帶樓板梁柱強(qiáng)組合件抗震性能試驗(yàn)研究

岳哲萌 王嘯霆 王濤

摘 要：通過一按照現(xiàn)行中國(guó)規(guī)范中“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”原則設(shè)計(jì)的高層框架剪力墻結(jié)構(gòu)中提取出的3個(gè)不同位置的梁柱節(jié)點(diǎn)縮尺模型的擬靜力試驗(yàn)，研究框架結(jié)構(gòu)中不同位置梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，試驗(yàn)采用柱端加載，同時(shí)考慮了樓板對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，分析其延性、剛度、承載力、耗能等性能指標(biāo)，并對(duì)裂縫開展情況做了詳細(xì)記錄，與構(gòu)件的力學(xué)指標(biāo)進(jìn)行比對(duì)，將損傷狀態(tài)與力學(xué)指標(biāo)對(duì)應(yīng)起來，為完善鋼筋混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)的易損性曲線及為相關(guān)結(jié)果信息提供試驗(yàn)依據(jù)。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：框架結(jié)構(gòu)不同位置的節(jié)點(diǎn)破壞形式不同，底層節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)表現(xiàn)為彎曲破壞，破壞主要集中在梁端和柱腳，節(jié)點(diǎn)區(qū)未發(fā)生明顯破壞現(xiàn)象，而頂部節(jié)點(diǎn)節(jié)點(diǎn)區(qū)發(fā)生剪切破壞。結(jié)果表明：極高水平的節(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，也不會(huì)削弱組合件的延性。

關(guān)鍵詞：框架剪力墻結(jié)構(gòu);梁柱組合件;強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件;抗震性能

中圖分類號(hào)：TU375.4;TU317 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2021）03-0093-08

Abstract： Through a quasi-static test of three beam-column joint scale models extracted from the high-rise frame-shear wall structure designed according to the "strong joint" principle in the current national code， the seismic performance of beam-column joints at different positions in frame structures is studied. The test adopts column end loading， considering the influence of the floor slab on the seismic performance of the joint， and analyzes its ductility， stiffness， bearing capacity， energy consumption and other performance indicators. During the test， the development of the cracks was recorded in detail and compared with the mechanical indexes of the components to relate the damage state with the mechanical indexes. The test provides test basis for improving the vulnerability curve and relevant consequence information of the reinforced concrete frame beam-column joints. It is found that the failure modes of the joints at different positions of the frame structure are different. The failure modes of the bottom nodes are shown as bending failure， and the failure is mainly concentrated in the beam ends and column feet toe. No obvious failure in the joint area， while the shear failure occurs in the top joint area. The test results show that the strong joint coefficient and the column end bending moment amplification factor at an extremely high level can completely avoid the damage that needs to be repaired in the beam column joint area， achieve the elasticity of the node， and will not weaken the ductility of the assembly.

Keywords：frame-shear wall structure; beam-column assemblies; strong joint weak component;seismic performance

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(duì)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(duì)6個(gè)RC框架梁柱組合件的抗震性能進(jìn)行研究，并對(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(píng)價(jià)節(jié)點(diǎn)的易損性[8-9]，會(huì)將結(jié)構(gòu)的損傷放大，因此，有必要對(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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(duì)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。

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。

圖2為試驗(yàn)體RCJ-1.1的尺寸及配筋詳圖。試驗(yàn)體RCJ-1.2為底層中間節(jié)點(diǎn)，其配筋及尺寸同RCJ-1.1;試驗(yàn)體RCJ-18為頂層中間節(jié)點(diǎn)，層高為1 200 mm，梁的跨度同RCJ-1.1;柱縱筋為414+1012，箍筋為Φ8@100。試驗(yàn)體的梁、板、柱的混凝土等級(jí)均為C40，縱筋等級(jí)為HRB400，箍筋等級(jí)為HRB335，主要材料的性能詳見表2。

1.2 加載方案

全部試驗(yàn)在中國(guó)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(tái)液壓千斤頂，其中，豎向千斤頂與加載框架采用隨動(dòng)滑板連接。

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(jí)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(cè)量方案

試驗(yàn)各測(cè)點(diǎn)的位置如圖4所示，主要包括：1）梁、柱及基礎(chǔ)的絕對(duì)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。

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(zhǎng)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）。

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(shì)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(duì)較低。導(dǎo)致這種分化的原因主要在于豎向軸壓對(duì)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。

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(shì)，各試驗(yàn)體的割線剛度位移角關(guān)系曲線如圖7所示。對(duì)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(duì)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(shì)更緩和。試驗(yàn)體RCJ-18的剛度退化趨勢(shì)與試驗(yàn)體RCJ-1.2相近，降速相對(duì)緩慢。

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(duì)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(duì)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。

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(duì)滯后。

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(cè)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)。

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)?？梢园l(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。

4 結(jié)論

通過對(duì)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(huì)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(píng)估該類型梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，需要對(duì)此進(jìn)行進(jìn)一步研究。

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（編輯 章潤(rùn)紅）