新型疊合柱-混凝土梁邊節(jié)點(diǎn)的受力性能試驗(yàn)研究

凌育洪 溫新貴 鄭文麗 方小丹 周靖

(1.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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.華南理工大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣東 廣州 510640)

鋼管混凝土疊合柱因其承載力高、抗震性能好、施工便捷，且防銹、防腐及防火處理成本低而廣泛應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)。鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土(RC)樓蓋是目前應(yīng)用較廣泛的結(jié)構(gòu)形式。由于混凝土梁端縱筋的錨固受柱中鋼管的阻擋，使混凝土梁-疊合柱節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造較為復(fù)雜。程文瀼等[1]進(jìn)行了3種開(kāi)孔方式的鋼管混凝土疊合柱-RC梁節(jié)點(diǎn)的滯回試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，采用內(nèi)鋼管開(kāi)穿筋小圓孔的節(jié)點(diǎn)試件力學(xué)性能最好。Ma等[2]對(duì)鋼管混凝土疊合柱-RC梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行滯回試驗(yàn)，得到了4種典型破壞模式，并對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。廖飛宇等[3]采用有限元模型模擬了組合節(jié)點(diǎn)的滯回試驗(yàn)并分析其破壞機(jī)理。李惠等[4]首先提出了一種鋼翅加強(qiáng)鋼管混凝土疊合柱-RC梁節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式，對(duì)其工作機(jī)理和極限承載力計(jì)算方法進(jìn)行了深入研究。聶建國(guó)等[5]和譚文勇[6]試驗(yàn)研究了鋼管混凝土疊合柱-RC梁加強(qiáng)鋼環(huán)節(jié)點(diǎn)的抗震性能，提出了可行的構(gòu)造措施。周穎等[7]提出鋼管混凝土疊合柱-RC環(huán)梁節(jié)點(diǎn)形式，通過(guò)節(jié)點(diǎn)試件的抗震滯回試驗(yàn)證實(shí)了其可行性。錢(qián)稼茹等[8]進(jìn)行了鋼管混凝土疊合柱-RC梁節(jié)點(diǎn)試件的抗震滯回性能試驗(yàn)，探索了節(jié)點(diǎn)域核心區(qū)混凝土剪切破壞機(jī)理和強(qiáng)化措施。Liao等[9]提出在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用加強(qiáng)環(huán)板與鋼管連接的構(gòu)造，并在梁端設(shè)置加勁短鋼梁實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移，通過(guò)試驗(yàn)證實(shí)了梁端荷載的有效傳遞。Raj等[10]也提出了在接頭處提供鋼環(huán)形式的連接件進(jìn)行連接的節(jié)點(diǎn)。陳文浩[11]提出了一種新型的穿筋節(jié)點(diǎn)連接的形式，通過(guò)有限元ABAQUS研究其力學(xué)性能，證實(shí)其了優(yōu)點(diǎn)。井彥青等[12]和黃昌靛等[13]對(duì)華潤(rùn)中心塔樓中的鋼管混凝土疊合柱-RC梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了分析，研究其可行性。目前，江珊[14]對(duì)預(yù)制鋼管混凝土疊合柱-RC梁裝配式節(jié)點(diǎn)的抗震性能也展開(kāi)了研究，證實(shí)該類(lèi)型節(jié)點(diǎn)具有廣泛應(yīng)用的價(jià)值。

本研究對(duì)鋼管混凝土疊合柱-RC梁邊節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。制作6個(gè)節(jié)點(diǎn)縮尺模型試件，進(jìn)行節(jié)點(diǎn)梁受彎單調(diào)加載試驗(yàn)，考察節(jié)點(diǎn)試件的裂縫分布及發(fā)展、變形、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。

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及其優(yōu)點(diǎn)

(a)型連接構(gòu)造

(b)L型連接構(gòu)造

(c)型連接構(gòu)造圖1 節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of joint construction

為確保強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件的抗震構(gòu)造要求，在柱中環(huán)筋滿足剛性圓環(huán)的前提下，柱中環(huán)筋面積Ash與梁受拉縱筋面積Ask需滿足式(1)所示的關(guān)系：

(1)

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

試件中除了箍筋、抗剪環(huán)筋和特別說(shuō)明采用HPB300鋼筋外，其他鋼筋均采用HRB400鋼筋，鋼管采用20#鋼。鋼管內(nèi)采用C60混凝土，鋼管外和混凝土梁為C40混凝土。按照標(biāo)準(zhǔn)方法[15- 16]確定混凝土和鋼材的強(qiáng)度，見(jiàn)表2和表3，其中鋼筋的彈性模量為2.0×105N/mm2。

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

(a)整體構(gòu)件尺寸及配筋

(b)梁、柱構(gòu)件尺寸及配筋圖2 試件尺寸及配筋構(gòu)造(單位：mm)Fig.2 Dimension and reinforcement details of specimens(Unit：mm)

(a)型構(gòu)造

(b)L型構(gòu)造 (c)型構(gòu)造圖3 成型鋼筋骨架Fig.3 Finished reinforcement skeleton

(a)試件J- 1、J- 2、J- 3的構(gòu)造

(b)試件J- 4、J- 5的構(gòu)造

(c)試件J- 6的構(gòu)造圖4 梁縱筋錨固詳細(xì)構(gòu)造Fig.4 Details of beam longitudinal reinforcement anchorage construction

表2 混凝土強(qiáng)度Table 2 Concrete strength N/mm2

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

2.2 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖5所示，邊節(jié)點(diǎn)試件的疊合柱平臥，RC梁豎直放置進(jìn)行試驗(yàn)加載。疊合柱水平向通過(guò)限位千斤頂固定于反力架之間，豎直向通過(guò)地錨螺栓固定在試驗(yàn)平臺(tái)上。RC梁加載端通過(guò)鋼板-螺栓與電伺服作動(dòng)器(MTS)固接，施加水平單調(diào)荷載。液壓千斤頂對(duì)柱端施加水平軸壓力，恒定控制軸力為1 690 kN。MTS作動(dòng)器采集梁端水平荷載，靜態(tài)測(cè)試系統(tǒng)采集位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)。采用力-位移控制，如圖6所示。其中，P為荷載，t為時(shí)間，Py和ty分別對(duì)應(yīng)屈服荷載和所對(duì)應(yīng)的時(shí)間，Pm為極限荷載，Δy為屈服荷載，Δm為加載的最大荷載，nΔy為n倍屈服荷載，Δu為破壞荷載。試件屈服前采用荷載控制，屈服后采用位移控制，位移增量為梁肢屈服位移的倍數(shù)。當(dāng)測(cè)試荷載下降到峰值荷載的80%以下或試件發(fā)生嚴(yán)重破壞時(shí)停止加載。

(a)加載裝置示意圖

(b)加載裝置現(xiàn)場(chǎng)圖圖5 試驗(yàn)裝置Fig.5 Test-up

圖6 單調(diào)加載制度Fig.6 Monotone loading history

圖7 位移計(jì)布置示意圖(單位：mm)Fig.7 Arrangement of displacement meters(Unit：mm)

(a)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)變片布置

(b)1—1剖面應(yīng)變片布置圖8 應(yīng)變片布置示意圖Fig.8 Schematic diagram of arrangement for strain gauge

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

各試件破壞現(xiàn)象基本類(lèi)似，均為梁根部的彎曲破壞，以試件J- 1為例說(shuō)明破壞過(guò)程。加載初期，試件基本處于線彈性狀態(tài)，荷載-位移曲線接近線性。當(dāng)荷載達(dá)到20 kN時(shí)，梁受拉區(qū)距根部30 cm范圍內(nèi)出現(xiàn)兩條水平彎曲裂縫，裂縫寬約0.02 mm；隨著荷載增加，裂縫寬度及長(zhǎng)度皆有所增加，分布擴(kuò)大，原有裂縫擴(kuò)張；當(dāng)荷載達(dá)到45.3 kN時(shí)，量測(cè)到梁縱筋微應(yīng)變(με)達(dá)到2 900，荷載位移曲線開(kāi)始出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，判定試件屈服，屈服位移為8.3 mm，此時(shí)柱中環(huán)筋最大微應(yīng)變(με)約800。此后轉(zhuǎn)向位移控制加載。當(dāng)梁端位移達(dá)到37 mm時(shí)，最大裂縫寬度達(dá)到4 mm，此時(shí)梁受壓區(qū)混凝土保護(hù)層開(kāi)始剝落。當(dāng)梁端位移達(dá)到110 mm時(shí)，最大裂縫寬度達(dá)到 10 mm，峰值荷載達(dá)到57.5 kN。峰值荷載后繼續(xù)加載，裂縫繼續(xù)發(fā)展，受壓區(qū)混凝土繼續(xù)剝離。當(dāng)加載位移達(dá)到140 mm時(shí)，柱面出現(xiàn)一條很短的裂縫。加載位移至146 mm時(shí)，承載力降至峰值荷載85%以下，認(rèn)定試件破壞，RC梁的最終破壞形式為梁根部的彎曲破壞。試件J- 1破壞過(guò)程如圖9所示，未觀察或量測(cè)到RC梁的梁縱筋和柱中環(huán)筋發(fā)生滑移脫落情況，縱筋屈服和混凝土壓碎之前未出現(xiàn)被拔出而應(yīng)變突變現(xiàn)象，表明連接錨固構(gòu)造可行。

(a)試件J- 1的破壞過(guò)程特征點(diǎn)

(b)特征點(diǎn)對(duì)應(yīng)的破壞形態(tài)圖9 試件J- 1破壞過(guò)程Fig.9 Failure process of specimen J- 1

所有試件主要的損傷和失效演化過(guò)程可總結(jié)如下：梁受拉區(qū)首先出現(xiàn)水平裂縫，梁縱筋屈服后不久試件整體名義屈服，裂縫分布擴(kuò)大，裂縫寬度增大，柱中環(huán)筋應(yīng)變相對(duì)滯后于梁縱筋應(yīng)變的發(fā)展。隨后混凝土保護(hù)層開(kāi)始剝離，峰值荷載后承載力下降，最終破壞時(shí)塑性鉸區(qū)裂縫密集，最大裂縫寬度達(dá)到18 mm，鋼筋可見(jiàn)，受壓區(qū)混凝土劈裂但未被完全壓碎，最終呈現(xiàn)梁根部彎曲破壞形態(tài)。上述結(jié)果說(shuō)明梁端縱筋錨固可靠，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造可行。

試件J- 2-J- 6整體上破壞過(guò)程和破壞形態(tài)與試件J- 1類(lèi)似，6個(gè)試件的最終破壞形態(tài)如圖10所示。特別的是，在梁縱筋屈服之后，由于梁端位移加載過(guò)大(均在11 mm之后)，核心區(qū)柱面出現(xiàn)或多或少的裂縫，裂縫寬度很小，約為0.1 mm。其中試件J- 4-J- 6的柱裂縫較多(見(jiàn)圖11)，原因是節(jié)點(diǎn)模型試件不帶樓板，柱中環(huán)筋已不能維持圓形的剛性環(huán)，在拉力作用下與梁縱筋連接部位外凸變形(見(jiàn)圖12)。圖中F1和F2為構(gòu)件所受力。試件J- 1-J- 3的柱縱筋及箍筋隨環(huán)筋的外凸變形而受拉，使得柱表面產(chǎn)生裂縫；試件J- 4-J- 6除此之外，梁受拉縱筋彎折段的拉力也隨環(huán)筋的外凸變形而增大，因此，柱表面裂縫進(jìn)一步向柱受拉側(cè)以下部位發(fā)展。

圖10 試件最終破壞圖Fig.10 Final failure diagram of specimen

圖11 試件J- 4-J- 6梁柱交界面裂縫圖Fig.11 Fracture diagram of specimen J- 4-J- 6 beam-column interface

圖12 柱中環(huán)筋變形示意圖Fig.12 Schematic diagram of column inner ring bar deformation

3.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖13所示，特征點(diǎn)荷載及位移見(jiàn)表4。其中開(kāi)裂荷載(Pcr)和開(kāi)裂位移(Δcr)在試驗(yàn)過(guò)程中觀察確定；屈服荷載(Py)和屈服位移(Δy)使用Park法[17]確定，極限荷載(Pu)定義為峰值下降到85%時(shí)的荷載，相應(yīng)位移為極限位移(Δu)。荷載-位移曲線特征如下：

表4 試件特征點(diǎn)荷載和位移1)Table 4 Characteristic loads and displacements of specimens

(4)由圖13(c)可知，試件J- 1和試件J- 3的荷載-位移曲線非常接近，發(fā)展規(guī)律一致。從開(kāi)始加載至極限破壞，均未發(fā)生錨固失效，說(shuō)明焊接短鋼筋長(zhǎng)度取錨固縱筋直徑的4倍滿足錨固要求。但試件數(shù)量少，尚有優(yōu)化焊接短鋼筋長(zhǎng)度的構(gòu)造需求。

(a)節(jié)點(diǎn)形式及鋼筋強(qiáng)度的影響

(b)跨高比的影響

(c)焊接短鋼筋長(zhǎng)度的影響圖13 荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves

3.3 轉(zhuǎn)角和延性

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

3.4 應(yīng)變分析

圖14(a)示出了試件梁受拉縱筋的荷載-應(yīng)變曲線。鋼筋屈服時(shí)微應(yīng)變(με)約為1 700～2 000，試件屈服時(shí)鋼筋最大微應(yīng)變(με)達(dá)到2 300～3 000。

圖14(b)示出了試件柱中環(huán)筋的荷載-應(yīng)變曲線。除試件J- 6外，其他試件柱中環(huán)筋在梁縱筋受拉屈服時(shí)未達(dá)屈服，在梁縱筋進(jìn)入強(qiáng)化段后達(dá)到屈服或接近屈服。由于梁端已開(kāi)裂，且裂縫寬度達(dá)10～18 mm，表明梁縱筋雖然沒(méi)有發(fā)生錨固失效，但由于節(jié)點(diǎn)模型試件不帶樓板，柱中環(huán)筋已不能維持圓形的剛性環(huán)，與梁縱筋連接部位有外凸變形現(xiàn)象(見(jiàn)圖12)，所受拉力變大，應(yīng)變快速增長(zhǎng)。試件J- 6柱中環(huán)筋所受的拉應(yīng)變比其他試件小，其原因是試件J- 6梁縱筋強(qiáng)度低，傳遞給環(huán)筋的力相對(duì)較小。

圖14(c)示出了試件梁截面受壓側(cè)柱中環(huán)筋的荷載-應(yīng)變曲線。受壓時(shí)環(huán)筋壓應(yīng)變小，這是因?yàn)榄h(huán)筋受到的壓力小。柱中環(huán)筋只在梁縱筋受拉時(shí)有拉力作用。

(a)梁受拉縱筋荷載-應(yīng)變曲線

(b)柱中受拉環(huán)筋荷載-應(yīng)變曲線

(c)柱中受壓環(huán)筋荷載-應(yīng)變曲線

圖14 鋼筋荷載-應(yīng)變曲線Fig.14 Load-strain curves of reinforcement

4 試驗(yàn)仿真模擬

4.1 模型建立

采用ABAQUS軟件對(duì)試件試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行仿真模擬，為后續(xù)分析做基礎(chǔ)?；炷敛牧喜捎没炷翐p傷塑性本構(gòu)模型，鋼管采用理想彈塑性本構(gòu)模型，鋼筋采用雙折線本構(gòu)模型。綜合考慮各種單元的特點(diǎn)和材料實(shí)際的特性，混凝土采用C3D8R單元，鋼筋采用只能受拉或受壓的T3D2單元，鋼管壁相較于試件其厚度作用可忽略，采用S4R單元。

圖15 庫(kù)倫摩擦模型Fig.15 Coulomb friction model

4.2 模擬結(jié)果分析

圖16 試件 J- 1的混凝土主壓應(yīng)力云圖Fig.16 Cloud atlas of principal compressive stress of concrete for the specimen J- 1

圖17 試件J- 1的鋼材Mises應(yīng)力云圖Fig.17 Cloud atlas of steel Mises stress for the specimen J- 1

(a)L型構(gòu)造鋼筋的Mises應(yīng)力云圖

(b)型構(gòu)造鋼筋的Mises應(yīng)力圖圖18 鋼筋Mises應(yīng)力云圖Fig.18 Cloud atlas of Mises stress for reinforcements

根據(jù)模擬結(jié)果，對(duì)核心區(qū)域的箍筋和柱筋的變形情況進(jìn)行觀察分析。由圖19可知，受拉側(cè)的柱中環(huán)筋與梁縱筋連接部分向外發(fā)生了變形，由于受拉側(cè)柱中環(huán)筋變形，改變了環(huán)筋的受力方向，增大了環(huán)筋的應(yīng)力，所以受拉側(cè)柱中環(huán)筋明顯屈服。核心區(qū)受拉側(cè)的柱縱筋和箍筋在柱中環(huán)筋變形的情況下有向外鼓曲的現(xiàn)象，與試驗(yàn)現(xiàn)象一致。

圖19 核心區(qū)節(jié)點(diǎn)鋼筋變形圖Fig.19 Deformation diagram of steel bar in core area

(a)J- 1

(b)J- 2

(c)J- 4

(d)J- 5

(e)J- 6圖20 試驗(yàn)與模擬的荷載-位移曲線比較Fig.20 Comparison of load-displacement curves between test results and simulation results

圖20示出了梁端荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。試件仿真模擬分析的最大承載力與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)表6。模擬分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，兩者最大承載力誤差為7.4%?？傮w上，仿真模擬能準(zhǔn)確地反映節(jié)點(diǎn)的受力性能，力學(xué)模型參數(shù)選取是合理的，可為后續(xù)的參數(shù)化分析奠定基礎(chǔ)。

表6 承載力試驗(yàn)值與分析值比較Table 6 Comparison of bearing-capacity between test values and analysis ones

5 結(jié)論

為驗(yàn)證新型鋼管混凝土疊合柱-RC梁邊節(jié)點(diǎn)受力的可靠性，制作6個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行梁端單調(diào)加載試驗(yàn)研究，得到如下結(jié)論：

(1)RC梁的受拉縱筋能有效錨固且梁端塑性區(qū)有較大的塑性變形能力；試件梁端轉(zhuǎn)角皆超過(guò)1/11，位移延性系數(shù)大于8。

(2)節(jié)點(diǎn)最終破壞形式為梁根部彎曲破壞，未發(fā)生梁縱筋錨固失效。破壞表現(xiàn)為梁縱筋先于柱中環(huán)筋屈服，受壓區(qū)混凝土被壓碎。

(3)焊接短鋼筋的長(zhǎng)度和梁跨高比對(duì)節(jié)點(diǎn)性能無(wú)明顯影響。柱中環(huán)筋與混凝土間的粘結(jié)摩擦力可降低柱中環(huán)筋的拉力，為節(jié)點(diǎn)提供了額外的保證。

(4)試驗(yàn)仿真模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，最大承載力誤差在7.4%內(nèi)，可為后續(xù)的參數(shù)化分析提供可靠性前提。