王琦彬，柯曉軍*，2，伍小萍

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 南寧 530004；2.廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 南寧 530004)

0 引言

我國是建筑垃圾生產(chǎn)大國，每年均產(chǎn)生大量的廢棄混凝土，但我國建筑垃圾的資源轉(zhuǎn)化率很低[1-2]，環(huán)境、土地資源都被建筑垃圾所消耗，因此，如何將廢棄混凝土循環(huán)再利用，是國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的熱點(diǎn)問題。而將廢棄混凝土通過一系列工序處理后制備成再生混凝土(recycled aggregate concrete, RAC)，是有效解決廢棄混凝土的處理方法之一[3-5]。其中，鋼管再生混凝土結(jié)構(gòu)不僅繼承了鋼管混凝土的承載力高、抗震性能優(yōu)良等優(yōu)點(diǎn)，還能彌補(bǔ)再生混凝土的原始缺陷[6-8]；而型鋼混凝土結(jié)構(gòu)是指在鋼筋混凝土中埋入型鋼，能夠顯著提高構(gòu)件極限承載力、改善變形性能、減少截面尺寸，由這兩類結(jié)構(gòu)構(gòu)件復(fù)合使用而形成的鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)，能夠同時具有鋼管(型鋼)混凝土結(jié)構(gòu)的受力特性[9-12]，應(yīng)用前景良好。迄今為止，對于方鋼管混凝土柱-型鋼混凝土梁節(jié)點(diǎn)的受力性能研究較少，呂西林等[13]較早開展方鋼管混凝土柱-鋼梁連接形式的研究，提出相關(guān)的設(shè)計(jì)方法和構(gòu)造措施；堯國皇等[14]設(shè)計(jì)了一種穿筋式的節(jié)點(diǎn)，并通過一些構(gòu)造措施加強(qiáng)鋼管柱，實(shí)現(xiàn)荷載的合理傳遞機(jī)制；周海兵等[15]通過4個鋼骨鋼管混凝土柱-鋼骨混凝土梁連接節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，表明了該類型節(jié)點(diǎn)的整體抗震性能優(yōu)越，“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”設(shè)計(jì)更適用于工程實(shí)際。上述研究中主要集中于鋼管混凝土柱與梁的連接形式上，尚不清楚使用再生混凝土是否會對節(jié)點(diǎn)抗震性能產(chǎn)生重大影響。為此，本文對方鋼管再生混凝土柱-型鋼再生混凝土梁中節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，揭示再生骨料取代率對節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響規(guī)律，提出節(jié)點(diǎn)連接強(qiáng)度計(jì)算公式，為工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本試驗(yàn)共制作了4個方鋼管再生混凝土(RAC)柱-型鋼再生混凝土(RAC)梁中節(jié)點(diǎn)試件，編號為ZJD1～ZJD4，依次對應(yīng)再生粗骨料取代率為0、30%、70%和100%。試件采用C35混凝土，所有試件軸壓比均為0.3，鋼材均采用Q235級鋼，縱筋采用HRB400級鋼筋，箍筋采用HPB335級鋼筋，型鋼采用I14的熱軋型鋼。方鋼管為邊長200 mm，厚度為6 mm的有縫鋼管，試件高度1 600 mm，梁端計(jì)算跨度1 200 mm，保護(hù)層厚度25 mm，試件截面及制作如圖1所示。

圖1 試件截面及制作Fig.1 Section of specimen and fabrication details

1.反力梁； 2.滾軸板； 3.千斤頂；4.反力墻； 5.作動器； 6.夾梁； 7.滾軸板；8.試件； 9.外加強(qiáng)環(huán)； 10.鉸接裝置圖2 加載裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of loading device

鋼骨架在工廠制作成型，型鋼、縱筋和加強(qiáng)環(huán)均與鋼管焊接，節(jié)點(diǎn)采用外加強(qiáng)環(huán)的剛性連接，加強(qiáng)環(huán)寬100 mm，厚為6 mm，距梁頂、底面均為55 mm。澆筑試件采用自拌混凝土，其中每方混凝土中水：水泥：細(xì)骨料：粗骨料質(zhì)量比為215∶524∶532∶1 129，不同再生粗骨料取代率只是改變天然粗骨料和再生粗骨料的比例關(guān)系。各試件澆筑時分別預(yù)留3組邊長為150 mm標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，試件ZJD1～ZJD4實(shí)測混凝土抗壓強(qiáng)度分別為42.47、37.75、41.23、43.68 MPa。鋼管、型鋼、加強(qiáng)環(huán)、箍筋和縱筋的實(shí)測屈服強(qiáng)度分別為320.1、273.2、324.4、420.8、353.8 MPa。

1.2 加載裝置和加載制度

試件加載裝置示意圖如圖2所示，梁距自由端邊緣150 mm處設(shè)置滾軸和夾梁以保證梁發(fā)生水平滑動，柱底部采用鉸接裝置以保證其相對轉(zhuǎn)動，柱上端固定有千斤頂施加豎向荷載，并且千斤頂與反力架之間設(shè)有滾軸板以保持相對滑動，定義推為正向，拉為負(fù)向。本試驗(yàn)分別通過千斤頂和作動器施加施加豎向及水平荷載，通過千斤頂向試件施加豎向荷載，待豎向荷載施加穩(wěn)定之后，通過水平作動器施加水平力，并遵循力控-位控混合加載制度，以5 kN的力為荷載增量施加荷載，每級循環(huán)一次，試件屈服之后，以屈服時位移為位移增量施加水平位移，每級循環(huán)三次，直至承載力下降至峰值85%時，試驗(yàn)停止。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及機(jī)理分析

四個試件破壞過程相似，破壞始于梁端混凝土失去承載力，以試件ZJD1為例，給出詳細(xì)描述：

當(dāng)加載至15～20 kN時，試件梁端近加強(qiáng)環(huán)處出現(xiàn)第一條豎向裂縫，隨著荷載的增大，豎向裂縫逐漸增多，并且延伸貫通。40 kN時，梁柱交界處出現(xiàn)細(xì)微裂縫。位控加載(Δ=15 mm，試件ZJD2取Δ=10 mm)時，梁端裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，邊角處混凝土出現(xiàn)輕微壓碎現(xiàn)象，4Δ時，梁柱界面發(fā)生整體脫離，梁柱交界處裂縫達(dá)到2 mm；5Δ時，梁端大面積混凝土被壓碎，加強(qiáng)環(huán)發(fā)生彎曲變形，鋼管區(qū)域發(fā)出較大聲響并伴有少許變形；7Δ時，梁柱交界處混凝土基本脫落，承載力下降至峰值荷載的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束，試件破壞及特征圖如圖3所示。

試件因連接節(jié)點(diǎn)處梁端混凝土壓潰而失去承載力，破壞時加強(qiáng)環(huán)發(fā)生變形屈曲，左右梁裂縫發(fā)展基本對稱，均為彎曲裂縫，混凝土與環(huán)向加勁板之間的界面存在不同程度的粘結(jié)滑移，混凝土與方鋼管間發(fā)生嚴(yán)重剝離。其中使用再生骨料的試件相較于使用天然骨料的試件裂縫數(shù)量更多，這是由于再生骨料混凝土中存在粘結(jié)砂漿和較大的孔隙率，其裂縫的形成和發(fā)展更為容易。

試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域?yàn)榉戒摴芑炷林鶇^(qū)域，節(jié)點(diǎn)中心混凝土由于方鋼管套箍作用處于三向受壓狀態(tài)，其強(qiáng)度較高，管內(nèi)混凝土的支撐作用也使方鋼管避免局部屈曲。本試驗(yàn)中，盡管梁柱線剛度比大于1(1.16)，但由于加載時梁端受壓區(qū)混凝土處于局部壓潰，部分混凝土發(fā)生剝離，梁端相對受壓區(qū)高度減小，承載力下降，破壞更易發(fā)生于梁端，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域變形不大。因此此類型節(jié)點(diǎn)更易滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)要求，對于此類結(jié)構(gòu)應(yīng)更為關(guān)注其節(jié)點(diǎn)連接處的承載力。

2.2 滯回曲線

試件滯回曲線如圖4所示，由圖4可得以下結(jié)論：

① 加載初期，所有試件均處于彈性階段，此時滯回曲線是近似線性的。隨著載荷的增加，試件的剛度逐漸降低，進(jìn)入非彈性范圍。由于方鋼管和梁端混凝土(環(huán)向加勁板之間)之間出現(xiàn)滑移。因此滯回曲線的形狀變?yōu)榉础癝”形，隨著位移的增加，滯回曲線變得飽滿，呈梭形。

(c) ZJD1右端梁裂縫發(fā)展情況

(a) 試件ZJD1

(b) 試件ZJD2

(c) 試件ZJD3

(d) 試件ZJD4

圖5 試件骨架曲線Fig.5 Skeleton curve of specimens

② 各試件正負(fù)向基本對稱，試件ZJD1略有差異(首次安裝試件其梁端安裝有少許偏差)，可以看出使用再生骨料混凝土對滯回曲線形狀的影響較小，其差異主要體現(xiàn)在曲線峰值荷載上。

2.3承載能力與變形

本試驗(yàn)通過能量等值法求出試件屈服位移及屈服荷載，并采用位移延性系數(shù)來評估試件延性。試件骨架曲線如圖5所示，試件承載能力與延性系數(shù)見表1，表1中各試件參數(shù)均取正負(fù)向均值。由圖5和表1可知：

① 各試件骨架曲線發(fā)展趨勢基本一致，峰值后下降較為平緩，各試件破壞時位移角相差較小，說明試件都具有較好的變形能力。其中使用天然骨料混凝土(natural aggregate concrete, NAC)的試件屈服位移與RAC試件相比最小，說明NAC試件更早進(jìn)入彈塑性階段。

② 各試件峰值承載力主要受試件再生骨料取代率的影響。試件ZJD2～ZJD4峰值荷載相較于試件ZJD1分別提高了-9.63%、8.92%、-12.95%。

總體來說，使用再生骨料的試件對比使用天然骨料的試件其峰值承載力略有降低。

③ 試件延性系數(shù)隨著再生骨料的取代率的增加而降低。再生骨料取代率為30%、70%、100%的試件ZJD2、ZJD3和ZJD4與使用天然骨料的試件ZJD1相比，延性系數(shù)分別下降了7.17%、10.66%和16.8%，但延性系數(shù)都大于4，各試件均發(fā)生延性破壞。

表1 試件承載能力與延性系數(shù)Tab.1 Bearing capacity and ductility coefficient of specimens

2.4 剛度退化與耗能能力

試件各位移級割線剛度K和等效黏滯阻尼系數(shù)he見表2。由表2可知：

表2 試件各位移級割線剛度K和等效黏滯阻尼系數(shù)heTab.2 Secant stiffness K and he of specimen displacement magnitude

① 各試件剛度退化趨勢基本一致，其退化速率均遵循先快后緩發(fā)展趨勢。其中試件ZJD1初始剛度最大，其余試件初始剛度相較于試件ZJD1有不同程度的下降，說明再生骨料取代率對試件初始剛度有一定影響[16]，但隨著位移級數(shù)的增大，混凝土壓潰脫落導(dǎo)致加載后期試件剛度基本一致。

② 各試件等效黏滯阻尼系數(shù)隨著位移的增大而增大，其中試件ZJD1的he最大，說明其耗能性能最好。峰值時，各試件等效黏滯阻尼系數(shù)均為0.4左右，此時各試件耗能相當(dāng)，差異出現(xiàn)主要在峰值后，這表明了加載后期RAC試件損傷相較于NAC試件更為嚴(yán)重。

3 節(jié)點(diǎn)連接強(qiáng)度計(jì)算

節(jié)點(diǎn)抗震設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的要求，因此必須計(jì)算連接的承載力。目前國內(nèi)規(guī)范上關(guān)于節(jié)點(diǎn)連接計(jì)算公式主要針對于無構(gòu)造措施的梁柱轉(zhuǎn)換層節(jié)點(diǎn)，因此為實(shí)際工程需要，基于試驗(yàn)結(jié)果和實(shí)際受力，提出一種簡化計(jì)算模型，連接荷載傳遞機(jī)制如圖6所示。另一方面，經(jīng)撓度計(jì)算，試件自身變形引起的柱頂位移不到總柱頂位移的5%，因此忽略試件自身變形，僅對受力進(jìn)行分析，理論計(jì)算模型如圖7所示。由圖7可知梁自由端受豎向反力作用，大小相等且方向相反，因此左右節(jié)點(diǎn)梁端彎矩一致，大小相等，可計(jì)算其彎矩值為

M=PL(H1+H2)/2(L+δ),

(1)

δ=H1Δ/(H1+H2)。

(2)

根據(jù)文獻(xiàn)[13]所述，對于方鋼管混凝土柱-鋼梁框架節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)對鋼梁受拉翼緣的平衡拉力主要由柱翼緣提供。其屈服機(jī)制受管壁效應(yīng)的影響。

圖6 連接荷載傳遞機(jī)制Fig.6 Connection load transfer mechanism

圖7 理論計(jì)算模型Fig.7 Theoretical calculation model

本試驗(yàn)中，由于設(shè)有外加強(qiáng)環(huán)，因此連接處承載力為受拉型鋼翼緣及加強(qiáng)環(huán)導(dǎo)致的柱端管壁效應(yīng)及外加強(qiáng)環(huán)抗剪承載力之和，即

F=F1+F2,

(3)

式中,F1的計(jì)算基于虛功原理，由文獻(xiàn)[13]有

pc=(4x+2tbf)(Mp+Ma)/B1+4BcMP/x,

(4)

(5)

式中，fyc為鋼管屈服強(qiáng)度；tcf為柱鋼管壁厚；tb和t分別代表外加強(qiáng)環(huán)厚度及型鋼翼緣厚度；l為加強(qiáng)環(huán)寬度；b為型鋼翼緣寬度；h為型鋼翼緣到方鋼管外邊緣的距離。

對于外加強(qiáng)環(huán)即環(huán)向加勁板抗剪承載力則通過極限強(qiáng)度理論計(jì)算，根據(jù)文獻(xiàn)[17]的研究，其極限平均剪應(yīng)力為

τu=[0.23In(l/h)-0.13Inλ+1.22]fv,

(6)

得出F2為

F2=2[0.23In(l/h)-0.13In(h/tb)+1.22]fyhltb/1.732,

(7)

此時基于平截面假定對節(jié)點(diǎn)處應(yīng)力進(jìn)行分析，節(jié)點(diǎn)連接受力分析如圖8所示，由圖8可得平衡關(guān)系

F=F3+F4,

(8)

式中，F(xiàn)3可視為受壓區(qū)混凝土所受總力，其大小與混凝土抗壓強(qiáng)度、相對受壓區(qū)高度和混凝土類型有關(guān)，其計(jì)算公式為

F3=α1fckBβ1x,

(9)

式中，B為梁端寬度；α1與β1分別為混凝土強(qiáng)度影響系數(shù)和混凝土受壓區(qū)深度影響系數(shù)，按規(guī)范取相應(yīng)值；fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；x為相對受壓區(qū)高度。

F4可通過外加強(qiáng)環(huán)板壓縮變形和應(yīng)變得出，其初始剛度K0為

K0=Estb/[1/(l/h)3+3.12/(l/h)],

(10)

應(yīng)變值為

ε′=εcu(x-c)/x,

(11)

組合得

F4=2K0lεcu(x-c)/x,

(12)

其中εcu為混凝土極限壓應(yīng)變；由平衡條件關(guān)系式(8)解上述方程可得相對受壓區(qū)高度x，對受拉點(diǎn)取矩即可求得梁端彎矩值為

Mu1=F3(H-c-0.5β1x)+F4(H-2c)。

(13)

將各式計(jì)算結(jié)果與式(1)、式(2)計(jì)算結(jié)果列入，得到梁端彎矩的計(jì)算值與實(shí)測值對比見表3，從表3中可以看出：試件的梁端抗彎強(qiáng)度計(jì)算值隨著再生骨料取代率的增大而降低。對比梁端彎矩的實(shí)測值與計(jì)算值可知，兩者吻合較好，誤差在12%以內(nèi)，各試件實(shí)測值相較于理論值偏小，因此對節(jié)點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算時應(yīng)預(yù)留一定的安全儲備。其中試件ZJD3澆筑過程中出現(xiàn)脹?，F(xiàn)象，成型后梁端截面尺寸較之其余試件的標(biāo)準(zhǔn)尺寸略大，因此試件實(shí)際剛度和承載力略高。

表3 梁端彎矩的計(jì)算值與實(shí)測值對比Tab.3 Comparison of calculated beam end bending moment and measured value

4 結(jié)論

① 所有試件均發(fā)生外加強(qiáng)環(huán)板變形屈服和梁端混凝土壓碎的破壞現(xiàn)象，使用再生骨料的試件損傷更為明顯，破壞模式均為受彎破壞，其中節(jié)點(diǎn)柱區(qū)域由于套箍作用與混凝土支護(hù)作用導(dǎo)致鋼管局部未發(fā)生明顯屈曲。

② 所有試件的滯回曲線都較為飽滿，滯回環(huán)先后經(jīng)歷線性、反“S”形、梭形的發(fā)展過程。各試件骨架曲線發(fā)展趨勢一致，峰值后下降較為平緩，破壞前有明顯預(yù)兆，表明該類節(jié)點(diǎn)具有良好的變形能力。RAC試件的抗震性能相比NAC試件的稍差，但不明顯，有關(guān)承載力、剛度退化、延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)等系列指標(biāo)均可滿足抗震要求，可應(yīng)用于工程實(shí)際。

③ 建立了簡化的力學(xué)模型，提出了節(jié)點(diǎn)梁端承載力計(jì)算公式，其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的吻合較好，但部分試件計(jì)算值的安全富余不足，在設(shè)計(jì)中應(yīng)給予重視。