图1 典型后浇整体式预制装配框架节点配筋构造
Fig. 1 Reinforced details of typical monolithic precast interior frame joints
丁 然1，芶双科1，樊健生2，张 君1
(1．清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室，北京100084；2．清华大学 北京市钢与混凝土组合结构工程技术研究中心，北京100084)
摘 要:该文基于一种新型高韧性低收缩ECC材料-LSECC，提出了两种后浇LSECC装配整体式框架节点方案，以达到提升高烈度区装配整体式框架节点抗震性能并简化配筋的目标。以节点模型为基础构建了对应的梁式构件，完成了5根后浇LSECC装配整体式梁的静力单调加载试验。通过对承载力、刚度、破坏形态与裂缝发展的分析，初步论证了LSECC应用于装配整体式节点的可行性和优势，并对界面(包括热接和冷接)构造、纵筋锚固等关键基础问题进行了探究，提出了合理的构造措施，为后续大比例梁柱节点抗震性能试验奠定了基础。试验表明:采用LSECC的装配整体式梁具有等同现浇梁的承载力和延性，且裂缝宽度相比混凝土梁明显减小；梁跨中采用ECC的范围越大，初始刚度越低，在加载过程中刚度退化越缓慢；ECC与钢筋具有更好的协同工作能力和粘结强度，其锚固搭接长度相比混凝土节点可显著降低，在装配整体式节点处应用该材料能够保证足够的粘结锚固能力；适当的界面构造配筋可有效提升后浇ECC与预制混凝土界面的力学性能，确保界面不成为薄弱面。
关键词:纤维增强水泥基复合材料；装配整体式混凝土框架；低收缩ECC(LSECC)；框架节点；界面
预制装配式混凝土建筑具有质量可控、缩短工期、节约资源、绿色生产等优点，是发达国家广泛采用的建筑形式，欧洲各国、美国、日本等都已经建立了较为完善的预制装配式混凝土结构体系[1]。为实现建筑业的工业化转型，“十八大”以来我国开始大力推进预制装配式建筑的应用[2]。
梁柱节点是装配整体式混凝土框架结构体系的关键部位。在国内外的几次强震震害中，装配整体式框架结构的梁柱节点核心区均遭受较为严重的破坏[3―4]。国内外已对装配整体式混凝土梁柱节点的连接方式和受力性能进行了大量研究和总结[5―8]。上述研究表明，现有装配整体式框架结构体系中的节点构造基本能够实现等同现浇的设计目的。图1为一种典型装配整体式混凝土框架中节点构造形式，预制叠合梁底部纵筋采用 90 °弯钩锚固于节点核心区，预制柱纵筋在节点核心区以上连接，梁叠合层和节点核心区混凝土现场浇筑。对于这种常用节点构造，核心区包含了来自4个方向的预制梁底部纵筋(含弯钩)，柱纵筋以及核心区加密箍筋。对应于高烈度区较高的抗震等级和需求，核心区配筋将更为复杂，从而使得施工难度极大，严重影响了装配整体式混凝土框架的施工质量和进度，成为制约装配式建筑在高烈度区推广应用的一大瓶颈。如何在等同现浇的要求下尽可能简化节点区配筋是亟待解决的关键问题。
图1 典型后浇整体式预制装配框架节点配筋构造
Fig. 1 Reinforced details of typical monolithic precast interior frame joints
纤维增强水泥基复合材料(Engineered Cementitious Composites，简称ECC)是近年来兴起的一种新型工程材料，最早由美国密歇根大学的Li提出[9―10]。通过合理控制聚乙烯醇(PVA)纤维及基体的界面参数，可使ECC具有2%～7%的极限拉应变以及多点开裂的特性，且裂缝宽度不超过100 μm，裂缝间距10 mm左右，从而使其相比于混凝土具有超高的韧性以及更好的耗能能力和耐久性，在提高结构性能方面具有广阔的应用前景[11―16]。国内外已有学者将 ECC材料应用于现浇框架梁柱节点，通过往复加载试验证明了 ECC节点相比于传统钢筋混凝土节点具有更好的耗能性能及损伤控制能力，并且可以部分乃至全部替代箍筋[17―21]。基于此，如将装配整体式混凝土框架节点中的后浇混凝土替换为ECC，有望提升节点性能，简化节点构造，方便施工，从而促进装配式混凝土框架在地震区特别是高烈度区的推广应用。
目前有关 ECC在装配式混凝土框架结构中应用的相关研究还很少。为探究 ECC材料应用于装配整体式节点后浇区域的可行性和优势，本文基于清华大学张君教授研制的高韧性低收缩 LSECC材料[22]，提出两种采用LSECC的装配整体式节点方案，并以节点模型为基础，构建对应的梁式构件，进行了5根LSECC预制装配梁的静力单调加载试验。通过对承载力、刚度、破坏形态与裂缝开展的分析，针对界面(包括热接和冷接)构造、纵筋锚固等关键基础问题，探究 LSECC应用于装配整体式节点的可行性和优势，并提出合理的构造措施，为后续大比例梁柱节点抗震性能试验研究提供参考。
根据 ECC的材料特点和典型装配整体式框架结构的施工方案，本文提出了两种新型 ECC装配整体式框架节点，如图2所示。
图2 本文提出的两种ECC装配整体式节点方案
Fig. 2 Two new types of monolithic precast frame joints with ECC
图2 (a)为节点核心区和叠合梁后浇带应用ECC材料的方案，该形式将一种典型装配整体式混凝土节点中的后浇混凝土替换为后浇ECC。柱纵筋连续穿过节点区，梁纵筋在节点区进行90 °弯钩锚固。节点后浇区域应用ECC，可以充分利用ECC优越的抗拉抗剪能力，有效地控制节点域的损伤、减少节点域的箍筋配置并改善纵筋在节点域内的锚固性能，同时明显提升施工便捷性。图2(b)是在前一种方案的基础上，进一步在梁端塑性铰区域也应用ECC的新型连接方式，为方便ECC浇筑，在梁端塑性铰区域采用ECC预制了U型槽，既参与受力又可充当模板，梁纵筋的搭接连接和 ECC的浇筑均可在槽内进行。与图2(a)的节点形式相比，该连接形式将锚固区外移，进一步简化了节点区域的配筋，另一方面 ECC塑性铰的变形耗能能力相比于普通钢筋混凝土塑性铰也有较大提升。
由于 ECC材料收缩性较大，流动性相对混凝土较弱，应用于后浇整体式节点可能存在干缩导致的后浇 ECC与预制混凝土部分界面脱开、浇筑不密实等问题，直接进行规模较大的梁柱节点试验有一定风险。本文单独将节点试件的梁和核心区取出设计了一组小比例梁式试验，探究 ECC应用于装配整体式框架节点的可行性和优势，并对界面(包括热接和冷接)构造、纵筋锚固等关键基础问题进行研究，为后续大比例梁柱节点试验奠定基础。如图3(a)所示，对于梁柱中节点梁端加载模式，梁所承受的剪力为P/2，梁端弯矩为PL/2。可采用图3(b)所示的装配整体式梁，采用单点加载的方式来模拟节点中梁的受力情况。以此可以考察实际节点中梁端界面、纵筋锚固以及塑性铰区域的表现，且相比于节点试验可以节约材料，减少构件加工时间。需要指出的是梁式试验不能准确反映节点核心区所处的剪切受力状态，也不能反映节点在往复荷载下的耗能能力、强度与刚度退化等滞回性能，这也是后续进行节点试验的必要性所在。
图3 装配整体式梁式试验研究方案
Fig. 3 Research scheme for monolithic precast beam
为解决 ECC收缩大的问题，本研究采用了清华大学张君教授研制的高韧性低收缩 ECC材料LSECC[22]，该材料干燥收缩小，28 d干缩实测值仅有200 με左右，甚至低于普通混凝土。在降低干缩的同时，LSECC材料保留了传统ECC材料的高韧性特征，极限拉应变可达 2%～5%，非常适合应用于装配整体式节点的后浇区域。
共设计5根简支梁试件，包括1根全现浇ECC-混凝土热接对比梁(CB-1)、1根纯混凝土装配整体式对比梁(CB-2)和 3根后浇 ECC装配整体式梁(PB-1、PB-2、PB-3)，采用不同的节点连接方式。表1列出了构件的设计参数，图4给出了试件尺寸和主要构造。
表1 试件基本参数表
Table 1 Basic parameters of the beam specimens
各试件均长1750 mm、高175 mm，CB-1梁宽90 mm，其余梁宽125 mm。梁纵向钢筋采用3根直径10 mm的HRB400级钢筋，其中CB-1通长连接，其余构件在节点区或槽型区连接。箍筋采用直径6 mm的 HPB300级钢筋。非加密区箍筋间距100 mm，梁端加密区采用50 mm间距布置。CB-1梁采用热接浇筑的方法成型，即在 ECC刚刚达到初凝后随即浇筑相邻的混凝土段。其中 ECC段长度为 525 mm，对应于节点中梁端塑性铰长度为一倍梁高。CB-2与PB-1和PB-2基本相同，CB-2采用后浇混凝土，PB-1和PB-2采用后浇ECC。与PB-1梁相比，PB-2梁在 ECC-混凝土界面增设了直径6 mm的U型钢筋以增强界面抗拉抗剪能力，约束裂缝发展。PB-3梁采用槽型连接，将钢筋搭接位置从节点核心区外移到塑性铰区。
图4 试件尺寸和主要构造
Fig.4 Dimensions and details of beam specimens
如图5(a)所示，连接方案1中叠合梁底部纵筋伸入节点并在核心区内进行锚固。试验用混凝土为C40，按照一级抗震锚固长度要求，根据《混凝土结构设计规范》[23]，锚固钢筋伸入核心区的水平投影长度为:
本次试验锚固长度为 144 mm，满足要求。此外，《混凝土结构设计规范》要求[23]，纵筋弯折后纵向投影长度b≥12d=120 mm，钢筋弯折内径φ≥4d=40 mm。由于梁高的限制，试验选取弯折后纵向投影长度为11d，弯折内径为4d，基本满足要求。为保证界面的连接性能，对梁顶面和侧面进行凿毛处理，凿毛深度为5 mm。
如图5(b)所示，方案2叠合梁底部钢筋在梁端预制槽内进行搭接。槽采用ECC预制，长度为1.5倍梁高，近似为梁端塑性铰区的范围。钢筋采用180°弯钩，内径为40 mm。弯折钢筋后直线段长度为b=40 mm≥3d。按照一级抗震要求，对于直径小于25 mm的纵筋，最小抗震搭接长度为:
其中，ζ为纵向受拉钢筋搭接长度修正系数，该截面有 100%的钢筋搭接，因此ζ=1.6。可见，方案 2仅达到规范对混凝土中受拉纵筋搭接长度的要求的1/2，而这恰好可以利用ECC材料的一大优势，即钢筋与ECC的粘结性能要优于钢筋与混凝土[24]，这也将在下文的试验结果中得到证实。
图5 两种连接方案钢筋锚固搭接构造
Fig.5 Two design of assembled connections
本次试验所采用的钢筋材性试验结果如表2所示。第一批次预制混凝土的立方体抗压强度fcu=48.2 MPa，第二批次后浇混凝土的立方体抗压强度fcu=43.9 MPa。所采用的混凝土粗骨料粒径小于15 mm。
试验采用的 ECC材料为高韧性低收缩ECC-LSECC。该材料由水泥、石英砂、PVA纤维、外加剂等组成，不含粗骨料。采用的PVA纤维长度为 12 mm，抗拉强度为 1620 MPa，纤维的体积含量为1.7%。ECC材性试验结果如表3所示。
表2 钢筋材性试验结果
Table 2 Mechanical properties of steel
表3 ECC材性试验结果
Table 3 Mechanical properties of ECC
为方便构件制作，本试验采用钢筋和模板一次完成，混凝土和 ECC分批浇筑的方式模拟预制装配梁的实际制作安装过程。图6(a)和图6(b)为两种装配整体式方案的钢筋布置情况。
图6 预制梁钢筋绑扎
Fig.6 Rebar cage of precast beam
模板采用一次成型的方式，通过在后浇区与预制区域之间设置临时挡板实现不同批次混凝土和ECC的浇筑。对于现浇ECC梁CB1，采用热接方法，首先浇筑跨中 ECC段，待初凝后抽出临时挡板，浇筑剩余混凝土部分。对于后浇混凝土的CB2和后浇ECC的PB1和PB2，在混凝土预制部分浇筑完成2 d后，对顶部接触面和侧面接触面进行凿毛处理，养护 28 d后浇筑后浇部分的混凝土或ECC，在浇筑之前对界面洒水以提高界面粘合性。浇筑 ECC后需进行覆膜养护。对于采用方案二的ECC槽形装配整体式梁PB3，需要分3次浇筑，首先浇筑预制混凝土部分待混凝土初凝后进行 ECC槽的浇筑，槽与混凝土部分相连，对接触面凿毛并养护28 d后，最后进行ECC的浇筑。
加载方式采用如图7所示的跨中单点加载模式。梁的跨度为 1.6 m，采用简支边界条件。加载制度为开裂前按每级荷载 1 kN进行加载，开裂后按每级荷载 2 kN加载，屈服后按照每级跨中挠度2 mm进行加载。选取跨中后浇截面和预制部分截面进行 ECC/混凝土的应变量测，同时对底部纵筋进行钢筋应变量测。位移计测量中点及距跨中350 mm处的挠度。
图7 试验加载装置
Fig.7 Test loading device
图8～图13给出了各试件裂缝分布情况、典型裂缝宽度发展情况以及最终破坏模式，各构件的开裂荷载汇总如表4所示。以下逐一介绍各试件的试验现象。
表4 试验实测开裂荷载
Table 4 Measured cracking load
1)混凝土-ECC一次浇筑梁CB-1。在荷载加至7 kN时，观察到 ECC-混凝土左侧界面处开裂，12 kN时观察到右侧混凝土区域开裂，15 kN时观察到ECC段开裂。如图8和图13(a)所示，当荷载达到27 kN (0.5Pu)时，界面处裂缝宽度为0.1 mm。ECC部分裂缝均匀开展，裂缝间距仅为15 mm左右，明显小于混凝土部分裂缝间距。最终的破坏形态如图8所示，破坏时加载点处产生一条主裂缝，为典型的弯曲破坏。
2)混凝土装配整体式梁 CB-2。当荷载达到9 kN时界面处产生第一条可见裂缝。12 kN时中间节点处和混凝土开裂。如图9和图13(b)所示，当荷载达到16 kN (0.5Pu)时，左侧界面处裂缝宽度超过0.1 mm。在跨中挠度达到 6.7 mm时，节点域纵筋位置处出现纵向裂缝。挠度达到12 mm时节点域混凝土发生明显剥落现象。最终破坏时极限承载力仅为32 kN，此时梁底部纵筋最大拉应变为1600 με，尚没有屈服。破坏模式如图9所示，节点纵筋处出现明显纵向劈裂裂缝，为典型的纵筋锚固不足引起的劈裂破坏。这是因为本文梁式试验与节点试验的核心区受力状态不同，梁底受拉纵筋实际应采用搭接长度，该长度明显大于按照规范计算的纵筋在跨中内的锚固长度。
图8 CB-1梁裂缝发展与破坏模式
Fig.8 Crack propagation and failure mode of beam CB-1
图9 CB-2梁裂缝发展与破坏模式
Fig.9 Crack propagation and failure mode of beam CB-2
3)后浇ECC装配整体式梁PB-1。在荷载达到11 kN时，跨中ECC和混凝土均出现开裂，13 kN时，界面处观测到裂缝。如图10和图13(c)所示，构件加载至25.5 kN (0.5Pu)时，界面处最大裂缝宽度达到0.1 mm。构件加载至44 kN (0.9Pu)时，界面处最大裂缝宽度超过0.5 mm。加载至破坏时，极限荷载为51 kN，最终破坏模式如图10所示，破坏时界面处和 ECC处都产生较大裂缝，裂缝分布较为均匀，为典型的弯曲破坏。
图10 PB-1梁裂缝发展与破坏模式
Fig.10 Crack propagation and failure mode of beam PB-1
4)后浇ECC装配整体式梁PB-2。在荷载加至8 kN时左侧混凝土区域观察到第一条裂缝。11 kN时在跨中ECC区域出现第一条裂缝，14 kN时界面开裂。如图11和图13(d)所示，构件加载至26 kN(0.5Pu)时，界面处最大裂缝宽度仅为 0.06 mm，两侧预制混凝土最大裂缝宽度超过 0.1 mm。荷载为42 kN (0.8Pu)时左侧混凝土区域裂缝宽度超过0.5 mm，界面处最大裂缝宽度尚未超过0.1 mm。达到极限承载力52 kN时，左、右两侧混凝土区域出现两条对称的主斜裂缝，如图11所示。节点ECC及界面裂缝宽度没有明显发展，为典型弯曲破坏。
5)ECC槽型装配整体式梁 PB-3。在荷载达到8 kN时左侧ECC槽与后浇ECC界面处开裂，由于节点界面处未配U型筋，开裂荷载相比PB-2更低。荷载达到10 kN时，节点区域ECC开裂。荷载达到12 kN时，左侧预制ECC槽区域观察到裂缝。荷载达到22 kN时ECC槽与混凝土界面开裂。如图12和图13(e)所示，构件加载至30.5 kN (0.5Pu)时，右侧预制ECC槽与跨中后浇ECC界面处最大裂缝宽度达到0.12 mm。44 kN (0.7Pu)时，右侧新、老ECC界面处裂缝宽度超过 0.5 mm。峰值荷载为 61 kN，且直至挠度达到1/21跨度时，荷载均未下降。如图12所示，预制ECC槽与预制混凝土连接情况良好，但节点两侧界面处出现主裂缝，为典型的弯曲破坏。
图11 PB-2梁裂缝发展与破坏模式
Fig.11 Crack propagation and failure mode of beam PB-2
各试件的主要试验结果如表5所示。δu为对应峰值荷载Pu的挠度，采用能量法计算屈服挠度δy，其对应荷载为屈服荷载Py。计算方法如图14所示:在0～δu之间选取δy使得梯形OABC的面积S2等于力-位移曲线下方ODBC的面积S1。各试件的实测荷载-跨中挠度曲线如图15所示。
图12 PB-3梁裂缝发展与破坏模式
Fig.12 Crack propagation and failure mode of beam PB-3
表5 主要试验结果汇总
Table 5 Summary of important test results
图13 裂缝分布示意图
Fig.13 Diagram of crack distribution
图14 屈服位移与屈服荷载计算方法
Fig. 14 Method to calculate yield displacement and force
图15 荷载-跨中挠度曲线
Fig. 15 Measured load-midspan deflection curves
可以看出，发生锚固破坏的CB-2梁的延性和承载力明显低于其他试件，在挠度仅为 l/160时就迅速下降，其他四根梁都能够达到理论计算的承载力。尽管PB-1、PB-2和PB-3都远远不满足按照《混凝土结构设计规范》[23]计算的受拉纵筋搭接长度要求，但其钢筋强度仍然可以充分发挥，从而达到构件的理论弯曲承载力。这表明 ECC与钢筋之间的粘结作用要明显强于混凝土与钢筋，具体的粘结强度计算方法和搭接与锚固长度设计方法则有待深入研究。
采用方案1的装配整体式梁PB-2和采用方案2的装配整体式梁PB-3都能够达到等同现浇梁CB-1的承载能力和延性。PB-1和PB-2梁对比说明，在界面处增加 U型构造配筋能够显著提高梁的变形能力。PB-3对比PB-1和PB-2揭示出ECC槽型预制梁比仅在节点区后浇 ECC的连接方式具有更高的承载力和延性。
各试件的实测割线刚度-承载力曲线如图16所示。从试验结果来看，初始刚度最高的是混凝土预制梁CB-2，在加载初期时(5 kN)，CB-2梁的刚度达到19.3 kN/mm。其次是PB-1和PB-2梁，在15 kN/mm左右。初始刚度最低的是CB-1和PB-3，在加载初期二者的初始刚度都不到13 kN/mm。这是因为混凝土的弹性模量高于ECC，全梁采用ECC范围最大的是CB-1和PB-3，其次是PB-1和PB-2梁，而CB-2梁为全截面混凝土梁。ECC所占比例越大，初始刚度则越小。如表6所示，随着荷载的增加，混凝土梁CB-2的刚度下降速度最快，其次是PB-1和PB-2，CB-2和PB-3则下降最慢。因此截面ECC含量越高，加载过程中刚度退化的速度越慢。
表6 试验实测刚度
Table 6 Summarized main results of stiffness
ECC本身具有优越的裂缝控制能力[12]，但在装配整体式梁中存在 ECC和混凝土两种开裂材料以及两者之间的界面，它们的抗裂性能直接影响到结构的适用性和耐久性。
图16 荷载-割线刚度曲线
Fig.16 Load-secant stiffness curve
表4给出了不同试件各区域开裂荷载的对比情况，包括界面、预制和后浇部分。整体来看，界面部分由于浇筑时间的不同产生了界面接缝，是薄弱部位，相比而言(在没有界面U型筋加强的情况下)更容易开裂。对于靠近跨中的界面，CB-1未做处理，CB-2\PB-1\PB-3界面均只做了凿毛处理，PB-2进行了凿毛和构造加强配筋处理。从结果来看，凿毛处理和界面增加构造配筋后能有效提高开裂荷载。对于预制混凝土部分，CB-1与PB-3混凝土预制部分距离跨中更远，相同荷载作用下截面所承受的弯矩更小，因此开裂荷载更大。对于后浇部分，整体开裂荷载相当，而CB-1纵筋在跨中连续，传力直接，抗裂性能要稍好一些，从而开裂荷载稍高。
图17～图19则给出了不同试件相同位置裂缝宽度发展情况的对比。后浇节点区的裂缝对比如图17所示。对比CB-2和PB-1、PB-2等梁发现，后浇区采用 ECC能够极大提升后浇区的裂缝控制能力，正常使用阶段裂缝宽度可以控制在 0.1 mm以内。界面区域裂缝对比如图18所示。CB-2和PB-1的界面处均只做了凿毛处理，与 PB-2对比可以得出结论，U型筋能有效控制界面裂缝开展。塑性铰区域的抗裂性能对比如图19所示。采用槽型构造的PB-3以及在梁段塑性铰区域采用ECC的PB-1表现出良好的抗裂性能。
图17 跨中后浇段裂缝发展图
Fig.17 Load- midspan crack width curve at midspan
图18 界面处裂缝发展图
Fig.18 Load-interface crack width curve at interface
图19 塑性铰区域裂缝发展图
Fig.19 Curves between load and width of cracks in the region of plastic hinges
试验过程中量测了梁底混凝土(ECC)与纵筋的应变发展，如图20所示，可以看出试件CB-2中梁底纵筋与混凝土有明显的变形差，试件PB-1、PB-2中梁底纵筋与 ECC变形基本一致，增加界面配筋的PB-2的共同变形能力更好，可见ECC与钢筋具有很好的协同变形能力。
图20 钢筋-混凝土(ECC)受拉协同变形分析
Fig.20 Strain compatibility between concrete/ECC and rebar
本文对3根后浇ECC装配整体式梁、1根后浇混凝土装配整体式梁和 1根现浇 ECC-混凝土梁开展试验研究，对承载力、刚度、延性、裂缝发展等进行了对比分析，得到以下结论:
(1)本文提出了节点核心区应用ECC材料的装配整体式梁(方案 1)及节点区和梁端塑性铰区都应用 ECC材料的槽型装配整体式梁(方案 2)两种方案，前者承载力和延性明显优于混凝土预制装配梁，并基本等同 ECC现浇梁。后者相比前者承载力更高、延性更好。
(2)梁跨中采用ECC的范围越大，初始刚度越低，在加载过程中刚度退化越缓慢。
(3)钢筋与ECC之间的粘结性能明显优于钢筋与混凝土之间的粘结性能，ECC与钢筋具有更好的共同工作能力。
(4)ECC具有良好的裂缝控制性能,通过合理的构造措施可以进一步保证 ECC与混凝土交界面不成为薄弱面。采用 ECC的梁能够极大提升后浇区的裂缝控制能力，ECC与混凝土的热接界面仅通过原有贯穿纵筋即可达到足够的连接性能。通过添加U型筋则能够有效控制 ECC与混凝土的冷接界面的裂缝发展，显著提高界面连接性能。
本文研究虽然采用梁式试验，与实际节点受力性能有所区别，但所得出结论能够初步证明 ECC用于装配整体式框架节点的可行性和优势，同时对后续梁柱节点试验的设计与加工提供了宝贵的经验和指导。
参考文献:
[1]黄小坤, 田春雨. 预制装配式混凝土结构研究[J]. 住宅产业, 2010(9): 28―32.Huang Xiaokun, Tian Chunyu. Study on assembled precast concrete structures [J]. Housing Industry,2010(9): 28―32. (in Chinese)
[2]国务院办公厅关于大力发展装配式建筑的指导意见[J]. 中华人民共和国国务院公报, 2016, 29: 24―26.Guidance of general office of the state council on developing prefabricated constructions [J]. The Bulletin of the State Council of the People’s Republic of China,2016, 29: 24―26. (in Chinese)
[3]谭平, 李洋, 匡珍, 等. 装配式隔震结构中隔震节点抗震性能研究[J]. 土木工程学报, 2015(2): 10―17.Tan Ping, Li Yang, Kuang Zhen, et al. Seismic behavior of isolation connection in assembled seismic isolation structure [J]. China Civil Engineering Journal, 2015(2):10―17. (in Chinese)
[4]Park R. Seismic design and construction of precast concrete buildings in New Zealand [J]. PCI Journal,2002, 47(5): 60―75.
[5]Khaloo A R, Parastesh H. Cyclic loading of ductile precast concrete beam-column connection [J]. ACI Structural Journal, 2003, 100(4): 291―296.
[6]Ertas O, Ozden S, Ozturan T. Ductile connections in precast concrete moment resisting frames[J]. PCI Journal, 2006, 51(3): 66―76.
[7]Korkmaz H H, Tankut T. Performance of a precast concrete beam-to-beam connection subject to reversed cyclic loading [J]. Engineering Structures, 2005, 27(9):1392―1407.
[8]Priestley M J N, Sritharan S, Conley J R, et al.Preliminary results and conclusions from the PRESSS five-story precast concrete test building [J]. PCI Journal,1999, 44(6): 42―67.
[9]Li V C. Postcrack scaling relations for fiber reinforced cementitious composites [J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 1992, 4(1): 41―57.
[10]Li V C, Leung C K Y. Steady-state and multiple cracking of short random fiber composites [J]. Journal of Engineering Mechanics, 1992, 118(11): 2246―2264.
[11]Kong H J, Bike S G, Li V C. Constitutive rheological control to develop a self-consolidating engineered cementitious composite reinforced with hydrophilic polyvinyl alcohol fibers [J]. Cement and Concrete Composites, 2003, 25(3): 333―341.
[12]丁一, 陈小兵, 李荣. ECC材料的研究进展与应用[J].建筑结构, 2007 (增刊1): 378―382.Ding Yi, Chen Xiaobing, Li Rong. The research and application of engineered cementitious composites [J].Building Structure, 2007(Suppl 1): 378―382. (in Chinese)
[13]曹明莉, 许玲, 张聪. 高延性纤维增强水泥基复合材料的微观力学设计、 性能及发展趋势[J]. 硅酸盐学报,2015, 45(5): 632―642.Cao Mingli, Xu ling, Zhang Cong. Review on micromechanical design, performance and development tendency of engineered cementitious composite [J].Journal of the Chinese Ceramic Society, 2015, 45(5):632―642. (in Chinese)
[14]韩建平, 刘文林. 高轴压比配筋PVA纤维增强混凝土柱抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2017, 34(9): 193―201.Han Jianping, Liu Wenlin. Experimental investigation on seismic behavior of PVA fiber reinforced concrete columns with high axial compression ratios [J].Engineering Mechanics, 2017, 34(9): 193―201. (in Chinese)
[15]梁兴文, 杨鹏辉, 何伟, 等. 钢筋混凝土框架-纤维增强混凝土耗能墙结构抗震性能试验研究[J]. 工程力学,2018, 35(1): 209―218.Liang Xingwen, Yang Penghui, He Wei, et al.Experimental study on aseismic behavior of reinforced concrete frame-energy dissipation walls made with high performance fiber reinforced concrete [J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(1): 209―218. (in Chinese)
[16]Li M, Li V C. Rheology, fiber dispersion, and robust properties of engineered cementitious composites[J].Materials and Structures, 2013, 46(3): 405―420.
[17]Yuan F, Pan J, Xu Z, et al. A comparison of engineered cementitious composites versus normal concrete in beam-column joints under reversed cyclic loading [J].Materials and Structures, 2013, 46(1-2): 145―159.
[18]Qudah S, Maalej M. Application of engineered cementitious composites (ECC)in interior beam–column connections for enhanced seismic resistance [J].Engineering Structures, 2014, 69: 235―245.
[19]Parra-Montesinos G J, Peterfreund S W, Chao S H.Highly damage-tolerant beam-column joints through use of high-performance fiber-reinforced cement composites[J]. ACI Structural Journal, 2005, 102(3): 487―495.
[20]Said S H, Razak H A. Structural behavior of RC engineered cementitious composite (ECC)exterior beam–column joints under reversed cyclic loading [J].Construction and Building Materials, 2016, 107: 226―234.
[21]梁兴文, 王英俊, 邢朋涛, 等. 局部采用纤维增强混凝土梁柱节点抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2016,33(4): 67―76.Liang Xingwen, Wang Yingjun, Xing Pengtao, et al.Experimental study on seismic performance of beam-column joints with fiber-reinforced concrete in joint core and plastic hinge zone of beam and column end[J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(4): 67―76. (in Chinese)
[22]Zhang J, Gao Y, Wang Z. Evaluation of shrinkage induced cracking performance of low shrinkage engineered cementitious composite by ring tests [J].Composites Part B: Engineering, 2013, 52: 21―29.
[23]GB 50010―2010, 混凝土结构设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010.GB 50010―2010, Code for design of concrete structures[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.(in Chinese)
[24]米渊, 潘金龙, 周青山. 钢筋与纤维增强水泥基复合材料粘结性能试验研究[J]. 建筑结构, 2016, 46(15):69―73.Mi Yuan, Pan Jinlong, Zhou Qingshan. Experimental study on bond behavior between steel bars and patterned vertical alignment engineered cementitious composite[J]. Building Structure, 2016, 46(15): 69―73. (in Chinese)
EXPERIMENTAL RESEARCH ON MECHANICAL PERFORMANCE OF MONOLITHIC PRECAST BEAMS USING CAST-IN-PLACE LOW-SHRINKAGE ENGINEERED CEMENTITIOUS COMPOSITE
DING Ran1, GOU Shuang-ke1, FAN Jian-sheng2, ZHANG Jun1
(1. Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of the Ministry of Education, Tsinghua University, Beijing 100084, China;2. Beijing Engineering Research Center of Steel and Concrete Composite Structures, Tsinghua University, Beijing 100084, China)
Abstract:This paper proposes two kinds of monolithic precast frame joint schemes based on a new type of ECC material, named high-toughness low-shrinkage ECC (LSECC), to achieve high aseismic performance and simple reinforcement details in high earthquake intensity regions. According to the joint schemes, five assembled monolithic precast LSECC beams are constructed and tested under static monotonic loading. Based on the analysis of loading capacity, stiffness, failure mode and cracking behavior, the feasibility and advantages of application of LSECC in monolithic assembled joints are preliminarily verified. The critical problem such as interface details (including hot and cold connections)and longitudinal bar anchorage are carefully studied, and proper construction details are proposed, which effectively guides the subsequent study on the aseismic performance of large-scale monolithic precast beam-column joints. The test results show that the loading capacity and ductility of a monolithic assembled LSECC beam are equivalent with those of a cast-in-place beam while the crack width in ECC region is obviously smaller than concrete. The larger range of ECC used in the beam spanleads to lower initial stiffness and slower stiffness degradation. Better deformation compatibility and higher bonding strength can be found between ECC and rebar, and the anchorage length is significantly reduced compared to the concrete joint. Therefore, the application of ECC in the assembled joints can ensure sufficient bonding and anchoring capacity. Proper reinforcement details can effectively improve the performance of the ECC-precast concrete interface, thus providing sufficient crack controlling capacity.
Key words:engineered cementitious composite；monolithic assembled concrete frame；low-shrinkage ECC(LSECC); frame joint; interface
张 君(1962―)，男，内蒙古人，教授，博士，博导，主要从事混凝土研究(E-mail: junz@tsinghua.edu.cn).
樊健生(1975―)，男，山东人，教授，博士，博导，主要从事结构工程研究(E-mail: fanjsh@tsinghua.edu.cn);
丁 然(1988―)，男，安徽人，助理研究员，博士，主要从事结构工程研究(E-mail: dingran1988@163.com);
作者简介:
通讯作者:芶双科(1994―)，男，四川人，博士生，主要从事结构工程研究(E-mail: gskthu@163.com).
基金项目:清华大学自主科研基金项目(20161080103)；国家自然科学基金项目(51708328)；中国博士后科学基金项目(2016M601039，2017T100083)
收稿日期:2017-06-16；修改日期:2018-05-16
文章编号:1000-4750(2018)10-0056-10
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.0466
文献标志码:A
中图分类号:TU375.4