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        鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)梁柱中節(jié)點(diǎn)動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)研究

        2015-05-25 00:34:07范國(guó)璽宋玉普王立成
        振動(dòng)與沖擊 2015年12期
        關(guān)鍵詞:梁端梁柱核心區(qū)

        范國(guó)璽,宋玉普,王立成

        (1.中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院,山東青島 266100;2.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,大連 116024)

        鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)梁柱中節(jié)點(diǎn)動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)研究

        范國(guó)璽1,2,宋玉普2,王立成2

        (1.中國(guó)海洋大學(xué)工程學(xué)院,山東青島 266100;2.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,大連 116024)

        受材料率敏感性的影響,鋼筋混凝土構(gòu)件具有率敏感效應(yīng),其受力性能在不同應(yīng)變率水平下均有所不同。以往的研究多數(shù)集中于混凝土和鋼筋材料率效應(yīng)的研究,有關(guān)梁柱節(jié)點(diǎn)試件快速加載下的研究相對(duì)較少。研究了15個(gè)梁柱中節(jié)點(diǎn)在不同軸壓比下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。運(yùn)用二項(xiàng)式邏輯回歸模型,預(yù)測(cè)了梁柱節(jié)點(diǎn)組合體的破壞形式,發(fā)現(xiàn):隨著應(yīng)變率的提高,節(jié)點(diǎn)組合體內(nèi)的裂縫數(shù)量不斷減少,更傾向于單一主裂縫破壞;軸壓比增大后,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形以及斜裂縫與豎向軸力的夾角減小,應(yīng)變率或軸壓比增大后,節(jié)點(diǎn)組合體嚴(yán)重?fù)p傷部分發(fā)生轉(zhuǎn)移;應(yīng)變率的提高,對(duì)鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度起不利影響,鋼筋滑移量隨應(yīng)變率的提高而增大。對(duì)比不同規(guī)范對(duì)節(jié)點(diǎn)抗剪承載力的計(jì)算公式發(fā)現(xiàn),ASCE SEI 41-06規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子偏高,ACI 352R-02規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子較為合理,但ASCE SEI41-06和ACI352R-02都沒有考慮軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗剪承載力的影響,相比之下GB50010-2010考慮了軸壓比的影響,計(jì)算結(jié)果更合理。在擬靜態(tài)設(shè)計(jì)公式中采用材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的方法計(jì)算其承載力,往往會(huì)過(guò)高估計(jì)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力,是偏于不安全的。通過(guò)多元線性回歸分析,得到了不同應(yīng)變率及軸壓比下節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力增大系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)方程。

        梁柱中節(jié)點(diǎn);應(yīng)變率;二項(xiàng)式邏輯回歸模型;黏結(jié)滑移;承載力

        地震荷載作用下,鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)承受梁、柱端平衡條件所決定的較大水平、豎向剪力作用,受力情況復(fù)雜,是影響整體框架抗震性能的重要構(gòu)件。震后調(diào)查表明,多數(shù)情況下,鋼筋混凝土框架的倒塌,是由節(jié)點(diǎn)破壞引起[1]。目前,國(guó)內(nèi)外現(xiàn)行規(guī)范關(guān)于梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震設(shè)計(jì)方法,主要以擬靜力試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)。事實(shí)上,這種擬靜力試驗(yàn)的應(yīng)變率水平往往低于地震作用下的應(yīng)變率水平(10-4~10-1)[2]。

        應(yīng)變率低于1/s時(shí),受黏性效應(yīng)的影響,混凝土中自由水引起的黏滯力隨加載速率的提高而增大,阻礙了混凝土中裂紋的擴(kuò)展,使得混凝土的宏觀等效斷裂韌度和動(dòng)力強(qiáng)度增加[3]。以往的研究表明,混凝土的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度,均隨應(yīng)變率的提高而提高,并以100/s為臨界點(diǎn)。超過(guò)此臨界點(diǎn)時(shí),應(yīng)變率對(duì)混凝土的強(qiáng)度影響更加明顯[4]。約束混凝土動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)變隨著沖擊次數(shù)的增加而增加[5]。受位錯(cuò)滑移-爬升機(jī)制(低加載速率)和絕熱剪切帶(高加載速率)的影響,動(dòng)態(tài)荷載作用下,鋼筋的受力性能有所不同[6-7]。鋼筋的屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變率的提高而增大,應(yīng)變率高于10-1/s時(shí),影響更明顯[8]。

        受材料率敏感性的影響,鋼筋混凝土構(gòu)件具有率敏感效應(yīng),其受力性能在不同應(yīng)變率水平下均不同。高應(yīng)變率水平下,鋼筋混凝土梁傾向于脆性剪切破壞,其極限承載能力有所提高[9-11]。應(yīng)變率提高后,柱的承載力提高,荷載退化較為明顯[12-13]。剪力墻的延性隨應(yīng)變率的提高而降低,其底部抗彎能力提高[14-15]。然而,以往的研究多數(shù)集中于梁、柱、剪力墻等簡(jiǎn)單構(gòu)件,有關(guān)梁柱節(jié)點(diǎn)動(dòng)態(tài)性能的研究較少?;谏鲜隹紤],研究了地震作用產(chǎn)生的應(yīng)變率范圍內(nèi),鋼筋混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)動(dòng)態(tài)力學(xué)性能隨應(yīng)變率和軸壓比的變化規(guī)律,分析了應(yīng)變率和軸壓比對(duì)梁柱中節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)、黏結(jié)滑移、抗剪承載能力等動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響。

        1 試驗(yàn)概況

        1.1 試件制作

        試驗(yàn)設(shè)計(jì)了15個(gè)框架結(jié)構(gòu)的中間層中節(jié)點(diǎn)試件,為方便試驗(yàn),不考慮橫梁的約束作用,從而將空間節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化為一榀框架中的二維構(gòu)件,分別在水平方向和豎直方向梁柱反彎點(diǎn)處將其截?cái)?,得到梁柱?jié)點(diǎn)組合體單元(見圖1)??蚣芰号c框架柱相交的部分為節(jié)點(diǎn)核心區(qū),節(jié)點(diǎn)核心區(qū)以及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鄰近的框架梁端、柱端,稱為節(jié)點(diǎn)組合體。

        圖1 試件模型的選取Fig.1 Location of the interior joint specimen from a frame structure

        試件柱和梁的抗彎承載力按照Mc>1.4Mb設(shè)計(jì),滿足強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)剪弱彎的要求。截面尺寸和配筋率相同,梁截面尺寸為250 mm ×400 mm、柱截面尺寸為350 mm×350 mm。試件長(zhǎng)2.6 m、高3.0 m,其構(gòu)造如圖2所示。混凝土強(qiáng)度等級(jí)C30,縱筋選用HRB335級(jí)鋼筋,箍筋選用HPB235級(jí)鋼筋。試件所用材料實(shí)測(cè)強(qiáng)度見表1、表2,試件的基本參數(shù)見表3。

        圖2 梁柱中節(jié)點(diǎn)配筋圖Fig.2 Schematic diagram of reinforcement of the interior beam-column joint

        表1 混凝土抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)結(jié)果Tab.1 Test data on the com pressive strength of the concrete

        表2 鋼筋實(shí)測(cè)指標(biāo)Tab.2 Test data on the reinforcing bars

        表3 試件基本參數(shù)Tab.3 Parameter of Specimens

        1.2 加載制度及加載設(shè)備

        采用多通道協(xié)調(diào)加載控制系統(tǒng)對(duì)試件進(jìn)行加載,該系統(tǒng)可以控制三個(gè)方向作動(dòng)器進(jìn)行動(dòng)靜態(tài)加載。柱頂采用最大噸位為200 t的作動(dòng)器通過(guò)荷載控制對(duì)柱身施加固定軸壓力,柱頂通過(guò)與加力架連接的鋼支撐固定以保證節(jié)點(diǎn)組合體平面內(nèi)外的穩(wěn)定性,柱底安放球鉸。梁端作動(dòng)器通過(guò)位移控制施加往復(fù)荷載,作動(dòng)器與梁端通過(guò)連接件連接,可實(shí)現(xiàn)往復(fù)拉壓,作動(dòng)器最大噸位分別為30 t、50 t。試驗(yàn)加載裝置簡(jiǎn)圖見圖3。試驗(yàn)主要測(cè)量?jī)?nèi)容包括:柱頂軸壓力及梁端荷載值,梁端豎向位移,靠近節(jié)點(diǎn)的粱、柱端部一定長(zhǎng)度縱筋的應(yīng)變及貫穿節(jié)點(diǎn)梁、柱縱筋的應(yīng)變。

        圖3 加載裝置Fig.3 Schematic diagram of the loading equipment

        根據(jù)單調(diào)靜力加載的數(shù)值模擬結(jié)果,梁端屈服位移為10 mm。試驗(yàn)加載制度為:先在柱頂按照相應(yīng)軸壓比施加軸向壓力,該軸向壓力加載到最大值需要20 s,試驗(yàn)過(guò)程中軸力保持恒定不變,預(yù)壓(消除變形誤差等)60 s后,分別于兩側(cè)梁端部,按照位移控制反對(duì)稱變幅往復(fù)加載,幅值5 mm,10 mm各循環(huán)1次,然后以10的倍數(shù)(20mm,30 mm,…)進(jìn)行加載,每個(gè)位移等級(jí)對(duì)應(yīng)循環(huán)2次,直到試件承載力下降至最大承載力的85%以下或發(fā)生最終破壞為止。加載制度見圖4。

        圖4 加載制度Fig.4 Loading process of the interior beam-column joint

        2 破壞形態(tài)及模型分析

        式中:hc為柱高,bj為平面外梁或柱截面的最大尺寸,hb為梁高,ML和MR為節(jié)點(diǎn)左右側(cè)梁的抗彎承載力,按照ACI 318-R05計(jì)算[22]。Vc為梁名義抗彎承載力對(duì)應(yīng)的柱頂側(cè)向荷載。文獻(xiàn)[23]選取110個(gè)梁柱中節(jié)點(diǎn)建立數(shù)據(jù)庫(kù),分析驗(yàn)證了回歸參數(shù)取值的正確性?;貧w參數(shù)按照文獻(xiàn)[23]取值,β0=-7.673,其他參數(shù)見表4。梁端加載速度v為0.4 mm/s時(shí),軸壓比n分別為0.05、0.1、0.25的計(jì)算結(jié)果見表4。

        試驗(yàn)研究,可以定量分析各種設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)性能的影響,但往往不能預(yù)測(cè)梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)。為預(yù)測(cè)梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài),需要建立定量設(shè)計(jì)參數(shù)與定性節(jié)點(diǎn)響應(yīng)之間的關(guān)系。線性或非線性回歸分析由于其定量測(cè)量的方式而不適應(yīng)于定性分析[16]。相比之下,邏輯回歸分析,不需要假定自變量與因變量之間線性或非線性關(guān)系,并且不需要滿足正態(tài)分布以及同方差性,更適合定性分析。因此,采用邏輯回歸模型,預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)。該方法可以建立定性響應(yīng)變量與一系列獨(dú)立定量參數(shù)之間的關(guān)系[17-19],可以在試驗(yàn)開始前,確定節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài),有針對(duì)性地研究節(jié)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。在二項(xiàng)式邏輯回歸模型中[20-21],離散定性事件出現(xiàn)的可能性Y,與試件的離散定量參數(shù)X(材料特性和幾何尺寸等)線性相關(guān),表達(dá)式為:

        式中:獨(dú)立協(xié)變量Xi,指的是幾何尺寸、材料特性以及加載參數(shù)。包括:節(jié)點(diǎn)高寬比ASP,即梁截面高度與柱截面寬度的比值,梁上層縱筋的總屈服強(qiáng)度ASFYTP,梁下層縱筋的總屈服強(qiáng)度ASFYBT,柱縱筋的屈服強(qiáng)度CFYAS,節(jié)點(diǎn)內(nèi)箍筋的屈服應(yīng)力HFY,節(jié)點(diǎn)內(nèi)箍筋的比例HREINF,柱軸向壓應(yīng)力PFC,梁縱筋屈服時(shí)的節(jié)點(diǎn)剪應(yīng)力TYLD,計(jì)算公式為:

        表4 計(jì)算結(jié)果Tab.4 Calculation results

        結(jié)合表4計(jì)算結(jié)果,可以確定Y的數(shù)值。定義事件1(節(jié)點(diǎn)破壞后梁鋼筋屈服)和事件0(梁鋼筋屈服后節(jié)點(diǎn)破壞),其出現(xiàn)的概率分別為:

        按照式(3a),軸壓比n為0.05、0.1、0.25時(shí),PE=1分別等于0.195、0.146、0.057。均小于0.5,由文獻(xiàn)[23]可知,將出現(xiàn)事件0,即梁鋼筋屈服后節(jié)點(diǎn)破壞。

        對(duì)試件JM2-14(n=0.1)進(jìn)行擬靜力加載,梁端加載速度v為0.4 mm/s。Δ=5 mm時(shí),試件處于彈性變形階段,沒有裂縫產(chǎn)生,Δ=10 mm時(shí),試件進(jìn)入彈塑形變形階段,兩側(cè)梁內(nèi)產(chǎn)生反對(duì)稱彎曲裂縫。Δ=20 mm時(shí),先前產(chǎn)生的裂縫延長(zhǎng)增寬,梁內(nèi)產(chǎn)生更多新裂縫,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)產(chǎn)生互相正交的對(duì)角線斜裂縫。Δ=20 mm后的循環(huán),試件靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的梁端,產(chǎn)生塑性鉸,混凝土被壓碎剝落,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)由于組合體的變形增大,隨后發(fā)生混凝土剝落。與理論推導(dǎo)一致,梁端形成塑性鉸后,節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞,如圖5(a)所示。

        對(duì)試件JM2-17(n=0.1)進(jìn)行快速加載,梁端加載速度v為40 mm/s。與擬靜力加載相比,試件的破壞形態(tài)沒有本質(zhì)變化,均在梁端形成塑性鉸,混凝土被壓碎剝落,隨后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)發(fā)生剪切破壞,試件最終均為彎剪破壞,如圖5(b)所示。但是,應(yīng)變率提高后,節(jié)點(diǎn)組合體內(nèi)的裂縫數(shù)量不斷減少,更傾向于產(chǎn)生幾條主裂縫,微裂縫的發(fā)展存在一定的“遲滯作用”。此外,靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的梁端,破壞更加嚴(yán)重,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞相對(duì)減弱,更多的是梁端塑性鉸區(qū)耗能損傷??焖偌虞d下,即梁端加載速度v為40 mm·s-1時(shí),試件JM2-7(n=0.05)、JM2-8(n=0.25)與試件JM2-17(n=0.1)相比,軸壓比增大后,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫的開展受到遏制,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形減小,同時(shí),節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫與豎向軸力的夾角不斷減小。小軸壓比作用下,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞嚴(yán)重,隨著軸壓比的逐漸增大,梁端塑性鉸區(qū)域破壞更加嚴(yán)重,而節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞程度不斷降低。

        圖5 試件的破壞形態(tài)Fig.5 Failure patterns of specimens

        3 試驗(yàn)結(jié)果分析

        3.1 荷載-位移滯回曲線

        試驗(yàn)過(guò)程中,測(cè)得梁端荷載-位移滯回曲線,以試件JM2-10、JM2-12為例,見圖6。試件的荷載-位移滯回曲線均表現(xiàn)出不同程度的“捏縮”效應(yīng)。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因在于,梁端施加較大位移時(shí),混凝土開裂造成鋼筋和混凝土的應(yīng)力分布不均勻,引起節(jié)點(diǎn)組合體梁筋產(chǎn)生黏結(jié)滑移,以及試件反向加載時(shí)發(fā)生剛度退化[24]。

        圖6 中節(jié)點(diǎn)荷載-位移滯回曲線Fig.6 The load-deflection hysteresis curve of interior beam-column joint

        3.2 應(yīng)變率水平估算

        地震荷載作用下,結(jié)構(gòu)應(yīng)變率的等級(jí)取決于地震烈度以及結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。通常情況下,一個(gè)地震激勵(lì)過(guò)程中,結(jié)構(gòu)的應(yīng)變率在不同位置和時(shí)間是不同的,但應(yīng)變率水平會(huì)大致保持固定數(shù)量級(jí)。按照一定的位移速度對(duì)試件進(jìn)行加載,試驗(yàn)結(jié)束后通過(guò)彈性階段混凝土或鋼筋的應(yīng)變計(jì)算加載速度對(duì)應(yīng)的應(yīng)變率水平。根據(jù)本次試驗(yàn)應(yīng)變測(cè)量結(jié)果,計(jì)算得到對(duì)應(yīng)加載速度為0.4 mm/s、4 mm/s和40 mm/s時(shí)的應(yīng)變率大小分別為9×10-5s-1、9×10-4s-1和1.1×10-2s-1。

        當(dāng)應(yīng)變率增加一個(gè)數(shù)量級(jí)或者更大時(shí),材料性能的差異才能變得顯著,因此,一種基于文獻(xiàn)[25]的粗略估計(jì)方法,可用于結(jié)構(gòu)應(yīng)變率的估算。即在地震激勵(lì)過(guò)程中,已知結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的地震譜加載速度(V)和最大位移(PSD),可以計(jì)算達(dá)到最大位移時(shí)所用的時(shí)間Tmax為:

        如果結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在本次位移循環(huán)達(dá)到屈服狀態(tài),則可由混凝土或鋼筋的屈服應(yīng)變?chǔ)舮粗略估算結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的應(yīng)變率水平:

        采用上述方法,計(jì)算得到對(duì)應(yīng)加載速度為0.4 mm/s、4 mm/s、40 mm/s時(shí)的應(yīng)變率大小分別為8× 10-5s-1、8×10-4s-1、1×10-2s-1。與試驗(yàn)結(jié)果比較可以發(fā)現(xiàn),兩種方法計(jì)算的應(yīng)變率數(shù)量級(jí)相同。

        3.3 黏結(jié)滑移

        鋼筋產(chǎn)生黏結(jié)滑移,引起試件的荷載-位移滯回曲線表現(xiàn)出不同程度的“捏縮”效應(yīng)。為研究動(dòng)態(tài)加載對(duì)黏結(jié)滑移的影響,采取以下假設(shè):

        (1)鋼筋處于彈性變形階段時(shí),假定沿鋼筋錨固長(zhǎng)度的黏結(jié)應(yīng)力均勻分布,鋼筋屈服后,假定分段均勻分布;

        (2)假定滑移為鋼筋與節(jié)點(diǎn)周圍的相對(duì)運(yùn)動(dòng),且為鋼筋應(yīng)變分布的函數(shù);

        (3)假定鋼筋零應(yīng)力點(diǎn)處的滑移為零。

        文獻(xiàn)[26]給出了鋼筋應(yīng)力與滑移之間的關(guān)系。分段黏結(jié)強(qiáng)度按照文獻(xiàn)[26]取值??傻茫?/p>

        式中:fs為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼筋應(yīng)力;fy為鋼筋的屈服強(qiáng)度;τE為鋼筋處于彈性階段時(shí)的黏結(jié)強(qiáng)度;τY為鋼筋屈服后的黏結(jié)強(qiáng)度;Ab為鋼筋的公稱截面面積;db為鋼筋的公稱直徑;le、ly分別為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)內(nèi)鋼筋應(yīng)力小于、大于等于鋼筋屈服應(yīng)力對(duì)應(yīng)的鋼筋長(zhǎng)度。若le+ly大于節(jié)點(diǎn)截面寬度,則說(shuō)明往復(fù)加載下,黏結(jié)強(qiáng)度退化嚴(yán)重。

        混凝土在快速加載情況下的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度,通過(guò)混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增大系數(shù)得以體現(xiàn)。采用歐洲規(guī)范[27](CEB Information Bulletin No.187)給出的混凝土考慮應(yīng)變率效應(yīng)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度計(jì)算公式,單軸受壓時(shí)混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增大系數(shù)DIFfc為:

        式中:·ε為當(dāng)前應(yīng)變率,ε·0為擬靜態(tài)情況下的應(yīng)變率,擬靜態(tài)應(yīng)變率取8×10-5;fcs、fts分別為圓柱體混凝土靜態(tài)抗壓、抗拉強(qiáng)度,fcd、ftd分別為圓柱體混凝土動(dòng)態(tài)抗壓、抗拉強(qiáng)度,f0等于10 MPa。

        鋼筋動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增大系數(shù)DIFfy[28]為:

        式中:fyd為鋼筋動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度,fys為鋼筋靜態(tài)屈服強(qiáng)度;ε·為當(dāng)前應(yīng)變率,ε·0.3取8×10-5。不同應(yīng)變率下,黏結(jié)滑移參數(shù)計(jì)算結(jié)果見表5。

        表5 不同應(yīng)變率下黏結(jié)滑移參數(shù)Tab.5 The bond slip parameters under different strain rates

        由表5可知,le+ly大于節(jié)點(diǎn)截面寬度時(shí),黏結(jié)強(qiáng)度退化嚴(yán)重,應(yīng)變率的提高,對(duì)鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度起不利影響,鋼筋滑移量隨應(yīng)變率的提高而增大。與試驗(yàn)現(xiàn)象一致,應(yīng)變率提高后,引起的損傷更大。

        3.4 抗剪承載能力

        梁柱中節(jié)點(diǎn)受力簡(jiǎn)圖,見圖7。梁端施加往復(fù)荷載F,相應(yīng)柱端水平剪力為:

        式中:F為梁端荷載;L為梁長(zhǎng)2 100mm;Hc為柱的計(jì)算高度2 550 mm。節(jié)點(diǎn)水平剪力為:

        式中:hc為柱截面高度,j1d1、j2d2分別為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)左右兩側(cè)梁截面內(nèi)力臂,M1、M2分別為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)左右兩側(cè)梁截面彎矩。

        從延性框架梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)控制準(zhǔn)則出發(fā),推導(dǎo)建立作用在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的水平剪力Vjh的計(jì)算方法。從結(jié)構(gòu)的延性角度,在梁端反復(fù)荷載作用下,梁破壞時(shí)達(dá)到的曲率延性系數(shù)與受壓區(qū)混凝土高度是相關(guān)的[29]。

        式中:μφ為梁的曲率延性系數(shù),μΔ為延性框架梁的位移延性系數(shù),與試驗(yàn)結(jié)果一致,可取4.0,lp為梁的塑性鉸長(zhǎng)度,根據(jù)文獻(xiàn)[29]計(jì)算。反復(fù)荷載作用下曲率延性系數(shù)與受壓區(qū)高度的關(guān)系為:

        通過(guò)計(jì)算可得梁的相對(duì)受壓區(qū)高度 ξ近似為0.20,此時(shí)梁柱交界面處梁截面內(nèi)力臂即為:h0為梁截面有效高度365 mm,將內(nèi)力臂計(jì)算結(jié)果代入公式(14)可得節(jié)點(diǎn)水平剪力為:

        圖7 中節(jié)點(diǎn)受力圖Fig.7 Force diagram of interior joint specimen

        《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010-2010)[30]規(guī)定節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力為:

        式中各參數(shù)定義見文獻(xiàn)[30]。

        ACI 352R-02[31]規(guī)定節(jié)點(diǎn)名義抗剪承載力為:

        根據(jù)規(guī)范規(guī)定,節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子γ取12,hc為節(jié)點(diǎn)抗剪驗(yàn)算方向上柱截面高度,bj為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)截面有效驗(yàn)算寬度,取值如下:

        加載方向上梁沒有偏心,m取0.5,其他參數(shù)定義見文獻(xiàn)[31]。按照ASCE SEI 41-06[32]的規(guī)定,節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子γ取15。上述四種方法計(jì)算所得節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力,見表6。

        表6 節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力Tab.6 The horizontal shear carrying capacity of beam-column joints(0.4 mm/s)

        由表6計(jì)算結(jié)果可知,ASCE SEI 41-06規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子偏高,節(jié)點(diǎn)承載力的計(jì)算結(jié)果高于試驗(yàn)值,原因可能在于,沒有考慮鋼筋黏結(jié)滑移對(duì)承載力的影響。ACI 352R-02用于計(jì)算節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力,規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子較為合理。但ASCE SEI 41-06和ACI 352R-02都沒有考慮軸壓比的影響。GB50010-2010規(guī)定的節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力的計(jì)算公式中,考慮了軸壓比的影響,較為合理。若在公式(19)~(20)中采用鋼筋和混凝土的材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度,不同方法計(jì)算結(jié)果見圖8。

        圖8 節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力Fig.8 The horizontal shear carrying capacity of beam-column joints

        由圖8可知,考慮材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度后,ASCE SEI41-06和ACI 352R-02的計(jì)算結(jié)果,增長(zhǎng)幅度較試驗(yàn)值大,GB50010-2010的計(jì)算結(jié)果,增長(zhǎng)幅度最大。擬靜態(tài)加載下,GB50010-2010的計(jì)算結(jié)果小于試驗(yàn)值,動(dòng)態(tài)加載下,部分計(jì)算結(jié)果高于試驗(yàn)值。因此,對(duì)于鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)來(lái)說(shuō),簡(jiǎn)單地在擬靜態(tài)設(shè)計(jì)公式中采用材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的方法計(jì)算其承載力,往往會(huì)過(guò)高估計(jì)節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力,是偏于不安全的。

        為了更合理地評(píng)估,應(yīng)變率和軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力的影響,本文通過(guò)多元線性回歸分析,得到了考慮應(yīng)變率和軸壓比影響的經(jīng)驗(yàn)方程。節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力增大系數(shù),如公式(22)所示(R-square=0.956 53)。由公式(22)可知,應(yīng)變率及軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗剪承載力起有利作用。

        4 結(jié) 論

        共進(jìn)行了15個(gè)梁柱中節(jié)點(diǎn)組合體試件的受力性能研究。通過(guò)試驗(yàn)及理論分析,得到結(jié)論如下:

        (1)運(yùn)用二項(xiàng)式邏輯回歸模型,建立了定性響應(yīng)變量與一系列獨(dú)立定量參數(shù)之間的關(guān)系,預(yù)測(cè)了梁柱節(jié)點(diǎn)組合體的破壞形式,與試驗(yàn)結(jié)果一致,梁屈服后節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞;隨著應(yīng)變率的提高,節(jié)點(diǎn)組合體內(nèi)的裂縫數(shù)量不斷減少,更傾向于產(chǎn)生幾條主裂縫;軸壓比增大后,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫的開展受到遏制,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)斜裂縫與豎向軸力的夾角減小;應(yīng)變率或軸壓比增大后,梁端塑性鉸區(qū)域破壞更加嚴(yán)重,節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞程度不斷降低。

        (2)荷載-位移滯回曲線表現(xiàn)出不同程度的“捏縮”效應(yīng),原因在于,混凝土開裂造成鋼筋和混凝土的應(yīng)力分布不均勻,引起節(jié)點(diǎn)組合體梁筋產(chǎn)生黏結(jié)滑移,以及試件反向加載時(shí)發(fā)生剛度退化;應(yīng)變率的提高,對(duì)鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度起不利影響,鋼筋滑移量隨應(yīng)變率的提高而增大。

        (3)計(jì)算節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力時(shí),ASCE SEI 41-06規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子偏高,ACI 352R-02規(guī)定的節(jié)點(diǎn)剪切強(qiáng)度因子較為合理,但ASCE SEI41-06和ACI 352R-02都沒有考慮軸壓比的影響;GB50010-2010規(guī)定的計(jì)算公式中,考慮了軸壓比的影響,計(jì)算結(jié)果更合理;簡(jiǎn)單地在擬靜態(tài)設(shè)計(jì)公式中采用材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的方法計(jì)算其承載力,往往會(huì)過(guò)高估計(jì)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力;通過(guò)多元線性回歸分析,得到了考慮應(yīng)變率和軸壓比影響的經(jīng)驗(yàn)方程,以預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)水平抗剪承載力的增大系數(shù)。

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        Experimental study on dynam icmechanical properties of interior RC frame beam-column joints

        FAN Guo-xi1,2,SONG Yu-pu2,WANG Li-cheng2
        (1.College of Engineering,Ocean University of China,Qindao 266100,China;2.State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering,Dalian University of Technology,Dalian 116024,China)

        Due to the rate sensitivity ofmaterials,reinforced concretemembers are sensitive to the strain rate,with varyingmechanical properties at different strain rates.Themajority of previous studies have focusedmore on the rate effect of concrete and reinforcement,but less on beam-column joints under high strain rate.The dynamicmechanical properties of 15 interior beam-column joint combination specimens subjected to various axial compression ratios were studied in the paper.The failure pattern of interior beam-column joint was predicted by binomial logistic regression model.The test results show thatwith the increasing of strain rate,the number of cracks in the joint declines continuously with a tendency to singlemain crack damage.The shear deformation in the core area of the jointand the angle between diagonal crack and vertical axial force decrease continuously as the axial compression ratio increases.Serious damage part of the joint transfers with the increasing of axial compression ratio or strain rate.The increasing of strain rate has adverse effect on the bond strength of reinforcement,and increases the bond slip of reinforcement.It can be found by the comparison of different specifications that the joint shear strength factor specified by ASCE SEI41-06 is higherwhile that specified by ACI352R-02 ismore reasonable.However,both ASCE SEI 41-06 and ACI 352R-02 do not consider the effect of axial compression ratio on the joint shear carrying capacity.In contrastwith the aforementioned building codes,GB50010-2010 considers the axial compression ratio effectwith more reasonable calculation results.The study shows that if the values relating dynamic strength of concrete and reinforcement are directly substituted into the quasi-static design formulas to calculate the shear carrying capacity of the beam-column joint,it is unsafe due to the overestimate of the shear carrying capacity of the joint.An empirical equation to predict the dynamic increase factor of horizontal shear carrying capacity of beam-column joints under different axial compression ratios and strain rateswas also proposed through multi-variate linear regression analysis.

        interior beam-column joint;strain rate;binomial logistic regressionmodel;bond slip;carrying capacity

        TU 375.4

        A

        10.13465/j.cnki.jvs.2015.12.011

        國(guó)家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(90815026)

        2013-11-29 修改稿收到日期:2014-02-25

        范國(guó)璽 男,博士生,講師,1987年生

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