鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角試驗(yàn)及計(jì)算方法研究

曹 文 周建民 王一飛

（同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海 200092）

0 引言

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，在荷載作用下，其塑性變形能力往往取決于局部位置的變形能力，如梁的變形能力受控于塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)能力，框架柱側(cè)移能力受控于柱腳轉(zhuǎn)動(dòng)能力等，并且局部變形（如裂縫寬度與高度）能夠更直觀地測(cè)量，因此局部變形是反映結(jié)構(gòu)狀態(tài)的優(yōu)良指標(biāo)。近年來(lái)，相關(guān)的研究逐漸增多，如萬(wàn)海濤等［1］利用ABAQUS 軟件對(duì)混凝土柱進(jìn)行了模擬，得到了彎矩和轉(zhuǎn)角的骨架曲線，并提出了不同設(shè)防目標(biāo)下的塑性轉(zhuǎn)角限制值。2014年錢(qián)佳茹等［2］基于不同抗震等級(jí)的混凝土柱擬靜力實(shí)驗(yàn)結(jié)果，利用Opensees 軟件計(jì)算求得彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系，并確定了與性能要求相應(yīng)的轉(zhuǎn)角等。澳大利亞的M.S.Mohamed Ali，D.J.Oehlers等［3～5］對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件塑性鉸的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系進(jìn)行了一系列的研究，給出了用于塑性鉸彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系的數(shù)值模型，與其他學(xué)者最新研究成果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比較，符合良好。該模型認(rèn)為鋼筋混凝土受彎構(gòu)件的轉(zhuǎn)角變形主要分為兩個(gè)部分［5］：一部分為未開(kāi)裂混凝土的材料變形（連續(xù)變形），可用曲率在長(zhǎng)度上的累計(jì)（積分）表示；另一部分為鋼筋混凝土受彎構(gòu)件裂縫的局部變形，可以用節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角表示。鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)存在鋼筋焊接、錨固、接縫、座漿等因素的影響，在荷載作用下，梁柱節(jié)點(diǎn)處通常會(huì)有較大的局部轉(zhuǎn)角，目前大部分學(xué)者主要集中于鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系的研究，而對(duì)鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的彎矩-局部轉(zhuǎn)角關(guān)系的研究較少。鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的彎矩局部轉(zhuǎn)角關(guān)系的研究能夠?qū)⒔Y(jié)構(gòu)承載力與局部轉(zhuǎn)角聯(lián)系起來(lái)，通過(guò)控制局部轉(zhuǎn)角來(lái)控制結(jié)構(gòu)整體性能狀態(tài)，為現(xiàn)有的設(shè)計(jì)方法提供新思路。本文對(duì)4 個(gè)鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)單調(diào)加載，得到其彎矩-局部轉(zhuǎn)角試驗(yàn)曲線以及各性能點(diǎn)的取值，初步探究了其影響因素。利用現(xiàn)有的平均裂縫寬度計(jì)算公式和剪摩擦理論，推導(dǎo)性能點(diǎn)處的彎矩以及局部轉(zhuǎn)角的計(jì)算公式，為分析鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角關(guān)系提供參考。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了4個(gè)十字中節(jié)點(diǎn)，包括3個(gè)預(yù)制節(jié)點(diǎn)，1 個(gè)整澆對(duì)比節(jié)點(diǎn)，編號(hào)分別為：ZPZ-1，ZPZ-2，ZPZ-3，XJZ-1，進(jìn)行單調(diào)加載。節(jié)點(diǎn)柱子的截面均為500 mm×500 mm。上柱1.4 m，下柱0.9 m。疊合梁預(yù)制部分厚度為100 mm，現(xiàn)澆部分厚度為400 mm 梁長(zhǎng)度為2 100 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)均采用C50，縱筋，箍筋及腰筋等級(jí)為HRB400。為了方便測(cè)量，對(duì)XJZ-1、ZPZ-1、ZPZ-3 節(jié)點(diǎn)在梁柱交界面處預(yù)設(shè)裂縫，構(gòu)件制作時(shí)在設(shè)縫處放入2 mm 的鋼片，待混凝土養(yǎng)護(hù)至固裝沒(méi)有流動(dòng)時(shí)，將鋼片拔出使主裂縫沿預(yù)設(shè)裂縫開(kāi)展。ZPZ-2 不設(shè)縫，用于對(duì)照。對(duì)于預(yù)制節(jié)點(diǎn)，為防止出現(xiàn)錨固破壞，鋼筋深入節(jié)點(diǎn)350 mm，彎起長(zhǎng)度15d。預(yù)制梁與后澆混凝土之間進(jìn)行粗糙處理，在梁端處設(shè)置鍵槽，增加新老混凝土之間的粘結(jié)作用，梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造圖1（a）所示，構(gòu)件施工圖以及截面配筋如圖1（b）所示。試件詳細(xì)參數(shù)和材料力學(xué)性能見(jiàn)表1和表2。

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造和試件配筋圖Fig.1 Node structure diagram and specimen reinforcement

表1 試件參數(shù)和混凝土力學(xué)性能Table 1 Specimen parameters and mechanical properties of concrete

表2 鋼筋的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of reinforcement

1.2 試驗(yàn)加載與測(cè)量方案

（1）試件加載示意圖及現(xiàn)場(chǎng)裝置圖如圖2 所示。節(jié)點(diǎn)從框架結(jié)構(gòu)反彎點(diǎn)處取值，梁端模擬為自由端，50 t 液壓伺服作動(dòng)器與上夾板相連，向下施加豎向荷載；柱端上下為模擬為鉸支座，上端通過(guò)200 t千斤頂施加軸力，下端將柱固定在加工好的單向鉸支座中，支座可在平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖2 加載示意圖及加載現(xiàn)場(chǎng)裝置圖Fig.2 Schematic diagram of loading device

（2）加載制度：試件在加載前進(jìn)行準(zhǔn)確的就位，就位對(duì)中后，由試件上方液壓千斤頂對(duì)柱頂逐漸施加軸力至軸壓比為0.25。施加軸力后，在梁端采用單調(diào)加載。首先，對(duì)試件預(yù)加載，縱筋屈服前采用力控制加載方式，級(jí)差按照極限荷載的5%（5 kN）加載?？v筋屈服之后采用位移加載的形式，加到構(gòu)件破壞為止。結(jié)構(gòu)破壞的標(biāo)志為承載力下降至極限承載力的85%或混凝土出現(xiàn)大面積的剝落。

（3）本次采用了傾角儀測(cè)量和裂縫寬度/高度測(cè)量?jī)煞N方法。如圖3 所示用傾角儀測(cè)量，記錄試驗(yàn)過(guò)程中傾角儀數(shù)據(jù)，從而得到局部轉(zhuǎn)角和彎矩。構(gòu)件ZPZ-2 在開(kāi)裂前假設(shè)存在虛擬轉(zhuǎn)角，開(kāi)裂轉(zhuǎn)角由開(kāi)裂時(shí)平均曲率乘以平均裂縫間距的方法得到；其他構(gòu)件存在預(yù)設(shè)裂縫，因此，當(dāng)有荷載作用時(shí)，立即出現(xiàn)裂縫。所有構(gòu)件的屈服局部轉(zhuǎn)角和極限局部轉(zhuǎn)角由傾角儀測(cè)量結(jié)果得到。

圖3 傾角儀測(cè)量局部轉(zhuǎn)角示意圖Fig.3 Schematic diagram of local rotation measured by inclinometer

1.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.3.1 試驗(yàn)結(jié)果

荷載達(dá)到0.1Pu～0.2Pu時(shí)，梁上部緊靠柱邊處出現(xiàn)第一條可觀測(cè)裂；荷載達(dá)0.25Pu～0.33Pu時(shí)，疊合面被撕開(kāi)，裂縫沿疊合面逐漸擴(kuò)展，隨著荷載的增加，不斷有新的裂縫出現(xiàn)；當(dāng)荷載達(dá)到0.75Pu～0.85Pu時(shí)，縱筋出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，隨后采用位移加載方式，位移增加，荷載值上升幅度較小，裂縫發(fā)展速度較快，梁端鍵槽拼接處破壞嚴(yán)重，梁端下部混凝土有壓碎痕跡，并伴有少量剝落現(xiàn)象，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，梁下端混凝土呈楔形體被擠出，大塊混凝土剝落現(xiàn)象出現(xiàn)，判斷結(jié)構(gòu)破壞。最終破壞形式：裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)拼接縫被打開(kāi)，除ZPZ-2 外，其余構(gòu)件主裂縫沿著預(yù)設(shè)裂縫開(kāi)展，所有構(gòu)件最終縱筋屈服，梁下端混凝土壓碎并大片剝落，呈延性彎曲破壞。

1.3.2 傾角儀測(cè)量結(jié)果分析

如圖3，試驗(yàn)過(guò)程中記錄每一級(jí)荷載下傾角儀數(shù)據(jù)θ1、θ2、θ3、θ4，開(kāi)裂時(shí)混凝土應(yīng)變片讀數(shù)分別為δ1、δ2、δ3、δ4?，F(xiàn)澆構(gòu)件采用平均曲率乘以平均裂縫間距的方法得到開(kāi)裂時(shí)虛擬局部轉(zhuǎn)角θcr，其他局部轉(zhuǎn)角的計(jì)算過(guò)程如下：

式中：a取50 mm；l為加載點(diǎn)至柱邊緣距離；θL1，θL2分別為東西梁測(cè)點(diǎn)范圍內(nèi)彈性轉(zhuǎn)角；θq1，θq2分別為傾角儀測(cè)量東西梁局部轉(zhuǎn)角；?1，?2分別為東西梁開(kāi)裂時(shí)的平均曲率；θcr1，θcr2分別為東西梁開(kāi)裂時(shí)的局部轉(zhuǎn)角；lm1，lm2為東西梁平均裂縫間距。

根據(jù)測(cè)量結(jié)果得出每級(jí)荷載下彎矩和局部轉(zhuǎn)角，繪制M-θ曲線如圖4所示。

圖4 傾角儀測(cè)量彎矩局部轉(zhuǎn)角曲線Fig.4 The moment-local rotation curve by inclinometer

1.3.3 裂縫寬度/高度結(jié)果分析

試驗(yàn)測(cè)量了試件在每一級(jí)荷載下受拉鋼筋處裂縫寬度ω和裂縫高度hr（縱向受拉鋼筋到裂縫尖端的垂直距離），取塑性鉸區(qū)裂縫數(shù)據(jù)。裂縫開(kāi)展引起的局部轉(zhuǎn)角可以由θ=ω/hr（裂縫寬度/高度）計(jì)算得出。裂縫處彎矩M=F(L-d)，F(xiàn)為某荷載級(jí)下荷載值大小，L為梁端加載點(diǎn)距離柱邊距離，d為裂縫至柱邊距離。對(duì)所得裂縫彎矩和轉(zhuǎn)角取均值后擬合，繪制M-θ曲線如圖6所示。

圖6 各構(gòu)件彎矩-局部轉(zhuǎn)角Fig.6 The moment-local rotation curve of each member

對(duì)比傾角儀測(cè)量和裂縫測(cè)量的方法得到的曲線發(fā)現(xiàn)，在構(gòu)件屈服之前，兩種測(cè)量方法得到的曲線較為接近，考慮到曲線的完整性，選傾角儀測(cè)量結(jié)果得到的M-θ曲線進(jìn)行分析。

（1）構(gòu)件ZPZ-3 與ZPZ-1 結(jié)果對(duì)比分析可知：配筋率增大，結(jié)構(gòu)的承載能力提高，極限轉(zhuǎn)角略微變小。

（2）本次試驗(yàn)中為便于裂縫的觀察和測(cè)量，除了ZPZ-2 外，將試件進(jìn)行了預(yù)測(cè)裂縫的處理。由于預(yù)設(shè)裂縫存在，可以認(rèn)為一旦有荷載加上，構(gòu)件就會(huì)開(kāi)裂，不存在開(kāi)裂荷載。因此預(yù)設(shè)裂縫會(huì)對(duì)開(kāi)裂前的結(jié)果產(chǎn)生影響。但對(duì)比ZPZ-1和ZPZ-2（圖5）可以看出：在開(kāi)裂至屈服階段，預(yù)設(shè)裂縫對(duì)測(cè)量所得結(jié)果影響不大，并且相比于開(kāi)裂前，更重點(diǎn)關(guān)注此階段，可以認(rèn)為預(yù)設(shè)裂縫，使主裂縫沿預(yù)設(shè)裂縫開(kāi)展的措施是可取的。

圖5 ZPZ-1與ZPZ-2裂縫寬度/高度結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of ZPZ-1 and ZPZ-2 results

（3）結(jié)合圖4 和圖6 對(duì)試件所得M-θ曲線全過(guò)程分析，構(gòu)件ZPZ-2剛開(kāi)始為彈性階段，局部轉(zhuǎn)角隨彎矩呈線性變化關(guān)系，此時(shí)的轉(zhuǎn)角為虛擬轉(zhuǎn)角；開(kāi)裂后試件剛度降低，M-θ曲線斜率變?。磺髲澗仉S局部轉(zhuǎn)角的緩慢增加，直至試件達(dá)到極限彎矩發(fā)生破壞，得到極限轉(zhuǎn)角。為簡(jiǎn)化分析，可以用如圖7（a）所示的三折線模型表示。對(duì)于構(gòu)件XJZ-1、ZPZ-1、ZPZ-3，因設(shè)有預(yù)設(shè)裂縫，認(rèn)為構(gòu)件有荷載存在就會(huì)有裂縫，因此構(gòu)件不存在開(kāi)裂荷載和開(kāi)裂局部轉(zhuǎn)角。此時(shí)為了和上述統(tǒng)一分析模型，可以用圖7（b）所示的兩折線模型進(jìn)行分析。因此確定各性能點(diǎn)的彎矩和局部轉(zhuǎn)角取值成為關(guān)鍵。

圖7 簡(jiǎn)化分析模型Fig.7 Simplified analysis model

根據(jù)傾角儀測(cè)量結(jié)果，得到本次實(shí)驗(yàn)各構(gòu)件性能點(diǎn)處彎矩以局部轉(zhuǎn)角值如表3所示。

表3 性能點(diǎn)取值Table 3 Performance point data

2 理論分析

2.1 基本思路

準(zhǔn)確得到性能點(diǎn)的彎矩和局部轉(zhuǎn)角取值是分析混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角關(guān)系的關(guān)鍵。本文利用規(guī)范平均裂縫寬度公式和剪摩擦理論，從本構(gòu)關(guān)系、幾何關(guān)系、平衡方程三方面推導(dǎo)其他物理量關(guān)于混凝土受壓區(qū)最上邊緣應(yīng)變?chǔ)與p和相對(duì)受壓區(qū)高度x的函數(shù)關(guān)系式，給定εcp值，即可求出相應(yīng)彎矩和局部轉(zhuǎn)角的大小?；炷恋谋緲?gòu)采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）中［7］模型；受拉受壓鋼筋均采用理想的彈塑性模型。

2.2 各性能點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角求解

2.2.1 開(kāi)裂性能點(diǎn)

混凝土的拉應(yīng)變達(dá)到極限拉應(yīng)變時(shí)，我們認(rèn)為構(gòu)件開(kāi)裂。以平均裂縫間距范圍2lm內(nèi)的混凝土為研究對(duì)象?；炷灵_(kāi)裂前，沒(méi)有實(shí)際的局部轉(zhuǎn)角，為了保持與后面的分析的連貫性，假設(shè)計(jì)算截面處有一虛擬裂縫，如圖8 所示，虛擬裂縫局部轉(zhuǎn)角等于混凝土平均曲率在平均裂縫間距上的積分即θcr=φcrlm，式中：φcr為開(kāi)裂時(shí)裂縫間混凝土平均曲率，lm為平均裂縫間距。開(kāi)裂彎矩的簡(jiǎn)化計(jì)算公式：

圖8 局部虛擬轉(zhuǎn)角示意圖Fig.8 Schematic diagram of local virtual corner

其中，φcr的計(jì)算可參考文獻(xiàn)［8］，lm根據(jù)式（6）計(jì)算。

2.2.2 屈服性能點(diǎn)

基本假定：①不考慮開(kāi)裂面處混凝土抗拉強(qiáng)度；②混凝土受壓區(qū)滿(mǎn)足平截面假定；③平均裂縫間距范圍內(nèi)混凝土受拉區(qū)的曲率積分引起的連續(xù)變形可忽略不計(jì)，受壓區(qū)虛擬轉(zhuǎn)角與受拉區(qū)局部轉(zhuǎn)角相等［4］。

截面的幾何關(guān)系如圖9 所示，裂縫局部轉(zhuǎn)角可由裂縫寬度除以裂縫高度表示，其中裂縫高度hcr可由h0-x求得；根據(jù)粘結(jié)滑移理論，裂縫寬度可認(rèn)為由鋼筋相對(duì)混凝土滑移造成［7］。根據(jù)基本假定③，因此局部轉(zhuǎn)角：

圖9 截面幾何關(guān)系示意圖Fig.9 Section geometry

由粘結(jié)滑移理論可知，混凝土裂縫寬度是由于混凝土和鋼筋應(yīng)變的差值引起的，平均裂縫寬度可以按照下式計(jì)算：［7］

式中：β為平均裂縫間距修正系數(shù)分別為裂縫間鋼筋和混凝土的平均應(yīng)變；σs,εs分別為裂縫處受拉鋼筋的應(yīng)力和應(yīng)變；d為鋼筋直徑；c為保護(hù)層厚度；ρte為截面有效配筋率；ψ為應(yīng)變不均勻系數(shù)；α為裂縫間混凝土受拉參與程度，取0.85；ftk為混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

根據(jù)式（4）-式（7）可得受拉鋼筋處應(yīng)變與受壓區(qū)混凝土最上緣應(yīng)變的關(guān)系：

截面的受力分析如圖10所示，此時(shí)平衡條件：

圖10 截面受力分析Fig.10 Force analysis of section

式中：M為截面彎矩；h0截面有效高度；Fc為受壓區(qū)混凝土的合力。

Fs、分別為受拉和受壓鋼筋的合力：

yc為受壓區(qū)混凝土合力點(diǎn)距受壓區(qū)最上緣的距離。

將式（4）代入式（11），可得

將式（4）代入式（13），可得受壓區(qū)混凝土形心位置：

根據(jù)式（8）求出εs并代入力的平衡方程式（9）、式（10），得

將式（16）整理成一元二次方程的形式進(jìn)行求解，可以計(jì)算受壓區(qū)高度x，從而求出截面彎矩，式中，ε0為混凝土的峰值應(yīng)變，取0.002。

根據(jù)受拉鋼筋應(yīng)變?chǔ)舠，計(jì)算平均裂縫寬度：

根據(jù)式（4）計(jì)算局部轉(zhuǎn)角：

當(dāng)受拉鋼筋應(yīng)變達(dá)到鋼筋的屈服應(yīng)變（fy/Es）即εs=εy時(shí)，達(dá)到屈服性能點(diǎn)。利用增量法，給定εcp，根據(jù)式（16）求出屈服時(shí)受壓區(qū)高度x，根據(jù)式（8）求出受拉鋼筋的應(yīng)變，直至εs=εy，記下此時(shí)的εcp和x，從而根據(jù)式（17）和式（19）求得屈服彎矩和局部轉(zhuǎn)角。

2.2.3 極限性能點(diǎn)

基本假定：①不考慮開(kāi)裂面處混凝土抗拉強(qiáng)度；②混凝土最大壓應(yīng)變達(dá)到峰值應(yīng)變后，受壓區(qū)混凝土?xí)粩D出，形成可滑動(dòng)的楔形體，當(dāng)楔形體高度達(dá)到保護(hù)層厚度的90%時(shí)，結(jié)構(gòu)破壞。［5］。

如圖11 所示，受壓區(qū)混凝土分為兩部分：楔形體和未達(dá)到峰值應(yīng)變受壓混凝土部分，二者的高度分別為x1，x2；受壓區(qū)混凝土最上邊緣應(yīng)變?chǔ)與p=ε0。tanα=，α為楔形體高度x1與寬度b1之比的反正切。

圖11 局部轉(zhuǎn)角計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.11 Calculation diagram of local rotation angle

1）楔形體部分合力F1計(jì)算

楔形體部分合力F1由剪摩擦面上的剪應(yīng)力和正應(yīng)力提供，假設(shè)截面寬度為b，以楔形體為隔離體分析，根據(jù)力的平衡：

M.S.Mohamed Adi［6］對(duì)楔形體合力進(jìn)行了計(jì)算，滿(mǎn)足庫(kù)倫摩擦理論：

式中：c=0.17fc，fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；m=0.8，α=25.7°。

2）未達(dá)到峰值應(yīng)變部分混凝土合力F2計(jì)算

未達(dá)到峰值應(yīng)變處混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線仍處于上升段，可按照與第二階段相同的方法計(jì)算，可得：

該階段將x=x2，εcp=ε0代入式（16）、式（17）可得：

3）幾何條件

當(dāng)楔形體部分高度x<0.9c，未達(dá)到峰值應(yīng)變部分混凝土仍滿(mǎn)足平截面假定，此時(shí)：

對(duì)受拉鋼筋合力作用點(diǎn)取矩，并將式（31）代入：

局部轉(zhuǎn)角：

當(dāng)x1=0.9c時(shí)，結(jié)構(gòu)達(dá)到極限性能點(diǎn)，根據(jù)式（28）計(jì)算未達(dá)到峰值應(yīng)變混凝土部分的受壓區(qū)高度x2，進(jìn)而根據(jù)式（29）求出極限性能點(diǎn)的彎矩，根據(jù)式（30）求出局部轉(zhuǎn)角。

2.3 計(jì)算結(jié)果

將試驗(yàn)中試件的截面以及材料信息帶入式（1）、式（3）、式（16）、式（19）、式（29）和式（30）進(jìn)行計(jì)算，求出各構(gòu)件彎矩及局部轉(zhuǎn)角在性能點(diǎn)取值如表4所示。

表4 理論計(jì)算性能點(diǎn)取值Table 4 Performance point data of theoretical calculation

3 試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算在性能點(diǎn)的對(duì)比分析

將構(gòu)件在各個(gè)性能點(diǎn)的理論計(jì)算與試驗(yàn)取值進(jìn)行對(duì)比分析（表5），并將試驗(yàn)結(jié)果和理論計(jì)算結(jié)果作于同一圖中（圖12），可以發(fā)現(xiàn)，性能點(diǎn)處，彎矩和局部轉(zhuǎn)角的試驗(yàn)值和理論值比較接近，且試驗(yàn)曲線和理論分析的三折線吻合良好，因此該計(jì)算方法可以作為預(yù)測(cè)鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角關(guān)系的手段。

圖12 各構(gòu)件試驗(yàn)與理論M -θ關(guān)系對(duì)比分析圖Fig.12 Comparison and analysis of experimental and theoretical results

表5 構(gòu)件彎矩-局部轉(zhuǎn)角性能點(diǎn)取值Table 5 The performance point data of moment-local rotation

4 結(jié)論

（1）對(duì)比ZPZ-3 與ZPZ-1 試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，梁縱筋配筋率增加，可以提高鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的承載能力，但對(duì)于構(gòu)件的極限轉(zhuǎn)角影響較小。

（2）預(yù)設(shè)裂縫只會(huì)影響構(gòu)件的開(kāi)裂荷載，但對(duì)于開(kāi)裂至屈服階段的彎矩轉(zhuǎn)角曲線影響不大。

（3）全過(guò)程分析試件所得曲線，對(duì)于整澆節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角曲線可以采用三折線模型簡(jiǎn)化分析，如圖7（a）所示；對(duì)于有預(yù)設(shè)裂縫或者裝配式節(jié)點(diǎn)，認(rèn)為構(gòu)件有荷載存在就會(huì)有裂縫，為統(tǒng)一分析模型，采用用圖7（b）所示的兩折線模型。

（4）基于現(xiàn)有的平均裂縫寬度計(jì)算公式和剪摩擦理論，計(jì)算出鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角在開(kāi)裂、屈服、極限性能點(diǎn)的取值。與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，性能點(diǎn)處，彎矩和局部轉(zhuǎn)角的試驗(yàn)值和理論值比較接近，且試驗(yàn)曲線和理論分析的三折線吻合良好。該計(jì)算方法可以為預(yù)測(cè)鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)彎矩-局部轉(zhuǎn)角關(guān)系提供參考。