岳哲萌，王嘯霆，王濤

(1.中國地震局 地震工程與工程振動重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150080；2. 清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)是目前最普遍的結(jié)構(gòu)形式，而節(jié)點(diǎn)是框架結(jié)構(gòu)中傳力的樞紐，起著傳遞和分配內(nèi)力及保證結(jié)構(gòu)整體性的作用。在地震中，節(jié)點(diǎn)往往承受很大的剪力作用，極易發(fā)生剪切脆性破壞。鋼筋混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究從20世紀(jì)60年代末開始，學(xué)者們對不同類型梁-柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究。呂西林等[1]對6個(gè)RC框架梁柱組合件的抗震性能進(jìn)行研究，并對塑性鉸區(qū)域的彎曲變形、剪切變形和縱向鋼筋的粘結(jié)滑移以及節(jié)點(diǎn)區(qū)的剪切變形所產(chǎn)生的側(cè)移占框架結(jié)構(gòu)總側(cè)移的比例進(jìn)行了分析。傅劍平等[2]將在梁端或柱端縱筋屈服后可能發(fā)生剪切失效或破壞的節(jié)點(diǎn)的受力特征分為斜拉型、斜壓型和斜拉-斜壓復(fù)合型3類。近年來，鋼筋混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)依舊是工程領(lǐng)域研究的熱門問題。王麗萍等[3]研究了梁軸向約束效應(yīng)對節(jié)點(diǎn)抗剪需求、抗剪承載力及損傷破壞模式的影響；Wang等[4]提出了一種采用鋼絞線提供自復(fù)位能力的新型預(yù)應(yīng)力預(yù)制鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)；鄭黎君等[5]設(shè)計(jì)了一種采用預(yù)應(yīng)力鋼絞線拼接的預(yù)應(yīng)力框架結(jié)構(gòu)并建立了彎矩與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角關(guān)系的理論分析模型；Rajeev等[6]研究了梁柱節(jié)點(diǎn)在意外和有意沖擊荷載作用下的損傷及破壞模式；Ma等[7]對13個(gè)鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出了4種典型的破壞模式。

目前已有的大多數(shù)對梁柱節(jié)點(diǎn)的研究是為了探究節(jié)點(diǎn)的破壞規(guī)律，試驗(yàn)體多采用“弱節(jié)點(diǎn)”，而實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)都是按照“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”來設(shè)計(jì)，如果按照這些既有試驗(yàn)結(jié)果來建立節(jié)點(diǎn)的易損性數(shù)據(jù)庫，用以評價(jià)節(jié)點(diǎn)的易損性[8-9]，會將結(jié)構(gòu)的損傷放大，因此，有必要對實(shí)際結(jié)構(gòu)中節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行研究。

空間梁-柱節(jié)點(diǎn)的加載方式主要有梁端加載和柱端加載兩種方案，目前對于梁-柱節(jié)點(diǎn)的研究多采用梁端加載的方式，梁端加載雖然節(jié)點(diǎn)區(qū)的受力狀態(tài)與實(shí)際結(jié)構(gòu)基本一致，但未能體現(xiàn)重力作用下的二階效應(yīng)(P-Δ效應(yīng))。包坤[10]進(jìn)行了4個(gè)中間層中節(jié)點(diǎn)柱端加載的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，將其試驗(yàn)結(jié)果與收集到的相同參數(shù)的梁柱組合試驗(yàn)體采用梁端加載方式進(jìn)行試驗(yàn)得到的結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明，梁端加載與柱端加載兩種不同的加載方式對試驗(yàn)結(jié)果確實(shí)有一定影響。為了更真實(shí)地模擬實(shí)際梁-柱節(jié)點(diǎn)的受力狀態(tài)，試驗(yàn)采用柱端加載。

筆者進(jìn)行了3個(gè)不同位置的梁-柱節(jié)點(diǎn)在豎向軸壓力下的低周往復(fù)試驗(yàn)，探究了不同位置梁-柱節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)、承載能力、變形能力和耗能能力等。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)體設(shè)計(jì)

圖1所示為一棟按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(2016版)》(GB 50010—2010)[11]和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[12]設(shè)計(jì)的高層框架-剪力墻結(jié)構(gòu)的平面圖，選取首層邊柱、中柱節(jié)點(diǎn)和頂層中節(jié)點(diǎn)為研究對象。原型結(jié)構(gòu)采用PKPM軟件進(jìn)行設(shè)計(jì)，按照2∶3的縮尺比例設(shè)計(jì)本試驗(yàn)的3個(gè)梁柱組合件，分別為試驗(yàn)體RCJ-1.1、RCJ-1.2和RCJ-18。

圖1 原型結(jié)構(gòu)平面圖(mm)Fig.1 Plan of the prototype structure (mm)

為保證“強(qiáng)柱弱梁”和“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”，實(shí)現(xiàn)“梁鉸→柱鉸→彈性節(jié)點(diǎn)”的預(yù)期失效路徑，參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)中第11.4.1條、11.6.2條和11.6.4條，分別采用式(1)和式(2)計(jì)算柱端彎矩放大系數(shù)ηc和節(jié)點(diǎn)區(qū)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)系數(shù)γj。結(jié)果如表1所示，顯然，試驗(yàn)體RCJ-1.1和RCJ-1.2顯著提高了兩個(gè)參數(shù)的設(shè)計(jì)值，而試驗(yàn)體RCJ-18的強(qiáng)節(jié)點(diǎn)系數(shù)也較大。

表1 試驗(yàn)體主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table1 Main design parameters for the specimens

(1)

(2)

表2 試驗(yàn)體材料特性Table 2 Material properties

1.2 加載方案

全部試驗(yàn)在中國地震局工程力學(xué)研究所恢先地震工程綜合實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。試驗(yàn)體固定在反力地板上，梁端采用鉸接方式與反力地板連接，設(shè)置兩組面外約束支架限制試驗(yàn)體的面外變形。柱頂加載端分別連接豎向、水平向2臺液壓千斤頂，其中，豎向千斤頂與加載框架采用隨動滑板連接。

圖2 試驗(yàn)體RCJ-1.1尺寸和配筋圖(mm)Fig.2 Dimensions and reinforcement details for specimen RCJ-1.1 (mm)

圖3 試驗(yàn)體加載裝置Fig.3 Test set-up

先施加豎向荷載至預(yù)定值并保持恒定，然后進(jìn)行水平向低周往復(fù)加載。水平加載采用位移控制，控制點(diǎn)位于梁頂。參考FEMA461[13]提供的方法確定試驗(yàn)的層間位移角幅值依次為1/800、1/550、1/300、1/200、1/140、1/100、1/70、1/50、1/30、1/20，每級荷載循環(huán)兩次。發(fā)生不適于繼續(xù)加載的損傷或荷載下降至最大荷載的85%以下時(shí)，停止加載。

1.3 測量方案

試驗(yàn)各測點(diǎn)的位置如圖4所示，主要包括：1)梁、柱及基礎(chǔ)的絕對位移；2)梁端、柱端及節(jié)點(diǎn)區(qū)的彎曲、剪切變形；3)梁端、柱端主要縱向鋼筋的應(yīng)變；4)梁端、柱端及節(jié)點(diǎn)區(qū)主要箍筋的應(yīng)變。

圖4 試驗(yàn)體RCJ1.1測點(diǎn)布置(mm)Fig.4 Instrumentation of the RCJ-1.1(mm)

2 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

試驗(yàn)體RCJ-1.1加載至層間位移角θ=1/800時(shí)，梁端出現(xiàn)細(xì)微裂縫。θ=1/550時(shí)，梁端1.0hb范圍內(nèi)出現(xiàn)明顯的彎曲裂縫，最大寬度0.2 mm；同時(shí)，首層柱底1.0hc范圍內(nèi)出現(xiàn)彎曲裂縫。θ=1/140時(shí)，梁端出現(xiàn)剪切斜裂縫。θ=1/70時(shí)，梁端通縫形成。θ=1/50時(shí)，柱底出現(xiàn)剪切斜裂縫，裂縫基本出齊。θ=1/30時(shí)，梁端張開明顯，角部混凝土壓潰，可見部分鋼筋；柱腳混凝土部分壓潰。θ=1/20時(shí)，短跨梁底主筋斷裂，柱腳壓潰區(qū)域擴(kuò)大，承載力下降至峰值的85%以下，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)體RCJ-1.1最終破壞如圖5(a)所示，為典型的梁端彎曲破壞模式，節(jié)點(diǎn)區(qū)未出現(xiàn)明顯裂縫。最終破壞形態(tài)顯示，無論長短跨，梁上裂縫集中于2.0hb范圍內(nèi)，以彎曲裂縫為主；而首層柱底裂縫集中于2.0hc范圍內(nèi)，1.0hc范圍內(nèi)出現(xiàn)了明顯的交叉斜裂縫，并出現(xiàn)約25%的混凝土保護(hù)層剝落和壓潰。

試驗(yàn)體RCJ-1.2的損傷與試驗(yàn)體RCJ-1.1相似，如圖5(b)所示。不同點(diǎn)在于：1)θ=1/140時(shí)，短跨梁上翼緣發(fā)展出的斜裂縫數(shù)量明顯多于RCJ-1.2，且分布范圍也更廣；2)柱底損傷程度明顯降低，試驗(yàn)終止時(shí)，僅在1.0hc范圍內(nèi)形成一條水平通縫和一條斜裂縫。

頂層節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)體RCJ-18首先在梁、柱中出現(xiàn)較多的彎曲裂縫，層間位移角θ達(dá)到1/100后，節(jié)點(diǎn)區(qū)陸續(xù)出現(xiàn)剪切斜裂縫。層間位移角θ達(dá)到1/50后，梁上出現(xiàn)明顯的剪切斜裂縫。由于加載裝置空間限制，未加載至承載力下降即終止加載，試驗(yàn)體最終破壞形態(tài)如圖5(c)。

圖5 試驗(yàn)體試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線及骨架線特性

圖6所示為試驗(yàn)體位移角-水平荷載滯回曲線。試驗(yàn)體RCJ-1.1和RCJ-1.2在加載初期滯回曲線呈直線變化且基本無殘余變形，處于線彈性階段。屈服前，兩者的滯回曲線非常接近。屈服之后，兩者的滯回曲線形狀和骨架線趨勢出現(xiàn)了明顯的分化。試驗(yàn)體RCJ-1.1的承載力迅速達(dá)到峰值并緩慢下降，滯回環(huán)更加飽滿，而試驗(yàn)體RCJ-1.2在位移角達(dá)到1/50后承載力開始下降，滯回環(huán)的飽滿程度相對較低。導(dǎo)致這種分化的原因主要在于豎向軸壓對試驗(yàn)體RCJ-1.2柱腳受剪承載力的加強(qiáng)，使其柱腳損傷降低，耗能削弱；而試驗(yàn)體RCJ-1.1在大變形下，梁端和柱腳位置的塑性鉸區(qū)同時(shí)參與耗能。加載后期(位移角約達(dá)到1/50后)，伴隨柱腳損傷(混凝土保護(hù)層壓潰、鋼筋的屈服)的迅速開展，承載力降幅明顯。試驗(yàn)體RCJ-18的滯回曲線飽滿程度較低，且大變形時(shí)出現(xiàn)較明顯的捏攏效應(yīng)，原因在于：1)柱先于梁發(fā)生屈服，導(dǎo)致梁鉸推遲出現(xiàn)，影響了組合件的耗能性能；2)節(jié)點(diǎn)區(qū)的損傷導(dǎo)致鋼筋滑移程度增大，降低了梁端塑性鉸區(qū)的耗能。

圖6 水平荷載-層間位移角滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of lateral load vs story drift ratio

3.2 剛度退化

以各幅值下第1圈加載過程中的峰值承載力點(diǎn)計(jì)算得到的割線剛度表征試驗(yàn)體抗側(cè)剛度的變化趨勢，各試驗(yàn)體的割線剛度-位移角關(guān)系曲線如圖7所示。對比試驗(yàn)體RCJ-1.1和RCJ-1.2的曲線可以發(fā)現(xiàn)：1)樓板及垂直方向小尺寸(梁寬<0.5×柱寬)框架梁對加載方向抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)很小，樓板開裂后，其貢獻(xiàn)近似可以忽略；2)屈服前，試驗(yàn)體RCJ-1.1的剛度退化速度高于試驗(yàn)體RCJ-1.2，整個(gè)加載過程中，試驗(yàn)體RCJ-1.2的剛度退化趨勢更緩和。試驗(yàn)體RCJ-18的剛度退化趨勢與試驗(yàn)體RCJ-1.2相近，降速相對緩慢。

圖7 剛度退化曲線Fig.7 Lateral stiffness degradation curves

3.3 延性

結(jié)合圖6的骨架曲線，將各試驗(yàn)體的重要特征參數(shù)列于表3中。其中，屈服點(diǎn)為試驗(yàn)體主要截面位置處縱向鋼筋首次達(dá)到屈服對應(yīng)的加載工況幅值點(diǎn)，極限點(diǎn)為試驗(yàn)體骨架線上承載力降至峰值荷載的85%對應(yīng)的點(diǎn)。試驗(yàn)體RCJ-1.1和RCJ-1.2在位移角θ=1/300至θ=1/200時(shí)，梁端縱筋發(fā)生屈服，同時(shí)于位移角達(dá)到θ=1/30時(shí)達(dá)到承載力極限。兩個(gè)底層梁柱組合件的延性系數(shù)最小為6.7，均值達(dá)到8.4，具有很強(qiáng)的延性。試驗(yàn)體RCJ-18(頂層梁柱組合件)約在位移角θ=1/80時(shí)發(fā)生柱縱筋屈服。由于該試驗(yàn)體未加載至實(shí)際的極限位移，故其延性系數(shù)僅具備一定的參考價(jià)值。

表3 試驗(yàn)體主要性能點(diǎn)及延性系數(shù)Table 3 Essential performance points and ductility factors for specimens

3.4 耗能能力

參考《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》，結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的耗能能力用其滯回曲線滯回環(huán)圍成的圖形面積來衡量，其滯回環(huán)越飽滿表示其耗能能力越強(qiáng)。從滯回曲線看，RCJ-1.1的滯回曲線很飽滿，證明其耗能能力強(qiáng)，而RCJ-18耗能能力則較差。圖8為各試驗(yàn)體的滯回耗能-位移角關(guān)系曲線。其中，試驗(yàn)體RCJ-1.1和RCJ-1.2在1/20位移角下的滯回耗能僅為單周耗能值，其余均為加載兩圈的耗能值?？梢园l(fā)現(xiàn)，由屈服點(diǎn)向峰值點(diǎn)變化的過程中，試驗(yàn)體RCJ-1.1的耗能值高于試驗(yàn)體RCJ-1.2。峰值點(diǎn)之后，兩者耗能能力趨同。試驗(yàn)體RCJ-18的總體耗能水平較低，耗能機(jī)制的發(fā)揮相對滯后。

圖8 滯回耗能水平Fig.8 Hysteretic energy-dissipating capacity for specimens

3.5 應(yīng)變分析

表4中列出了試驗(yàn)體RCJ-1.1節(jié)點(diǎn)區(qū)周邊的縱筋和箍筋的應(yīng)變水平變化情況，各工況下數(shù)值為正負(fù)向加載過程中鋼筋經(jīng)歷的最大應(yīng)變。表中列出依據(jù)鋼筋實(shí)測強(qiáng)度計(jì)算出的屈服微應(yīng)變值?？梢园l(fā)現(xiàn)：1)梁端縱筋屈服是試件屈服的起點(diǎn)；2)梁端剪切失效是試件承載力達(dá)到極限的主要原因；3)節(jié)點(diǎn)區(qū)附近柱箍筋較早出現(xiàn)屈服，而柱縱筋始終處于彈性狀態(tài)。

表4 RCJ-1.1鋼筋應(yīng)變水平Table 4 Measured strains for reinforcements of specimen RCJ-1.1 10-6

續(xù)表4

3.6 等效粘滯阻尼系數(shù)

表5中列出了3個(gè)試驗(yàn)體各個(gè)工況下兩周加載時(shí)的等效阻尼系數(shù)。可以發(fā)現(xiàn)：1)邊節(jié)點(diǎn)的初始等效阻尼系數(shù)最大，隨著加載幅值的增大，阻尼明顯降低；2)中間節(jié)點(diǎn)等效阻尼系數(shù)在0.2左右，隨著加載的進(jìn)行變化不大；3)頂層中間節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)體的等效阻尼系數(shù)在0.2～0.08之間變化。

表5 等效粘滯阻尼系數(shù)Table 5 Equivalent viscous damping coefficient

4 結(jié)論

通過對高層框-剪結(jié)構(gòu)中3個(gè)不同位置梁柱組合件的擬靜力試驗(yàn)和分析，通過構(gòu)造“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”獲得了不同于其他“弱節(jié)點(diǎn)強(qiáng)構(gòu)件”型梁柱組合件試驗(yàn)的抗震性能和破壞特點(diǎn)。

1)極高水平下的節(jié)點(diǎn)區(qū)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)系數(shù)和柱端彎矩放大系數(shù)可以完全避免梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)出現(xiàn)需要修補(bǔ)的損傷，實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)彈性化。同時(shí)，不會削弱組合件的延性性能。組合件的主要破壞模式表現(xiàn)為梁端彎曲失效及柱鉸剪切失效。

2)試驗(yàn)體的破壞模式與多數(shù)組合件試驗(yàn)結(jié)果相差較大，由“弱節(jié)點(diǎn)”型試驗(yàn)數(shù)據(jù)構(gòu)建的“梁柱組合件”易損性模型[9]難以準(zhǔn)確評估該類型梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，需要對此進(jìn)行進(jìn)一步研究。