钢筋错位对接套筒的T 形柱节点抗震性能研究

王欣王旗周扬帆高志强张振

(1.山东建筑大学 土木工程学院，山东 济南250101；2.山东同力建设项目管理有限公司，山东淄博255000；3.同圆设计集团有限公司，山东 济南250101)

0 引言

为提高建筑业生产效率与材料利用率，美国、日本和新加坡等国一直致力于建筑工业化技术的开发与利用[1]。 近年来，随着建筑结构技术的发展，为了缓解建筑工人老龄化和施工现场环境污染等问题，国家多措并举引导混凝土结构施工由传统的整体现浇作业向工厂预制、现场拼接的装配化作业迅速转型[1-2]。 T 形、十字形及L 形等异形柱截面的柱肢厚度与墙厚、梁宽相等，具有美观平整、房屋空间利用率高等优点，其应用前景良好。

目前，针对装配式T 形柱结构的抗震性能研究尚处于探索阶段，有待进一步完善。 王晓伟等[3]研究了轴压重复荷载作用下箍筋约束混凝土T 形柱的受力性能，提出了试件的延性与配箍特征值成正相关，并建立了延性系数计算公式；戎贤等[4-5]开展的高强钢筋异形柱中节点试验和数值模拟研究以及张锡治等[6]进行的混凝土异形柱—钢梁装配式框架节点低周反复荷载试验，均表明了节点核心区内配制X 形增强钢筋(钢板)能够有效提高节点受剪承载力；刘祖强等[7]研究了实腹式型钢混凝土T 形柱的力学性能，提出了实腹式型钢混凝土T 形柱计算骨架曲线特征点的方法，建立了三折线恢复力模型，为该类型结构的弹塑性地震反应分析提供了科学依据；陈海彬等[8]对内置圆钢管混凝土的异形柱—组合梁装配式中节点的抗震性能进行了研究，提出了一种安全可靠的梁柱节点连接方式。 目前，涉及装配式混凝土T 形柱框架节点方面的学术研究基本属于空白。 异形柱截面的形状不规则、纵向受力钢筋数量多且分布密集，在装配式异形柱节点的施工过程中，稍有不慎便可能出现钢筋与套筒错位的连接质量问题，从而导致构件无法拼装。 因此，就构件连接处存在钢筋与套筒错位问题的装配式混凝土异形柱节点的抗震性能展开深入研究，对于保持建筑工程结构体的长期安全稳定具有重要指导意义。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

试验共设计4 个T 形柱组合节点试件，分别为装配整体式边柱节点PC1、装配整体式中柱节点PC2、现浇边柱节点J01 和现浇中柱节点J02[9]，为保证试验变量的可控性，所有试件除节点类型及节点连接方式外均采用相同的尺寸、材料及总配筋率，且试验过程中同类型节点保持恒定的轴压比。 梁、板、柱的混凝土强度等级均为C45；装配式节点后浇区域的混凝土强度等级为C45；梁、柱纵向钢筋和箍筋均采用HRB400 级钢筋，试件节点类型及节点连接方式见表1。

节点设计满足“强剪弱弯”和“强节点弱构件”的抗震设计要求，为使T 形柱截面的装配式钢筋混凝土框架结构具有一定的抗侧能力，工程上大多采用后浇整体式框架节点[10]，梁柱纵筋均进行装配连接，现场浇筑核心区及梁板叠合层的混凝土，以此实现预制梁柱连接。 试件PC1 和PC2 为叠合梁板—预制T 形柱装配整体式节点，其上、下柱为预制构件，在梁端500 mm范围内设置后浇段，核心区及梁板的叠合层为后浇混凝土。 上、下层预制柱的纵筋在上柱根部进行灌浆套筒连接，中柱两侧与节点核心区伸出的纵筋在梁后浇段内通过直螺纹套筒连接，梁纵筋做1∶6坡度的钢筋弯折以解决与柱筋碰撞问题，中柱节点两侧的梁底纵筋通长布置，而边柱节点的梁底部钢筋在节点核心区采用锚固板锚固。 现浇节点J01、J02 分别作为PC1、PC2 的对比试件，梁、柱纵筋均通长布置，几何尺寸及配筋与其对比试件相同，如图1 所示。

试件PC1 和PC2 在装配施工过程中，由于下柱钢筋与预留套筒存在明显的错位，其偏差约为5 mm，会造成上柱无法正常吊装连接就位。 因此，将柱纵向钢筋表面的混凝土向下剔凿20 mm，对偏位钢筋采取1∶6 坡度弯折的方式进行处理，位置纠正后清洁接触面，进行上柱拼接以及浇筑高强灌浆料，并常温养护28 d。

表1 试件节点类型及节点连接方式表

图1 节点配筋图/mm

1.2 材料性能试验

材料性能试验是在山东建筑大学土木工程材料试验室进行的。 现浇试件J01 和J02 采用整体一次性浇筑，试件PC1 和PC2 分预制梁柱、核心区和梁板叠合层及梁端后浇段、节点钢筋位置纠正部分3个批次浇筑。 其中，梁板叠合层和梁端后浇段装配节点分3 次进行浇筑，而节点核心区、梁端后浇段、板的上部叠合层和现浇节点的混凝土则为同时浇筑。 每次 浇 筑 均 预 留3 个150 mm × 150 mm ×150 mm立方体标准试块；钢筋弯折连接后用高强灌浆料对套筒和坐浆层进行封堵灌浆，预留1 组灌浆试块。 预留试块与试件同条件进行养护，试验当天实测试块的抗压强度[11]，结果见表2。 节点所用钢筋每种型号各取一组，每组2 根。 参照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验第1 部分:室温试验方法》[12]，钢筋的力学性能指标见表3。

表2 混凝土力学性能表

表3 钢筋性能表

1.3 加载制度

力学加载试验是在山东建筑大学工程结构与防灾减灾实验室进行的，试验中上柱顶部配置最大量程为100 t 的竖向油压千斤顶，以对柱顶施加30 t 的恒定轴向压力，施加水平的低周往复荷载的伺服液压控制作动器底部固定于反力墙，作动器可伸缩的顶部通过螺栓与柱顶自由端固定在一起。 试验的加载装置如图2 所示。

图2 试验加载装置示意图

1.3.1 竖向荷载的施加

试验的竖向荷载由设计轴压比0.12 确定，在施加低周往复荷载前0.5 h 内按照受力均匀增加的原则，分级将300 kN 的轴向压力缓慢施加至柱顶，构件内部的不均匀性也可通过此预压过程消除。

1.3.2 水平荷载的施加

根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[13]，试验水平荷载采用实时位移控制并分级加载，每级荷载循环两次。 为方便确定试件的开裂荷载值，观察节点裂缝发展趋势，加载步在裂缝宽度达到0.2 mm 之前取1 mm，待构件表面的裂缝明显开展延伸后将位移步长调大至4 mm，当试件出现较大屈服、下一级极限荷载比上一级极限荷载提高幅度较小时将增加的位移步长再次调大至8 mm，直至第一次循环的极限荷载降至小于整个试验最大荷载的85%时，试验结束。 水平位移加载制度如图3 所示。

图3 加载制度示意图

2 试验现象与破坏特征

现规定作动器对试件施加的推力为正值，产生的位移为正值；施加的拉力为负值，产生的位移为负值。 梁与柱连接的一端简称为梁固端；T 形柱由两个柱肢组成，与梁平行且宽度相等的柱肢称为腹板，另一柱肢称为翼缘，与梁平行的腹板区域则称为节点核心区。

2.1 装配整体式边柱节点PC1

试件的开裂荷载为24.2 kN，此时位移Δ=6 mm，开裂位置均匀分布在梁后浇区域，为竖向弯曲裂缝。Δ=11 mm 后，核心区柱肢部位产生竖向弯曲裂缝；在Δ=-23 mm 时，开始出现剪切斜裂缝，斜裂缝的分布随着位移增大变密变长，而梁固端原有的弯曲裂缝宽度也在增长。 当Δ=35 mm 时，核心区剪切裂缝宽度已开展至1.5 mm。 下柱出现均匀分布的水平弯曲裂缝，但残余变形很小。

进入大变形阶段后，核心区剪切裂缝开展变缓，T 形下柱翼缘与板的结合处出现剪切破坏，试件主要通过梁固端产生塑性铰和梁后浇段弯曲裂缝的开裂以耗散地震能量。 由于试件为组合梁板柱的结构形式，正负向加载刚度不同，因此两个方向的承载力相差很大。Δ=59 mm 时，试件PC1 达到正向极限承载力110.24 kN，但Δ=-75 mm 时，试件才达到负向极限承载力181.8 kN。 加载至91 mm 循环后，正向荷载值已经低于最大承载力的85%，而负向荷载值刚刚降到其极限的95.5%，继续加载至99 mm，由于梁固端角部混凝土急剧脱落，梁箍筋和纵筋部分外露，结构受损严重，试验停止。 结束时，观察钢筋弯折连接位置的装配节点连接处没有明显破坏。 最终节点破坏状态如图4 所示。

图4 PC1 破坏形式图

试验过程中，虽然核心区剪切裂缝最先开始发展，但最终T 形柱核心区破坏并不严重，试件呈现为梁端弯曲破坏。

2.2 装配整体式中柱节点PC2

由于下柱柱高在施工中存在误差，实际柱高较设计值小1 cm，在竖向荷载加载过程中，两侧梁与柱均产生了≤3 mm 的相对位移，同时从梁固端至其后浇区边界500 mm 范围内出现均匀分布的多条竖向弯曲裂缝，裂缝最长延伸至梁截面2/3 处。 小变形阶段，试件位移为3 mm 时，竖向弯曲裂缝在长度上略有发展，核心区混凝土与预制下柱的交界处以及板底出现水平裂缝，试件存在残余变形，进入弹塑性变形阶段；Δ=-5 mm 时，核心区柱肢部位出现第一条剪切斜裂缝，并随着位移增大向对角延伸。

在11 mm 加载循环过程中，核心区剪切裂缝明显，预制下柱出现沿柱高均匀分布的水平弯曲裂缝，间距约为150 mm，组合梁和单梁的梁固端塑性铰均不断发展。 当Δ=35 mm 时，由于梁底纵筋拉应力过大导致钢筋与混凝土间粘结应力增大，梁柱结合处混凝土撕裂，试件整体裂缝数量逐渐趋于稳定，但长度和宽度仍在发展，节点核心区混凝土剥落严重，剥落位置为T 形柱腹板与翼缘交叉的折角处，试验结束后梁端较为完好。

进入大变形阶段后(位移＞43 mm)，核心区剪切裂缝变密，成网状分布，主剪切裂缝不断加宽，而单梁固端塑性铰却基本不再继续发展。Δ=59 mm时，坐浆层与上柱交界面开裂，上柱柱脚压碎。 试件在67 mm 循环时正向荷载达到极值，核心区表面剪切裂缝交叉范围内混凝土不断剥落。 当Δ=83 mm时，荷载降低到小于极限承载力的85%，试验结束。结束时，钢筋错位对接位置灌浆处并没有明显破坏，只有一条横向裂缝，这是由于柱节点受力大而灌浆料与混凝土粘结力不足引起的。 试件最终破坏形态如图5 所示，表现为核心区剪切破坏。

图5 PC2 破坏形式图

试验结束后，凿开两个T 形柱节点的钢筋套筒错位对接处的混凝土发现:灌浆套筒表面无裂纹，套筒内存在孔隙、灌浆料填充不紧密，但与钢筋黏结较好，与套筒错位对接的钢筋和梁纵向纵筋均未出现滑移现象。

2.3 现浇边柱节点J01

J01 试件在Δ=4 mm 时出现初始裂缝，开裂位置为梁柱交界面处，长度约为200 mm。Δ=11 mm时核心区出现正向剪切斜裂缝，此时的荷载和位移均比装配节点的小，核心区的抗剪能力低于试件PC1。 两个边柱节点正负向受力差别都很大，J01 分别在Δ=51 mm 和Δ= - 67 mm 时，达到正向极限承载力和负向极限承载力，试件的残余变形明显。 整个加载过程中，核心柱肢区域“X 形”剪切裂缝宽度开展不明显，主要变形集中在梁固端塑性铰区，最终梁固端底部混凝土保护层呈“楔形”压碎脱落，梁底纵筋和箍筋外露，破坏区域集中于梁柱结合面至距离柱边缘200 mm 范围以内，核心区混凝土依然较为完好。 J01破坏形态如图6 所示，属于梁端弯曲破坏。

图6 J01 破坏形式图

2.4 现浇中柱节点J02

节点J02 作为PC2 的对照试件，试验过程中裂缝的开展情况和试件的破坏特征与试件PC2 类似，且破坏位移同步，在此只做简要阐述。 试件位移加载至67mm循环时，试件基本已达到最大承载能力，裂缝发展集中在T 形柱核心区。 最终破坏状态为核心区折角处混凝土保护层剥落，箍筋和腰筋外露。 究其原因为:(1) T 形柱的变截面处刚度小但受力大，本身就是薄弱部位；(2) 柱肢截面尺寸小但设计钢筋用量多，施工保护层厚度偏小。 试件破坏类型为节点核心区剪切破坏，如图7 所示。

图7 J02 破坏形式图

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线是试件在反复荷载作用下荷载和位移之间的关系曲线，能够综合体现其抗震性能，也是分析结构弹塑性动力反应的主要依据[14]。 试验测得荷载与试件顶点位移滞回曲线，如图8 所示。

图8 滞回曲线图

对比两组节点的滞回曲线，可以看出:

(1) 加载位移＜11 mm 时，滞回曲线包围的面积很小，力和位移基本成线性关系，节点的刚度退化均不明显，残余变形很小，基本处于弹性工作状态。

(2) 构件进入弹塑性工作阶段，尤其是达到名义屈服荷载后，滞回环迅速张开，耗能能力显著增强。 两个弯曲破坏的边柱节点滞回环饱满，两个中柱节点核心区剪切裂缝发展充分，滞回环形状呈典型的“反S”形且基本对称。 边柱节点每一循环都存在一小段水平线，这是由梁端铰支座处的缝隙造成的，曲线整体依然呈“弓”字形。

(3) 由于结构损伤累积的影响，在相同位移循环过程中出现了明显的强度和刚度退化现象。 装配整体式节点的捏缩现象更为明显，说明与现浇节点相比，钢筋错位对接的装配节点吸收地震能量的效率更高。

3.2 骨架曲线

通过图9 的骨架曲线可以得出:

(1) 中柱两个加载方向的刚度较为均衡，曲线基本对称；由于边柱受叠合板的影响，其正负向刚度相差很大，差值与结构整体性好坏成正比，试验中最大相差接近50%。

(2) 试件PC1 的初始刚度为3.48 kN/mm，其值为试件J01(4 kN/mm)的87%，而PC2 的初始刚度仅为J02 的80%，说明现浇节点的整体抗侧刚度比装配节点大，需要采取构造措施提高装配节点的整体性，强化结构第一道抗震防线。

(3) 偏位钢筋弯折对接套筒后装配节点的正向荷载值与现浇节点相差无几，但负向加载值有明显降低，可以通过平衡试件两个受力方向的刚度使之达到等同现浇的要求。

图9 骨架曲线图

3.3 承载能力和位移延性

结构或构件的承载能力是低周往复试验中量测的一项重要指标，也是结构性能设计中的重要依据之一[15-16]。 其中，屈服荷载Py作为结构构件弹性阶段和弹塑性阶段的分界点，由通用屈服弯矩法求得，并在骨架曲线中选取与Py对应的屈服变形Δy。 试验过程中，当试件的承载能力超过极限荷载Pm后，承载力＜0.85Pm或其变形超过规范规定的严重破坏范围时，对应的荷载和位移值为破坏荷载Pu和破坏位移Δu(见表4)。

由于叠合梁与T 形柱翼缘的影响，两个现浇试件正向加载时的受压截面刚度远小于负向加载时的受压截面刚度，导致试验过程中作动器对边柱节点的最大拉力为推力极值的160%，中柱节点的差距有所减小，但也能达到125%；中柱节点的整体刚度大于边柱节点，因此钢筋错位对接套筒的中柱节点和现浇中柱节点的最大承载能力分别为对应边柱节点承载能力的153%和158%。

在结构抗震分析中，延性是衡量结构或构件在大变形阶段的承载能力和安全性能的重要指标，一般用位移延性系数表示[15]，各试件试验值均见表4。 只有现浇中柱节点延性系数均值＞3，且T 形柱节点受结构形式的影响，构件在作动器推拉两个方向上的位移延性系数差别很大，最大相差接近27%。

GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[17]中以构件或节点达到极限变形时的层间位移角作为罕遇地震作用下结构弹塑性层间位移角限值的依据，规定框架结构的限值为1/50。 4 个试件的极限位移角θu均在1/33 ～1/28 的范围内，说明装配式T 形柱节点具有较强的变形能力和抗倒塌能力；边柱节点的正向θu小于负向值，且两个加载方向上的延性相差超过10%，这主要是T 形柱在两个加载方向的结构形式和破坏程度不同、结构刚度贡献不等所致。 装配边柱节点的特征点位移Δy、Δm和Δu均大于现浇节点，其对应的负向特征荷载值均有明显降低，而正向特征值无明显差别。 总体而言，现浇节点比装配节点具有更高的曲率延性。

表4 骨架曲线特征点表

3.4 耗能能力

结构构件的能量耗散能力是指构件在反复水平荷载作用下吸收和消耗能量的能力，一般以滞回曲线包围的面积来衡量，构件的耗能能力是体现结构抗震性能的一个重要指标[15，18](如图10 所示)。 钢筋套筒错位装配节点的耗能变化趋势与对比现浇节点基本一致，但在同等位移条件下，装配边柱节点单周和累积耗能量＞现浇节点的86%，中柱装配节点耗能能力仅为现浇节点的77%。

另外，耗能能力也可以采用等效粘滞阻尼系数he进行表征，如图11 所示。 由耗能曲线和等效粘滞阻尼系数曲线可以看出，虽然在达到屈服位移前，装配边柱节点的he大于现浇节点，但当试件超过屈服荷载对应的位移后(在大变形阶段)，现浇节点的he实现反超。 说明即使构件的破坏形式相同，但装配节点的整体性仍然远不如现浇节点，需要在设计和施工中采取构造加强措施以增强装配节点的整体耗能能力。

图10 耗能曲线图

图11 等效黏滞阻尼系数图

结合试件的破坏状态可知，两个边柱节点属于梁端弯曲破坏，构件的裂缝能够充分地发展，耗能能力随位移增大而不断增大；而中柱节点属于核心区剪切破坏，he-Δ曲线在大变形时依然平稳发展，甚至有下降趋势。 原因是T 形中柱节点的柱肢比边柱节点受力大(153%～158%)，折角处刚度存在较大突变，同时叠合梁板的结构形式使得试件在两个方向上的受压翼缘面积不同，其两边组合梁和单梁的刚度悬殊大，塑性铰由梁端移动到核心区，使得试件的耗能能力大大降低。 由此可知，(1) 应在T 形柱节点核心区内使用强度更高的型钢混凝土或纤维混凝土等材料，或者使用刚度更大的钢管异形柱装配式结构等结构加强措施；(2) 尽量使结构在两个地震作用方向上的截面刚度对称，以期混凝土T 形柱节点满足“强柱弱梁” 和“强节点弱构件”的抗震设计理念。

4 结论

基于装配式混凝土结构连接处钢筋与套筒错位的质量问题，采用钢筋弯折处理的方式，通过拟静力试验，分析了钢筋与套筒错位对接的装配式边柱节点和中柱节点的承载能力、耗能能力以及刚度退化等抗震性能指标，主要得出以下结论:

(1) 两个边柱组合节点最终的破坏形态为梁端弯曲破坏，而两个中柱节点组合试件为明显的核心区剪切破坏。 原因是T 形中柱节点本身柱肢比边柱节点受力大(153%～158%)，折角处刚度存在较大突变，同时叠合梁板的结构形式使得试件在两个方向上的受压翼缘面积也不同，其两边组合梁和单梁的刚度悬殊大，使得塑性铰由梁端移动到核心区。

(2) 试验结束后，凿开混凝土发现，灌浆套筒表面无裂纹，套筒内存在孔隙，灌浆料没有填充紧密，但与钢筋黏结较好，与套筒错位对接的钢筋和梁纵向纵筋均未出现滑移现象。 灌浆套筒和挤压套筒均能有效传递钢筋应力，可以对装配式节点内与套筒错位＜5 mm 的钢筋采用钢筋弯折后灌浆连接的处理措施。

(3) 与现浇T 形柱组合节点相比，边柱节点和中柱节点的承载力均值分别降低3%和7%，位移延性系数分别为现浇节点的99%和67%，耗能能力增长规律与刚度退化规律基本一致，但存在钢筋偏位的装配节点的单周耗能和总耗能均不及现浇节点，装配整体式边柱节点最终总耗能为现浇节点的95%，装配中柱节点由于破坏严重，没有达到与现浇中柱节点相同的破损位移，最终累计耗能量为相同位移下现浇节点的77%。

(4) 钢筋与套筒错位连接的装配节点与正常的现浇节点均超过了规范中对罕遇地震作用下框架结构弹塑性层间位移角1/50 限值的要求，说明装配式T 形柱节点具有较强的变形能力和抗倒塌能力，但对于装配式T 形柱中节点，若要实现强柱弱梁和强节点弱构件的抗震要求，节点核心区还应使用强度更大的型钢混凝土或纤维混凝土等材料，或者使用刚度更大的钢管异形柱装配式结构，并尽量使两个受力方向上的截面刚度对称。