一般预制梁底部钢筋锚固于节点区的连接往往存在着梁纵筋与柱纵筋或者梁纵筋之间相互干扰的问题。为了避免这个问题，在工厂生产预制构件时就需要采取额外的措施保证钢筋之间相互错开，或者直接改变构件的截面尺寸和钢筋的布置位置，这就增大了制作和建造的精度要求，提高了构件预制加工的难度，增加了生产的成本。钢筋位置的微小偏差可能导致预制构件之间无法良好地连接，影响结构连接的质量。这些问题增大了预制混凝土框架结构的应用难度，成为了预制混凝土框架结构应用的障碍。

为解决这些问题，课题组提出一种钢绞线锚入式预制混凝土梁柱连接技术，该连接特点如下：预制梁上部同楼板一起进行叠合现浇，梁下半部分采用先张法预制预应力梁形式；梁端预留键槽，为了使节点在反复荷载作用下，塑性铰外移离柱面一段距离，键槽部分箍筋在按抗震设计要求加密的基础上进一步加密，一般采用间距50 mm；钢绞线在键槽内部分和伸出预制梁部分为无预应力段，端部通过压花机形成压花锚；为了提高梁端混凝土抗裂性能，下部架立筋采用普通带肋钢筋，但在键槽端面处，增设一段局部无粘结段。预制梁构造形式见图4-20。

图4-20　预制梁构造示意图

图4-21　钢绞线锚入式预制混凝土梁柱连接整体拼装

节点拼装示意图见图4-21。带压花锚的钢绞线根据锚固长度需要，可伸入节点核心区内或者对面预制梁的键槽内进行锚固；在节点拼装时，附加两端带扩大头的直钢筋，结合下部架立筋增设无粘结段的措施，使得键槽端面新老混凝土结合处成为相对强度最低的地方，拟实现塑性铰的外移；最后通过后浇混凝土实现梁柱节点的整体连接。

1）试验研究

为了研究该连接的抗震性能以及检验部分构造措施的有效性，进行了包括现浇对比试件在内的五个节点低周反复足尺试验。五个连接试件的类型见表4-7。

试验节点外形和截面尺寸均相同：柱截面为550 mm×550 mm，总柱长1 950 mm；梁截面为550 mm×300 mm，梁长2 000 mm。梁、柱构件采用C40混凝土，梁、柱纵向钢筋均采用HRB335级普通钢筋，箍筋采用HRB235级钢筋，预制梁钢绞线采用1860级12.7 mm的七股钢绞线。

表4-7　五个试件的类型

现浇构件XJ1和预制构件YZ2的配筋见图4-22。

图4-22　现浇对比构件XJ1和预制构件YZ2配筋图

试件材料力学性能在东南大学结构试验室和工程力学试验室测定，结果见表4-8和表4-9。

表4-8　混凝土的力学性能

表4-9　普通钢筋及预应力钢绞线力学性能

低周反复荷载试验在东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室进行，试验加载装置示意图见图4-23。

图4-23　试验加载装置示意图

在试验中，通过320 t油压千斤顶保持柱轴力恒定不变。在梁端通过千斤顶施加竖向反对称低周反复荷载，来模拟地震荷载，向上为正，向下为负。试验加载分力控制阶段和位移控制阶段，在屈服之前以力控制加载，每级循环一次。当向下加载的力-位移曲线出现斜率变化时，认为构件屈服，将此时的位移作为屈服位移，进入位移控制阶段，此后以屈服位移的倍数作为每级加载的控制位移，每级循环三次。试件承载力下降到极限承载力的85%以下时，认为试件破坏，停止加载。

2）试验现象

现浇对比构件XJ1的一端向上荷载加载至35 kN时，在该端距梁柱结合面大约5 cm处，下部首先出现裂缝，加载到60 kN时，在梁根部发现了肉眼能识别的竖向裂缝。当荷载达到90 kN循环时，在距梁柱结合面5 cm处，上下裂缝相贯通。随着加载的进行，裂缝分布逐渐向加载端方向扩展，裂缝开展方向逐步倾斜。进行2Δ第一次循环时，梁根部下端出现受压裂缝。3Δ第一次循环后，梁根部下端混凝土少许剥落，节点核心区下边缘出现水平向裂缝，核心区出现大致呈45°方向的交叉裂缝。4Δ循环加载过程中，梁根部下端混凝土大块脱落，混凝土损坏掉落严重，露出了下部纵向钢筋，荷载下降。进行5Δ第二次循环时，下部钢筋被拉断，加载终止。

预制构件YZ2加载至24 kN时，在距离梁柱结合面约40 cm处（键槽端部附近），梁下部出现了自下而上的裂缝。加载至32 kN时，仍在距梁柱结合面约40 cm处，出现自上向下的裂缝，加载至36 kN时，在距梁柱结合面约3 cm处出现自上向下的裂缝。与现浇节点加载现象类似，随着加载进行，裂缝逐渐扩展，梁的预应力段，下部出现的裂缝比上部裂缝出现得晚。进入位移控制加载以后，进行1Δ循环时，节点核心区下边缘出现横向裂缝。进行2Δ第一次循环加载时，节点核心区出现交叉裂缝，柱下端出现横向裂缝。进入3Δ循环后，节点核心区上边缘出现横向裂缝，梁根部下端混凝土出现横向受压裂缝，有少许剥落。4Δ第一次循环结束后，梁根部下端混凝土大块剥落，4Δ第二次循环后，梁根部下端键槽侧壁有少许脱落，露出下部钢绞线及构造钢筋，加载过程中，可发现钢绞线受压时有蓬松散开的现象。加载至5Δ第二次循环时，荷载下降，加载即告终止。试验完成后，凿开梁根部下端混凝土及键槽侧壁混凝土观察发现，钢绞线蓬松散开部位为另一侧梁钢绞线压花锚的锚固位置，如图4-24（f）所示。

YZ3加载现象与YZ2现象类似。加载至26 kN时，在距离梁柱结合面约40 cm处，梁下部出现了自下而上的细小裂缝。当进行90 kN循环时，节点核心区下边缘已出现横向裂缝。进行1Δ第一次循环时，节点核心区对角线下方约15 cm处出现斜向裂缝。进行3Δ第一次循环时，节点核心区上边缘以及柱下端出现横向裂缝。4Δ第一次循环结束后，梁根部下端混凝土同样大块剥落。进行4Δ第三次循环时，荷载下降。为了了解此后的性能，进行5Δ的一次循环试加载，发现向上的荷载值明显降低，加载即告终止。

YZ4节点加载荷载达到23 kN时，同样在距离梁柱结合面约40 cm处，梁下部即出现自下而上的裂缝。进入位移控制加载后，进行2Δ第一次循环时，梁根部下端混凝土出现横向受压裂缝。进行3Δ第一次循环时，节点核心区出现斜向约45°方向的交叉裂缝，加载梁根部下端混凝土少量剥落。进行3Δ第二次循环时，梁下表面大块混凝土剥落。进行4Δ第一次循环时，梁下端键槽侧壁开始脱落，露出内部钢绞线，在后续加载的过程中，同样可以观察到钢绞线在受压时蓬松散开，受拉时恢复原状的现象。加载至4Δ第三次循环时，荷载已显著降低，停止加载。

YZ5节点试验现象与YZ4节点无显著差别，距离梁柱结合面约40 cm处最早出现自下而上的开裂荷载，其值为25 kN。同样在4Δ循环时，梁下端键槽侧壁脱落，能够观察到钢绞线受压时蓬松散开，受拉时恢复原状的现象，同时能够看到钢绞线散开处有一根钢丝断裂。进行5Δ加载时，向下加载的荷载值下降不明显，但向上加载的荷载值下降非常明显，加载终止。

试件的破坏形态如图4-24所示。

图4-24　试件破坏形态

3）试验结果分析

（1）滞回曲线

五个试件的滞回曲线如图4-25所示。

图4-25　试件滞回曲线

五个试件的滞回曲线分析如下：

①XJ1现浇对比试件在加载初期，滞回环接近于直线，耗能极小。随着加载荷载增大，裂缝逐渐展开，残余变形逐渐变大，滞回环开始呈现梭形形状。加载100 kN时，向上加载的曲线出现明显的屈服平台段，说明试件向上加载已经屈服。位移控制后，曲线形状呈现耗能较好的饱满梭形形状。从4Δ循环加载开始，曲线开始出现少许捏缩现象，滞回环呈现出反S形。总体来说，XJ1试件作为现浇节点，其滞回曲线非常饱满，耗能较好。

②YZ2试件和YZ3试件的主要区别在于试件架立筋是否有局部无粘结段。二者滞回曲线形状较为接近，荷载控制阶段，向上和向下加载的曲线形状相似。进入位移控制以后，滞回曲线向上部分和向下部分有明显区别。向下加载时，曲线有屈服平台段，呈现梭形形状；向上加载时，由于钢绞线没有屈服平台，加载曲线呈直线状，卸载曲线形状则接近普通钢筋混凝土试件，但残余变形相对较小。概括来说，YZ2和YZ3试件的滞回曲线下半部分为梭形，上半部分呈现弓形，捏缩效应相对较大。

③由于YZ2和YZ3试件的梁端箍筋较密，对梁端混凝土环向约束较好，相比于XJ1现浇构件，YZ2和YZ3试件向下加载时的滞回曲线较为饱满，未出现反S形曲线，说明YZ2和YZ3向下加载的滞回耗能较好。

④YZ4和YZ5试件的滞回曲线总体形状与YZ2和YZ3的曲线相近，但由于没有附加直钢筋，其荷载极值较YZ2和YZ3要低很多，且上、下两个方向的每次循环极值在4Δ时，都开始下降。

⑤YZ5试件从3Δ第二次循环开始，滞回曲线下半部分出现少许捏缩。YZ4试件滞回曲线下半部分从3Δ第一次循环开始，便开始有少量捏缩，上半部分从4Δ第一次循环开始，有少量捏缩。YZ4试件相对于YZ5试件，其滞回曲线耗能相对较差。

（2）骨架曲线

五个试件的骨架曲线如图4-26所示。

图4-26　试件骨架曲线

研究试件的骨架曲线，可以发现：

XJ1节点为典型的现浇构件骨架曲线，经过了弹性—屈服—极限的过程，从屈服到极限破坏有着较长的发展过程，延性较好。YZ2和YZ3试件骨架曲线类似，相对于现浇构件，向下加载破坏的荷载值下降不明显，表现较好。而向上的曲线没有明显的屈服点，并且荷载值随着位移值的增加一直上升，直到破坏时才开始下降。同样，YZ4和YZ5试件向下的骨架曲线形状与现浇构件非常相像，向上的骨架曲线与YZ2和YZ3类似，但极限荷载值相对于YZ2和YZ3较小。

（3）强度和延性

图4-27　屈服点确定(www.daowen.com)

预制节点向下加载时，主受拉筋为上部普通钢筋，从荷载-位移曲线上可以明显看出拐点，屈服位移和屈服强度可直接判断出。当预制节点向上加载时，钢绞线主要受拉，向上的荷载-位移曲线上无明显的拐点，故只能对骨架曲线上半部分进行分析，确定向上加载屈服位移和屈服强度。此处采用常见的几何作图法来确定，作直线OA与曲线初始段相切，与过U的水平线交于A点；作垂线AB与曲线交于B点，连OB并与水平线交于C点，作垂线CY与曲线交于Y点，即为屈服点。延性采用位移延性系数来表示，各试件的强度和延性见表4-10。

表4-10　强度（kN）、位移（mm）及延性系数表

从表4-10可知：

各试件向下加载的屈服强度及峰值强度相差不大，说明在本试验中，向下加载时，下部混凝土受压时起主要作用，下部配筋受压对节点承载力影响不大。向上加载时，钢绞线受拉力，节点承载力均有较大提高，其中由于YZ2节点和YZ3节点有附加直钢筋，相对于YZ3节点和YZ4节点而言，其承载力提高最大达38.4%。向上加载时，预制节点强屈比较大，最大达1.48，与现浇节点相比提高24.4%，说明从强度的角度来说，预制节点安全储备较大。

向下加载时，预制节点的延性较好，与现浇节点相当。向上加载时，预制节点的极限位移值Du与现浇节点相比较小，说明预制节点在破坏时所能达到的变形值与现浇节点相比略有不足。根据几何作图法确定预制节点的屈服位移Dy，其值大于现浇节点，且差别较大，位移延性系数受极限位移值和屈服位移值的影响，预制节点向上的延性系数均小于现浇节点，除YZ5节点达到4.06，其他预制节点均在3以下。

（4）刚度退化

试件的刚度可用割线刚度来表示，刚度退化曲线如图4-28所示。

图4-28　试件刚度退化曲线

由图4-28可知：五个试件的退化刚度曲线总体趋势一致，在初始阶段，刚度退化较快，进入屈服以后，刚度退化逐渐变缓。在弹性阶段，所有预制节点的刚度值小于现浇节点，说明就初始刚度而言，预制试件不如现浇构件。屈服以后，预制试件刚度值均大于现浇节点，说明预制梁端键槽段的箍筋加密以及钢绞线应力的增加能够提高试件屈服后刚度。YZ2和YZ3的刚度值大于YZ4和YZ5的，说明附加直钢筋在一定程度上能够提高预制试件的刚度。

（5）能量耗散能力

试件的能量耗散能力以试件的累计耗能和等效黏滞阻尼系数来表示，试件的总累计耗能和等效黏滞阻尼系数见图4-29。

由图4-29可知：在加载前期，现浇节点的耗能较预制节点的要大，在加载后期，YZ2和YZ3节点的耗能上升趋势较快，接近破坏时，总体累积耗能值甚至超过现浇构件，说明YZ2和YZ3节点在地震中接近极限状态时，消耗的能量有较大的提高。YZ4和YZ5节点耗能能力较YZ2和YZ3节点耗能均要差，说明附加直钢筋能显著提高节点耗能能力。

图4-29　试件耗能能力

从等效黏滞阻尼系数图上可以看出，现浇节点构件等效黏滞阻尼系数总体均大于预制节点的，有着较强的耗能能力，从4Δ循环开始，等效黏滞阻尼系数下降，此时滞回曲线出现捏缩现象。预制节点等效黏滞阻尼系数呈现阶梯上升的趋势，即耗能能力随着位移的增加而逐渐增强。四个预制构件等效黏滞阻尼系数在第13循环之前较接近，说明在加载的中前期，预制试件耗能能力相差不大。试件临近破坏时，YZ2和YZ3节点等效黏滞阻尼系数上升较大，说明YZ2和YZ3构件在临近破坏时，其耗能能力有较大增强。

4）试验有限元分析

本节选用非线性分析能力较强的大型通用有限元软件ABAQUS对试验构件作数值分析，由于试验结果显示，有无架立筋无粘结段对构件的受力性能影响不大，故本节仅分析现浇构件XJ1及无架立筋无粘结段的预制构件YZ3和YZ5，并与试验结果对比。

（1）有限元模型建立

混凝土材料模型采用混凝土损伤塑性模型和我国《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）附录建议的混凝土本构模型，利用C3D8R实体减缩积分单元模拟混凝土部分，钢筋及钢绞线的应力-应变关系均采用双折线随动强化模型，利用三维二节点线性桁架单元T3D2模拟钢筋和钢绞线，柱下端面采用不动铰支座，上端面约束柱截面中心线在节点平面内的水平位移，同时为了避免应力集中，在柱上下端面及梁端加载处设置了刚性垫片。考虑试验的特点和计算效率，本次分析采用单向荷载作用下的荷载-位移曲线与试验骨架曲线进行对比，以试验实际位移对模型进行位移加载，建立的有限元模型如图4-30所示。

（2）计算结果分析比较

经ABAQUS软件单调加载计算后所得的荷载-位移曲线与试验荷载-位移滞回曲线的骨架曲线如图4-31所示。

图4-30　混凝土模型及各构件钢筋笼模型

图4-31　各构件计算与试验荷载-位移曲线对比

由图4-31可以看出，计算得到的荷载-位移曲线总体趋势与试验所得的骨架曲线较接近，计算所得的屈服荷载比试验值略大，屈服位移略小，刚度比试验值略大，XJ1节点和YZ3节点向上加载的峰值荷载值与试验值较接近，其他峰值荷载均是计算值大于试验值。出现这种偏差的主要原因在于节点经历低周反复荷载循环作用，损伤逐渐累积，随着混凝土开裂加剧和局部压碎、节点附近钢筋与混凝土粘结退化、钢筋反复拉压的包辛格效应等各类非线性因素的影响越来越显著，这些因素对节点刚度及极限承载力等都有一定的削弱作用。而计算分析时将钢筋单元嵌入混凝土单元中，钢筋节点的自由度由周围混凝土单元节点自由度的内插值进行约束，两者共同变形，无滑移，这种方法一定程度上能改善模拟计算的效果，但难以准确模拟实际结构受力中钢筋与混凝土发生严重粘结滑移时试件刚度及位移的变化。

计算所得的三个节点向下加载的曲线差别不大，向上加载时，梁下部受力筋存在着较大差别，XJ1现浇节点为普通钢筋，YZ3节点为钢绞线与附加直钢筋混合受力，YZ5节点为钢绞线单独受力。可以看出，普通钢筋作为受力筋，节点荷载-位移曲线存在着较长的屈服平台段，而有钢绞线受力时，荷载随着位移持续增长，刚度在退化，但平台段较小，这与试验结果较接近。总体来说，计算所得的荷载-位移能够客观反映各节点试件的受力性能。

等效塑性应变（Equivalent Plastic Strain，PEEQ）表示整个加载过程中混凝土塑性损伤的累积结果，压缩等效塑性应变PEEQ大于0表明混凝土材料发生了屈服，其能直观地反映试件的破坏形态。

图4-32　各节点试件等效塑性应变云图

由等效塑性应变云图可以看出，各试件的塑性应变主要集中发生于梁根部，这与试验结果较接近，节点破坏表现为梁铰破坏机制。对于XJ1现浇构件，向下加载的极限荷载值大于向上加载的极限荷载值，相应的塑性破坏区更大，YZ3节点和YZ5节点则相反，向上加载的塑性破坏区较大，向下加载的塑性破坏区较小，而YZ3节点相对于YZ5节点向上加载的塑性破坏区更大，YZ3节点相对于YZ5节点的极限承载力更大，说明极限承载力的大小与混凝土塑性破坏有着直接的关系，塑性破坏较大的节点更能够发挥出节点的承载潜力。

ABAQUS的损伤塑性模型在材料积分点处不会演化出现裂纹，但可以通过塑性应变（PE）来反映裂纹的开展情况。塑性应变表示应力超过混凝土的抗拉强度，并且产生裂缝。其中最大主拉塑性应变云图可直观地反映裂缝的分布情况，其数值可以间接反映混凝土宽度的大小。三个节点在屈服和极限时的裂缝开展情况如图4-33所示。

图4-33　各节点试件裂缝分布形态

从图4-33可以看出，计算所得的各构件裂缝分布比较相似，在屈服时，裂缝主要为受弯裂缝分布，而最终破坏状态时，出现大量斜裂缝，这与试验现象相近。YZ3与YZ5节点向上加载产生的裂缝分布较现浇构件XJ1要大，这与其极限承载力的提高有关。

由于钢绞线应力较大，影响普通钢筋应力分布的观察，为了有效区别及方便显示，本节仅显示普通钢筋的Mises应力云图，节点最终形态钢筋笼的应力分布情况如图4-34所示。

从图4-34中可以看出，各构件梁端部钢筋应力较大，三个节点构件主要受拉纵筋均出现了较长的屈服段，YZ3节点的附加直钢筋有较大的屈服，较好地发挥了附加直钢筋的作用，YZ3节点和YZ5节点下部架立筋也有着一定的应力分布，说明其也会参与节点受力，有助于限制梁下部的裂缝开展。梁根部箍筋均有较大的应力分布，一些部位出现了屈服，说明节点在破坏时，箍筋约束力较大，对于延缓混凝土完全破坏有着较大的作用，在梁端进一步加密箍筋是有必要的。

图4-34　各节点试件钢筋笼应力云图

5）参数变化分析

在上述模拟分析的基础上，通过节点核心区与键槽区混凝土等级的变化以及附加钢筋直径的变化，对改变参数的新型预制混凝土框架梁柱节点进行数值模拟计算，主要对比分析向上加载的荷载-位移曲线同原有曲线的区别；分析核心区与键槽区混凝土等级影响时，将其提高到C45和C50，其他参数不变；分析不同附加筋直径时，增大附加筋直径为22 mm和25 mm，其他参数不变。

图4-35　节点核心区和键槽区不同混凝土强度荷载-位移对比图

图4-36　不同附加筋直径荷载-位移曲线对比图

由图4-35和图4-36可以看到，提高节点核心区以及梁端键槽区混凝土强度或者增大附加直钢筋的直径能够在一定程度上改善节点受力性能，在中间阶段，提高上述参数，节点刚度有了较显著的提高；但在初始弹性阶段，荷载-位移曲线几乎重合，在极限状态，极限荷载相差也不大，说明在初始弹性阶段以及极限状态，上述参数的变化对节点的受力性能影响有限。

6）主要结论

通过五个足尺试件的低周反复荷载试验和有限元计算分析，可以得到以下结论：

①预制节点梁端承受向上的荷载时，钢绞线作为主受拉筋，其滞回曲线饱满程度不如现浇节点。预制构件向上的骨架曲线不存在明显的屈服平台段，其极限承载力相对于现浇构件提高较多。预制节点的刚度退化、滞回耗能、等效黏滞阻尼系数在中前期不如现浇构件，但在加载后期，预制节点的上述指标提高较大，部分指标超过现浇构件，说明预制节点有着较大的安全储备。

②向下加载时，预制构件的各项性能指标与现浇构件相当。向上加载时，钢绞线作为受拉钢筋受力，预制构件的变形能力与现浇构件相比略显不足。而通过作图法获得的屈服位移比现浇构件大，计算所得的位移延性系数较小。

③通过预制构件之间的试验结果比较分析，可以发现附加直钢筋的存在对预制节点的极限承载力、刚度、耗能能力均有提高，说明在增设附加钢筋对构件抗震性能是有益的。而下部架立筋增设局部无粘结段对预制构件的抗震性能影响不大，可以去掉该措施。

④利用ABAQUS软件对试验中的三个节点进行非线性有限元分析并与试验值对比。分析表明：利用混凝土损伤塑性模型分析钢筋混凝土节点能够客观反映试件受力性能；下部架立筋的存在能够起到限制裂缝开展的作用，梁端键槽段箍筋进一步加密是必要的；提高节点核心区及键槽区混凝土强度或者增大附加筋直径能够在一定程度上提高节点刚度，但影响有限。