新型疊合柱-混凝土梁中節(jié)點受力性能研究

凌育洪 廖昊鵬 胥競航 周靖 方小丹，4?

（1.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東 廣州 510640；2.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640；3.中新國際聯(lián)合研究院，廣東 廣州 510640；4.華南理工大學(xué)建筑設(shè)計研究院有限公司，廣東 廣州 510640）

鋼管混凝土疊合柱是一種承載能力高、抗震性能優(yōu)越、施工方便快捷，且防火、防銹蝕能力好的豎向構(gòu)件，常應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)。由于現(xiàn)有鋼筋混凝土梁-疊合柱節(jié)點構(gòu)造復(fù)雜、施工不便，很大程度制約著疊合柱的推廣應(yīng)用?；炷亮毫憾思袅Φ膫鬟f沒有困難，節(jié)點構(gòu)造的關(guān)鍵在于梁端受拉縱筋拉力的傳遞。聶建國等［1］和譚文勇［2］對不同外加強(qiáng)環(huán)形式的疊合柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點構(gòu)件進(jìn)行研究，結(jié)果表明增設(shè)外加強(qiáng)環(huán)的結(jié)構(gòu)具備良好的力學(xué)性能。周穎等［3］提出一種鋼管混凝土疊合柱環(huán)梁節(jié)點，并對節(jié)點的破壞模式、承載力進(jìn)行研究，結(jié)果表明環(huán)梁節(jié)點在概念上正確可行，合理的節(jié)點設(shè)計使構(gòu)件具有良好的延性。趙劍［4］對鋼管混凝土疊合柱-混凝土梁節(jié)點的滯回性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明此類節(jié)點具有良好的抗震性能，影響該類節(jié)點滯回性能的關(guān)鍵因素為柱軸壓比和梁的抗彎承載力。Ma等［5］針對4種形式的鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點的抗震性能進(jìn)行研究，試驗觀察到4種形式的節(jié)點均具有良好的抗震性能?，F(xiàn)有對鋼管混凝土疊合柱-混凝土梁節(jié)點的研究大多沒有考慮樓板的貢獻(xiàn)，實際上樓板的存在會對節(jié)點性能產(chǎn)生影響。錢煒武［6］對帶樓板的鋼管混凝土疊合柱-鋼梁節(jié)點的抗震性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明樓板會影響核心區(qū)剪力的傳遞，樓板的存在可以有效地將梁端荷載傳遞到核心區(qū)管外混凝土，提高核心區(qū)初始抗剪剛度。鄭穌庭［7］進(jìn)行了4個鋼管混凝土疊合柱-鋼梁連接節(jié)點的滯回試驗，結(jié)果表明節(jié)點的滯回曲線較為飽滿，柱軸壓比、梁柱抗彎承載力比以及節(jié)點處有無樓板對節(jié)點承載力有較大影響。Liao等［8］研究了帶樓板的鋼管混凝土疊合柱-鋼梁節(jié)點，結(jié)果表明這兩種節(jié)點在往復(fù)荷載下傳力可靠，樓板的存在提高了節(jié)點的極限承載能力。

由于規(guī)范對鋼筋混凝土梁縱向鋼筋在框架柱內(nèi)的直錨段有最小長度要求，現(xiàn)有的節(jié)點形式均有各自特點。環(huán)梁節(jié)點［9］具有良好的延性與耗能能力，通過合理的設(shè)計可實現(xiàn)“強(qiáng)節(jié)點、弱構(gòu)件”，梁縱筋在環(huán)梁中的有效錨固使節(jié)點內(nèi)力能可靠傳遞，節(jié)點的良好延性與受力性能證明環(huán)梁節(jié)點安全可行。加勁短鋼梁與加強(qiáng)環(huán)板的組合可以使塑性鉸遠(yuǎn)離節(jié)點核心區(qū)，提升了試件的極限承載能力；廖飛宇等［10］基于對此節(jié)點形式的研究發(fā)現(xiàn)，由于鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移，導(dǎo)致滯回曲線捏攏，說明確保鋼管混凝土疊合柱-混凝土梁節(jié)點的梁縱筋在柱內(nèi)的錨固對于節(jié)點性能非常重要。馬丹陽［11］提出了3種節(jié)點構(gòu)造形式：翅片（節(jié)點區(qū)內(nèi)鋼管從上至下焊接的一塊鋼片，用于與部分梁縱筋進(jìn)行焊接）節(jié)點可以提升核心區(qū)抗剪承載力，套筒、環(huán)板節(jié)點可以提升施工速度。梁縱筋與外加強(qiáng)環(huán)焊接［12］、鋼管開洞與焊接加強(qiáng)板［13-15］等節(jié)點形式雖然會導(dǎo)致現(xiàn)場焊接工作量有所增加，但能保證梁縱筋錨固可靠。

從前述鋼管混凝土疊合柱-混凝土梁節(jié)點構(gòu)造來看，大都存在構(gòu)造復(fù)雜、現(xiàn)場焊接施工量大、混凝土澆搗困難等缺點。本研究提出一種施工便捷的節(jié)點構(gòu)造，柱內(nèi)增設(shè)兩道位于鋼管外側(cè)、梁柱節(jié)點混凝土區(qū)域內(nèi)的上、下環(huán)形鋼筋，梁縱筋端部分別以卡扣（型）、彎折（L型以及型）的形式與柱內(nèi)的環(huán)筋連接錨固。3種形式的連接無需在鋼管壁開洞，且鋼管外無需焊接環(huán)板、鋼牛腿等與梁縱筋連接的附加板件，由柱內(nèi)環(huán)筋傳遞、平衡框架梁縱筋的拉力。3種連接構(gòu)造如圖1所示。采用卡扣型連接時，梁縱筋端部焊接一段長度為5d的同直徑短鋼筋（d為梁縱筋直徑）；采用彎折L型彎折連接時，梁縱筋在柱中環(huán)筋內(nèi)側(cè)彎折成L形，彎折長度不小于20d且在端部焊接長度為5d的短鋼筋；采用型彎折連接時，梁面筋、底筋為一個整體，不截斷。

圖1 節(jié)點連接構(gòu)造示意Fig.1 Schematic diagram of joint construction

基于“強(qiáng)節(jié)點、弱構(gòu)件”的設(shè)計原則，為保障疊合柱中環(huán)筋始終維持較大剛度，環(huán)筋面積Ash與梁受拉縱筋面積Ask有如下關(guān)系［16］：

其中，fyk為梁縱筋屈服強(qiáng)度，fyh為柱中環(huán)筋屈服強(qiáng)度，k為柱中環(huán)筋面積的取值系數(shù)（文中節(jié)點試件k取0.6）。

本研究重點介紹5個中間節(jié)點試件的單調(diào)靜力加載試驗結(jié)果，考察節(jié)點試件的裂縫分布及發(fā)展、破壞形態(tài)、承載力以及延性，揭示梁縱筋錨固構(gòu)造的傳力機(jī)制，并且進(jìn)行試驗仿真模擬分析。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試件參數(shù)見表1，試件尺寸及配筋構(gòu)造見圖2，鋼筋骨架見圖3，各節(jié)點的詳細(xì)構(gòu)造見圖4。

圖4 節(jié)點構(gòu)造示意圖（單位：mm）Fig.4 Schematic diagram of the joint（Unit：mm）

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

圖2 試件尺寸及配筋構(gòu)造（單位：mm）Fig.2 Dimension and reinforcement details of test specimens（Unit：mm）

圖3 成型鋼筋骨架Fig.3 Details of finished reinforcement skeleton

1.2 試件制作及材性試驗

箍筋與鋼管壁上的抗剪環(huán)筋采用HPB300鋼筋，其他均采用HRB400鋼筋。鋼管內(nèi)混凝土等級為C60，梁和鋼管外混凝土等級為C40?；炷翉?qiáng)度和鋼材強(qiáng)度按照標(biāo)準(zhǔn)方法確定（其中鋼筋的彈性模量為2.0×105N/mm2），結(jié)果如表2、表3所示。

表2 混凝土強(qiáng)度Table 2 Concrete strength N/m m2

表3 鋼材強(qiáng)度Table 3 Steel strength N/mm2

1.3 加載裝置及加載制度

試驗加載裝置如圖5所示，柱底為固定鉸支座，柱頂為活動鉸支座。為提高構(gòu)件穩(wěn)定性，在柱頂端設(shè)置水平約束支撐。采用液壓千斤頂對柱施加1690kN的柱頂恒定荷載（軸壓比0.3）；MTS電伺服作動器施加水平荷載（左梁向上加載，右梁向下加載）。加載制度如圖6所示，全程采用位移控制，試件屈服前每級位移控制為2 mm，屈服后每級位移控制為4 mm。當(dāng)試件發(fā)生嚴(yán)重?fù)p壞或測試荷載下降到峰值荷載Pm的85%以下時，認(rèn)定試件被破壞，停止加載。

圖5 試驗裝置Fig.5 Test device

圖6 位移控制加載Fig.6 Displacement controlled loading

1.4 測點布置及量測方案

量測加載過程梁柱縱筋和箍筋的應(yīng)變、梁端位移、柱中環(huán)筋應(yīng)變；記錄梁柱裂縫的開展、混凝土損傷和試件破壞的特征點。所有試件的應(yīng)變片測點一致，以JK-2為例，應(yīng)變片布置如圖7所示。在距柱軸線和梁軸線300 mm處安裝位移計來測節(jié)點處梁柱相對轉(zhuǎn)角，位移計布置如圖8所示。

圖7 應(yīng)變片布置示意圖Fig.7 Diagram of arrangement for strain gauge

圖8 位移計布置示意圖Fig.8 Diagram of displacement meter layout

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試件破壞過程及破壞形態(tài)

5個試件的破壞過程類似，均為梁端截面的彎曲破壞。以JK-1為例，試件在加載前期處于彈性階段，荷載-位移曲線呈線性增長；位移增加至2mm時，左右梁受拉區(qū)出現(xiàn)第一條裂縫，裂縫寬度約0.02 mm，最大長度約18 cm，此時左梁荷載為14.5kN，右梁荷載為15.6kN；位移達(dá)到12mm時，梁受拉縱筋最大應(yīng)變?yōu)?380×10-6，試件的荷載-位移曲線開始出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，可以認(rèn)為試件屈服，此時左梁位移為12.1 mm、荷載為46.6 kN，右梁位移為10.8mm、荷載為43.5kN。試件屈服后每級位移增至4mm；位移增加到36mm時，右梁根部受壓區(qū)混凝土保護(hù)層發(fā)生水平裂縫，梁受拉區(qū)最大裂縫寬度達(dá)到2.5mm；位移增加到54mm時，左右梁根部受壓區(qū)混凝土壓潰、剝落，此時梁受拉區(qū)最大裂縫寬度約為5 mm。位移增加到110 mm時，左右梁的荷載-位移曲線均出現(xiàn)峰值，此時左梁位移為107.8mm、荷載為64.3 kN，右梁位移為111.9 mm、荷載為61.6 kN。最終位移達(dá)到130 mm，荷載降至峰值的85%以下時，認(rèn)定試件破壞。圖9為試件JK-1破壞過程，試驗自加載開始至結(jié)束，未觀察到梁縱筋與柱中環(huán)筋發(fā)生滑移脫落，表明卡扣錨固良好，連接構(gòu)造安全可靠。

圖9 試件JK-1破壞過程Fig.9 Failure process of test specimen JK-1

所有試件的破壞過程都是相似的，均為梁端截面的受彎破壞。破壞的過程如下：隨著荷載的不斷增大，梁端彎矩隨之增大，拉區(qū)混凝土達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度后出現(xiàn)裂縫，梁受拉縱筋達(dá)到屈服后，試件發(fā)生名義屈服；梁受壓區(qū)混凝土開始受壓開裂，直至壓碎剝落；荷載達(dá)到峰值后，節(jié)點承載力開始下降，最終發(fā)生破壞。5個試件的最終破壞形態(tài)如圖10所示。與梁連接的柱表面發(fā)生開裂的原因是由于試件沒有樓板的約束，環(huán)筋受拉向外凸出，帶動柱縱筋、箍筋向外變形而使柱混凝土保護(hù)層受拉開裂。特別的是JK-4與JK-5節(jié)點區(qū)柱表面混凝土保護(hù)層開裂嚴(yán)重，裂縫數(shù)量較多。

圖10 試件最終破壞形態(tài)Fig.10 Final failure diagram of test specimens

2.2 荷載-位移曲線

在試驗過程中觀察確定開裂位移（Δcr）和開裂荷載（Pcr），使用屈服彎矩法確定屈服位移（Δy）和屈服荷載（Py），定義從峰值下降到85%時的荷載為極限荷載（Pu），對應(yīng)位移為極限位移（Δu）。各試件的特征點位移及荷載如表4所示，各試件的荷載-位移曲線如圖11所示。

表4 試件特征點荷載和位移Table 4 Characteristic loads and displacements of specimens

由圖11可見，加載初期試件處于彈性階段；隨著位移增大，試件進(jìn)入屈服階段，剛度下降；承載力在達(dá)到峰值前試件有較充分的塑性發(fā)展段；達(dá)到峰值后開始下降，最終試件發(fā)生破壞。5個試件的荷載-位移曲線反映出來的受力特征與普通RC梁柱節(jié)點的受力特征相近，新型節(jié)點構(gòu)造錨固可靠。

圖11 各試件的荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curve of test specimens

由于試件被測試時處于豎直狀態(tài)，左右梁加載方向不同，受到混凝土梁以及加載端厚鋼板自重的影響，在同位移等級下每個試件左右梁上對應(yīng)荷載存在差異。

由圖11可知，5組試件的荷載-位移曲線基本一致，表明3種節(jié)點具有類似的傳力機(jī)理，較長的塑性變形階段表明3種節(jié)點均具有良好的延性。

由圖11（c）、11（d）可知，試件發(fā)生屈服后，在相同的位移下JK-2對應(yīng)的荷載值比JK-1稍大，表明節(jié)點域配箍率越大，節(jié)點的承載能力略微提高。對于JK-2、JK-3，兩條曲線較為接近，均未發(fā)生錨固失效，表明節(jié)點設(shè)計時焊接短鋼筋長度可以取4倍縱筋直徑。

2.3 轉(zhuǎn)角和延性

把加載點位移（Δ）與加載點到柱側(cè)面最短距離（H）的比值定義為梁旋轉(zhuǎn)角度（θ），即θ=Δ/H；延性系數(shù)μ是衡量節(jié)點變形能力的重要參數(shù)。位移延性系數(shù)為極限位移Δu與屈服位移Δy之比，即μ=Δu/Δy。最終破壞時5個試件的轉(zhuǎn)角與延性系數(shù)如表5所示。

表5 轉(zhuǎn)角和延性系數(shù)Table 5 Drift ratio and ductility factor

由5個試件的荷載-位移曲線可知，承載力達(dá)到峰值前，混凝土梁均經(jīng)過較長一段塑性變形。比較5個試件的延性系數(shù)和轉(zhuǎn)角可得：各試件轉(zhuǎn)角平均值均大于1/11，遠(yuǎn)高于規(guī)范的限值1/125；3種錨固構(gòu)造中，節(jié)點的延性系數(shù)均大于普通RC梁柱節(jié)點的延性系數(shù)3；節(jié)點錨固構(gòu)造、節(jié)點域配箍率及焊接短鋼筋長度都對延性系數(shù)、轉(zhuǎn)動角度影響不大，5個試件均有良好的延性和變形能力。

2.4 應(yīng)變分析

左右梁的受拉縱筋與受拉、受壓環(huán)筋的荷載-應(yīng)變曲線如圖12所示。由圖12（a）和圖12（b）可以得出受拉縱筋屈服時的應(yīng)變約為2 000×10-6～2 500×10-6，可以得出，所有試件的梁縱筋都能在構(gòu)件屈服、破壞前達(dá)到屈服。

將圖12（c）、12（d）和圖12（a）、12（b）比較后可知，所有試件的受拉側(cè)柱中環(huán)筋都在梁縱筋屈服后達(dá)到屈服或者接近屈服。

圖12 鋼筋的荷載-應(yīng)變曲線Fig.12 Load-strain curve of reinforcement

由圖12（e）和圖12（f）可知，受壓側(cè)環(huán)筋的荷載-應(yīng)變曲線未呈現(xiàn)規(guī)律且壓應(yīng)變小，這是因為受壓側(cè)環(huán)筋受到的壓力小。

3 試驗仿真模擬

3.1 模型建立

在試驗結(jié)果基礎(chǔ)上，采用ABAQUS建立仿真模型分析。采用混凝土損傷塑性本構(gòu)模型，鋼筋選取雙折線模型?；炷敛捎肅3D8R八節(jié)點三維實體單元；鋼筋采用T3D2三維桁架兩節(jié)點單元；鋼管采用S4R薄殼單元。

鋼筋骨架與混凝土的約束方式選用Embedded模式，忽略鋼筋與混凝土之間的相對滑移；鋼管與內(nèi)外混凝土采用“硬接觸”定義界面的法向接觸關(guān)系；切向接觸關(guān)系采用“庫倫摩擦”模型模擬鋼管于混凝土之間的粘結(jié)滑移關(guān)系，如圖13。考慮到收斂性、計算的精度和效率，對節(jié)點核心區(qū)混凝土、鋼筋、鋼管的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。型節(jié)點經(jīng)過簡化處理后，不考慮焊接在縱筋端部的短鋼筋長度。

圖13 庫倫摩擦模型Fig.13 Coulomb friction model

3.2 模擬結(jié)果分析

圖14 試件JK-1的混凝土主壓應(yīng)力云圖Fig.14 Principal compressive stress of concrete for test specimen JK-1

圖15 試件JK-1的鋼材Mises應(yīng)力云圖Fig.15 Steel Mises stress for test specimen JK-1

圖16 試件JK-1的模型節(jié)點變形圖Fig.16 Diagram of node deformation for test specimen JK-1

由上圖可知，梁根部受壓區(qū)處出現(xiàn)混凝土的最大主壓應(yīng)力，與試驗結(jié)果相符；左右梁的柱中環(huán)筋受拉側(cè)明顯受到較大拉應(yīng)力。另外，節(jié)點區(qū)的柱箍筋有較為明顯的拉應(yīng)力，表明柱箍筋在加載過程中會受到來自混凝土梁的拉力作用，產(chǎn)生向外變形，與試驗現(xiàn)象一致。受壓側(cè)環(huán)筋沒有拉應(yīng)力。

試件JK-1、JK-2、JK-4、JK-5承載力試驗值與模擬分析值的對比如表6所示，試驗與模擬分析的荷載-位移曲線如圖18所示。由表6、圖18可得，模擬分析結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合，兩者最大承載力誤差均不超過7%。對比3種節(jié)點構(gòu)造的模擬結(jié)果，發(fā)現(xiàn)不同節(jié)點構(gòu)造的最大承載力沒有明顯差異?？傮w上，力學(xué)模型若能進(jìn)行合理的參數(shù)選取，仿真模擬反映的節(jié)點受力性能是可信的。

圖18 試驗與模擬的荷載-位移曲線比較Fig.18 Comparison of load-displacement curves between test results and simulation results

表6 最大承載力試驗值與分析值比較Table 6 Comparison of bearing-capacity between test values and analysis values

3.3 參數(shù)化分析

在JK-1數(shù)值模擬分析基礎(chǔ)上，對節(jié)點的靜力性能進(jìn)行參數(shù)化分析。主要影響參數(shù)包括：有無樓板以及樓板配筋率、節(jié)點域配箍率。

（1）有無樓板以及樓板配筋率

有無樓板以及不同樓板配筋率情況下的荷載-位移曲線如圖19所示。由圖19可知，因為加載方向不同，樓板對左梁受拉側(cè)承載力幾乎沒有貢獻(xiàn)，而顯著提升右梁的承載力，且隨著樓板配筋率的增大，節(jié)點承載能力與初始剛度增大，樓板配筋率由0.42%提高到1.67%，節(jié)點極限承載力提高了約35%。

圖19 有無樓板及不同樓板配筋率情況下的荷載-位移曲線Fig.19 Load-displacement curves with and without slab and with different slab reinforcement ratios

（2）節(jié)點域配箍率

不同節(jié)點域配箍率（配箍率分別為0.6%、0.9%、1.2%、1.6%、2.1%）下的荷載-位移曲線如圖20所示，節(jié)點域配箍率為2.1%時的極限承載力比節(jié)點域配箍率為0.6%時僅提高7.7%。不同節(jié)點域配箍率試件的荷載-位移曲線發(fā)展規(guī)律幾乎一致，承載力隨著配箍率增大而略微提高，因此合理地選擇節(jié)點域箍筋間距能兼?zhèn)涑休d力與施工的便捷。

圖20 不同節(jié)點域配箍率下的荷載-位移曲線Fig.20 Load-displacement curves under different hoop ratios in nodal domain

4 結(jié)論

圍繞新型鋼管混凝土疊合柱-混凝土梁中間節(jié)點，制作5個中間節(jié)點試件并進(jìn)行梁端單調(diào)加載試驗研究，得到如下結(jié)論：

（1）此新型節(jié)點形式環(huán)筋置于疊合柱內(nèi)部，不占據(jù)外部空間，且現(xiàn)場焊接工作量少，不影響管外混凝土的澆筑，施工方便。

（2）5組試件最終破壞形式均為梁端截面彎曲破壞，加載全程中縱筋與環(huán)筋錨固連接可靠。破壞形態(tài)主要表現(xiàn)：梁受拉縱筋先于柱中環(huán)筋屈服，梁受壓區(qū)混凝土壓碎。

（3）5組試件均具有良好的變形能力與延性，3種形式的節(jié)點錨固構(gòu)造均可行；節(jié)點域配箍率越高，承載力越大。

（4）仿真模擬結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合，最大承載力的最大誤差不超過7%，表明數(shù)值模擬結(jié)果可信。

（5）柱中環(huán)筋受集中拉力的作用向外變形，導(dǎo)致節(jié)點區(qū)柱面混凝土保護(hù)層開裂，表明有必要改進(jìn)環(huán)筋的構(gòu)造以限制其變形。