高 飛， 黃世濤， 劉 波， 周大慶

(1.華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b.控制結(jié)構(gòu)湖北省重點實驗室， 湖北 武漢 430074；2.中交公路規(guī)劃設(shè)計院有限公司， 北京 100055; 3.貴州省公路工程集團(tuán)有限公司, 貴州 貴陽 550008)

剪壓比影響下配置HRB500E鋼筋梁柱節(jié)點試驗研究

高 飛1， 黃世濤1， 劉 波2， 周大慶3

(1.華中科技大學(xué) a.土木工程與力學(xué)學(xué)院； b.控制結(jié)構(gòu)湖北省重點實驗室， 湖北 武漢 430074；2.中交公路規(guī)劃設(shè)計院有限公司， 北京 100055; 3.貴州省公路工程集團(tuán)有限公司, 貴州 貴陽 550008)

由于高性能鋼筋(HRB500E)具有良好的延性性能和抗震性能，本文擬對配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱中間節(jié)點的抗震性能進(jìn)行相關(guān)研究。通過對3個梁柱中間節(jié)點足尺試件進(jìn)行擬靜力加載試驗，研究剪壓比對梁柱中間節(jié)點破壞模式、滯回特征和延性性能的影響。試驗結(jié)果表明，配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱中間節(jié)點具有良好的抗震性能。隨著剪壓比的增加，試件的破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變，即由梁端彎曲破壞變?yōu)楣?jié)點核心區(qū)剪切破壞；試件的滯回曲線所包圍的面積明顯增加，并且在加載后期時，試件滯回環(huán)的峰值荷載退化變快。同時，隨著剪壓比的增大，試件的梁屈服荷載和最大荷載顯著增大；試件的梁屈服位移也逐漸增大，而屈服位移的增大引起了梁柱中間節(jié)點延性系數(shù)的減小。

RC梁柱中間節(jié)點； 高性能鋼筋(HRB500E)； 剪壓比； 滯回特征； 延性性能

近年來，國內(nèi)、外發(fā)生的地震造成了重大的社會財產(chǎn)損失和人員傷亡。震后發(fā)現(xiàn)，框架結(jié)構(gòu)的破壞形式主要有梁端彎曲破壞和節(jié)點核心區(qū)剪切破壞兩種情況。因此，各國學(xué)者針對梁柱節(jié)點的破壞模式及其影響因素進(jìn)行了大量研究。

鹽原等[1]提出一種新的節(jié)點加強(qiáng)方法，并通過試驗來研究其性能。試驗表明，與未加強(qiáng)的節(jié)點相比，節(jié)點加強(qiáng)的試件能防止梁縱筋的粘結(jié)滑移，減少并延緩節(jié)點混凝土的損傷，使RC節(jié)點由加強(qiáng)前的節(jié)點核心區(qū)剪切破壞模式轉(zhuǎn)變成梁端彎曲破壞模式，以提高節(jié)點的抗剪和抗震性能。

傅劍平[2～4]分別研究了中低剪壓比、中等偏高剪壓比和高剪壓比作用下，考慮軸壓力和核心區(qū)配箍率對梁柱中間節(jié)點的傳力機(jī)理和抗震性能的影響。

葛宏亮[5]對配置HRB500高強(qiáng)鋼筋的梁柱節(jié)點進(jìn)行了擬靜力試驗。試驗表明，節(jié)點剪壓比越小，節(jié)點混凝土損傷越輕，斜向壓潰的進(jìn)程越慢，試件耗能能力越好。

Masi等[6]設(shè)計了4個梁柱邊節(jié)點足尺試件。作者通過控制柱端軸向力改變了試件破壞模式，實現(xiàn)了試件由梁端破壞向節(jié)點核心區(qū)破壞的轉(zhuǎn)變。Haach等[7]通過試驗測試與抗剪理論的對比來研究柱軸向荷載對試件受力性能的影響。作者指出，進(jìn)一步研究精確的設(shè)計梁柱組合體的破壞模式是非常有必要的。

建筑抗震設(shè)計規(guī)范[8]建議采用“強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)節(jié)點”的設(shè)計思想。當(dāng)?shù)卣鸢l(fā)生時，節(jié)點應(yīng)具有足夠的強(qiáng)度和必要的延性，即使在強(qiáng)烈地震的作用下，在梁的塑性鉸充分發(fā)揮作用前，框架節(jié)點也不應(yīng)發(fā)生破壞。

梁柱節(jié)點受力復(fù)雜，在地震作用下，其破壞模式及抗震性能是值得深入進(jìn)行研究的。本文主要研究剪壓比對配置HRB500E鋼筋梁柱節(jié)點破壞模式和抗震性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與材料性能

依據(jù)GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]設(shè)計了3個配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱節(jié)點的足尺試件。試件的幾何尺寸及配筋見表1。本次試驗變量為梁縱向配筋率，其中，試件SP1、SP2和SP3的梁單側(cè)配筋分別為3Φ16、3Φ20和4Φ20。圖1為試件SP1的配筋圖，試件SP3核心區(qū)配箍為7Φ10，而試件SP1和SP2均為6Φ10，除此之外，3個試件的其他設(shè)計參數(shù)完全相同。

表1 試件基本參數(shù)

注：υ=N/(fc×A)，η=Vjh/(fc×A)，式中N為柱的軸壓力設(shè)計值；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計值；A為柱截面面積；Vjh為梁柱節(jié)點核心區(qū)承受的剪力設(shè)計值。

圖1 試件SP1配筋/mm

表2為設(shè)計的梁、柱抗彎極限承載力及比值。從比值中可以看出，本次試件的設(shè)計均滿足建筑抗震設(shè)計規(guī)范的一級抗震的要求，符合“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計思想。

試驗采用的鋼筋型號是HRB500E。通過鋼筋拉伸試驗來獲取試驗鋼筋的力學(xué)性能，其力學(xué)指標(biāo)詳見表3。試驗中采用的混凝土型號為C50，其立方體抗壓強(qiáng)度實測值為fcu0=48.8 MPa。

表2 梁、柱抗彎極限承載力及其比值

表3 HRB500E鋼筋材料力學(xué)性能

1.2 試驗裝置與加載過程

試驗裝置如圖2，在2組6 m高的門式剛架上固定一根長3 m、高0.5 m的橫梁，橫梁的中部安裝一個5 MN的千斤頂和一個力傳感器，力傳感器與上端柱帽相連。側(cè)向支撐與上端柱帽和反力墻都通過鉸支座相連，即試件與反力墻之間通過豎向滑動支座連接，試件柱上端可以有豎向位移，但是不能發(fā)生水平移動。下端柱帽與地面鉸接?？拷嚰鹤杂啥说膬筛撝ㄟ^上下兩根長0.8 m、高0.4 m的鋼梁相連，鋼梁中部均安裝了1 MN的千斤頂和力的傳感器。千斤頂和高精度靜態(tài)伺服液壓控制臺通過高壓油管相連。參照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[10]，試驗采用荷載-位移雙控制的加載方式。試件梁縱向鋼筋屈服前，采用荷載控制，以屈服荷載Py的±30%、±60%和±90%來施加循環(huán)往復(fù)荷載。試件梁縱向鋼筋屈服之后，采用位移控制，以屈服位移Δy的整數(shù)倍來控制加載，以±Δy、±2Δy、±3Δy…作為控制位移。每級加載進(jìn)行2次循環(huán)。當(dāng)滯回環(huán)峰值荷載下降到最大荷載Fmax的85%以下時，停止加載，加載制度示意圖詳見圖3。

圖2 試驗裝置

圖3 加載制度示意

1.3 測量裝置

圖4 測量布置/mm

通過力傳感器，對施加到柱頂軸向荷載N和梁兩端豎向荷載P1和P2進(jìn)行采集。利用YHD-400型位移計測量梁兩端荷載加載點的豎向位移Δ1和Δ2。通過梁端荷載P和加載點位移Δ得出梁柱節(jié)點荷載-位移關(guān)系曲線，即滯回曲線。測量示意圖如圖4所示。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象觀測

試件SP1、SP2、SP3裂縫發(fā)展的主要過程，詳見圖5所示。

試件SP3在加載至0.6Py時節(jié)點核心區(qū)開始出現(xiàn)斜裂縫，而試件SP1和SP2的節(jié)點核心區(qū)分別在3Δy和0 .9Py出現(xiàn)斜裂縫。

加載至Δy時，圖5(b)顯示，各個試件節(jié)點核心區(qū)斜裂縫在寬度和數(shù)量上差別較大。其中，SP1沒有出現(xiàn)斜裂縫；SP2只出現(xiàn)了幾條斜裂縫，并且寬度較小；SP3節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)密密麻麻的斜裂縫。

加載至4Δy時，試件SP3節(jié)點核心區(qū)混凝土開始大量脫落。而試件SP1和SP2的斜裂縫較少。加載至5Δy時，試件SP3節(jié)點箍筋完全露出，同時梁端豎向承載力下降較多；而試件SP1和SP2的節(jié)點核心區(qū)裂縫基本上不變，豎向承載力下降較少。

2.2 破壞特征

如圖6～8所示，試件SP1發(fā)生梁彎曲破壞，節(jié)點核心區(qū)只有少許斜裂縫；試件SP2也發(fā)生梁彎曲破壞，而節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)了較多的斜裂縫，斜裂縫將節(jié)點核心區(qū)劃分了許多密密麻麻的“小格子”；試件SP3的破壞形態(tài)則完全不同，試件沒有發(fā)生梁彎曲破壞，節(jié)點核心區(qū)主斜裂縫延伸到上下柱，導(dǎo)致柱邊混凝土部分剝落，最終節(jié)點核心區(qū)混凝土大量脫落，發(fā)生節(jié)點核心區(qū)剪切失效。

隨著剪壓比的增大，由梁端傳向節(jié)點的剪力就越大。當(dāng)節(jié)點核心區(qū)混凝土的主拉應(yīng)力大于混凝土的開裂應(yīng)力，節(jié)點核心區(qū)開始出現(xiàn)裂縫。從圖6～8可以看出，試件SP1所傳遞的剪力較小，產(chǎn)生的裂縫也較少；試件SP2的傳遞剪力有所增大，試件的裂縫相對較多；而試件SP3所傳遞的剪力過大，造成節(jié)點核心區(qū)的箍筋屈服，節(jié)點核心區(qū)混凝土大量脫落，發(fā)生節(jié)點核心區(qū)剪切破壞。

圖5 試件裂縫觀測對比

圖6 試件SP1破壞

圖7 試件SP2破壞

圖8 試件SP3破壞

通過對比發(fā)現(xiàn)，隨著剪壓比的增加，試件梁端彎曲破壞程度逐漸降低，節(jié)點核心區(qū)裂縫逐漸增多、變寬。通過控制不同的剪壓比，試件的破壞形態(tài)實現(xiàn)了由梁端彎曲破壞向節(jié)點核心區(qū)剪切破壞的轉(zhuǎn)變。

2.3 滯回曲線

由圖9可知，試件SP1在荷載控制的加載初期，滯回環(huán)面積較小，表明試件基本處于彈性狀態(tài)。但在屈服荷載后，滯回環(huán)變得飽滿、呈梭形，滯回環(huán)包圍的面積較大。

圖9 SP1滯回曲線

試件SP1經(jīng)過一定的塑性發(fā)展之后，即在3Δy時，滯回環(huán)出現(xiàn) “捏縮”現(xiàn)象。隨著梁塑性變形的增大，滯回環(huán)的“捏縮”現(xiàn)象越來越明顯，此時的滯回環(huán)與初期的梭形滯回環(huán)相比，前者面積更大，但更偏向水平方向。加載到6Δy時，第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁抗側(cè)剛度和梁端峰值荷載開始下降較明顯(梁端峰值荷載下降了10.0%)，主要是因為梁斜裂縫開展過大，導(dǎo)致混凝土嚴(yán)重脫落。當(dāng)加載到7Δy時，梁抗側(cè)剛度急劇減小，梁端峰值荷載下降到最大荷載的85%，故停止加載。

圖10 SP2滯回曲線

如圖10所示，試件SP2和SP3的滯回曲線與試件SP1滯回曲線的特征基本一致。加載至5Δy時，試件SP2第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁抗側(cè)剛度和梁端峰值荷載下降明顯(梁端峰值荷載下降了14.4%)。6Δy時，停止加載。

如圖11所示，加載至2Δy時，試件SP3第二循環(huán)相比于第一循環(huán)梁抗側(cè)剛度和梁端峰值荷載下降較明顯(梁端峰值荷載下降了2.9%)。5Δy時，梁端峰值荷載下降到最大荷載的85%。本次試驗加載至6Δy時，停止加載。

圖11 SP3滯回曲線

如圖9～11所示，隨著剪壓比的增大，試件的滯回曲線所包圍的面積明顯增加，并且在加載后期時，試件滯回環(huán)的峰值荷載退化變快。

2.4 骨架曲線

根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[10]，取每一加載級第一次循環(huán)的峰值點所連成的包絡(luò)線即為骨架曲線。本次試驗3個試件的骨架曲線如圖12所示，三個試件具有相似的形狀，均有較為明顯的屈服點和極限點。從骨架曲線中，可以得出試件的屈服荷載、最大荷載、極限荷載及其對應(yīng)的位移，如表4所示。隨著剪壓比的增大，試件的屈服荷載、最大荷載和極限荷載均明顯增大。

圖12 骨架曲線對比

2.5 延性系數(shù)

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性性能通常用延性系數(shù)表示，延性系數(shù)的定義為：u=Δy/Δu，其中Δy和Δu分別為試件的屈服位移和極限位移(取極限荷載Fu=0.85Fmax時所對應(yīng)的位移)。本次試驗3個試件的延性系數(shù)見表4。試件SP1、SP2和SP3的延性系數(shù)分別為6.7、5.0和4.0，表明，試件具有較好的延性性能。

表4 試件的試驗數(shù)據(jù)

試件的延性系數(shù)SP1>SP2>SP3，表明，隨著剪壓比的增大，試件的延性性能逐漸變差。這是因為隨著梁縱向配筋率的增加，當(dāng)梁縱向鋼筋屈服時，需要的梁端豎向荷載更大，導(dǎo)致試件的屈服位移增大。

3 結(jié)論

本文對3個試件進(jìn)行了擬靜力加載試驗，測試得到試件破壞形態(tài)、梁端荷載-位移曲線、極限位移和極限荷載等重要數(shù)據(jù)。對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析得到配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱節(jié)點的延性指標(biāo)。試驗結(jié)果表明，配置HRB500E鋼筋混凝土梁柱節(jié)點具有良好的抗震性能。其中，本文得出的主要結(jié)論如下：

(1)剪壓比較低的試件SP1和SP2均發(fā)生梁端彎曲破壞，節(jié)點核心區(qū)裂縫較少；而剪壓比較高的試件SP3發(fā)生了節(jié)點核心區(qū)剪切破壞。表明，剪壓比能改變試件的破壞模式。

(2)隨著剪壓比的增加，試件的屈服荷載、最大荷載和極限荷載顯著增加，試件滯回曲線也越來越飽滿。

(3) 隨著剪壓比的提高，試件的梁端屈服位移顯著增大，延性系數(shù)顯著降低。

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Experimental Research in Influence of Shear-compression Ratio on the Interior Beam-column Joint with HRB500E Reinforcements

GAOFei1,HUANGShi-tao1,LIUBo2,ZHOUDa-qing3

(1. a.School of Civil Engineering and Mechanics；b. Hubei Key Laboratory of Control Structure,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China;2. CCCC Highway Consultants Co Ltd, Beijing 100055, China；3. Guizhou Expressway Group Co Ltd, Guiyang 550008, China)

Since high performance reinforcements (HRB500E) have the advantages of better ductility and earthquake-resistant behavior，this paper focused on the seismic behavior of interior RC beam-column joints with HRB500E reinforcements. Three full-scale interior beam-column joint specimens were tested to failure under quasi-static load. The influence of shear-compression ratio on the failure mode, hysteretic characteristic and ductility behavior of interior RC beam-column joints were investigated. The results indicate that interior RC beam-column joints with HRB500E reinforcements generally have a good seismic behavior. To be more specific, as the shear-compression ratio increases, the failure of the specimens changes from flexural failure of beam end to shear failure of joint core; the area of hysteretic curve increases greatly, and at the later stage of the loading, the peak load of hysteretic loop decreases rapidly. In the meantime, the yield load and the maximum load increase, the yield displacement also increases as well, which leads to the decrease of ductility coefficient of the joints.

interior RC beam-column joints; high performance reinforcement (HRB500E); shear-compression ratio; hysteretic characteristic; ductility behavior

2014-05-14

2014-09-01

高 飛 (1978-),男,湖北荊門人,副教授,博士,研究方向為鋼管節(jié)點、組合結(jié)構(gòu)和鋼筋混凝土梁柱節(jié)點力學(xué)性能 (Email:hustgaofei@hust.edu.cn)

國家自然科學(xué)基金(51378233);貴州省“十二五”重大科技專項(黔科合重大專項[2011]6014)

TU375.4

A

2095-0985(2014)04-0001-06