配置HRB500E RC梁柱組合體在低軸壓比下滯回性能

朱大權(quán)， 李世貴， 袁 矯， 張 銳

(貴州高速公路集團(tuán)有限公司， 貴州 貴陽(yáng) 550009)

梁柱組合體是框架結(jié)構(gòu)的重要組成部分，其中影響梁柱組合體抗震性能的因素較多，有剪壓比、核心配箍率、軸壓比、混凝土強(qiáng)度、節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式等。雖然各國(guó)學(xué)者關(guān)于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受力機(jī)理理論還有一定分歧，但是相當(dāng)數(shù)量的研究結(jié)果表明，軸壓比可以影響梁柱節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理，從而影響其抗震性能。

國(guó)內(nèi)最早在1983年，框架節(jié)點(diǎn)專題研究組[1]通過大量的實(shí)驗(yàn)研究，指出一定范圍內(nèi)軸壓比增加可以增強(qiáng)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度。2000年，傅劍平等[2]設(shè)計(jì)5個(gè)不同剪壓比水準(zhǔn)的框架梁柱節(jié)點(diǎn)，并進(jìn)行高低軸壓比下實(shí)驗(yàn)研究，得出了與前人一致的結(jié)論，并提出了軸壓比上界限值問題。2006年，傅劍平等[3]設(shè)計(jì)19個(gè)梁柱RC框架梁柱組合體進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，研究軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理的影響規(guī)律，結(jié)果表明：(1)隨著軸壓比的增加，梁筋在節(jié)點(diǎn)內(nèi)的粘結(jié)滑移量明顯減小；(2)節(jié)點(diǎn)作用剪力在中等以上作用水平時(shí)，軸壓比的增大對(duì)節(jié)點(diǎn)的延性起不利作用。2007年，朱敬峰等[4]對(duì)框架柱軸壓比界限值進(jìn)行了研究，指出現(xiàn)行規(guī)范中對(duì)軸壓比規(guī)定的不足并給出了修改意見。2013年意大利學(xué)者M(jìn)asi等[5]對(duì)四個(gè)T型梁柱組合體在不同軸壓比下進(jìn)行試驗(yàn)研究并模擬核心區(qū)應(yīng)力分布，研究結(jié)果表明軸壓比的改變足以使得梁柱組合體的破壞模式發(fā)生改變，同時(shí)低軸壓比下的核心區(qū)出現(xiàn)的裂縫會(huì)導(dǎo)致剛度退化加快。2013年，代筠杰[6]基于擾動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)理論模型進(jìn)行數(shù)值分析，研究了高性能鋼筋梁柱節(jié)點(diǎn)在不同軸壓比下的抗剪強(qiáng)度，研究指出較低和過高的軸壓比對(duì)高性能鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能均產(chǎn)生不利影響。2014年劉文峰等[7]設(shè)計(jì)4榀HRB500框架柱試驗(yàn)，研究結(jié)果表明，軸壓比在0.15～0.3內(nèi)變化時(shí)，框架的延性變化不大?？偨Y(jié)現(xiàn)有的關(guān)于梁柱節(jié)點(diǎn)軸壓比文獻(xiàn)可以發(fā)現(xiàn)，過大和過小的軸壓比均會(huì)導(dǎo)致較差的抗震效果。然而現(xiàn)有文獻(xiàn)多為針對(duì)軸壓比上限值相關(guān)的研究，專門針對(duì)低軸壓比下梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能研究文獻(xiàn)較少。

結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)荷載根據(jù)最不利荷載設(shè)計(jì)，所以結(jié)構(gòu)在使用過程當(dāng)中可能出現(xiàn)較小的軸壓比情況。為了研究低軸壓比下配置HRB500E高性能鋼筋的混凝土梁柱組合體抗震性能，本文參照GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]設(shè)計(jì)低、中、高剪壓比下三組試件，在低軸壓比和中軸壓比下進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究。主要對(duì)比研究不同剪壓比下兩種軸壓比對(duì)梁柱組合體的延性系數(shù)、能量耗散、剛度退化等主要抗震性能指標(biāo)的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

6個(gè)試件幾何尺寸完全相同，幾何尺寸及配筋如圖1所示。試件設(shè)計(jì)基本參數(shù)如表1所示。

圖1 試件SP1～SP6尺寸及配筋/mm

試件編號(hào)梁縱筋核心區(qū)箍筋核心區(qū)箍筋率ρv/%剪壓比軸壓比υSP13Φ166Φ101.030.170.07SP23Φ206Φ10+8Φ101.720.2660.07SP34Φ207Φ10+10Φ102.060.3550.07SP43Φ166Φ101.030.170.28SP53Φ206Φ10+8Φ101.720.2660.28SP64Φ207Φ10+10Φ102.060.3550.28

試件選用HRB500E鋼筋和C50混凝土，經(jīng)過鋼筋綁扎，模板制作，混凝土澆筑等工序，按規(guī)范條件養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)前對(duì)鋼筋材料力學(xué)性能進(jìn)行抽樣檢驗(yàn)，檢驗(yàn)結(jié)果滿足GBT 228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[9]中關(guān)于鋼筋材料力學(xué)性能的要求，具體結(jié)果如表2所示。試驗(yàn)采用的混凝土為商用混凝土，其立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為fcu=48.8 MPa。

表2 HRB500E鋼筋材料力學(xué)性能

1.2 實(shí)驗(yàn)加載

試驗(yàn)加載采用梁端加載方式，不考慮柱端偏心彎矩情況，柱底采用鉸接，同時(shí)在柱頂施加橫向面內(nèi)水平約束。試驗(yàn)加載裝置現(xiàn)場(chǎng)圖如圖2所示。試驗(yàn)加載裝置示意圖如圖3所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置現(xiàn)場(chǎng)

圖3 試驗(yàn)加載裝置示意

加載方式參考JGJ 101-96《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[10]。首先在柱頂施加恒定軸力模擬柱上端傳來的豎向力，然后在梁兩外端施加同步反對(duì)稱低周往復(fù)荷載以模擬地震力作用。加載中采用荷載與位移混合控制，每級(jí)荷載循環(huán)兩次，即梁縱筋屈服前，采用梁端荷載控制，屈服后加載由梁端位移控制。加載制度如圖4所示。當(dāng)梁端荷載值下降至最大梁端荷載值的85%時(shí)認(rèn)為試件破壞并停止加載。

圖4 加載制度

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

2.1 試件加載破壞模式

對(duì)6個(gè)試件進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，試件的加載破壞形態(tài)如圖5所示。

對(duì)比低剪壓比下兩個(gè)試件：試件SP1梁端和核心區(qū)裂縫較少，最終破壞是由于鋼筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)屈服擴(kuò)展，導(dǎo)致較大粘結(jié)滑移，梁端承載力下降而破壞；試件SP4的破壞模式為梁端破壞模式，核心區(qū)完整未產(chǎn)生貫通裂縫。

圖5 試件SP1～SP6加載過程及破壞形態(tài)

對(duì)比中剪壓比下兩個(gè)試件：試件SP2為梁端破壞加核心區(qū)開裂，破壞時(shí)核心區(qū)產(chǎn)生的斜裂縫相互交織形成小方格，梁端發(fā)生彎曲破壞，但梁端混凝土未被壓碎。試件SP5梁端破壞與試件SP2相似，但核心區(qū)裂縫稀疏未形成交織裂縫。

對(duì)比高剪壓比下兩個(gè)試件：試件SP3和SP6破壞模式一致，破壞時(shí)核心區(qū)裂縫密集，邊角有混凝土脫落，梁端形成塑性鉸區(qū)域，梁端混凝土被壓碎脫落。

2.2 滯回曲線與骨架曲線

滯回曲線和骨架曲線可以反映試件的受力與變形的關(guān)系，是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合體現(xiàn)[11]。

6個(gè)試件的滯回曲線如圖6所示。低剪壓比下試件SP1和SP4的滯回曲線差別較大，試件SP1的滯回環(huán)在加載后期呈反Z字型，說明有較大的鋼筋粘結(jié)滑移；中剪壓比下試件SP2與SP5的滯回曲線相比，SP2滯回環(huán)的面積大且形狀飽滿呈歪8字形狀，SP3滯回曲線外環(huán)呈平行四邊形；高剪壓比下SP3和SP6的滯回曲線形狀相似，均呈歪8字型。

三組試件的骨架曲線對(duì)比如圖7所示。SP1與 SP4試件對(duì)比，兩個(gè)試件的骨架曲線基本重合；SP2與SP5試件對(duì)比，SP5的承載力大于SP2；SP3與SP6試件對(duì)比，SP3的承載力大于SP6，但SP6的變形能力相對(duì)SP3有所提升。

圖6 試件SP1～SP6滯回曲線

圖7 試件骨架曲線對(duì)比

2.3 延性系數(shù)

延性系數(shù)是衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo)。試件的位移延性系數(shù)μΔ為極限位移Δu和屈服位移Δy之比為：

μΔ=Δu/Δy

(1)

式中：屈服位移Δy取試件中任意一根縱筋達(dá)到屈服應(yīng)變時(shí)的梁端豎直位移；極限位移Δu取試件承載力下降至最大承載力85%時(shí)的梁端豎直位移。

試件SP1～SP6的延性系數(shù)如表5所示。低軸壓比下SP1～SP3三個(gè)試件的延性系數(shù)變化趨勢(shì)與中軸壓比下SP4～SP6的變化趨勢(shì)相同，均為隨著剪壓比的增加而減小。低軸壓比下試件的延性比中低軸壓比下的延性有所降低，由于低軸壓比下梁端塑性變形未能得到充分發(fā)展[12,13]，但是隨著剪壓比的提升，降低的幅度越來越小，低、中、高剪壓比下試件延性系數(shù)的降低幅度分別為16.6%，15.2%，11.1%。

表5 試件SP1～SP6延性系數(shù)

2.4 耗能性能

耗能性能是結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的另一重要抗震指標(biāo)，當(dāng)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在強(qiáng)震作用下時(shí)沒有良好的耗能性能，必將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)嚴(yán)重破壞。

三組試件的總能量耗散對(duì)比如圖8所示。SP1與SP4的能量耗散對(duì)比如圖8a所示，試件SP1比試件SP4的總耗能減小約35.4%，主要原因是SP1梁端出現(xiàn)鋼筋的滑移，耗能梁端耗能較小。試件SP2與SP5的能量耗散對(duì)比如圖8b所示，試件SP2比試件SP5的總耗能增大約7.7%。試件SP3與SP6的能量耗散對(duì)比如圖8c所示，試件SP3比試件SP6的總耗能增大約10.1%。

圖8 試件能量耗散對(duì)比

2.5 剛度退化

在強(qiáng)震作用下若構(gòu)件和結(jié)構(gòu)沒有足夠的剛度，會(huì)導(dǎo)致頂部位移加大，底部偏心彎矩增加，所以剛度退化是梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能研究中的一個(gè)重要組成部分。剛度退化即割線剛度的改變量，割線剛度取每一級(jí)荷載的第一個(gè)滯回環(huán)的峰值荷載與對(duì)應(yīng)位移的比值。

三組試件的剛度退化對(duì)比如圖9所示，低剪壓比情況下，試件SP1和SP4的剛度退化率曲線基本重合；中等剪壓比情況下，低軸壓比試件SP2的剛度前期退化較快，后期與中軸壓比試件SP5保持一致；高剪壓比情況下，試件SP3的剛度退化始終比試件SP6快。

圖9 試件剛度退化對(duì)比

3 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)共6個(gè)配置HRB500E鋼筋的低、中、高剪壓比梁柱組合體，在低和中軸壓比情況下進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，分別得到其破壞形態(tài)、延性系數(shù)、耗能性能、剛度退化率等結(jié)果。通過以上諸多試驗(yàn)現(xiàn)象及數(shù)據(jù)分析可以得出以下結(jié)論：

(1)中低剪壓比時(shí)，低軸壓比試件SP1，SP2與中軸壓比試件SP4，SP5的破壞模式有一定差別，中軸壓比試件的核心區(qū)相對(duì)低軸壓比試件的核心區(qū)較為完整；高剪壓比下的試件SP3和SP6的破壞模式一致。說明中低剪壓比情況下降低軸壓比可以改變?cè)嚰钠茐哪Ｊ健?/p>

(2)低軸壓比情況下試件SP1～SP3的延性系數(shù)相對(duì)中軸壓比情況下試件SP4～SP6有所降低，但是隨著剪壓比的提升，降低的幅度越來越小，低、中、高剪壓比下的降低幅度分別為 16.6%，15.2%，11.1%。

(3)在低剪壓比情況下，低軸壓比試件SP1出現(xiàn)粘結(jié)滑移，因此能量耗散能力比中軸壓比試件SP4低35.4%；在中高剪壓比情況下，低軸壓比試件SP2，SP3的能量耗散分別比中軸壓比試件SP5，SP6提高7.7%和10.1%。

(4)在低剪壓比情況下，低軸壓比試件SP1的剛度退化性能與中軸壓比試件SP4基本一致；在中高剪壓比情況下，中軸壓比試件SP5，SP6的剛度退化性能略好于低軸壓比試件SP2，SP3。

[1] 框架節(jié)點(diǎn)專題研究組. 低周反復(fù)荷載作用下鋼筋混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪強(qiáng)度的試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 1983, 6(1): 1-17.

[2] 傅劍平, 白紹良, 王 崢, 等. 考慮軸壓比影響的鋼筋混凝土框架內(nèi)節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 重慶建筑大學(xué)學(xué)報(bào), 2000, 22(s1): 60-66.

[3] 傅劍平, 張 川, 陳 滔, 等. 鋼筋混凝土抗震框架節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理及軸壓比影響的試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2006, 27(3): 67-77.

[4] 朱敬鋒, 于志軍, 于德湖. 框架砼柱軸壓比限值的研究[J]. 青島理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 28(6): 26-30.

[5] Masi A, Santarsiero G, Lignola G P, et al. Study of the seismic behavior of external RC beam-column joints through experimental tests and numerical simulations[J]. Engineering Structures, 2013, 52: 207-219.

[6] 代筠杰. 高性能鋼筋混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2013.

[7] 劉文鋒, 王來其, 高彥強(qiáng), 等. 高強(qiáng)鋼筋混凝土框架抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2014, 47(11): 64-74.

[8] GB 50010-2010, 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

[9] GBT 228.1-2010, 金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分: 室溫試驗(yàn)方法[S].

[10]JGJ 101-96, 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].

[11]Jin L, Du X L, Li D, et al. Seismic behavior of RC cantilever beams under low cyclic loading and size effect on shear strength: An experimental characterization[J]. Engineering Stuctures, 2016, 122: 93-107.

[12]Fan G, Song Y. Effect of axial compression ratio on dynamic mechanical properties of RC beam-column joints[J]. Magazine of Concrete Research, 2014, 66(23): 1219-1236.

[13]呂西林, 郭子雄, 王亞勇. RC框架梁柱組合件抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建 筑 結(jié) 構(gòu) 學(xué) 報(bào), 2001, 22(1): 2-7.