陳曉飛， 王 琨， 羅輝輝， 李琮琦， 顧明君， 查志遠

(1 揚州市市政建設處， 揚州 225002； 2 揚州大學建筑科學與工程學院， 揚州 225127；3 橋梁結構安全控制湖南省工程實驗室(長沙理工大學)， 長沙 410015； 4 揚州大學廣陵學院， 揚州 225127)

0 概述

隨著建筑業(yè)的發(fā)展，為滿足大空間的需求、提高框架的抗震性能，預應力型鋼混凝土框架得到了研究與發(fā)展[1-3]。然而，實踐表明，框架梁內預應力筋和縱筋在穿越節(jié)點時需貫穿柱內型鋼翼緣，對節(jié)點承載力削弱較多；同時，梁柱內置型鋼在連接時施工工藝復雜。為此，本課題組結合預應力型鋼混凝土梁的優(yōu)點，以提高框架結構的抗震性能和簡化施工措施為目標，對框架柱采用角鋼混凝土柱，構建出一種新型組合框架結構，如圖1所示，為保證內置鋼梁的可靠錨固，采用在鋼梁上下兩側焊接短型鋼錨腳的錨固方式[4]。該結構與普通預應力型鋼混凝土框架相比，框架梁內的預應力筋和縱筋可方便從兩側角鋼之間穿越節(jié)點，保證節(jié)點內角鋼的上下連續(xù)貫通，同時在節(jié)點部位內置鋼骨無需焊接連為整體，簡化了節(jié)點的施工工藝。

圖1 組合框架結構及節(jié)點示意圖

目前，預應力型鋼混凝土梁得到了較為系統(tǒng)的研究。Choy等[5]對PSRC梁的抗剪性能進行了試驗研究，結果表明混凝土截面尺寸對抗剪強度影響較大；Yao等[6]對內置型鋼的預應力高強混凝土簡支梁開展受剪性能試驗，結果表明內置型鋼只能在一定程度上提高預應力高強混凝土梁的抗剪強度，但可以明顯改善殘余抗剪強度；Kim等[7]對內置腹板呈波紋狀的型鋼的PSRC梁開展了足尺受彎性能試驗，建立了此類PSRC梁受彎承載力的計算模型；劉軍進等[8]對PSRC簡支梁開展受彎性能試驗，依據臨界受壓區(qū)高度所處的位置提出了PSRC梁截面受彎承載力計算方法；李峰等[9]通過試驗指出PSRC梁截面如配置合理，其受彎破壞過程與普通鋼筋混凝土適筋梁類似；傅傳國等[10]依據受彎試驗結果指出PSRC梁比SRC梁具有更大的剛度和更好的抗裂性能，并采用改進的綜合內力法建立了PSRC梁正截面受彎承載力及裂縫寬度計算公式；薛偉辰等[11]對PSRC和SRC梁開展低周往復荷載試驗，指出PSRC梁具有較好的延性、耗能能力和變形恢復性能?？梢钥闯觯A應力型鋼混凝土梁抗剪強度較高，正截面受彎承載力及裂縫寬度計算已趨于成熟，且抗震性能好，已在實際工程中得到了相關的應用。

角鋼混凝土柱與鋼筋混凝土柱相比具有較好的延性和抗震性能。白國良等[12]基于試驗結果提出了反映空腹式型鋼混凝土框架柱性能的退化三線型恢復力模型及其特征點的計算方法；趙世春[13]依據試驗結果提出了空腹桁架式框架柱軸壓比計算公式和限值；周穎等[14]完成了僅配置與角鋼縱向相垂直的腹桿的空腹式勁性鋼筋混凝土柱的低周往復荷載試驗，建立了與該類柱相適應的斜截面抗剪承載力、峰值位移和延性系數等計算公式及恢復力模型。Zheng等[15-16]完成了角鋼混凝土柱的水平低周反復荷載試驗，探討了剪跨比、軸壓比和配箍率對角鋼混凝土柱抗震性能的影響；計靜等[17]在試驗研究的基礎上，建立了角鋼混凝土柱基于平截面假定的正截面承載力計算公式。可見，角鋼混凝土柱具有良好的抗震性能，其耗能和變形能力明顯好于普通鋼筋混凝土柱。

在前期工作中，本課題組已對此類新型組合框架結構的抗震性能進行了初步探討，結果表明此類框架結構具有良好的延性和耗能能力，并建立了單層單跨框架在水平荷載作用下的恢復力模型[18-19]。然而，節(jié)點作為結構的關鍵部位，其抗震性能及設計方法均未見相關文獻資料報道。為此，本文擬開展此類新型框架結構節(jié)點在水平低周往復荷載下的滯回性能試驗，研究其破壞形態(tài)、滯回特性、受力機理和抗剪承載力，為推廣此類框架結構在抗震區(qū)的應用提供一定的試驗依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共制作3個預應力型鋼混凝土梁-角鋼混凝土柱框架節(jié)點試件(試件SJ-1～SJ-3)及1個非預應力型鋼混凝土梁-角鋼混凝土柱框架節(jié)點試件(試件SJ-4)。4個節(jié)點試件的構造及幾何尺寸如圖2所示，由于尺寸和構造限制，節(jié)點核心區(qū)僅布置了兩道鋼板箍。試件SJ-1～SJ-3中預應力筋直線布置，采用后張法和一端張拉工藝，并在張拉之后灌漿。圖3為最終澆筑成型的試件。試件主要設計參數見表1，其中軸壓比和預應力度為主要變化參數。

圖2 試件構造及幾何尺寸

圖3 澆筑成型后的試件

表1 試件主要設計參數

1.2 材料力學性能

4個節(jié)點試件均由C40細石商品混凝土現澆而成，并預留多組100mm×100mm×100mm混凝土試塊，實測邊長為100mm的混凝土立方體抗壓強度fcu,100=49.3MPa，經計算，邊長為150mm的標準混凝土立方體抗壓強度fcu=46.8MPa，軸心抗壓強度fc=35.6MPa，彈性模量Ec=3.4×104MPa。節(jié)點試件內工字鋼均為Q235，梁內縱筋、箍筋均為HRB400，實測型鋼、鋼板箍、鋼筋力學性能見表2。

鋼材力學性能 表2

1.3 加載裝置及加載制度

圖4給出了節(jié)點試件的加載照片。其中，在柱頂放置一個已標定的油壓千斤頂，通過剛性錨板張拉4根φ36的高強度鋼拉桿來施加軸力，并在試驗過程中確保軸力恒定；水平低周往復荷載由50t級MTS液壓伺服加載作動器施加于上柱端部；柱底與剛性地梁鉸接，梁懸挑端設置允許水平側移的可動鉸支座。

圖4 節(jié)點加載照片

水平位移加載制度 表3

1.4 量測內容和測點布置

試驗主要量測內容包括：1)水平荷載-位移(P-Δ)滯回曲線；2)梁端型鋼翼緣和縱筋、柱端角鋼、節(jié)點核心區(qū)型鋼腹板和鋼板箍等的應變；3)梁端、柱端和節(jié)點核心區(qū)裂縫的分布、發(fā)展及破壞形態(tài)。試驗中柱端水平荷載和位移由MTS系統(tǒng)自動采集；角鋼、鋼板箍、型鋼錨腳、梁型鋼、縱筋和箍筋由布置在相應位置的應變片測得，應變片測點布置詳見圖5；在加載至每級最大位移后，觀察并描繪裂縫。

圖5 應變片測點布置

試驗水平加載方案采用美國規(guī)范ANSI/AISC 341-05[20]附錄S建議的層間位移角控制的加載方法,試驗加載制度見表3，當試件加載至水平荷載下降至峰值荷載的85%時結束。在低周往復加載過程中規(guī)定以作動器向右推為正，向左拉為負。

2 加載過程及破壞形態(tài)

2.1 加載過程及現象

預應力節(jié)點試件SJ-1～SJ-3試驗過程基本相同，下面以典型試件SJ-1為例說明預應力試件的加載過程。對于預應力節(jié)點試件SJ-1，當水平位移Δ=±6.6mm時，在節(jié)點核心區(qū)兩側的左梁及右梁梁端出現多條豎向彎曲裂縫，裂縫寬度約0.6mm，且左右梁端上部的裂縫數量明顯少于下部；當水平位移Δ=±8.8mm時，左右梁端豎向垂直裂縫數量未見明顯增加，裂縫長度略有延伸；當水平位移Δ=+13.1mm時，節(jié)點核心區(qū)出現一條沿45°方向的細微斜裂縫；當水平位移Δ=-13.1mm時，節(jié)點核心區(qū)出現另一條45°方向的斜裂縫，該條斜裂縫與正向加載的斜裂縫交叉，同時梁端也不斷出現新的垂直裂縫，兩條斜裂縫的寬度約為0.6mm；當水平位移Δ=±17.5mm時，節(jié)點核心區(qū)出現多條斜裂縫，左右梁端部的垂直裂縫開始貫通；當水平位移Δ=±26.3mm時，節(jié)點核心區(qū)兩條主要交叉斜裂縫有向上下柱端延伸的趨勢，同時梁端垂直裂縫加寬，并伴有混凝土輕微壓碎的跡象；當水平位移Δ=+35mm時，右梁梁端上部的混凝土壓碎現象加劇，此時水平荷載在正向達到最大值；當水平位移Δ=-52.5mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土出現剝落現象，最大斜裂縫寬度達到1.5mm，左右梁端上部混凝土均被壓碎，此時水平荷載在反向達到最大值；當水平位移Δ=±70mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土壓碎現象加劇，梁端混凝土破損嚴重；當水平位移Δ=±87.5mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土嚴重剝落，此時水平荷載已經下降至峰值荷載的85%以下，節(jié)點核心區(qū)最終形成較為明顯的交叉斜裂縫，上下柱端混凝土保護層在核心區(qū)交叉斜裂縫的影響下也發(fā)生剝落。

這里需要說明的是，對于試件SJ-2和SJ-3在水平位移Δ=±52.5mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土出現剝落，水平荷載在正反兩個方向均達到峰值；而試件SJ-1在水平位移Δ=+52.5mm時對應的水平峰值荷載與Δ=+32mm對應的水平峰值荷載相差不大。造成試件SJ-1正反兩方向水平峰值荷載出現的位移不對稱的主要原因可能是包辛格效應在一定程度上影響了梁端和節(jié)點核心區(qū)塑性發(fā)展的過程。

對于非預應力試件SJ-4，當水平位移Δ=±6.6mm時，試件左右梁梁端出現多條豎向彎曲裂縫；當水平位移Δ=±13.1mm時，節(jié)點核心區(qū)出現兩條與水平方向呈45°的交叉斜裂縫，同時，梁端也不斷出現新的豎向彎曲裂縫；當水平位移Δ=±17.5mm時，節(jié)點核心區(qū)出現多條交叉斜裂縫，最早出現的交叉斜裂縫逐漸向柱端延伸，成為主交叉斜裂縫，此時梁端受拉鋼筋出現屈服；當水平位移Δ=±26.3mm時，節(jié)點核心區(qū)主交叉斜裂縫繼續(xù)向上下柱內延伸，梁端上下部混凝土有輕微壓碎跡象；當水平位移Δ=±35mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土出現輕微剝落跡象，主交叉斜裂縫繼續(xù)延伸至上下柱柱中；當水平位移Δ=±52.5mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土壓碎剝落，梁端混凝土壓碎現象加劇，此時水平荷載在正反兩方向均達到最大值；當水平位移Δ=±70mm時，梁端混凝土壓碎嚴重，核心區(qū)混凝土剝落程度加劇；當水平位移Δ=±87.5mm時，節(jié)點核心區(qū)混凝土起鼓、嚴重剝落；當水平位移Δ=±105mm時，水平荷載已經下降至峰值荷載的85%以下，節(jié)點核心區(qū)形成明顯的交叉裂縫，核心區(qū)混凝土大塊掉落，柱端混凝土保護層在節(jié)點核心區(qū)的影響下也剝落嚴重。

2.2 裂縫分布和破壞形態(tài)

圖6和圖7分別給出了4個節(jié)點試件的裂縫分布和破壞形態(tài)。從圖6,7可見，由于預應力筋布置于梁端上部，試件SJ-1～SJ-3梁端下部裂縫數量要略多于上部，而非預應力試件SJ-4的梁端上下側裂縫數量基本相當。

圖6 節(jié)點試件裂縫分布

圖7 試件最終破壞形態(tài)

通過考察試驗過程和實測應變可知，4個節(jié)點試件在加載過程中，梁端下部縱筋或型鋼首先受拉屈服，出現塑性鉸；然后隨著位移的不斷增加，當水平荷載接近峰值時，梁端混凝土均出現輕微的壓碎跡象，此時節(jié)點核心區(qū)已形成了寬度較大的主交叉斜裂縫，其內置型鋼腹板和鋼板箍均達到屈服，這也表明節(jié)點試件首先發(fā)生了梁端彎曲破壞；隨著位移繼續(xù)增加，當水平荷載達到峰值時，這時節(jié)點核心區(qū)交叉主斜裂縫往上下柱端延伸，節(jié)點核心區(qū)混凝土發(fā)生起鼓剝落現象，這表明在峰值荷載下，節(jié)點核心區(qū)發(fā)生了剪切破壞。隨著水平位移的繼續(xù)增加，由于梁端和節(jié)點核心區(qū)混凝土破壞加劇，節(jié)點試件的水平承載力不斷降低，同時角鋼與混凝土的粘結性能相對較弱，最終導致部分試件的上下柱端混凝土保護層在節(jié)點核心區(qū)主交叉斜裂縫的影響下發(fā)生脫落。可以看出，預應力及非預應力節(jié)點試件在往復荷載作用下均呈現出梁端首先發(fā)生彎曲破壞，隨后節(jié)點核心區(qū)發(fā)生剪切破壞的混合模式。

需要說明的是，導致試件節(jié)點發(fā)生混合破壞的主要原因是節(jié)點的抗剪承載力與梁端發(fā)生彎曲破壞時對節(jié)點產生的剪力大致相當，而且梁端混凝土壓碎后，型鋼混凝土梁仍具有較高的承載力，從破壞形態(tài)可以看出，這類破壞仍屬于節(jié)點核心區(qū)剪切破壞的范疇。此外，由于節(jié)點核心區(qū)內主交叉斜裂縫向柱端延伸，導致角鋼混凝土柱保護層剝落，建議在柱端設置一定數量的剪力栓以加強角鋼與混凝土保護層的粘結能力。

3 試驗結果與分析

3.1 荷載-位移滯回曲線及骨架曲線

4個試件的P-Δ滯回曲線如圖8所示。從圖8中可以看出，在加載初期，滯回曲線基本表現為直線，卸載后殘余變形很小，此時試件處于彈性工作階段；隨著水平位移的增加，P-Δ滯回曲線逐漸偏離直線，滯回環(huán)面積逐漸增大，卸載后有一定的殘余變形，試件進入彈塑性工作階段；峰值荷載過后，水平荷載下降較為緩慢，滯回環(huán)面積增加。從整體上看，試件SJ-1，SJ-3，SJ-4的滯回曲線相對飽滿，而軸壓比相對較高的試件SJ-2滯回曲線略有捏縮，所有試件均表現出良好的耗能能力。

圖8 試件滯回曲線

試件SJ-1～SJ-4的骨架曲線如圖9所示。從圖9可以看出：1)4個節(jié)點試件在水平低周往復荷載作用下均經歷了彈性、彈塑性和破壞三個階段；2)與試件SJ-3相比，試件SJ-1的承載能力更高但延性低，說明增加預應力度可以提高此類構件的承載能力，但對延性有不利的影響；3)試件SJ-2的承載能力比試件SJ-1低，說明較高的軸壓比對此類試件的承載能力有不利的影響；4)4個節(jié)點試件骨架曲線下降均較為平緩，延性要明顯好于普通鋼筋混凝土框架節(jié)點。

圖9 試件骨架曲線

3.2 耗能能力

采用能量耗散系數E衡量節(jié)點試件的耗能能力。從圖10可以看出：1)通過對比試件SJ-1，SJ-3和SJ-4可見，較高預應力度的試件在加載的中后期階段耗能能力要優(yōu)于較低預應力度的試件；2)對比試件SJ-1和SJ-2，高軸壓比的試件的耗能能力明顯要差于低軸壓比的試件。

圖10 能量耗散系數與位移的關系

3.3 剛度退化

4個節(jié)點試件的割線剛度K與水平位移Δ的關系如圖11所示。可以看出，隨著水平位移的不斷增加、裂縫數量增多以及混凝土的壓碎，節(jié)點試件的剛度也在不斷退化；在加載初期，試件SJ-2的割線剛度較其他試件低；在加載后期，4個試件的剛度退化曲線較為接近。

圖11 割線剛度與位移的關系

3.4 變形恢復性能

4個試件的殘余變形率Δ0/Δu與水平位移Δ的關系如圖12所示，圖中Δu，Δ0分別為水平荷載作用下每次循環(huán)經歷最大水平位移及其卸載后的水平位移。從圖中可以看出，非預應力試件SJ-4的殘余變形率明顯高于預應力試件SJ-1～SJ-3。

圖12 殘余變形率與位移的關系

3.5 延性性能

本文采用位移延性系數μ來研究節(jié)點的延性性能。位移延性系數定義為μ=Δu/Δy，其中Δy為屈服位移，Δu為極限位移，為峰值荷載下降到其85%時所對應的位移。本文采用能量等效法來求屈服位移，表4給出了4個試件的位移延性系數。從表中可以看出：1)施加預應力后，此類節(jié)點極限承載力得到了提高但是延性有所降低；2)提高軸壓比以及增加預應力度都使得節(jié)點延性降低；3)4個試件的位移延性系數均高于普通鋼筋混凝土節(jié)點的數值(延性系數約為2)。試件SJ-4，SJ-3，SJ-1位移延性系數依次降低的主要原因可能是：在相同的軸壓比下，隨著預應力筋數量的增加，預應力度提高，節(jié)點核心區(qū)和梁端塑性發(fā)展程度有所下降，位移延性系數降低。

試件位移延性系數 表4

3.6 應變變化規(guī)律

試驗采集了各測點的應變，并對節(jié)點核心區(qū)型鋼腹板、梁端縱筋和型鋼翼緣、柱端角鋼的應變進行分析，揭示了節(jié)點應變變化的一般規(guī)律。4個節(jié)點試件的應變變化規(guī)律基本相同，本節(jié)僅對部分典型測點的應變進行分析。

圖13(a)給出了節(jié)點核心區(qū)型鋼腹板(測點1)沿45°方向應變的水平荷載-應變(P-ε)滯回曲線。

從圖13(a)中可以看出，在加載初期，荷載不大，試件處于彈性階段，荷載-應變曲線基本呈現線性變化，隨著往復荷載的繼續(xù)增大，測點1沿45°方向應變均交替進入拉、壓屈服狀態(tài)，表明腹板在加載過程中已經達到受剪屈服。圖13(b)給出了典型的核心區(qū)鋼板箍(測點31)的水平荷載-應變滯回曲線，可見隨著往復荷載的增加，鋼板箍最終達到了受拉屈服。圖13(c)和圖13(d)分別給出了梁端縱筋(測點8)、梁端型鋼翼緣(測點20)的水平荷載-應變滯回曲線，可以看出梁端縱筋和梁端型鋼翼緣應變均達到屈服或接近屈服，此外，還可以看出梁端縱筋和梁端型鋼翼緣卸載后殘余應變較大，包辛格效應明顯。圖13(e)為型鋼錨腳翼緣(測點10)水平荷載-應變滯回曲線。從圖13(e)中可以看出，型鋼錨腳翼緣實測應變值均小于屈服應變，表明型鋼錨腳翼緣仍處于彈性階段。圖13(f)為柱角鋼翼緣(測點22)水平荷載-應變滯回曲線，可見角鋼均未出現受拉屈服，柱端未出現塑性鉸。

圖13 節(jié)點水平荷載-應變滯回曲線

4 核心區(qū)剪力和剪切變形分析

各試件節(jié)點核心區(qū)水平剪力V與剪應變γ12的滯回曲線關系如圖14所示。從圖中可以看出：1)試件SJ-1節(jié)點核心區(qū)抗剪承載力較試件SJ-2高，同時其水平剪力-剪應變滯回曲線也相對飽滿，表明過高的軸壓比將對節(jié)點的抗剪承載力和剪切變形的延性產生不利影響；2)對比試件SJ-1，SJ-3和SJ-4可見，隨著預加力的增加，節(jié)點核心區(qū)抗剪承載力得到了一定的提高，預加力水平越高的試件，其節(jié)點核心區(qū)抗剪承載力越高，但其剪切變形的延性卻有所降低。

5 結論

(1)預應力及非預應力節(jié)點試件均呈現為梁端先發(fā)生彎曲破壞、隨后節(jié)點核心區(qū)剪切破壞的混合破壞形態(tài)，部分節(jié)點的荷載-位移滯回曲線存在一定的捏縮。

(2)軸壓比過高，試件核心區(qū)抗剪承載能力有所減低，其水平剪力-剪切應變滯回曲線不夠飽滿，因此在設計時宜控制此類節(jié)點軸壓比不能過高。

(3)節(jié)點核心區(qū)抗剪承載力隨著預加力的增加而得到了一定程度的提高，預加力水平越高的試件，其核心區(qū)抗剪承載力越高，但其延性卻有所降低。

(4)在加載后期角鋼混凝土柱保護層易剝落，表明柱內角鋼與混凝土保護層之間的粘結性能相對較弱，建議設置剪力栓加強角鋼與混凝土保護層的粘結性能。