梁縱筋黏結狀況對礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點抗震性能的影響

毛宇光，劉鈺中，杜運興，蘇 捷，胡 翔，史才軍

(1. 湖南大學 土木工程學院 綠色先進土木工程材料及應用技術湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410082； 2. 湖南大學 湖南省綠色與先進土木工程材料國際創(chuàng)新合作中心，湖南 長沙 410082； 3. 湖南大學 建筑安全與節(jié)能教育部重點實驗室，湖南 長沙 410082)

0 引 言

普通硅酸鹽水泥的大規(guī)模生產(chǎn)增加了大氣中CO2排放量，加重了全球變暖等環(huán)境問題。礦渣基地聚物是通過堿性激發(fā)劑激發(fā)礦渣而獲得的一種新型膠凝材料，被認為是能夠緩解環(huán)境問題的綠色低碳建筑材料[1-3]。

研究表明，礦渣基地聚物混凝土的力學性能能夠達到甚至超過普通混凝土的水平[4-5]，但脆性也遠大于普通混凝土[6-8]，并且會產(chǎn)生更多的干縮裂縫[9-10]。然而，針對礦渣基地聚物混凝土結構構件特別是梁柱節(jié)點的研究非常有限。S. D. RAJ等[11]、M. DATTA等[12]、T. T. NGO等[13]對地聚物混凝土和普通混凝土梁柱邊節(jié)點試件的抗震性能進行了對比研究，但沒有對影響因素進行深入分析。

梁柱中節(jié)點是框架結構中受力最復雜的構件之一，在受到地震荷載作用時，會發(fā)生梁端受彎破壞、核心區(qū)剪切破壞及錨固破壞，其中梁端受彎破壞是延性破壞，后兩類屬于脆性破壞，均應通過抗震設計設法避免[14]。梁柱中節(jié)點的梁縱筋黏結狀況是影響結構抗震性能和是否發(fā)生錨固破壞的關鍵因素。不同于拉拔試驗中鋼筋在單調靜力荷載作用下被拔出的過程，中節(jié)點梁縱筋在地震荷載下會反復經(jīng)歷加載-卸載-反向加載-卸載的過程，這樣的荷載加上節(jié)點核心區(qū)承受的由上下柱端和左右梁端傳遞來的多種形式的力，使得中節(jié)點梁縱筋在地震過程中處于一個極其不利的受力狀態(tài)，可導致梁縱筋過大的滑移甚至節(jié)點錨固破壞[15]?，F(xiàn)有普通混凝土結構設計規(guī)范通過設置梁柱中節(jié)點梁縱筋貫穿段長度與梁縱筋直徑之比的下限值來保證結構的抗震性能，但這一下限值是否適用于礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點需要驗證。

筆者選擇1個普通混凝土梁柱中節(jié)點試件和3個礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點試件，開展了低周反復加載試驗，分析了梁縱筋的柱截面高度(即貫穿段長度)hc與梁縱筋直徑db之比(hc/db)和軸壓比(ψ)對梁縱筋黏結性能的影響，以及梁縱筋黏結狀況對礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點抗震性能的影響；討論了GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》的適用性，并對其中礦渣地聚物混凝土中節(jié)點關于貫穿段梁縱筋黏結狀況的限制條件提出了修訂建議。

1 試 驗

1.1 材 料

1.1.1 混凝土組成材料及配合比

水泥采用普通硅酸鹽水泥P.O 42.5；集料為5～20 mm石子，中砂；礦渣基地聚物的膠凝組分為礦渣和粉煤灰，其化學成分詳見表1；激發(fā)劑由99%純度的片狀NaOH、99%純度的粉狀Na2CO3及初始模數(shù)為3.32的水玻璃組成，水玻璃的Na2O和SiO2含量分別為8.42%和27.73%。普通混凝土(PCC)和礦渣地聚物混凝土(GC)配合比見表2。

表1 礦渣和粉煤灰的化學成分含量Table 1 Chemical compositions of slag and fly ash %

表2 普通混凝土及礦渣地聚物混凝土配合比Table 2 Mix proportion of PCC and slag-based GC kg/m3

1.1.2 鋼 筋

試件配筋均采用HRB 400級鋼筋，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗方法》進行測試，得到梁縱筋屈服強度fy，見表3。

1.2 試 件

1.2.1 尺寸設計

選取多層多跨框架結構的中間層中節(jié)點作為研究對象，將實際的空間節(jié)點簡化為平面節(jié)點，并在節(jié)點上下柱反彎點與左右梁反彎點處截斷。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》設計試件，因試驗條件限制，試件的尺寸為實際尺寸的2/3，所以實際梁柱節(jié)點試件尺寸為：柱高1 600 mm，梁總長3 200 mm，梁截面尺寸200 mm × 300 mm。尺寸及配筋詳見圖1。

圖1 梁柱節(jié)點試件尺寸及配筋Fig. 1 Dimensions and reinforcement of beam-column joint specimens

1.2.2 抗震設計

GB 50010—2010《混凝土設計規(guī)范》對框架結構的要求如下：抗震9度，(hc/db)min=25.0；一、二、三級抗震等級，(hc/db)min=20.0。因此，筆者選擇hc/db=21.9、25.0進行研究。

分別制備普通混凝土PCC、礦渣地聚物混凝土GC梁柱節(jié)點試件，試件的設計參數(shù)詳見表3。表中試件編號含義為“混凝土類型-hc/db-ψ”，例如，PCC-21.9-0.1表示“普通混凝土梁柱節(jié)點，hc/db=21.9，ψ=0.1”。

表3 梁柱節(jié)點試件設計參數(shù)Table 3 Design parameters of beam-column joint specimens

1.3 混凝土試件制作及強度測試

1.3.1 普通混凝土試件

普通混凝土試件按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》制作，室內(nèi)常溫養(yǎng)護40 d。

1.3.2 礦渣基地聚物混凝土試件

1)在試件制作前一天，預先將片狀NaOH加入水玻璃中，持續(xù)攪拌直至完全溶解，得到堿激發(fā)劑。

2)依次將粗集料、細集料、礦渣、粉煤灰及粉狀Na2CO3加入攪拌機中，啟動攪拌機，同時均勻平穩(wěn)地加入制備好的堿激發(fā)劑及水，拌和5 min。

3)試件澆筑后，室內(nèi)常溫養(yǎng)護40～50 d。

1.3.3 強度測試

取出養(yǎng)護至規(guī)定齡期的混凝土試件，分別測試立方體抗壓強度和軸心抗壓強度，以3個試件的平均值作為測試結果，見表3。

1.4 加載方案

1.4.1 加載裝置

為了模擬實際工程中梁柱中節(jié)點受地震荷載作用和邊界條件，采用柱端加載方式。

在試件上方安裝1 500 kN的液壓千斤頂和荷載傳感器進行軸向力的加載和測量；由安裝在反力架上的500 kN液壓作動器向試件施加水平低周反復荷載。在試件柱端下部連接鉸支座來模擬柱端反彎點邊界條件；兩側梁端通過鉸接的鏈桿連接梁底部支座，梁端裝置保證了試驗中傳遞梁端反力，以模擬梁端反彎點邊界條件。為了保證試驗裝置的穩(wěn)定性及安全性，在試件頂端設計了自平衡壓梁。加載裝置如圖2。

圖2 加載裝置Fig. 2 Loading device

1.4.2 加 載

依據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗方法規(guī)程》確定加載制度(圖3)。采用位移控制加載，每一級的位移值按層間位移角(加載水平位移值與柱高的比值)的倍數(shù)增加。前3級加載時，試件處于彈性階段，為節(jié)約時間只進行1輪循環(huán)，之后每級進行3輪循環(huán)。為了完整觀察試件破壞后的各項性能，直到加載至70%極限承載力時，才結束試驗。

圖3 循環(huán)加載制度Fig. 3 Cyclic loading system

2 結果分析

2.1 裂縫發(fā)展階段及破壞模式

經(jīng)低周反復加載后，不同層間側移率D條件下，4個梁柱節(jié)點試件裂縫發(fā)展過程和破壞模式見圖4。

圖4 梁柱節(jié)點試件裂縫發(fā)展和破壞模式Fig. 4 Cracking behavior and failure mode of beam-column joint specimens

由圖4可見，礦渣地聚物混凝土GC與普通混凝土PCC試件破壞模式均為梁端受彎破壞，并且：

1)GC與PCC的裂縫發(fā)展直至破壞可分為4個階段：在加載初期，D=0.33%時，4個節(jié)點試件均在梁部出現(xiàn)了第1條裂縫，當D=0.66%(GC-21.9-0.1、GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1)或D=1.00%(PCC-21.9-0.1)時，節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)第1條裂縫，試件進入第1階段——初裂階段；隨著荷載的增大，梁和節(jié)點核心區(qū)的裂縫數(shù)量逐漸增加，梁柱交界處的裂縫貫通、混凝土逐漸被壓碎，緊接著核心區(qū)的交叉裂縫貫通，試件進入第2階段——裂縫貫穿階段；第3階段，試件節(jié)點核心區(qū)的混凝土開始外鼓并有輕微剝落，隨著荷載值超過極限值，節(jié)點試件梁柱連接處的混凝土已經(jīng)被壓碎并斷成許多小塊；第4階段，試件發(fā)生梁端受彎破壞。

2)與PCC-21.9-0.1相比，GC-21.9-0.1裂縫分布更加散亂，裂縫長度更短，表明礦渣地聚物混凝土比普通混凝土裂縫發(fā)展快，增加hc或減小ψ可以減少裂縫數(shù)量。

2.2 滯回曲線

圖5為4個梁柱節(jié)點試件的滯回曲線。

圖5 梁柱節(jié)點試件滯回曲線Fig. 5 Hysteresis curves of beam-column joint specimens

由圖5可見：

1)荷載較小時，4個梁柱節(jié)點試件的滯回曲線均呈直線，試件均處于彈性階段；隨著荷載的增大，裂縫開始出現(xiàn)，4個試件的滯回曲線出現(xiàn)捏縮，由外形較飽滿的弓形逐漸變?yōu)榈筍形，但4個試件的捏縮程度不同，PCC-21.9-0.1最大，GC-21.9-0.1次之，GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1最低。

2)在試驗末期，4個試件滯回曲線每一循環(huán)的峰值均開始下降，殘余變形增大，最終GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1因為梁縱筋滑移較小，滯回曲線呈倒S形，而PCC-21.9-0.1、GC-21.9-0.1因為梁縱筋滑移嚴重，滯回曲線呈倒Z形。

綜上，礦渣地聚物混凝土節(jié)點梁縱筋的滑移較普通混凝土嚴重，滯回曲線表現(xiàn)出更嚴重的捏縮現(xiàn)象。提高軸壓比(ψ=0.3)或增加hc，可緩解GC節(jié)點試件滯回曲線的捏縮，使曲線更飽滿。

2.3 骨架曲線

將4個梁柱節(jié)點試件滯回曲線每一個循環(huán)的峰值點依次連接可得到骨架曲線，如圖6。圖中，橫坐標Δ為位移，縱坐標P為加載值。

圖6 梁柱節(jié)點試件骨架曲線Fig. 6 Skeleton curve of beam-column joint specimens

由圖6可見：

1)4個試件的骨架曲線均經(jīng)歷了的彈性、屈服(上升段)、極限(平臺段)和破壞(下降段)4個階段。

2)4個試件中，PCC-21.9-0.1的骨架曲線在上升段的上升速率最大，在極限承載力附近的平臺段長度最長。

3)提高軸壓比(ψ=0.3)或增加hc，不會對GC節(jié)點的骨架曲線產(chǎn)生明顯影響。

2.4 節(jié)點延性

構件的延性可采用位移延性系數(shù)來評價，筆者的試驗采用柱端加載方式，故為柱端位移延性系數(shù)μΔ：

(1)

式中：Δu為極限荷載時柱端受力點的最大水平位移；Δy為柱子屈服時的柱端受力點的水平位移。

采用等能量(面積)法來確定梁柱節(jié)點試件的屈服荷載Py，如圖7。

圖7 等能量(面積)法示意Fig. 7 Schematic diagram of equal energy (area) method

表4為4個梁柱節(jié)點試件屈服荷載Py、屈服位移Δy，極限荷載Pu、極限位移Δu，及計算得到的試件柱端位移延性系數(shù)μΔ。

表4 梁柱節(jié)點試件延性系數(shù)Table 4 Ductility factor of beam-column joint specimens

由表4可見，GC節(jié)點試件的延性系數(shù)比PCC節(jié)點試件的延性系數(shù)低很多，這與地聚物材料的脆性有很大關系；提高軸壓比(ψ=0.3)可導致GC節(jié)點試件的延性變差，而增大hc則不會對GC節(jié)點試件的延性產(chǎn)生顯著影響。

2.5 承載力降低

梁柱節(jié)點試件屈服后的承載能力與屈服時的承載能力之比稱為強度降低系數(shù)λj。以λj為縱坐標，節(jié)點試件屈服后進行的循環(huán)荷載級數(shù)(i)作為橫坐標可得到節(jié)點強度降低趨勢曲線，如圖8。由圖8可見：

1)在達到極限荷載后，GC-21.9-0.1與PCC-21.9-0.1相比，其強度降低速率更大，最終強度值更低。

2)提高軸壓比(ψ=0.3)或增大hc，均能顯著改善GC強度降低過快的現(xiàn)象，且ψ的提高還能使GC強度降低曲線在平穩(wěn)段的長度與PCC接近。

圖8 梁柱節(jié)點試件強度降低趨勢曲線Fig. 8 Strength degradation trend curve of beam-column joint specimens

2.6 耗能能力

地震帶來的能量必須通過節(jié)點基體材料的內(nèi)摩擦或節(jié)點的開裂、轉動、位移等散發(fā)到空間中去，節(jié)點向外部空間耗散的能量越多，其自身受到的損傷就越小。滯回環(huán)ABCD面積即試件消耗的能量，滯回曲線包越飽滿，耗散的能量越多，如圖9。

等效黏滯阻尼系數(shù)he可表征節(jié)點梁縱筋滑移對滯回環(huán)面積的影響，按式(2)計算：

(2)

圖9 滯回曲線耗能能力計算示意Fig. 9 Schematic diagram of hysteresis curve energy consumption capacity calculation

圖10為4個梁柱節(jié)點試件等效黏滯阻尼系數(shù)he以及各荷載等級分別進行3次循環(huán)的耗能之和E和整個加載過程的總耗能Etotal隨位移Δ變化曲線。

圖10 梁柱節(jié)點試件的he-Δ、E-Δ、Etotal-Δ與關系曲線Fig. 10 Relationship curves of he-Δ, E-Δ and Etotal-Δ of beam-column joint specimens

由圖10可見：

1)在試驗前、中期，GC-21.9-0.1的he、E遠小于PCC-21.9-0.1的；在試驗后期，隨著試件逐漸破壞，兩種混凝土節(jié)點試件的he、E基本相同。

2)試驗結束時，GC-21.9-0.1的Etotal遠小于PCC-21.9-0.1的，說明地聚物混凝土節(jié)點中過大的梁縱筋滑移量給其耗能能力帶來了不利的影響。

3)提高軸壓比(ψ=0.3)能夠稍稍改善GC-21.9-0.3的耗能能力，但ψ提高所導致的節(jié)點加速破壞又削弱了其耗能能力，最終，GC-21.9-0.3的總耗能較GC-21.9-0.3并沒有顯著的改善。

4)在試驗后期，GC-25.0-0.1的he、E均比PCC-25.0-0.1的大，顯示GC具有較好的后期力學性能。表明增大hc可提高地聚物混凝土節(jié)點的耗能能力，使其與普通混凝土節(jié)點耗能能力相當，甚至更好。

根據(jù)ACI 374.1-05，可用耗能系數(shù)β來對節(jié)點進行驗收，β按式(3)計算：

(3)

式中：Ah為D=3.5%時第3次循環(huán)的耗能；F1、F2分別為正、反向加載的最大荷載值；Δ1、Δ2分別為F1、F2對應的位移值。

表5為4個梁柱節(jié)點試件耗能能力評估結果。可見，GC-21.9-0.1不滿足驗收標準。

表5 梁柱節(jié)點試件耗能能力評估結果Table 5 Energy dissipation capacity evaluation results of beam-column joint specimens

當ψ=0.1→0.3或hc/db=21.9→25.0時，均可使得節(jié)點試件的耗能能力達標，同時也提高了節(jié)點等效黏滯阻尼系數(shù)he。比較而言，增大節(jié)點hc可更有效地改善節(jié)點的耗能能力。

2.7 梁縱筋的應變

3個梁柱節(jié)點試件不同δ位置處梁縱筋應變值ε如圖11。圖中：受拉為+、受壓為-；兩條垂直橫軸的虛線分別為柱的左、右側面位置；平行橫軸的虛線為縱筋的屈服應變εy。當D=3.00%～3.67%時，梁縱筋發(fā)生屈服，隨后梁縱筋的應變值變化不大，故文中只給出了D=3.67%時的應變值。

圖11 梁柱節(jié)點試件梁縱筋的應變值Fig. 11 Strain value of beam longitudinal bars of beam-column joint specimens

由圖11可見：

1)在試驗初期，梁縱筋處于一側受壓、一側受拉的狀態(tài)，ε均隨D的增加而變大，ε=0的位置逐漸向受壓一側逼近，使得越來越多梁縱筋成為受拉狀態(tài)，導致梁縱筋的黏結狀況越來越差，最終梁縱筋發(fā)生屈服滲透；到了試驗后期，梁縱筋的受壓側變?yōu)槭芾?，原本受壓側的應變值達到屈服值，受拉側的鋼筋應變值增大速率遠大于受壓側。

2)對比PCC-21.9-0.1與GC-21.9-0.1的上、下部縱筋應變變化趨勢〔圖11(a)～(d)〕發(fā)現(xiàn)：在試驗中、后期，GC與PCC節(jié)點試件的梁縱筋均出現(xiàn)了較明顯的滑移，而后者的表現(xiàn)尤為明顯。對于GC節(jié)點試件，增大軸壓比(ψ=0.3)〔圖11(e)、(f)〕，在試驗后期，梁縱筋的滑移可得到緩解，但在試驗中期，梁縱筋的滑移依然嚴重。表明在裂縫發(fā)展穩(wěn)定后，較大的軸壓比可以提高GC節(jié)點試件梁縱筋黏結應力，但無法限制裂縫發(fā)展階段該試件梁縱筋的滑移。

3)對比GC-25.0-0.1〔圖11(g)、(h)〕與GC-21.9-0.1〔圖11(c)、(d)〕可以看到，在試驗中期，雖然前者仍有滑移，但后期總滑移量有顯著的改善。

3.1 梁縱筋黏結狀況影響機理分析

增大軸壓比或增大梁縱筋貫穿段長度，可以提高鋼筋與礦渣地聚物混凝土之間的黏結強度(抗力)，從而改善礦渣地聚物混凝土節(jié)點試件的抗震性能[16]。如果鋼筋與混凝土之間的黏結應力超過了兩者之間的黏結強度，就會發(fā)生相對滑移，降低節(jié)點的抗震性能。節(jié)點梁縱筋的黏結狀況可以從梁縱筋表面黏結強度和梁縱筋滑移量兩方面來評估。黏結強度通過黏結應力來反映。

根據(jù)各節(jié)點試件的梁縱筋應變值計算得到鋼筋上的拉、壓力后，可按式(4)計算梁縱筋的表面黏結應力τb：

(4)

式中：Tbr、Csl分別為節(jié)點試件兩側邊梁端上部梁縱筋的拉力、壓力，kN；Sc為鋼筋周長，mm。

圖12為節(jié)點試件梁縱筋表面平均黏結應力τb,av隨位移角θ的變化。

圖12 梁柱節(jié)點試件梁縱筋表面平均黏結應力Fig. 12 Average bond stress on the surface of beam longitudinal bars of beam-column joint specimens

由圖12可以看出：GC-21.9-0.1的梁縱筋表面黏結應力小于PCC-21.9-0.1的。這與礦渣地聚物混凝土與鋼筋黏結性能較普通混凝土更強的結論[17-18]相悖。分析原因是早前的結論是基于單調靜力加載的拉拔試驗得出的，而梁柱節(jié)點受到低周期反復加載時，低強度地聚物混凝土宜出現(xiàn)裂縫，從而降低了梁縱筋的黏結性能，產(chǎn)生較大的滑移，最終導致地聚物混凝土梁抗震性能不佳。增大軸壓比能增大地聚物混凝土節(jié)點試件梁縱筋的摩阻力，提高梁縱筋表面黏結強度，甚至達到普通混凝土節(jié)點試件的強度水平；增大梁縱筋貫穿段長度則能增加梁縱筋與地聚物混凝土的膠結段長度，提高梁縱筋表面黏結強度，甚至在試驗中后期有望超過普通混凝土試件的黏結強度。

3 我國規(guī)范中黏結狀況限制條件對礦渣地聚物混凝土中節(jié)點的適用性

GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》對梁柱節(jié)點的貫穿段梁縱筋黏結狀況做出了如下規(guī)定：在梁的上部，縱筋應貫穿節(jié)點區(qū)；處于9度設防等級的框架結構和一級抗震等級的框架結構，當柱截面為矩形時，貫穿節(jié)點的梁縱筋直徑不宜小于此方向柱截面長度的1/25；貫穿節(jié)點的梁縱筋直徑在的其他情況下時不宜小于此方向柱截面長度的1/20。

對于GC-21.9-0.1，hc/db=21.9，滯回曲線飽滿程度較差，不滿足耗能能力的要求；對于GC-25.0-0.1，hc/db=25，滯回曲線飽滿程度和耗能能力較好?？梢奊B 50010—2010中的貫穿段梁縱筋黏結狀況限制條件對于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點并不適用。因此，筆者建議應對GB 50010—2010中的貫穿段梁縱筋黏結狀況控制條件進行修改以適用于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點的抗震設計。具體為：

1)將“貫穿節(jié)點的梁縱筋直徑在除9度設防的框架結構等級的框架結構和一級抗震等級的框架結構情況下、柱截面為矩形時不宜小于此方向柱截面長度的1/20”中的“1/20”改為“1/25”。

2)將“貫穿節(jié)點的梁縱筋直徑在9度設防的框架結構等級的框架結構和一級抗震等級的框架結構情況下、柱截面為矩形時不宜小于此方向柱截面長度的1/25”中的“1/25”改為“1/30”。

4 結 語

1)在低周反復荷載作用下，礦渣地聚物混凝土中節(jié)點滯回曲線的飽滿程度，以及礦渣地聚物混凝土的延性、強度、剛度、耗能能力和節(jié)點核心區(qū)剪切變形等抗震性能均不及普通混凝土中節(jié)點的。

2)在低周反復荷載作用下，由于較大的脆性，礦渣地聚物混凝土基體中產(chǎn)生較多微裂縫，降低了梁縱筋黏結強度(抗力)，增大了節(jié)點梁縱筋貫穿段滑移量，導致礦渣地聚物混凝土中節(jié)點抗震性能變差。

3)增大軸壓比到0.3或增大節(jié)點梁縱筋貫穿段長度均能夠改善礦渣地聚物混凝土中節(jié)點梁縱筋的黏結性能，比較而言，后者的改善效果更佳，有望提高礦渣地聚物混凝土中節(jié)點的抗震性能達到甚至超過普通混凝土中節(jié)點的水平。

4)我國普通混凝土設計規(guī)范GB 50010—2010中hc/db的下限值20不適用于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點，為了保證節(jié)點梁縱筋的黏結性能，建議上調hc/db的下限值為25。