PEC 构件提升建筑结构预制化程度，连接构造及节点性能成关键

研究背景

研究背景

采用部分复合钢-混凝土组合构件（简称PEC构件）可以有效提高建筑结构的预制和装配性。近30年来已被纳入欧洲、北美等地区的组合结构标准或钢结构标准。我国科研人员还对PEC结构的静力性能和抗震性能进行了广泛而深入的研究，制定了专门的技术规程T/CECS 719-2020《部分覆盖钢-混凝土组合结构技术规程》，并制定了多个省区已开展试点建设。所有已建成的结构都展示了其在施工速度和安装精度方面的优势。

对于PEC结构来说，开发易于组装的连接结构、掌握节点性能、建立设计计算方法是围绕结构组装、保证节点安全可靠的重要技术研究方向。国内外对PEC结构力学性能的研究主要集中在各类结构构件上，而对节点和连接件的研究较少。在PEC框架结构中，采用大量PEC柱和单个H形主钢构件。当与梁构件连接时，柱的两个主轴的结构处理有较大不同。相关文献研究了该型强轴方向与梁刚性连接的PEC柱的节点性能，分析了节点区域的剪切机理，推导了承载力计算公式。 T/CECS 719-2020 根据本文件的研究，安全地简化了设计计算公式。然而，对于弱轴方向与梁刚性连接的单一H型主钢构件的PEC柱节点性能仍缺乏实验研究支持。

为此，设计了3个弱轴方向与梁连接的PEC柱试件，分别进行静态单调加载和滞回加载，检验节点的力学性能和构件的失效模式，并评价关节刚度和承载能力。进行了计算。

研究内容

研究内容

1节点建设方案

1.1 节点连接形式

为了满足节点的装配连接，节点之间采用盖螺栓连接。其中，腹板位置的盖板和螺栓按主钢构件腹板能承受的剪力和弯矩设计，翼缘上方和下方的盖板和连接件按主钢构件腹板能承受的弯矩设计。 PEC部分需要传输。根据相关文献中的设计要求，确保此类连接部件在测试阶段保持弹性。柱上预焊加劲肋，加劲肋与梁上预留螺栓孔，然后用螺栓和盖板将梁与柱连接起来。同时，为了最大限度地实现梁柱构件的预制，在梁柱螺栓连接区域外预焊隔板，如图1所示。梁柱构件预制时工厂内，节点区隔墙外侧浇注混凝土。现场螺栓连接施工工序完成后，重新浇筑隔断内螺栓连接区域的混凝土。

a——节点结构主视图； b—1-1剖面图。

图1 节点区域示意图

1.2 扁钢连杆设置

在试件中，为了防止梁柱构件截面的主钢翼缘过早出现局部失稳，安装了连杆。过去的连杆多采用圆钢或钢筋，如图2b所示，与法兰的接触面积较小，焊接困难。相关文献通过实验发现，用扁钢代替翼缘连杆，也能有效抑制翼缘受压后的鼓胀变形，对防止混凝土开裂也有效。因此，本次试验采用扁钢作为连杆，可以增加焊接面积，方便施工，如图2c所示。根据相关文献，扁钢截面为25毫米×4毫米，扁钢中心距为150毫米。在靠近节点的密集区域，扁钢的中心距为75毫米。

a——截面表示法； b——圆钢连杆表示法； c——扁钢连杆表示法。

图2 PEC截面示意图

2 实验研究

2.1 测试目的

1）根据实测刚度评价，弱轴方向能够满足刚性节点的性能要求。

2）结合承载力分析，验证T/CECS 719-2020中承载力计算方法能够识别和控制失效模式。

2.2 元件尺寸及分类

本次试验的柱采用窄翼缘H型主钢件，柱与墙体宽度保持一致。通常建筑物的墙体宽度为200毫米，所以柱截面的基本尺寸为H400×200×8×14。考虑到实验室装置的承载能力，梁截面基本尺寸为H200×150×6×8。柱内浇注C40混凝土，梁内浇注C35混凝土。

本实验设计了两种类型的样本。其中，J系列试件的设计意图是“弱节点域”，测试节点承载力。在纯钢结构中，H形柱绕弱轴弯曲时，节点域剪力主要由翼缘承受。设计PEC节点“弱节点域”时，需要对主钢构件翼缘板进行弱化。因此，立柱主钢件翼缘设计为6 mm厚，其余尺寸与基本尺寸一致。另外，立柱主要钢件采用Q235钢。梁截面尺寸采用基本尺寸，主要钢件采用Q345钢材。但本次试验设计“强”和“弱”试件时，没有考虑混凝土的影响。柱主要钢件翼缘厚度为6毫米后，柱截面弱轴方向的抗弯强度也有所降低。为防止柱过早失效，在J系列试件节点区域附近的柱截面主钢件翼缘外侧焊接了8mm厚的加强板，使总厚度增加到14毫米，与基本尺寸一致，如图3红色部分所示。弱轴周围有筋柱截面的极限弯曲承载力为Mu1，无筋柱截面的极限承载力为Mu2。加强板的长度可按式（1）确定：

式中：hcu和hcd分别为上柱和下柱的长度减去节点面积； hspu和hspd分别是上柱和下柱加强板的长度。为了便于施工，加劲板的长度取圆角，即上柱取300mm，下柱取500mm。

图3 J系列柱加劲板长度示意图

B系列试件的设计目标是弱梁。梁主钢构件翼缘厚度设计为6mm，腹板厚度设计为4mm，其他尺寸与基本尺寸一致。梁的主要钢件采用Q235钢。立柱截面尺寸与基本尺寸一致，主要钢件采用Q345钢材。综上，试件的基本参数如表1所示。

其余连接结构（例如加强筋、连接盖、螺栓等）的设计尺寸考虑到它们在测试阶段将保持弹性。

由于往复荷载作用下损伤累积等因素，混凝土具有强度下降、刚度下降等特性。单调载荷和迟滞载荷下表现出的力学性能会有所不同。因此，在J系列试件中增加了单调载荷下接头的力学性能进行比较。

表1 试件基本参数

注：截面尺寸说明：H 截面高度×截面宽度×腹板厚度×翼缘厚度。

2.3 加载方案及装置

试验采用梁端加载法。试件的柱顶和柱底铰接，柱顶施加轴向压力。试验轴压比取0.15，试验过程中保持恒定。反对称载荷施加于左右梁端，如图4所示。

图4 梁端受力示意图 mm

试验装置如图5所示，计算得到的立柱长度Lc为上、下球形铰支座球心间的距离。在本次测试中，Lc 为 3415 mm。光束轴用作分界线。上柱和下柱的计算长度分别为1500毫米和1915毫米。梁的计算长度Lb取为左右梁端部加载点处的销铰之间的距离。本次试验中，Lb为3000mm，以柱轴为分界线，左右梁的计算长度均为1500mm。

单调加载采用位移控制方式，两个执行机构开始反对称单向加载，直至试件出现明显破坏。

图5 测试装置前视图

对于往复加载，相关文献提出了如下加载体系：以梁端屈服位移Δy为控制参数，加载级别从0.5Δy、0.75Δy、Δy、2Δy、3Δy逐渐增加，每级加载2圈在承载能力达到峰值之前。当承载能力达到峰值后，每级加载3圈，直至试件损坏。本实验中使用了相同的加载方式。假设某试件在梁端位移为4Δy时达到峰值承载力，其加载系统如图6所示。本次试验采用相同的加载方式。

图6 往复式加载系统示例

当往复加载达到屈服位移及之前（即前3个加载水平）时，采用力控制方法加载。达到屈服位移后，采用位移控制方法进行加载。屈服位移为 Δy = 10 mm。

2.4 测量计划

整体位移计布置和节点区域附近的横向位移计布置如图7所示。

a——总位移计； b——节点区域附近的十字位移计。

图7 PEC位移计布置示意图

节点区域柱翼缘剪切变形γpz可按式（2）计算。同理可得节点区域另一柱翼缘的剪切变形。

式中：hi、bi分别表示十字位移计固定点的垂直距离和水平距离； δpz1 和 δpz3 代表图 7b 中的位移计读数。

节点区主要应变片布置位置如图8所示。应变片主要布置在节点区法兰面上，且均为三向应变片。

图8 节点区三维应变片布置示意图

3 主要测试结果

3.1 材料性能测试

钢材性能试验对钢板每个厚度取3个试样。材料性能测试结果列于表2。对于每批浇筑的混凝土，制作边长为150mm的立方体试块。混凝土材料性能测试结果显示，C40混凝土的平均实测标准抗压强度约为41.2 MPa，C35混凝土的平均实测标准抗压强度约为34.3 MPa。

表2 主要钢件钢板力学性能测试结果

3.2 测试结果

3.2.1 试验现象及失效模式

J系列试件损坏时，接缝区和梁的混凝土均出现裂缝，且随着裂缝的发展，细小碎片脱落，但没有大碎片脱落。如图9所示，试件破坏时，节点区混凝土并未整体被推出，仅出现少量斜裂缝。但节点区域的应变仪测点均进入塑性状态。可以发现，此时节点区域的承载能力仍有提升空间。

a—JH； b—JM。

图9 J系列试件损伤时梁及接缝区域混凝土裂缝发展示意图。

所有 J 系列试件均发生节点损坏，最终在载荷作用下发生柱破坏。其中，滞回加载试件JH在梁端位移达到40 mm（相对旋转角度约为0.025 rad）时发生螺栓滑移。柱上下加劲板端部混凝土裂缝明显发展，碎片脱落。当单调加载试件JM达到梁端位移160mm（相对旋转角度约为0.11rad）时，上下柱加劲板端部主要钢件翼缘凸出，混凝土脱落明显，承载能力下降。由于试件JH的相互加载，混凝土损伤不断累积，这种现象发生在梁端位移达到120mm（相对旋转角度为0.08rad）时。试件J的破坏现象如图10所示。可见，按照“弱节点”设计的试件之所以仍然出现柱破坏模式，正如前文所述，主要是因为节点的贡献不考虑 PEC 中的混凝土。下面第 3.3.3 节中的计算结果将证明这一点。

a——JH试件柱翼缘鼓胀，混凝土剥落； b—JM柱翼缘鼓胀，混凝土剥落。

图10 J系列试件破坏现象

BH 试件最终发生了梁破坏。当梁端位移达到50mm（相对旋转角度约为0.033rad）时，发生螺栓滑移，梁混凝土碎片脱落；当梁端位移达到100m（约0.067rad）时，梁上混凝土大面积垮塌；当达到120毫米（0.08拉德）时，东侧梁翼缘断裂，承载力下降。如图11所示，梁翼缘断裂位置发生在连接覆盖区域之外，说明连接设计满足强度要求。节点区域应变片的测量点均位于弹性段内。

图11 BH试件破坏现象

3.2.2 试件弯矩-转角曲线

试件加载力学模型如图12所示。通过计算，可以得到试件的弱轴平面弯矩-转角（M-θ）曲线，如图13所示。该曲线反映了试件的整体力学性能的标本。其中，M表示柱外左右梁的平均弯矩，按式（3a）计算，θ表示试件的旋转角度，按式（3b）计算。

式中：Pl、Pr分别为左右两侧梁端荷载； Lb为梁长度； hc为柱翼缘宽度； Δl和Δr分别为左右梁端部的真实位移。

图 12 加载力学模型

a——JM试件弯矩-旋转滞后曲线； b——JH试件弯矩-旋转滞后曲线； c——BH试件弯矩-旋转滞后曲线； d——试件弯矩-转角骨架曲线。

图13 试件弯矩-旋转滞后曲线与骨架曲线对比

对比JM试件的曲线和JH试件的骨架曲线可以发现，JH试件在往复荷载作用下的极限承载力较低，延性较小。该分析是由于混凝土在往复荷载作用下损伤累积的影响。

对比JH试件和BH试件的滞回曲线可以发现，两者均具有箍缩特征，其中BH试件的箍缩现象相比更为严重。

3.2.3 节点面积剪切力-剪切变形曲线

节点区剪力Qpz-剪切角γpz曲线如图14所示。该曲线反映了节点区本身的力学性能。其中，Qpz为节点区域的等效剪力，γpz为节点区域的平均剪切角。 Qpz 可以使用方程(4)计算。

式中：hb为梁翼缘中心线间距离； χ为考虑柱端剪力的影响系数。

γpz可根据节点区域设置的横向位移计的测量值进行换算，如式（5）所示。

式中：γpz,f和γpz,b分别表示前后柱翼缘的平均剪切角。

与试件的滞回曲线相比，试件JH节点区域的滞回曲线较为饱满，最终节点区域的剪切角达到0.025rad。因为它是立柱失效的原因，与试件整体旋转角度（0.08 rad）相比所占比例并不大。然而，样本 BH 发生了梁破坏。试验过程中节点区域变形很小，最大剪切角不超过0.003rad。试件的旋转角度主要是由梁变形引起的。

3.3 测试结果分析

3.3.1 节点刚度

欧洲钢结构规范（EC 3）规定，当节点的旋转刚度满足式（6）关系时，节点可认为是刚性连接：

式中：S为节点的旋转刚度； kb为参数，对于一般框架，kb=25； EIb——梁截面的弯曲刚度； Lb 是梁的跨度。本次试验中，每根梁均为半跨，因此Lb=2×1500mm=3000mm。

关于梁截面的抗弯刚度，EC 4规定组合结构的等效抗弯刚度应按式（7）计算（本试验梁未设置纵筋）：

式中：EaIa为工字钢截面的弯曲刚度； EcIc 是开裂前混凝土截面的弯曲刚度。

为了确定节点旋转刚度S，对节点弯矩-转角曲线的线弹性部分进行线性拟合，以其斜率作为旋转刚度。其中，节点弯矩Mb按式（8）计算，节点旋转角度按式（5）计算。

各试件的计算结果如表3所示。

表3 节点旋转刚度

需要注意的是，由于弹性截面内节点区域的转角很小，位移计的测量存在一定的误差，弹性截面内节点弯矩-转角曲线抖动较为明显，因此表3中的旋转刚度S只能粗略估计。 。由于表中各试件的单独估计结果与临界旋转刚度处于同一数量级，因此可以推断本次试验中的接头满足EC 3中刚性接头的性能要求。

3.3.2 承载能力验证

T/CECS 719—2020分别规定了梁、柱、节点承载力的计算方法。

其中，弱轴节点承载力的计算主要考虑加劲腹板和覆盖混凝土部分的影响。计算公式可表示为：

式中：fyvt为加强筋腹板钢材的抗剪强度； hcr——覆柱混凝土外轮廓宽度； tr 为加强筋厚度； fc——混凝土抗压强度； bjc和hjc分别表示覆盖混凝土区域的宽度和宽度。高度，如图 15 所示。

注：图中未显示梁内混凝土。

图15 实际浇筑试件节点区截面示意图

各试件的计算结果如表4所示。实际试验中破坏的各试件的极限承载力如表5所示。滞回试件JH、BH梁端极限荷载为正向荷载的平均值。并反转梁端的最大载荷。

表4理论计算表明：J系列试件在梁端荷载达到72.4 kN时发生柱破坏，B系列试件在梁端荷载达到61.9 kN时发生梁破坏。这与表5中各试件的实际测试结果一致，损伤模式相符。而且，试验中试件失效的梁端极限荷载与理论计算值的误差约为10%。据此可以确定T/CECS 719-2020中梁、柱、弱轴连接节点的计算公式能够满足工程应用的要求。

表4 按T/CECS 719-2020计算的试件承载力值kN

表5 各试件极限承载力kN

3.3.3 对节点承载力的贡献分析

采用T/CECS 719-2020中的缝抗剪强度计算公式，由于缝区混凝土对抗剪能力有重要贡献，以J系列试件为例，缝区混凝土部分的总贡献到整个节点抗剪承载力的70%左右，如表6所示。因此，弱化节点区域柱翼缘后，J系列试件仍然呈现柱破坏模式，主要是因为节点区域混凝土部分有效提高了抗剪承载力关节的。从试验现象来看，当J系列试件最终失效时，节点区柱翼缘上的应变片全部进入塑性，而混凝土部分仅出现少量斜裂缝，这也可以证明J系列试件的贡献。节点区域混凝土部分的抗剪承载力。

表6 按T/CECS 719-2020计算的J系列节点区域承载力值kN

需要说明的是，本例中节点连接部分的加劲肋翼缘部分与柱翼缘采用焊接连接，因此节点区域的柱翼缘可以进一步提高节点的抗剪承载能力，T/ CECS 719-2020计算公式保守，没有考虑这部分对节点抗剪承载力的影响。

综上所述

结论

本文通过对PEC弱轴连接节点进行单调和滞回加载试验，得出以下结论。

1）通过实测刚度，本文测试的PEC弱轴节点连接形式能够满足刚性连接的要求。

2）结合承载力分析，T/CECS 719-2020的承载力计算方法可以有效地确定失效模式。

3）虽然本次试验中J系列试件的柱翼缘已被弱化，但由于节点内被覆混凝土部分对节点抗剪承载力的贡献，柱构件在节点前失效。因此，在PEC弱轴连接接头中，覆盖混凝土部分受到梁构件侧面混凝土的约束，可以有效提高弱轴接头的受剪承载能力。

4）对比J系列中的JM和JH试件，往复荷载作用下的最大梁端荷载较单调荷载下降约20%，表明往复作用下混凝土损伤的累积会降低混凝土的极限承载力。 PEC 标本。有下降。

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关于作者

陈依依

同济大学教授

《钢结构（中英文）》编委会

上海三达大学校长，兼任中国钢结构协会钢与复合结构专业委员会副主任委员、上海土木工程学会监事会主席、建筑钢结构工程技术委员会副主任等职教育部研究中心、上海市装配式建筑技术集成项目技术研究中心技术委员会主任、《建筑结构学报》名誉主编等。

主要研究领域为建筑钢结构。在建筑工业化方向，近年来与同行合作研究，开发了全螺栓多层钢框架体系、分层钢框架体系、部分覆盖混凝土结构体系、钢框架可更换损伤元件装配技术等主编、参编民用建筑相关装配式钢结构、钢与混凝土结构行业、地方、协会标准6项。

张一凡

掌握

毕业于东南大学，获学士学位，同济大学建筑工程系硕士学位。在同济大学建筑工程系钢与轻结构研究实验室学习期间，参与PEC结构力学性能研究及工程应用等相关工作。