王思啟，高飛，彭運(yùn)動(dòng)，馬健

(1．華中科技大學(xué)a．土木工程與力學(xué)學(xué)院;b．控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074; 2．中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100055)

核心區(qū)配箍率影響下HRB500E梁柱節(jié)點(diǎn)抗震研究

王思啟1，高飛1，彭運(yùn)動(dòng)2，馬健1

(1．華中科技大學(xué)a．土木工程與力學(xué)學(xué)院;b．控制結(jié)構(gòu)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074; 2．中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100055)

核心區(qū)箍筋可以約束混凝土同時(shí)改變梁柱節(jié)點(diǎn)傳力機(jī)理。為研究不同核心區(qū)配箍率下高性能鋼筋梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，設(shè)計(jì)高、低剪壓比下共6個(gè)配置高性能鋼筋(HRB500E)的足尺試件，并對(duì)其進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)。本文分高、低兩種剪壓比情況下研究了配置不同核心區(qū)體積配箍率時(shí)梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞模式、裂縫發(fā)展、滯回曲線、延性系數(shù)和能量耗散性能。研究結(jié)果表明:低剪壓比情況下，隨著核心區(qū)配箍率的增加，試件滯回曲線越來(lái)越飽滿，試件的延性性能顯著提高;高剪壓比情況下，隨著核心配箍率的增加，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)越來(lái)越完整，試件的梁端承載力和延性系數(shù)有一定的提高。無(wú)論高剪壓比還是低剪壓比情況下，核心區(qū)配箍率都可以改變梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞模式，且過(guò)低的配箍率會(huì)使試件表現(xiàn)出較差的耗能性能。

梁柱節(jié)點(diǎn);高性能鋼筋(HRB500E);抗震性能;核心區(qū)配箍率;剪壓比

梁柱節(jié)點(diǎn)在地震過(guò)程中的受力性能復(fù)雜，影響其抗剪強(qiáng)度的因素眾多，主要有混凝土強(qiáng)度、直交梁約束、軸壓比、剪壓比、核心配箍率等［1］。節(jié)點(diǎn)抗剪強(qiáng)度的計(jì)算理論主要包括:桁架–斜壓桿機(jī)構(gòu)理論和壓桿–拉桿理論［2］。兩種理論都認(rèn)為核心區(qū)水平箍筋能約束混凝土，并承擔(dān)部分水平剪力的作用。因此，研究核心配箍率對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能影響是很有必要的。

1991年北山和宏［3］等人通過(guò)試驗(yàn)得出結(jié)論:節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的水平箍筋對(duì)核心區(qū)混凝土有著重要的約束作用。李立仁［4］、呂錦權(quán)［5］等人通過(guò)試驗(yàn)研究表明:改變核心區(qū)配箍率可以改變核心區(qū)的受力狀態(tài)和抗震性能。2006年傅劍平［6］進(jìn)一步指出水平箍筋有兩個(gè)作用:約束混凝土在承受軸向壓力后的側(cè)向膨脹和承擔(dān)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)開(kāi)裂后主拉應(yīng)力的水平分量。

框架節(jié)點(diǎn)專題研究組［7］的研究表明核心配箍率和剪壓比可以影響梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度，并用m值代表剪壓比和配箍率的共同影響。因?yàn)閭魅牍?jié)點(diǎn)的最大剪力隨剪壓比變化，而節(jié)點(diǎn)的剪切強(qiáng)度跟核心配箍率有關(guān)。高剪壓比時(shí)，核心配箍率過(guò)小會(huì)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)約束力不足而發(fā)生剪切破壞，核心配箍率過(guò)高會(huì)導(dǎo)致核心區(qū)混凝土破壞先于箍筋屈服。低剪壓比時(shí)節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土承受大部分的剪力，箍筋并未達(dá)到屈服，過(guò)多的配箍會(huì)造成浪費(fèi)。因此研究配箍率對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響需要考慮剪壓比的影響。

傅劍平［8～10］分別研究了中低剪壓比、中等偏高剪壓比和高剪壓比下考慮軸壓比和核心配箍率對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)的傳力機(jī)理和抗震性能的影響，但是關(guān)于箍筋僅僅說(shuō)明了其受力機(jī)理，沒(méi)有研究配箍率對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。高飛和黃世濤［11］、Masi［12］、Haach［13］等人的研究表明剪壓比能改變梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞模式，同時(shí)對(duì)延性系數(shù)和滯回曲線的飽滿程度有較大影響。

HRB500E鋼筋是我國(guó)科研人員針對(duì)結(jié)構(gòu)抗震開(kāi)發(fā)的高性能鋼筋，馬?。?4］等人研究表明，配置HRB500E鋼筋的混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)有良好的抗震性能。為研究核心區(qū)配箍率對(duì)高性能鋼筋梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，設(shè)計(jì)兩組共六個(gè)足尺梁柱節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，研究得到梁柱節(jié)點(diǎn)在高、低剪壓比下破壞模式、裂縫發(fā)展、滯回特性、延性系數(shù)和能量耗散受核心配箍率影響的變化趨勢(shì)。研究結(jié)果可為HRB500E鋼筋的工程推廣提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1．1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)六個(gè)足尺試件，模型選取為中間樓層的梁柱中節(jié)點(diǎn)，實(shí)際建筑中梁柱節(jié)點(diǎn)多為直交梁或者三邊有梁的情況，同時(shí)還有樓板的加固，這些對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力比較有利［7］，但試驗(yàn)中為更好地觀察試件的裂縫和破壞模式，采用平面十字型梁柱節(jié)點(diǎn)。試件的制作過(guò)程依次為鋼筋綁扎、應(yīng)變片貼片、模板支模、混凝土澆筑和試件養(yǎng)護(hù)。試件的幾何尺寸和配筋圖如圖1所示，試件的軸壓比、核心區(qū)配箍率等參數(shù)如表1所示。鋼筋采用HRB500E鋼筋，試驗(yàn)前根據(jù)GBT 228．1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》［15］對(duì)鋼筋進(jìn)行抽樣拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)測(cè)得結(jié)果均滿足規(guī)范要求，具體結(jié)果如表2所示。混凝土為C50商用混凝土，根據(jù)JGJ/T 23-2011《回彈法檢測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度技術(shù)規(guī)程》［16］對(duì)混凝土進(jìn)行回彈法試驗(yàn)，計(jì)算得到三個(gè)試件的混凝土主要力學(xué)性能如表3所示。

圖1 LS1～LS3試件尺寸及配筋/mm

表1 試件設(shè)計(jì)表

表2 HRB500E鋼筋材料力學(xué)性能

表3 混凝土材料力學(xué)性能

1．2 加載裝置及加載制度

常用的梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)有兩種加載方案，分為梁端加載和柱端加載［17］，前者主要用于研究梁端塑性變形，后者主要研究柱端塑性變形。本文試驗(yàn)試件的破壞主要發(fā)生在梁端，故選取梁端加載方案，即不考慮柱端位移的P-Δ影響。具體加載裝置示意圖如圖2所示。

圖2 加載裝置示意

加載過(guò)程分為:柱端軸力加載和梁端反對(duì)稱加載。柱端軸力加載分為兩步，先通過(guò)液壓千斤頂在柱頂施加1 kN軸力進(jìn)行預(yù)加載，當(dāng)試件和上下柱帽間的接觸面受力均勻后逐步加載到設(shè)計(jì)的0．28軸壓比時(shí)軸力保持不變。梁端加載由布置在梁端的四個(gè)液壓千斤頂完成，加載控制方式為力和位移混合控制，梁端縱筋屈服前采用力控制方式，首個(gè)梁縱筋屈服后采用位移控制方式。每一級(jí)荷載加載循環(huán)兩次，當(dāng)梁端承載力下降到最大加載值的85%時(shí)［18］認(rèn)為試件失效，停止加載。加載控制示意圖如圖3所示(圖中Py為梁的計(jì)算屈服荷載;Δy為梁的屈服位移)。其中，荷載控制階段，因承載力是計(jì)算有一定誤差，為防止梁提前屈服，故最后一階段取0．9Py加載。

圖3 加載控制示意

2 試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果

2．1 加載過(guò)程

低剪壓比的三個(gè)試件破壞過(guò)程如圖4所示。梁縱筋屈服(Δy)時(shí)，三個(gè)試件的梁端形成貫通裂縫，LS1核心區(qū)出現(xiàn)較寬的斜裂縫，LS2核心區(qū)出現(xiàn)細(xì)小的斜裂縫，LS3核心區(qū)未發(fā)現(xiàn)裂縫。當(dāng)梁端位移加載到3Δy時(shí)，LS1、LS2核心區(qū)裂縫和梁端裂縫的寬度、數(shù)量進(jìn)一步增加，LS3梁端裂縫寬度增加，數(shù)量基本保持不變，核心區(qū)仍未發(fā)現(xiàn)裂縫。三個(gè)試件破壞時(shí)，LS1(6Δy時(shí))核心區(qū)裂縫稀疏，裂縫寬度較大，靠近柱子邊緣范圍的混凝土發(fā)生嚴(yán)重劈裂甚至可以看見(jiàn)柱的縱筋，同時(shí)梁端發(fā)生破壞;LS2(7Δy時(shí))核心區(qū)裂縫細(xì)而密，但無(wú)混凝土脫落，梁端發(fā)生嚴(yán)重的破壞;LS3(7Δy時(shí))核心區(qū)未見(jiàn)大范圍的裂縫，但梁端發(fā)生了嚴(yán)重的破壞。

高剪壓比的三個(gè)試件的破壞過(guò)程如圖5所示。梁縱筋屈服(Δy)時(shí)，HS1梁端出現(xiàn)較為細(xì)小的彎曲裂縫;核心區(qū)裂縫相互交織形成粗大的網(wǎng)格，HS2、HS3裂縫情況和HS1相似，但HS2梁端有較多的斜裂縫。當(dāng)梁端位移加載到3Δy時(shí)，HS1、HS2、HS3梁端裂縫寬度增加非常明顯，同時(shí)數(shù)量也有少量增加;核心區(qū)裂縫數(shù)量增加，形成細(xì)而密的網(wǎng)格，但寬度增加不明顯。三個(gè)試件加載至破壞時(shí)，HS1(6Δy時(shí))梁端較為完整，而核心區(qū)表面混凝土大面積脫落，箍筋露出，柱邊混凝土脫落。HS2(6Δy時(shí))梁和柱的交接處破壞嚴(yán)重，混凝土脫落，同時(shí)核心區(qū)表面混凝土酥松。HS3 (6Δy時(shí))梁端出現(xiàn)嚴(yán)重破壞，核心區(qū)較為完整，與HS1、HS2不同的是HS3核心區(qū)附近柱上出現(xiàn)了數(shù)條貫通的水平裂縫。

2．2 裂縫發(fā)展

試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)裂縫觀測(cè)儀監(jiān)測(cè)試件裂縫的發(fā)展，并通過(guò)試件核心區(qū)附近所畫(huà)的網(wǎng)格來(lái)記錄裂縫發(fā)生的坐標(biāo)位置。裂縫的發(fā)展包括:核心區(qū)裂縫發(fā)展和梁端裂縫發(fā)展。六個(gè)試件的裂縫發(fā)展記錄如表4所示。

由表4可以發(fā)現(xiàn):梁端屈服(Δy)時(shí)，LS1、LS2核心區(qū)最大裂縫為0．42、0．05 mm;LS3未觀測(cè)到裂縫;HS1、HS2、HS3核心區(qū)最大裂縫寬度分別為0．19、0．15、0．29 mm。由此得出:低剪壓比下，隨著核心區(qū)配箍率的提高，核心區(qū)最大裂縫越來(lái)越小，初始開(kāi)裂延遲且裂縫的發(fā)展得到有效抑制;高剪壓比下配箍率變化對(duì)于核心區(qū)開(kāi)裂的影響不大。

圖4 試件LS1～LS3加載過(guò)程

圖5 試件HS1～HS3加載過(guò)程

表4 裂縫觀測(cè)記錄表mm

2．3 滯回曲線和骨架曲線

構(gòu)件在反復(fù)荷載作用下的滯回曲線形狀是抗震性能的一個(gè)綜合表現(xiàn)，滯回曲線越豐滿，表明構(gòu)件的耗能能力越強(qiáng)。六個(gè)試件的滯回曲線如圖6所示。試件LS1滯回曲線在前期滯回環(huán)細(xì)長(zhǎng)，耗能較小，后期滯回環(huán)呈Z字型有較嚴(yán)重的捏縮效應(yīng)，該效應(yīng)由鋼筋滑移和混凝土開(kāi)裂造成。試件LS2、LS3滯回曲線相對(duì)LS1越來(lái)越豐滿，LS2后期滯回曲線有較小的捏縮。由三個(gè)滯回曲線對(duì)比可知，低剪壓比下隨著核心區(qū)配箍率的增加，滯回曲線越來(lái)越飽滿。高剪壓比下三個(gè)試件HS1、HS2、HS3的滯回曲線均較豐滿，但HS1滯回環(huán)相對(duì)HS2、HS3較小。

骨架曲線是由每一級(jí)循環(huán)的第一次加載的峰值點(diǎn)所連成的包絡(luò)線，它反映了反復(fù)荷載下構(gòu)件的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載及變形能力。低剪壓比下三個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比如圖7a～c所示。低剪壓比下三個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比可知: LS1曲線過(guò)早的出現(xiàn)下降段，變形能力和承載能力較差，試件LS2和LS3的骨架曲線均有較好的屈服平臺(tái)。高剪壓比下三個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比如圖7d～f所示。由三個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比可知:HS1曲線過(guò)早的出現(xiàn)下降段，變形能力和承載能力較差;HS2、HS3的極限承載力隨著配箍率的提高而提高。

圖6 試件滯回曲線

表5 試件延性系數(shù)

圖7 試件骨架曲線對(duì)比

3 結(jié)果分析

3．1 延性系數(shù)

延性是指結(jié)構(gòu)、構(gòu)件、材料在承載能力沒(méi)有顯著下降的情況下承受變形的能力。對(duì)于抗震設(shè)防區(qū)的結(jié)構(gòu)和構(gòu)件，必須保證構(gòu)件具有良好的延性。

構(gòu)件的延性主要用延性系數(shù)來(lái)表示，延性系數(shù)越大，說(shuō)明構(gòu)件的延性越好，延性系數(shù)包括位移延性系數(shù)、曲率延性系數(shù)以及轉(zhuǎn)角延性系數(shù)，它們都是從某一個(gè)方面反構(gòu)件的延性性質(zhì)。本文采用位移延性系數(shù)μ表示高性能鋼筋梁柱節(jié)點(diǎn)的延性性質(zhì)，μ的表達(dá)式如式1所示。

式中:Δy為構(gòu)件的屈服位移;Δu為構(gòu)件的極限位移。

通過(guò)表5可以看出，低剪壓比下時(shí)，由LS1至LS3試件的延性系數(shù)依次增大，當(dāng)核心區(qū)配箍率較低時(shí)，試件的延性系數(shù)較小，此時(shí)提高核心配箍率對(duì)延性系數(shù)的提高非常明顯;當(dāng)核心區(qū)配箍率較高時(shí)，提高試件的配箍率對(duì)試件延性系數(shù)的提高并不明顯。高剪壓比時(shí)，HS1至HS3試件的延性系數(shù)隨核心配箍率的增大而增大，但是整體的延性系數(shù)比低剪壓比試件要小。

3．2 能量耗散

一個(gè)具有良好抗震性能的構(gòu)件，應(yīng)在保持一定承載力的條件下通過(guò)發(fā)展塑性變形吸收和耗散大量能量來(lái)降低地震反應(yīng)。構(gòu)件的耗能一般用滯回環(huán)的面積來(lái)計(jì)算，通過(guò)不同荷載步的滯回環(huán)面積疊加得到試件的累積耗散能量。當(dāng)循環(huán)位移幅值較小時(shí)，試件滯回環(huán)較小，試件的塑性變形小，耗能能力差。隨位移幅值增大，試件滯回環(huán)增大，同時(shí)塑性變形增加，耗能能力增強(qiáng)。而且隨每一位移幅值下循環(huán)次數(shù)增多，滯回環(huán)進(jìn)一步增大，顯示出良好的耗能能力。

由圖8a中LS1～LS3試件的累積能量耗散對(duì)比可知:試件LS1梁端位移在4Δy前累積能量耗散比LS2和LS3略好，梁端位移超過(guò)4Δy后累積能量耗散明顯低于LS2和LS3，可能原因是加載初期三個(gè)試件的梁端塑性變形較小，試件LS2和LS3核心區(qū)較為完整所以耗能較少，而LS1核心區(qū)開(kāi)裂耗散了較多能量;加載中后期LS2和LS3梁端塑性變形較大，能量耗散較大，而LS1梁端破壞較小，總耗能比LS3少21%。

由圖8b中HS1～HS3試件的累積能量耗散對(duì)比可知:試件HS2和HS3的耗能能力基本一致，而HS1試件的耗能能力較小，試件HS1的總耗能能力比HS3少36%，試件HS2的總耗能能力比HS3少6%。

圖8 試件累積能量耗散對(duì)比

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)六個(gè)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)試件的試驗(yàn)觀測(cè)和結(jié)果分析，對(duì)于不同核心區(qū)配箍率下配置高性能鋼筋的梁柱節(jié)點(diǎn)得出結(jié)論如下:

(1)破壞模式方面，低剪壓比(0．17)情況下，核心區(qū)配箍率等于0．35%時(shí)試件核心區(qū)和梁端均破壞;核心區(qū)配箍率大于等于0．65%時(shí)試件發(fā)生梁端破壞;高剪壓比(0．355)情況下，核心區(qū)配箍率低于等于1．72%時(shí)試件核心區(qū)和梁端均破壞;核心區(qū)配箍率等于2．06%時(shí)試件發(fā)生梁端破壞，因此，核心區(qū)配箍率可以改變梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)。

(2)在抗震性能方面，低剪壓比情況下，隨著核心區(qū)配箍率的增加，試件滯回曲線越來(lái)越飽滿，試件的延性性能顯著提高;高剪壓比情況下，核心配箍率的增加使試件的梁端承載力和延性系數(shù)有一定的提高，同時(shí)約束混凝土使其不被剪碎脫落，保證了核心區(qū)的完整性。但高配箍率時(shí)柱子靠近核心區(qū)附近出現(xiàn)了水平貫通裂縫。

(3)裂縫發(fā)展方面，低剪壓比時(shí)，核心配箍率的提高有效延遲了核心區(qū)初始開(kāi)裂并抑制裂縫發(fā)展;高剪壓比時(shí)，配箍率的改變對(duì)核心區(qū)裂縫發(fā)展并無(wú)明顯規(guī)律。

(4)無(wú)論高剪壓比還是低剪壓比情況下，過(guò)低的配箍率會(huì)使試件表現(xiàn)出較差的耗能性能。

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Seismic Performance Research of the Beam-Column Joint with HRB500E Under Different Core Region Stirrup Ratios

WANG Si-qi1，GAO Fei1，PENG Yun-dong2，MA Jian1
(1．a(chǎn)．School of Civil Engineering and Mechanics;b．Hubei Key Laboratory of Control Structure，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China; 2．China Highway Planning and Design Institute Consultants，INC，Beijing 100055，China)

Core region stirrups could constraint the concrete in core region and change joint’s mechanical behavior．To investigate the seismic performance of high performance reinforcement (HRB500E)beam-column joint with different core region stirrup ratio，six full-scale specimens with low and high shear compression ratio were designed and tested under quasi-static load．The failure modes，cracksdevelopment，hystereticcurve，ductilitycoefficientandenergy-dissipation performances of the specimens were studied in both high shear compression ratio and low shear compression ratio situation．Results indicated that:when shear compression ratio is low，with the core region stirrup ratio increasing，the hysteretic curve become plumper，and the ductility coefficient increased significantly．When shear compression ratio is high，with the stirrup ratio increasing，more complete core region joints were provided，and the bearing capacity as well as the ductility coefficient was slightly improved．In both low and high shear compression ratio situation，core region stirrups ratio could change the failure mode of the beam-column joint，and the very low stirrups ratio could result in poor energy-dissipation．

beam-columnjoint;highperformancereinforcement(HRB500E);seismic performance;core region stirrup ratio;shear compression ratio

TU375．4

A

2095-0985(2015)03-0033-07

2015-04-27

2015-06-10

王思啟(1990-)，男，湖北武漢人，博士研究生，研究方向?yàn)楦咝阅茕摻盍褐M合體試驗(yàn)研究(Email:13514995965@163．com)

國(guó)家自然科學(xué)基金(51378233);貴州省“十二五”重大科技專項(xiàng)(黔科合重大專項(xiàng)［2011］6014)