不小于550 MPa，延伸率不小于3%，灌浆料龄期为1，3，28 d的抗压强度分别为42.5，61.2，90.0 MPa。
1.3 试验装置及加载制度
低周反复加载试验在福州大学结构实验室完成。试验装置由反力墙、液压千斤顶、MTS液压伺服器等组成，如图2所示。柱上下两端采用铰支座，首先柱上端处由液压千斤顶施加固定轴力至预定的轴压比，梁端竖向作动器在柱压缩变形过程中自由伸长，以保证梁内不产生初始内力，然后由梁端处的作动器按照力-位移混合控制施加竖向反对称的低周反复荷载。加载制度如图3所示，先以力控制进行加载且每级加载循环1次，试件的首根受拉纵筋屈服时的位移记为Δ，随后由位移控制，每级加载循环2次，直至竖向荷载下降到峰值荷载的85%，加载结束。
图2 加载装置
Fig.2 Test set-up
图3 加载制度
Fig.3 Loading procedure
2 试验概况
2.1 J-1节点试件试验现象
J-1在加载初始阶段，梁端节点核心区附近位置开始出现弯剪裂缝与剪切斜裂缝。如图4a所示，当梁端竖向位移Δ=8 mm时，首根柱筋屈服，靠近梁端核心节点区处出现竖向裂缝，节点核心区出现一条细微的对角斜裂缝。如图4b所示，在2Δ阶段，节点核心区形成交叉裂缝，梁柱叠合面处出现水平裂缝并迅速贯通导致上部预制柱与节点区分离，且听到套筒内灌浆连接的钢筋被拉断的声音，J-1试件破坏，破坏形态为柱端剪切破坏。
a—J-1试件屈服； b—J-1试件破坏。
图4 J-1试验现象
Fig.4 Test phenomenon of J-1
a—J-2试件屈服； b—J-2试件破坏。
图5 J-2试验现象
Fig.5 Test phenomenon of J-2
2.2 J-2节点试件试验现象
当梁端位移为6 mm时，梁端节点区附近出现竖向和斜向裂缝且节点核心区出现一条对角斜裂缝，如图5a所示；当梁端位移Δ=10 mm，柱筋发生屈服，节点核心区形成交叉裂缝。如图5b所示，在2Δ阶段，J-2和J-1的破坏模式相同，均为梁柱叠合面处水平裂缝迅速贯通而形成的柱端剪切破坏且套筒内灌浆连接的钢筋被拉断。PC框架节点上部预制柱与节点区的断裂面如图6所示。
图6 PC节点断裂面
Fig.6 Fracture surface of PC joints
2.3 J-3节点试件试验现象
当梁端位移为7 mm时，梁两端出现竖向裂缝并向梁底延伸。梁端位移达到9 mm，核心区出现沿着对角线的交叉斜裂缝。如图7a所示，当梁端位移Δ=10 mm，首根柱筋屈服，节点区与上部柱交界面处产生一条细微的水平裂缝。在3Δ阶段时，节点核心区的斜裂缝已经延伸至上部柱底处，且核心区交叉斜裂缝处混凝土开始有轻微鼓出并伴随着表皮的脱落。如图7b所示，当加载至5Δ，节点核心区的交叉斜裂缝处的混凝土完全掉落，箍筋以及柱纵筋外露可见，上部柱已经明显倾斜，承载力下降至峰值荷载的85%，加载结束。
a—J-3试件屈服； b—J-3试件破坏。
图7 J-3试验现象
Fig.7 Test phenomenon of J-3
3 试验结果及其分析
3.1 滞回性能
a—J-1和J-2； b—J-1、J-2和J-3。
图8 滞回曲线
Fig.8 Hysteresis curves
基于3个试件的拟静力试验数据，以梁端位移为横坐标，梁端荷载为纵坐标，得到3个试件的滞回曲线，如图8所示。可以看出:现浇对比试件J-3的滞回曲线较为理想。虽然3个试件塑性铰均出现在节点区与上部柱交界面处，但是在J-3进入屈服阶段后仍有一定的变形能力和能量耗散能力。而J-1，J-2节点当梁端位移达到2Δ时，由于柱部分的纵筋屈服，随后套筒内灌浆连接纵向钢筋被拉断，上部预制柱发生明显倾斜，试件在梁柱叠合面处发生脆性的剪切破坏。从前期承载力来看，J-2明显高于J-1的承载能力，是因为较大的轴向压力对提高受剪承载力有利。
将各级加载第一次循环的峰值点依次相连得到的曲线称为骨架曲线[7]，是滞回曲线的包络线，能够比较直观地反映结构的承载力和延性等特性，图9为3个试件的骨架曲线。在骨架曲线中，可以提取构件的力学特征值，如屈服值，极限值等。屈服点的提取采用等效能量法[8]。由于J-1、J-2在加载到峰值点后，柱端已经发生脆性的剪切破坏，构件实际上已经失效，故不讨论其极限荷载。J-1、J-2和J-3的力学特征值见表1，现浇件J-3的屈服荷载比J-1、J-2分别提高了83.9%、26.7%，峰值荷载比J-1、J-2分别高了89.1%、28.8%。这表明RC框架节点在低周反复荷载作用下的承载能力明显高于PC框架节点。
图9 骨架曲线
Fig.9 Skeleton curves
表1 力学特征值
Table 1 Mechanical characteristic values
试件方向屈服荷载Py/kN屈服位移Δy/mm峰值荷载Pm/kN峰值位移Δm/mm极限荷载Pu/kN极限位移Δu/mmJ-1正向109.975.09126.878.02反向101.355.74118.688.00均值105.665.42122.788.01J-2正向150.137.01176.5310.00反向156.538.75183.9313.46均值153.337.88180.2311.73J-3正向212.5612.92258.6520.01219.8542.30反向176.0811.32205.7619.91174.9035.96均值194.3212.14232.2119.96197.3839.13
3.2 强度退化和刚度退化
在同一位移幅值条件下，第二次循环的正负峰值荷载(P2max、P2min)与第一次循环的正负峰值荷载(P1max、P1min)之比为强度退化系数λ，可由式(2)求得：
λ=P2max/P1max Δp>0
(2a)
λ=P2min/P1min Δp<0
(2b)
式中：Δp为试件峰值点位移。
现浇框架节点J-3的强度退化系数曲线如图10所示。
图10 强度退化系数
Fig.10 Strength degradation coefficients
由图10可知：现浇框架节点J-3强度退化系数λ最小值为0.798，最大值为0.976，平均值为0.881。从整体上看，随着循环加载位移的增加，强度处于下降趋势，且试件进入屈服阶段后，强度出现陡降。这表明强梁弱柱节点在低周反复荷载作用下强度明显退化，且屈服后强度急剧下降。
反复荷载作用下的框架柱由于开裂、钢筋屈服等原因会出现刚度的退化。等效刚度等于每一级位移循环内正负荷载峰值与正负位移峰值之比[9]。将每一次循环加载对应的等效刚度汇总，并得到该构件的刚度退化曲线，见图11。由图可知：
1)从整体趋势上看，在屈服前3个节点的刚度迅速下降，而J-3进入塑性阶段后刚度下降速度减缓。
2)J-1、J-2和J-3的初始割线刚度分别为33.92，39.15，38.62 kN/mm，在加载初期PC节点和现浇节点具有相近的初始刚度。
图11 刚度退化
Fig.11 Stiffness degeneration
3.3 延 性
延性是反映结构屈服后至极限状态时的变形能力，位移延性系数是度量结构延性的一个重要指标。位移延性系数可由式(3)求出。
μΔ=Δu/Δy
(3)
式中：Δy为屈服位移；Δu为极限位移。
表2为J-3的位移延性系数。位移延性系数的典型值一般在3～5范围内[10]，J-3虽然柱端出现塑性铰，但延性位移达到3.23，说明现浇柱在屈服后仍有一定的变形能力。J-1和J-2在2Δ加载阶段，柱叠合面处发生突然性的剪切破坏，属于非延性构件，故未给出J-1和J-2的延性系数。
表2 J-3延性系数
Table 2 Ductility coefficients of J-3
方向Δu/mmΔy/mmμΔμΔ正42.3012.923.273.23负35.9611.323.18
3.4 耗能评价
节点耗能能力即结构吸收地震能量的能力，吸收地震能量的多少由滞回曲线所包围的面积来评定。由于J-1和J-2在屈服后梁柱叠合面发生突然性的剪切破坏，最终总耗能分别为2 701.72 kN·mm和3 906.16 kN·mm。而J-3屈服后仍有较好的耗能能力，总耗能达到27 213.89 kN·mm。图12为3个节点加载至屈服时的能量耗散曲线。
图12 能量耗散
Fig.12 Energy dissipation
由图12可知：
1)整体上而言，3个节点的耗能都随着位移的增大而增大，在屈服前耗能和位移基本上呈线性关系。
2)加载至屈服时，J-1、J-2和J-3的累积总耗能分别为1 687.91，2 310.48，2 805.55 kN·mm，相同轴压比的J-3总耗能是J-2的1.21倍，不同轴压比的PC节点相比，高轴压比的J-2总耗能是低轴压比的J-1节点的1.37倍。
4 结束语
对2个不同轴压比的足尺“强梁弱柱”型PC框架节点和1个RC框架节点对比试件进行低周反复荷载下的拟静力试验，得到以下结论：
1)PC框架节点在进入屈服阶段后，节点上部柱叠合面迅速出现贯通水平裂缝，套筒内灌浆连接处的钢筋被拉断，发生突然性的脆性剪切破坏，而现浇框架节点在进入屈服阶段后，虽然柱纵向钢筋发生屈服，但试件仍具有一定的塑性变形能力和承载能力。
2)一定范围内高轴压比的PC框架节点比低轴压比的PC框架节点承载力更高。同一轴压比下，RC框架节点比PC框架节点的屈服荷载和峰值荷载分别提高了26.7%和28.8%。
3)3个框架节点的初始刚度大致相同。RC框架节点的延性系数达到3.23，而PC框架节点是脆性破坏。
4)PC框架节点总耗能分别为2 701.72 kN·mm和 3 906.16 kN·mm，而RC框架节点总耗能远高于PC框架节点，达到27 213.89 kN·mm。
综上所述，“强梁弱柱”型PC框架节点在反复荷载作用下会在梁柱叠合面处发生脆性的剪切破坏且有着极差的抗震性能，实际装配式工程中应严格避免出现“强梁弱柱”型节点。
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