偏載下板柱結(jié)構(gòu)中柱節(jié)點(diǎn)破壞試驗(yàn)研究

易偉建，朱澤華，趙 晉

（湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410082）

偏載下板柱結(jié)構(gòu)中柱節(jié)點(diǎn)破壞試驗(yàn)研究

易偉建，朱澤華，趙 晉

（湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410082）

采用重剪比以及配筋率兩個試驗(yàn)變量對4個板柱中節(jié)點(diǎn)的破壞過程進(jìn)行了對比試驗(yàn)，并在試驗(yàn)過程中采用特制應(yīng)變測桿對試件內(nèi)部斜裂縫的形成和發(fā)展予以監(jiān)測。試驗(yàn)結(jié)果表明：試件最終破壞形態(tài)受重剪比和配筋率兩因素共同影響；重剪比相同的試件，配筋率的提高也可有效提高中柱節(jié)點(diǎn)對不平衡彎矩的承載力；板內(nèi)斜裂縫在節(jié)點(diǎn)發(fā)生沖切破壞之前已產(chǎn)生，并從靠近柱頭的受壓區(qū)向板底受拉區(qū)開展?；谠囼?yàn)結(jié)果和歷史試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將中國規(guī)范GB 50010—2010所采用的基于偏心剪應(yīng)力模型的計(jì)算方法和歐洲規(guī)范Eurocode2-04進(jìn)行對比，分析了偏心剪應(yīng)力模型不足的原因。

偏載；板柱中節(jié)點(diǎn)；重剪比；配筋率；偏心剪應(yīng)力模型

鋼筋混凝土板柱結(jié)構(gòu)體系形式簡潔、能降低建筑物層高且便于施工。在實(shí)際工程中，由于水平荷載作用以及受板柱結(jié)構(gòu)本身不等跨、邊界條件等因素的影響，板柱節(jié)點(diǎn)通常需要同時(shí)承受重力荷載和不平衡彎矩。因此，學(xué)術(shù)界將節(jié)點(diǎn)所受豎向重力荷載與其沖切承載力的比值定義為重剪比，以表征節(jié)點(diǎn)所受重力荷載水平，并針對不同重剪比下的中柱節(jié)點(diǎn)的沖切破壞作了一定的研究。

Dilger等［1］為研究重剪比和抗沖切錨栓對鋼筋混凝土板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，進(jìn)行了7個板柱節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：豎向重力荷載的增大將明顯減弱板柱節(jié)點(diǎn)的抗側(cè)移能力；配置抗沖切錨栓可顯著改善板柱節(jié)點(diǎn)延性性能；運(yùn)用屈服鉸線理論得到節(jié)點(diǎn)不平衡彎矩承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好。Morrison等［2］的研究成果表明增加板配筋后，節(jié)點(diǎn)承受水平荷載的能力沒有顯著提高，且由于豎向荷載作用，節(jié)點(diǎn)承受水平荷載的能力有所下降。Austin Pan等［3－4］對板柱節(jié)點(diǎn)歷史試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析研究，提出了重剪比是影響板柱節(jié)點(diǎn)抗側(cè)移能力和延性的主要因素的觀點(diǎn)，并得出結(jié)論：節(jié)點(diǎn)的延性和抗側(cè)移能力隨重剪比的增加而降低；ACI規(guī)范采用的偏心剪應(yīng)力模型對板柱節(jié)點(diǎn)不平衡彎矩承載力的計(jì)算偏保守；要保證板柱節(jié)點(diǎn)在大震下能夠承受1.5%的層間位移角而不發(fā)生破壞，板柱節(jié)點(diǎn)的重剪比需小于0. 4；Robertson等［5］則提出ACI規(guī)范建議的重剪比限值應(yīng)由0.4降為0.35，以保證節(jié)點(diǎn)層間位移角為1.5%時(shí)不發(fā)生沖切破壞。馬云昌等［6］在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上采用塑性極限方法，推導(dǎo)出板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切和抗彎強(qiáng)度相關(guān)方程，并進(jìn)一步簡化為實(shí)用計(jì)算公式，給出了節(jié)點(diǎn)承載力的上限解。Ying Tian等［7］對板柱中節(jié)點(diǎn)提出以擬梁法為概念的計(jì)算模型，吻合結(jié)果較好，但該模型適用范圍僅限于重剪比小于0.4的情況。Farzam等［8］對 Krueger等［9］在1998～2000年之間的一系列偏心等比例加載試驗(yàn)進(jìn)行有限元分析，認(rèn)為隨著偏心距的增加，混凝土強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)承載力的影響程度增加，而配筋率則相反。

目前，試驗(yàn)數(shù)據(jù)大多集中在重剪比較小的范圍內(nèi)，對重剪比較高的節(jié)點(diǎn)的受力性能研究相對較少；學(xué)術(shù)界對同時(shí)傳遞豎向剪力和不平衡彎矩的板柱中節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)制仍未統(tǒng)一認(rèn)識，中國現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）［10］僅在附錄中給出類似國外規(guī)范方法供設(shè)計(jì)人員參考。因此，本文對4個偏載下板柱中節(jié)點(diǎn)的受力性能，在較高重剪比情況下，進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并在已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，分析了中國規(guī)范所采用的偏心剪應(yīng)力模型的可行性和合理性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件為方形板，采用單層雙向配筋方式，試件澆筑時(shí)板體邊緣遠(yuǎn)離偏載一側(cè)沿平行于不平衡彎矩方向預(yù)留兩排共計(jì)8個直徑40 mm的孔洞，板厚180 mm，有效板跨2 350 mm。試件有效板跨正中上表面附有一個帶懸臂梁的方形柱頭，柱頭截面尺寸250 mm×250 mm，高500 mm，偏心距為700 mm。板內(nèi)鋼筋采用HRB400E鋼筋，直徑14 mm，鋼筋間距分別為185 mm和100 mm，底層鋼筋外側(cè)距混凝土下表面16 mm，配筋率分別為0.55%、1.03%。為了模擬鋼筋混凝土板柱結(jié)構(gòu)中柱節(jié)點(diǎn)的上層柱對節(jié)點(diǎn)區(qū)的約束，試件底部與上柱頭對應(yīng)處用建筑結(jié)構(gòu)膠粘貼一塊與柱截面尺寸相同20 mm厚鋼板。試件尺寸及配筋見表1和圖1。

圖1 試件尺寸及配筋Fig.1 Dimensions and reinforcements of specimens

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

1.2 材料性能

材料試驗(yàn)得到板內(nèi)受力鋼筋屈服強(qiáng)度459.5 MPa，極限強(qiáng)度614.5 MPa，屈服應(yīng)變2 297με，混凝土立方體抗壓強(qiáng)度見表2。

表2 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Main experimental results of specimens

1.3 測點(diǎn)布置及測量內(nèi)容

試驗(yàn)過程中測量的物理量包括應(yīng)變、位移和荷載，分別為試件受拉鋼筋應(yīng)變和表面混凝土應(yīng)變，板豎向位移、支座豎向位移，以及軸心和偏心荷載，試件測點(diǎn)布置如圖2所示。

圖2 測點(diǎn)布置Fig.2 Arrangement of measuring device

1.4 試驗(yàn)裝置及加載方案

試驗(yàn)裝置見圖3。試件柱頭朝上，放置在8個高度可調(diào)的滾動鉸支座上以保證試件支座位于同一水平面，支座分別位于各板邊凈跨1／3處。滾動鉸支座由下至上為高度可調(diào)墊塊、250 mm×100 mm×45 mm鋼板、20 mm厚聚氨酯類橡膠墊以及直徑50 mm、長度250 mm實(shí)心鋼滾軸。此外，為防止施加偏心荷載過程中遠(yuǎn)離柱頭牛腿一側(cè)板體翹起，在板上表面對應(yīng)板底支座處對稱布置兩個同樣的支座，并通過8根直徑30 mm的錨桿通過預(yù)留孔洞貫穿板體，固定在支撐鋼梁上。軸心和偏心荷載分別采用1 000 k N和500 k N液壓千斤頂施加，由2臺油泵獨(dú)立控制。試件各測點(diǎn)位移采用LVDT進(jìn)行量測，各項(xiàng)測量數(shù)據(jù)由日本 TML-TDS530采集。

圖3 加載裝置Fig.3 Load instrument of experiment

為監(jiān)測板內(nèi)沖切斜裂縫的形成和開展趨勢，試驗(yàn)制作如圖4所示的應(yīng)變測桿。該應(yīng)變測桿采用有機(jī)玻璃材料，直徑8 mm，兩端加工螺紋，并在測桿中間位置布置鋼筋應(yīng)變片。試驗(yàn)加載前，將測桿穿過試件預(yù)留10 mm孔洞，兩端用螺帽和墊片在試件上下表面錨固（如圖4）。應(yīng)變測桿數(shù)據(jù)由動態(tài)應(yīng)變儀MGCplus采集，采樣頻率2 400 Hz。

圖4 應(yīng)變測桿及應(yīng)變測桿布置Fig.4 Strain rods and strain rods layout of specimens

為模擬試件在不同重力荷載水平下節(jié)點(diǎn)由于豎向荷載和不平衡彎矩共同作用下的破壞，將試驗(yàn)加載過程分為兩個階段。第1階段，試驗(yàn)采用分級加載的方式施加軸心荷載到某一設(shè)定值（模擬恒載）后開始施加偏心荷載。第2階段，分級施加偏心荷載（模擬活載產(chǎn)生不平衡彎矩），加載過程中保持軸心荷載和偏心荷載之和（總的重力荷載）與設(shè)定值基本相等，增大偏心荷載的同時(shí)減小軸心荷載，直至試件破壞。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果

2.1 裂縫開展及破壞形態(tài)

各試件在試驗(yàn)第1階段軸心荷載加至120～140 k N時(shí)板底所粘鋼板附近混凝土開裂，出現(xiàn)彎曲裂縫。隨著軸心荷載的增加，板底裂縫數(shù)目增加，原有裂縫從板底中心向四周延伸，呈輻射狀發(fā)展，徑向裂縫之間出現(xiàn)環(huán)向裂縫。由于各試件重剪比不同，第1階段結(jié)束時(shí)重力荷載大小也不相同，至試驗(yàn)第1階段結(jié)束時(shí)，各試件板底各方向徑向裂縫已發(fā)展至支座位置，切向裂縫相互連接貫通，其中，以低配筋率高重剪比試件S05-07和S05-08最為明顯。試驗(yàn)第2階段，開始施加偏心荷載。板底偏載一側(cè)出現(xiàn)新的徑、切向裂縫，既有裂縫寬度增加，其余3個方向裂縫數(shù)目基本無變化。試驗(yàn)第2階段結(jié)束時(shí)，各試件伴隨一聲脆響最終破壞，節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土從板內(nèi)沖出。從板底裂縫圖5可以看出，沖切面不對稱的現(xiàn)象較為明顯，低配筋高重剪比試件混凝土保護(hù)層剝落現(xiàn)象較嚴(yán)重，其余兩試件板底混凝土保護(hù)層基本未發(fā)生剝落現(xiàn)象。各試件承載力等試驗(yàn)結(jié)果見表2。

圖5 板底裂縫圖Fig.5 Cracking pattern at the bottom of slabs

2.2 荷載－撓度曲線及試件撓曲形狀

各試件扣除支座位移后板底中心的荷載－撓度曲線及試件撓曲形狀見圖6。由于試驗(yàn)兩階段所受實(shí)際外荷載（分別為豎向重力荷載和不平衡彎矩）的性質(zhì)不同，圖6（a）僅給出試件第1階段的板底中心荷載－撓度曲線，圖6（b）縱軸則為試驗(yàn)第2階段結(jié)束時(shí)各測點(diǎn)獲得的位移增量。結(jié)果表明，各試件并未因?yàn)椴黄胶鈴澗氐某霈F(xiàn)發(fā)生類似“正弦曲線”的撓曲，除試件S10-08測點(diǎn)E3位移有少量減小，其余試件各測點(diǎn)位移均增加。原因在于試驗(yàn)第1階段結(jié)束時(shí)各試件剛度都有不同程度的退化（見圖6（a）），其中以低配筋高重剪比試件尤為明顯；試驗(yàn)第2階段，雖然節(jié)點(diǎn)所受豎向荷載基本保持不變，但由于不平衡彎矩的逐級施加，試件剛度不斷降低。因此，試驗(yàn)第2階段各試件東側(cè)測點(diǎn)位移隨試驗(yàn)進(jìn)程不減反增。

圖6 荷載－撓度曲線及試件撓曲形狀Fig.6 Load-deflection curves and deflected shape of specimens

2.3 鋼筋應(yīng)變測試結(jié)果

典型鋼筋應(yīng)變曲線見圖7。測試結(jié)果表明，試驗(yàn)第1階段，靠近柱頭位置的鋼筋應(yīng)變較大。對低配筋率高重剪比試件而言，當(dāng)軸心荷載達(dá)到目標(biāo)設(shè)定值時(shí)，柱頭附近部分縱筋達(dá)到屈服狀態(tài)。試驗(yàn)第2階段開始，西側(cè)（偏載方向）鋼筋屈服范圍明顯增大，東側(cè)柱頭附近鋼筋應(yīng)變反而減小，北側(cè)鋼筋應(yīng)變增幅較小。至試件發(fā)生沖切破壞前，板底最大彎曲截面處鋼筋已經(jīng)屈服，而離柱頭較遠(yuǎn)的鋼筋應(yīng)變片未達(dá)到屈服應(yīng)變。圖7（c）、（d）為試件S05-08西側(cè)部分鋼筋應(yīng)變測試結(jié)果，該試件發(fā)生沖切破壞之前位于節(jié)點(diǎn)區(qū)（c＋3h）范圍外的鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)SW2已經(jīng)達(dá)到屈服應(yīng)變，標(biāo)識該方向鋼筋屈服半徑已大于c＋3h。

圖7 部分試件縱筋應(yīng)變測試結(jié)果Fig.7 Part longitudinal reinforcedment strains test result of specimens

2.4 板內(nèi)斜裂縫開展過程

圖8為部分應(yīng)變測桿測試結(jié)果，應(yīng)變時(shí)程曲線下降段含義為試件發(fā)生沖切破壞的瞬間應(yīng)變到達(dá)峰值后由于測桿斷裂而導(dǎo)致應(yīng)變值迅速減小。結(jié)果顯示：各試件靠柱頭較近的測桿N1、E1在達(dá)到峰值應(yīng)變前已產(chǎn)生較大應(yīng)變，表明在試件在發(fā)生沖切破壞前，板內(nèi)柱頭附近已形成斜裂縫；試件發(fā)生沖切破壞時(shí)，測桿N2、E2應(yīng)變峰值點(diǎn)均在測桿N1、E1之后出現(xiàn)，說明板內(nèi)斜裂縫是由靠近柱頭受壓區(qū)向板底受拉區(qū)開展。

圖8 部分試件應(yīng)變測桿應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.8 Part specimens’strain-time curves of strain rod

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 重剪比的影響

將試件破壞時(shí)節(jié)點(diǎn)所承受總的重力荷載Vg與中國規(guī)范對僅在集中反力作用下板柱節(jié)點(diǎn)沖切承載力Fl＝0.7ftumh0（混凝土軸心抗拉強(qiáng)度ft采用平均值）的比值定義為重剪比。表2第11列為各試件實(shí)際重剪比，同試驗(yàn)初始設(shè)定值基本相同，第12列為不平衡彎矩承載力按中國規(guī)范計(jì)算公式無量綱化的結(jié)果。通過對試驗(yàn)結(jié)果和試驗(yàn)現(xiàn)象的對比分析，發(fā)現(xiàn)隨著重剪比的增加，S05系列試件不平衡彎矩承載能力減小，且減小的幅度增加；板底中心撓度，徑、環(huán)向裂縫發(fā)展寬度則隨著重剪比的增加而變大；試驗(yàn)過程中混凝土保護(hù)層剝落現(xiàn)象也隨重剪比的增加而變得更嚴(yán)重。因此，對于高重剪比的板柱節(jié)點(diǎn)而言，不平衡彎矩承載力雖然相對較低，但破壞前的征兆會相對明顯。

3.2 配筋率的影響

試件S05-08與S10-08重剪比接近，后者無量綱化后的不平衡彎矩承載力提高了214.55%，表明配筋率的增加可有效提高相同重剪比節(jié)點(diǎn)不平衡彎矩的承載能力。對比圖6兩試件板底中心撓度和試件撓曲形狀，發(fā)現(xiàn)后者在發(fā)生沖切破壞前各相同位置測點(diǎn)位移均小于前者。由此可知，配筋率的增加提高了節(jié)點(diǎn)承載力和剛度的同時(shí)也使得其破壞形態(tài)表現(xiàn)得更為脆性，在相同試驗(yàn)條件下，低配筋率節(jié)點(diǎn)變形能力優(yōu)于高配筋率節(jié)點(diǎn)，受力過程中內(nèi)力重分布的現(xiàn)象也更加明顯。

3.3 不平衡彎矩的影響

對S05系列試件而言，重剪比越小可認(rèn)為發(fā)生破壞時(shí)不平衡彎矩參與的權(quán)重越大。從圖6（b）來看，該系列中不平衡彎矩參與程度越大的試件，各方向測點(diǎn)位移增量越小，表明不平衡彎矩的出現(xiàn)加快了節(jié)點(diǎn)的破壞進(jìn)程。圖9為該系列試件沖切破壞錐，單從節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土來看，高重剪比試件S05-08在同系列試件中塑性鉸線發(fā)展最為充分，核心區(qū)混凝土被塑性絞線較均勻地“切割”成若干塊，而同系列的其余兩試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土則未見明顯“切割”現(xiàn)象，說明對低配筋高重剪比節(jié)點(diǎn)而言，不平衡彎矩的參與可能會改變其基本破壞形態(tài)。表2第9、10兩列表明，不平衡彎矩的參與使得節(jié)點(diǎn)沖切破壞錐呈明顯不對稱狀，偏載一側(cè)沖切破壞錐面相比而言更為陡峭。

圖9 沖切破壞錐Fig.9 Punching shear failure cone

4 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較

4.1 中國規(guī)范GB 50010—2010

中國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）［10］參考美國ACI318規(guī)范采用了偏心剪應(yīng)力模型，該模型由Stasio等［11］于1960年提出。針對方形中柱節(jié)點(diǎn)，該模型認(rèn)為：節(jié)點(diǎn)區(qū)不平衡彎矩一部分（α0＝40%）由偏心剪應(yīng)力抵抗，余下60%由柱周邊（c＋3h）范圍內(nèi)受彎鋼筋抵抗，如圖10所示?；谝?guī)范公式給出的假設(shè)，同時(shí)承受豎向剪力和不平衡彎矩作用的板柱節(jié)點(diǎn)可能出現(xiàn)沖切破壞和彎曲破壞兩種基本破壞形式，取二者承載力較小值作為最后的承載力計(jì)算值MGB。

圖10 偏心剪應(yīng)力模型Fig.10 Eccentric shear-stress model

式中：Mv，u為節(jié)點(diǎn)發(fā)生沖切破壞的計(jì)算值；Fl為不配置箍筋或彎起鋼筋的板在局部荷載或集中反力作用下的沖切承載力，ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度；um為計(jì)算截面的周長，取距離局部荷載或集中反力作用面積周邊h0／2處板垂直截面的最不利周長；h0為截面有效高度，取2個方向配筋的截面有效高度平均值；其余各符號含義均與規(guī)范相同。

式中：Mf，u為節(jié)點(diǎn)發(fā)生彎曲破壞的計(jì)算值；fy，1、As，1和ρ1分別為頂部（c＋3h）范圍內(nèi)頂部鋼筋的屈服強(qiáng)度、截面面積和配筋率。fy，2、As，2和ρ2為底部相應(yīng)范圍內(nèi)的鋼筋各項(xiàng)指標(biāo)；當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級不超過C50時(shí)，α1取為1.0，當(dāng)混凝土強(qiáng)度等級為C80時(shí)，α1取為0.94，其間按線性內(nèi)插法確定。當(dāng)重力荷載Vg或底部鋼筋配筋率ρ2較大時(shí)，節(jié)點(diǎn)可能在頂部鋼筋fy，2屈服前達(dá)到破壞，此時(shí)，Mf，2取混凝土界限受壓區(qū)高度進(jìn)行計(jì)算。

4.2 歐洲規(guī)范Eurocode2-04

歐洲規(guī)范Eurocode2-04［12］規(guī)定沖切臨界面位于距柱邊2d（d為板的有效高度）處，根據(jù)規(guī)范公式，方形中柱節(jié)點(diǎn)不平衡彎矩承載力MEd計(jì)算公式如下：

4.3 規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

表3第10、11列分別列出了含本文試驗(yàn)結(jié)果及歷史試驗(yàn)數(shù)據(jù)同中、歐規(guī)范計(jì)算值的對比，結(jié)果表明：對同時(shí)承受豎向剪力和不平衡彎矩的中柱節(jié)點(diǎn)承載力的計(jì)算，中國規(guī)范整體偏于保守，歐洲規(guī)范計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，但偏于不安全；二者的變異系數(shù)均偏大，且前者計(jì)算結(jié)果離散程度高于后者。圖11顯示：當(dāng)Vg／Fl≤0.3時(shí)，數(shù)據(jù)云圖內(nèi)的點(diǎn)相對而言較為密集，Vg／Fl≥0.8時(shí)，數(shù)據(jù)點(diǎn)離散程度較高。此外，當(dāng)0.3＜Vg／Fl＜0.6時(shí)，中國規(guī)范偏于不安全，甚至出現(xiàn)高估承載力的情況。由于試件S10-08試驗(yàn)值與計(jì)算值偏差較大，表3還給出了剔除該試件后重新對中、歐規(guī)范進(jìn)行評估的結(jié)果，相比剔除前平均值及變異系數(shù)略有下降，但結(jié)果依然符合上述規(guī)律。

表3 不平衡彎矩承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Table 3 Comparison of caculated and experimental unbalanced moment capacities

續(xù)表

對于偏心剪應(yīng)力模型關(guān)于節(jié)點(diǎn)發(fā)生沖切或受彎破壞的判斷，試件S05-08鋼筋應(yīng)變測試結(jié)果表明，偏載一側(cè)柱頭附近（c＋3h）范圍內(nèi)鋼筋已經(jīng)進(jìn)入屈服階段，但節(jié)點(diǎn)仍在板底最大彎曲截面鋼筋屈服后發(fā)生了沖切破壞。故僅以柱周邊（c＋3h）范圍內(nèi)受彎鋼筋屈服則認(rèn)為節(jié)點(diǎn)發(fā)生受彎破壞的判斷標(biāo)準(zhǔn)并不合理。

而對發(fā)生沖切破壞的中柱節(jié)點(diǎn)承載力的計(jì)算，無論是中、美規(guī)范采用的偏心剪應(yīng)力模型還是歐洲規(guī)范所采用的計(jì)算方法，均為一旦臨界截面上剪應(yīng)力達(dá)到臨界應(yīng)力時(shí)節(jié)點(diǎn)失效。根據(jù)楊開［25］對231個樓板沖切破壞承載力試驗(yàn)值的統(tǒng)計(jì)和分析，發(fā)現(xiàn)中國規(guī)范對板柱節(jié)點(diǎn)沖切強(qiáng)度（臨界剪應(yīng)力）的計(jì)算偏安全，尤其在配筋率較高時(shí)過于保守；計(jì)算公式僅考慮混凝土因素，沒有考慮板內(nèi)配筋率和鋼筋屈服強(qiáng)度的影響，模型粗糙，導(dǎo)致數(shù)據(jù)離散。因此，對配筋率較高、重剪比接近于1的節(jié)點(diǎn)而言，比值Mu／MGB往往偏大并伴隨激增的趨勢，從而造成了高離散的數(shù)據(jù)群。以本文試件S10-08為例，該試件與試件S05-08重剪比均約為0.8（接近于1），但前者配筋率相對后者有所提高，使得前者不平衡彎矩承載力試驗(yàn)值高出計(jì)算值數(shù)倍。而歐洲規(guī)范對臨界應(yīng)力的計(jì)算公式考慮了配筋率等因素的影響，相對而言較為合理，所以計(jì)算值與試驗(yàn)值的吻合程度較高。但從二者離散程度都不低這一點(diǎn)來看，對于同時(shí)承受豎向剪力和不平衡彎矩的板柱節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理仍需要進(jìn)一步研究。

5 結(jié) 論

通過對4個不同參數(shù)的中柱節(jié)點(diǎn)在有偏載作用下破壞試驗(yàn)，以及已有試驗(yàn)成果基礎(chǔ)上，得出以下結(jié)論：

圖11 重剪比對規(guī)范GB 50010—2010計(jì)算值的影響Fig.11 Effect of gravity shear ratio on code GB 50010—2010 caculated value

1）配筋率相同的提前下，中柱節(jié)點(diǎn)重剪比越大，其不平衡彎矩承載力越低，破壞前的征兆也越明顯。對低配筋率、高重剪比的節(jié)點(diǎn)而言，不平衡彎矩的出現(xiàn)可能會改變其最終破壞形式。

2）相同重剪比的中柱節(jié)點(diǎn)，配筋率的提高可有效提高其不平衡彎矩承載力。

3）節(jié)點(diǎn)發(fā)生沖切破壞之前，板內(nèi)柱頭附近已形成斜裂縫，并從靠近柱頭的受壓區(qū)向板底受拉區(qū)開展。

4）基于偏心剪應(yīng)力模型的計(jì)算公式對節(jié)點(diǎn)承載力的預(yù)測不夠準(zhǔn)確，離散程度高，且在重剪比介于0.3到0.6之間時(shí)不夠保守，甚至高估節(jié)點(diǎn)的不平衡彎矩承載力。此外，中國規(guī)范對節(jié)點(diǎn)破壞類型預(yù)測的標(biāo)準(zhǔn)也不甚合理。

5）各國規(guī)范對于同時(shí)承受豎向剪力和不平衡彎矩的板柱節(jié)點(diǎn)承載力的計(jì)算準(zhǔn)確程度不夠理想，離散程度較高，其受力機(jī)理仍需要進(jìn)一步研究。

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（編輯 胡 玲）

2015-03-03

National Natural Science Foundation of China（No.51338004，51178175）

Experimental analysis of eccentrically loaded RC interior slab-column connections

Yi Weijian，Zhu Zehua，Zhao Jin

（College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，P.R.China）

Gravity shear ratio and slab reinforcement ratio were adopted as the two test variables of competitive experiment to study the failure process of interior slab-column connections by means of 4 specimens.The formation and development of inner shear crack were monitored by using a special strain measuring rod during the experiment.The test results showed that the failure pattern of specimens was related to both gravity shear ratio and slab reinforcement ratio；unbalanced moment bearing capacity of the same gravity shear ratio specimens could be improved effectively by increasing reinforcement ratio；the inner shear crack had been generated before punching shear failure happened，and developed from the compression zone nearing the column to the tension zone locating at the bottom of slab.Based on the results in this study and current test data，the calculation method based on eccentric shear stress model which was adopted by GB50010—2010 was compared with the one used by Eurocode2-04，and the reasons for the shortcomings of eccentric shear stress model were analyzed.

eccentrically loaded；interior slab-column connections；gravity shear ratio；reinforcement ratio；eccentric shear stress model

TU375.2

A

1674-4764（2015）04-0001-11

2015-03-03

國家自然科學(xué)基金（51338004、51178175）

易偉建（1954-），男，博士，教授，主要從事混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法與基本理論研究，（E-mail）wjyi＠hnu.edu.cn。

Author brief：Yi Weijian（1954-），PHD，professor，main research intrests：concrete structural design method and basic theory，（E-mail）wjyi＠hnu.edu.cn.

10.11835／j.issn.1674-4764.2015.04.001