韓旭張愛(ài)社馬士俊

(山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟(jì)南250101)

0 引言

目前，剪力墻結(jié)構(gòu)、框架—剪力墻結(jié)構(gòu)是高層建筑中常見(jiàn)的結(jié)構(gòu)形式，其中剪力墻是這兩種結(jié)構(gòu)體系的主要抗側(cè)力構(gòu)件[1]。剪力墻由墻肢和連梁兩部分組成，在地震作用下，連梁要先于墻肢屈服，連梁兩端首先形成塑性鉸，從而減少了地震對(duì)墻肢的破壞，達(dá)到耗能減震的目的。

近年來(lái)，涉及新型材料及其在連梁中應(yīng)用方面的研究較為普遍。CHAALLAL等[2]將鋼纖維摻入混凝土中，制成鋼纖維混凝土，改善了混凝土的脆性，為后續(xù)的研究提供了參考。車(chē)佳玲等[3]在混凝土中加入鋼纖維可以約束混凝土裂縫的發(fā)展，提高連梁的延性，同時(shí)證明了配箍率只可在一定范圍內(nèi)改善連梁的抗震性能，當(dāng)配箍率達(dá)到一定程度后，其延性及耗能性能的提升已不再明顯。張宏戰(zhàn)等[4]研究了鋼纖維混凝土連梁，發(fā)現(xiàn)在其破壞形態(tài)多為延性彎曲破壞時(shí)，更有利于連梁發(fā)揮抗震性能。金凌志等[5]通過(guò)試驗(yàn)研究了活性粉末混凝土梁的抗剪及抗彎性能，發(fā)現(xiàn)其較普通混凝土梁均有大幅度提高。趙軍等[6]得到了隨著連梁跨高比增大，其極限承載能力有所下降，而抗震性能有所提升的結(jié)果。

由上述研究可知，采用新型的混凝土材料可以改善連梁的抗震性能?；炷林屑尤牖钚苑勰┛梢燥@著提升材料的強(qiáng)度，而摻入鋼纖維可以顯著提升構(gòu)件的延性[7]?；钚苑勰┗炷罵PC(Reactive Powder Concrete)是由級(jí)配良好的細(xì)沙、水泥、石英粉、硅灰、高效減水劑制成，摻入鋼纖維后提升了自身的抗拉性能[7]。選擇更高強(qiáng)度、韌性、耐久性的RPC材料制作的連梁在理論上是可以改善連梁的抗震性能，但目前國(guó)內(nèi)外對(duì)此暫無(wú)明確的行業(yè)規(guī)范，對(duì)于RPC連梁的研究有待進(jìn)一步加強(qiáng)。

基于此，文章在對(duì)6根RPC連梁開(kāi)展低周往復(fù)加載試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，模擬了RPC連梁在水平作用下的實(shí)際受力情形。因跨高比和配箍率對(duì)普通連梁抗震性能影響較大[8]，試驗(yàn)分析了跨高比和配箍率對(duì)連梁抗震性能的影響，著重探討了RPC連梁在地震作用下的破壞機(jī)制、傳力機(jī)理、滯回性能和剛度退化等。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

聯(lián)肢剪力墻在水平作用下所發(fā)生的變形，如圖1所示。墻肢首先發(fā)生側(cè)向變形，導(dǎo)致連梁兩端出現(xiàn)位置的錯(cuò)動(dòng)，連梁在變形時(shí)會(huì)受到剪力和彎矩的作用[9]。試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6根活性粉末混凝土連梁，研究了跨高比和配箍率的不同對(duì)連梁抗震性能的影響。各連梁的縱筋與腰筋均采用傳統(tǒng)配筋方式配置HRB400鋼筋[10]，采用表示。配筋數(shù)量及尺寸對(duì)比情況見(jiàn)表1，其中縱筋和腰筋數(shù)量為連梁截面一側(cè)的鋼筋數(shù)量，鋼纖維體積率為鋼纖維與連梁的體積比，跨高比為連梁的跨度體積l與高度h之比。所有連梁均采用熱水養(yǎng)護(hù)，即在常溫狀態(tài)下待混凝土初凝后脫模，將連梁放入恒溫?zé)崴渲?0℃高溫養(yǎng)護(hù)72 h，之后置于自然條件下常溫養(yǎng)護(hù)28 d。

試驗(yàn)構(gòu)件的尺寸形狀如圖2所示，其中連梁部分用活性粉末混凝土澆筑，保持寬度b和高度h不變，通過(guò)改變跨度l的大小來(lái)控制跨高比的變化。連梁兩端分別設(shè)置端座，端座部分采用C50混凝土澆筑，養(yǎng)護(hù)條件為常溫養(yǎng)護(hù)28 d，模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)中剪力墻的墻肢。

圖1 聯(lián)肢剪力墻變形示意圖

制作試驗(yàn)構(gòu)件所采用的活性粉末混凝土使用的各種材料如下:水泥選用硅酸三鈣含量較高的42.5號(hào)普通硅酸鹽水泥；硅灰的主要成分為二氧化硅(含量＞90%)，平均粒徑為0.1μm，比表面積為20 000～25 000 m2/kg；中砂選用二氧化硅含量＞90%，粒徑為0.315～0.630 mm的石英砂；細(xì)砂選用二氧化硅含量＞90%，粒徑為0.160～0.315 mm的石砂；選用325目石英粉和FDN型高效減水劑；選用的鋼纖維密度為170 kg/m3，直徑均為0.20～0.22 mm，長(zhǎng)度均為12～15 mm。

表1 試件尺寸配筋統(tǒng)計(jì)表

圖2 試驗(yàn)試件尺寸示意圖/mm

在進(jìn)行RPC連梁加載試驗(yàn)的同時(shí)，對(duì)混凝土預(yù)留試塊的強(qiáng)度進(jìn)行了測(cè)試。實(shí)測(cè)結(jié)果表明，采用熱水養(yǎng)護(hù)的3組100 mm×100 mm×100 mm的RPC試塊抗壓強(qiáng)度分別為117.5、105.1和107.2 MPa。實(shí)測(cè)試驗(yàn)所使用3組HRB400鋼筋樣本屈服強(qiáng)度分別為400.0、408.2和407.4 MPa。

1.2 加載方式及測(cè)量?jī)?nèi)容

試驗(yàn)采用擬靜力加載方式，如圖3所示，使用水平作動(dòng)器對(duì)試件進(jìn)行低周往復(fù)加載，將試件旋轉(zhuǎn)90°放置，控制下部端座不動(dòng)，通過(guò)作動(dòng)器與分配剛梁移動(dòng)上部端座，從而使連梁產(chǎn)生與實(shí)際地震作用下一致的剪力與彎矩。分配剛梁采用A3鋼制作，剛梁長(zhǎng)度為1.2 m，采用箱型加勁肋截面，剛梁尺寸如圖4所示[11]。作動(dòng)器采用位移控制的加載制度，每級(jí)位移循環(huán)兩次，每級(jí)位移間隔2 mm，加載工況如圖5所示。

圖3 試件加載示意圖

圖4 分配剛梁尺寸圖/mm

圖5 作動(dòng)器加載工況圖

試驗(yàn)采用電阻應(yīng)變片測(cè)量RPC連梁縱筋和箍筋的應(yīng)變，應(yīng)變片的粘貼位置如圖6所示，于連梁兩邊緣縱筋及右側(cè)第二條縱筋的兩端及1/2處布置應(yīng)變片，LL-1至LL-4于構(gòu)件自下往上第一排與第三排箍筋的兩端及1/2處布置應(yīng)變片，由于跨度增加，LL-5、LL-6與構(gòu)件自下往上第一排、第三排與第五排箍筋的兩端及1/2處布置應(yīng)變片。加載采用2000 kN的電液伺服作動(dòng)器，可以直接輸出作動(dòng)器所承受的荷載值與發(fā)生的位移值。為了減小試驗(yàn)誤差，同時(shí)使用位移計(jì)置于連梁的A和B端，測(cè)量連梁上下兩端的相對(duì)水平側(cè)移。

圖6 應(yīng)變片位置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞過(guò)程及形態(tài)

LL-1的加載過(guò)程經(jīng)歷了以下階段:作動(dòng)器由0加載到Δ=±4.06mm時(shí)，連梁開(kāi)始出現(xiàn)第一條裂縫，此時(shí)作動(dòng)器推力讀數(shù)為200 kN；繼續(xù)加載至Δ=±9.03 mm時(shí)，裂縫逐漸延長(zhǎng)至連梁角落，在另一面首次出現(xiàn)裂縫，作動(dòng)器推力讀數(shù)為280 kN；繼續(xù)加載至Δ=±17.57 mm時(shí)，裂縫進(jìn)一步加寬加深，如圖7(a)所示，作動(dòng)器推力讀數(shù)為550 kN，連梁開(kāi)始顯示明顯的塑性；繼續(xù)加載，試件破壞。

LL-2的加載過(guò)程經(jīng)歷了以下階段:作動(dòng)器由0加載到Δ=±3.89 mm時(shí)，連梁開(kāi)始出現(xiàn)第一條裂縫，此時(shí)作動(dòng)器推力讀數(shù)為270 kN；繼續(xù)加載至Δ=±5.84 mm時(shí)，連梁表面出現(xiàn)了大量次生斜裂縫，此時(shí)作動(dòng)器推力讀數(shù)為330 kN；繼續(xù)加載至Δ=±8.76 mm時(shí)，原有裂縫貫通并加寬加深，位移歸零后裂縫無(wú)法完全閉合，此時(shí)作動(dòng)器推力讀數(shù)為370 kN，連梁的裂縫分布如圖7(b)所示；繼續(xù)加載，構(gòu)件即發(fā)生破壞。

LL-2至LL-6的破壞特征有較大的相似性，LL-3至LL-6的裂縫分布分別如圖7(c)～(f)所示，臨近破壞時(shí)，連梁表面混凝土被裂縫分割成數(shù)塊大小不均的菱形小塊，且隨加載位移的增大混凝土逐漸剝落，呈現(xiàn)連梁破壞中的“彎剪破壞”特征[12-13]，彰顯出其較LL-1稍好的延性。為了更加直觀地比較各連梁的破壞過(guò)程，將其破壞的特征點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)(見(jiàn)表2)。由此不難看出，構(gòu)件各荷載特征點(diǎn)處的荷載隨著構(gòu)件跨高比的增加而出現(xiàn)上升的趨勢(shì)，但受配箍率的影響并不明顯。

圖7 試件裂縫分布圖

表2 各梁破壞特征點(diǎn)統(tǒng)計(jì)表

各RPC連梁在試驗(yàn)加載作用下，裂縫的發(fā)育狀況和破壞形態(tài)與連梁的抗震性能關(guān)系密切，能夠直觀地反映各因素對(duì)連梁抗震性能的影響[12]。各RPC連梁均為小跨高比連梁，在裂縫發(fā)育和破壞形態(tài)上存在某種程度的一致性；但由于各連梁在跨高比及各類(lèi)鋼筋配筋量上存在差異，所以在試驗(yàn)中裂縫發(fā)育和破壞形態(tài)上同樣具有一定差異。

LL-1的破壞過(guò)程與LL-2至LL-6存在明顯差異，當(dāng)連梁跨高比較小(l/h≤0.8)時(shí)，連梁承受較大的剪力和較小的彎矩，剪彎比較大，由彎曲產(chǎn)生的拉裂縫數(shù)量比較少，由于剪力的作用使連梁大部分截面處在受壓狀態(tài)，斜裂縫出現(xiàn)較晚，剪力在連梁上均勻分布，內(nèi)力模型符合“斜壓桿機(jī)制”[13]，裂縫沿連梁對(duì)角線(xiàn)方向出現(xiàn)，但因鋼纖維的存在，出現(xiàn)斜裂縫后連梁內(nèi)力沒(méi)有突變，且未在其他位置產(chǎn)生新的裂縫。繼續(xù)增大作動(dòng)器位移，連梁對(duì)角線(xiàn)處的數(shù)條裂縫逐漸變寬并融合在一起。連梁進(jìn)入屈服階段后僅進(jìn)行少量位移加載，試件就發(fā)生了突然破壞，試件中心的混凝土被壓碎，屬于連梁受剪破壞中的“斜壓破壞”[12-14]。

LL-2至LL-6的破壞具有相似的過(guò)程:由于跨高比(0.8＜l/h≤1.5)增加，導(dǎo)致連梁所受彎矩增大，連梁端部的受拉區(qū)所受拉應(yīng)力增大，產(chǎn)生了垂直于連梁跨度的受拉裂縫，隨著作動(dòng)器位移的增加，彎曲裂縫逐漸發(fā)展，連梁的受壓區(qū)高度不斷減小，連梁因端部混凝土承受較大的剪應(yīng)力而破壞，屬于連梁破壞過(guò)程中的“彎剪破壞”，如圖8所示。此類(lèi)連梁在彎剪耦合作用下會(huì)產(chǎn)生如下3種不同的裂縫:

(1)主斜裂縫 該裂縫最早出現(xiàn)在腹板的對(duì)角線(xiàn)處。主斜裂縫由主拉應(yīng)力產(chǎn)生，裂縫發(fā)展較快，在構(gòu)件臨近破壞時(shí)該裂縫會(huì)貫通連梁的整個(gè)對(duì)角線(xiàn)，該裂縫的寬度在所有裂縫中最明顯。

(2)次斜裂縫 在連梁的主斜裂縫產(chǎn)生后繼續(xù)加載，會(huì)在連梁兩個(gè)邊緣處產(chǎn)生與主斜裂縫不平行的次斜裂縫。次斜裂縫的寬度、長(zhǎng)度均小于主斜裂縫。

(3)次生斜裂縫 隨著位移繼續(xù)增加，在連梁臨近破壞的階段，連梁的表面不斷出現(xiàn)大大小小的次生裂縫，該類(lèi)裂縫分布較為分散，長(zhǎng)度、寬度較小且裂縫沒(méi)有貫通。

圖8 “彎剪破壞”連梁裂縫分布圖

2.2 箍筋應(yīng)力

RPC連梁中箍筋的受力狀況受跨高比影響較大。LL-1為跨高比較小(l/h≤0.8)的構(gòu)件，僅跨中存在一條主斜裂縫，穿過(guò)該裂縫的箍筋應(yīng)變較大。LL-2至LL-6跨高比稍大(0.8＜l/h≤1.5)，裂縫數(shù)量變多且分布更均勻，穿過(guò)斜裂縫的箍筋拉應(yīng)變分布更均勻。處于彎剪受拉區(qū)的箍筋應(yīng)變大于受壓區(qū)的箍筋應(yīng)變。

各RPC連梁箍筋的應(yīng)變?nèi)鐖D9所示，觀察各連梁的箍筋應(yīng)變曲線(xiàn)，結(jié)合連梁破壞時(shí)的現(xiàn)象，可得到以下主要特征:

(1)各肢箍筋受力不均勻，在試驗(yàn)的各階段不同構(gòu)件各肢箍筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)的幅度存在較大差異。箍筋的應(yīng)變分布狀況與箍筋所穿越混凝土的裂縫分布發(fā)育情況密切相關(guān)。由于試驗(yàn)時(shí)各連梁的各類(lèi)裂縫發(fā)展存在較大的離散性，使與之相交的不同箍筋、同一箍筋的不同部位發(fā)生的應(yīng)變也不均衡。穿越連梁主斜裂縫處的箍筋產(chǎn)生的應(yīng)變較大，穿越連梁小而密裂縫處的箍筋應(yīng)變較為均勻。在連梁破壞階段，較大的箍筋與混凝土的外鼓變形促使該區(qū)域的箍筋破壞。

(2)同一箍筋不同位置的應(yīng)變呈現(xiàn)不均勻的分布狀態(tài)。因連梁彎剪受拉區(qū)存在較多裂縫，穿越此處的箍筋發(fā)生了較大的應(yīng)變?？缰泄拷顑啥司幱谶B梁的彎剪受拉區(qū)內(nèi)，如圖9所示，箍筋的應(yīng)變對(duì)梁中軸線(xiàn)呈對(duì)稱(chēng)分布。該箍筋的中部穿過(guò)了連梁的主斜裂縫，此處的應(yīng)變較大。隨著作動(dòng)器位移的逐步增加，較寬裂縫處的箍筋能率先進(jìn)入塑性階段。

(3)在整個(gè)試驗(yàn)階段箍筋都會(huì)出現(xiàn)相對(duì)較小的應(yīng)變，只有極少數(shù)箍筋能夠達(dá)到屈服強(qiáng)度。

通過(guò)對(duì)比LL-4、LL-5與LL-6的試驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)，所采用的配箍率范圍中，當(dāng)箍筋配置密集時(shí)，構(gòu)件的裂縫分布與發(fā)育較箍筋配置稀疏時(shí)更均勻，但配箍量對(duì)抗剪承載力的提高沒(méi)有明顯影響。

2.3 滯回曲線(xiàn)

圖9 箍筋應(yīng)變圖

各連梁的滯回曲線(xiàn)如圖10所示。各滯回曲線(xiàn)呈現(xiàn)出共同特征:連梁開(kāi)裂之前處于彈性階段，位移與荷載的關(guān)系基本是線(xiàn)性關(guān)系。連梁出現(xiàn)裂縫后，滯回曲線(xiàn)斜率開(kāi)始逐漸減小，說(shuō)明試件進(jìn)入了塑性變形階段，連梁剛度逐步下降。繼續(xù)加載至第一根縱筋屈服，之后隨著連梁位移的加大以及加載循環(huán)的增多，混凝土裂縫繼續(xù)發(fā)展，鋼筋與混凝土的應(yīng)變不斷積累，滯回曲線(xiàn)表現(xiàn)出了新的特征:由于連梁已經(jīng)進(jìn)入了塑性階段，卸載時(shí)，滯回曲線(xiàn)不能回到原點(diǎn)，表明結(jié)構(gòu)存在較大殘余應(yīng)力，塑性變形無(wú)法恢復(fù)，滯回曲線(xiàn)存在明顯的“捏縮效應(yīng)”。

圖10 各連梁滯回曲線(xiàn)圖

由各連梁的滯回曲線(xiàn)對(duì)比可知，LL-1至LL-6的滯回曲線(xiàn)呈增大的趨勢(shì)，說(shuō)明跨高比和配箍率對(duì)連梁的抗震性能均存在一定影響。試驗(yàn)范圍內(nèi)，連梁的跨高比越大，連梁的延性越好，抗震性能越高；連梁的配箍率越高，連梁的延性越好，抗震性能也會(huì)越高。

綜合試驗(yàn)中各連梁的滯回曲線(xiàn)特點(diǎn)，總結(jié)出連梁進(jìn)入塑性階段后的典型滯回曲線(xiàn):連梁在整個(gè)加卸載的過(guò)程中可分為若干個(gè)不同的受力階段，選取一個(gè)加卸載循環(huán)進(jìn)行研究，如圖11所示，加載曲線(xiàn)為a-b-c-d，卸載曲線(xiàn)為d-e。連梁處于加載段a-b時(shí)，因上次卸載時(shí)連梁仍有裂縫未完全閉合，反力為0時(shí)位移沒(méi)有回到原點(diǎn)，此段加載過(guò)程中裂縫不斷閉合，位移恢復(fù)明顯而荷載增加有限，造成了滯回曲線(xiàn)斜率較小，連梁剛度較小。當(dāng)滯回曲線(xiàn)到達(dá)b-c段時(shí)，裂縫基本完全閉合，試件從平衡位置開(kāi)始加載，荷載增加的幅度變大，曲線(xiàn)斜率明顯增大，連梁的剛度增大。當(dāng)曲線(xiàn)進(jìn)入c-d段時(shí)，由于在加載循環(huán)中存在連梁剛度退化，滯回曲線(xiàn)的荷載沒(méi)有達(dá)到上個(gè)循環(huán)的峰值，曲線(xiàn)的斜率開(kāi)始下降，構(gòu)件再次進(jìn)入塑性階段。進(jìn)入卸載階段d-e后，滯回曲線(xiàn)與bc段平行，斜率很大，下降速度明顯加快，連梁的可恢復(fù)變形極小。當(dāng)曲線(xiàn)接近e點(diǎn)時(shí)，滯回曲線(xiàn)斜率變小，連梁的剛度出現(xiàn)了大幅度下降。荷載卸載到0以后，試件仍存在著較大的殘余變形，在整個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，殘余變形也將會(huì)不斷積累。

圖11 連梁典型滯回曲線(xiàn)圖

2.4 剛度退化

試驗(yàn)研究的RPC連梁跨高比均保持在0.8～1.5范圍內(nèi)，此范圍構(gòu)件的剛度退化較快。各構(gòu)件剛度退化情況可以采用割線(xiàn)剛度退化系數(shù)[15-16]加以衡量，由式(1)～(2)表示為

式中ni為第i倍延性倍數(shù)下連梁的剛度退化系數(shù)；Kgi為第i倍屈服位移循環(huán)荷載峰值的割線(xiàn)剛度，kN/mm；Ky為試件屈服時(shí)的剛度，kN/mm；±Pi為第i倍屈服位移循環(huán)正、反向荷載峰值，kN；±Δi為第i倍屈服位移循環(huán)正、反向峰點(diǎn)側(cè)移值，mm。

部分延性倍數(shù)下各連梁的塑性初階段剛度退化情況如圖12所示。

圖12 各連梁剛度退化曲線(xiàn)圖

通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，跨高比對(duì)連梁剛度退化的影響較大，跨高比越小的連梁，鋼筋與混凝土受力更加充分，可在較短時(shí)間內(nèi)進(jìn)入塑性階段，構(gòu)件變形模量小，加速構(gòu)件變形。原因主要包括:

(1)小跨高比連梁在地震作用下主要承擔(dān)剪切變形，而所發(fā)生的彎曲變形有限，其剪切剛度隨著混凝土開(kāi)裂而下降較快，彎曲剛度變化幅度不大，跨高比越小，這種現(xiàn)象越明顯。

(2)由于跨高比越小的連梁所受剪彎比比較大，試驗(yàn)過(guò)程中主要受剪切變形控制，連梁的斜裂縫較為發(fā)育，因此小跨高比連梁剛度退化相對(duì)較快。

3 結(jié)論

對(duì)6根RPC連梁開(kāi)展了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，通過(guò)分析跨高比和配箍特征值對(duì)RPC連梁抗震性能的影響，主要得出以下研究結(jié)論:

(1)當(dāng)RPC連梁的跨高比較小(l/h≤0.8)時(shí)，連梁通常發(fā)生剪壓破壞，破壞突然迅速，屬于典型的脆性破壞；跨高比稍大一點(diǎn)(0.8＜l/h≤1.5)時(shí)，連梁的開(kāi)裂、屈服荷載隨著跨高比的增加而存在上升的趨勢(shì)，但受配箍率的影響并不明顯，且在破壞過(guò)程中連梁呈現(xiàn)出彎剪破壞的特征，破壞時(shí)延性較LL-1稍好，但仍屬于脆性破壞。

(2)在一定范圍內(nèi)，RPC連梁的配箍率對(duì)混凝土的裂縫發(fā)展有一定影響，配箍率的增加有助于提升構(gòu)件的抗震性能，但對(duì)抗剪承載力的提高影響不大。

(3)RPC連梁的滯回曲線(xiàn)在進(jìn)入塑性后卸載，變形無(wú)法完全恢復(fù)，存在殘余應(yīng)力，曲線(xiàn)捏縮效應(yīng)較為明顯。RPC連梁存在剛度退化現(xiàn)象，剛度退化主要受跨高比影響，隨著RPC連梁跨高比的增大，其剛度退化變慢。