鋼筋混凝土框架中間層中間節點梁柱組合抗震性能試驗研究

1節點體系中梁柱節點受約束作用自20世紀90年代初以來，國內外對鋼筋混凝土支架的結構進行了大量的試驗研究。通過對已有研究結果的歸納,可以發現,多數已完成的試驗研究側重于對節點組合體宏觀受力表現及抗震性能的考察;而在節點受力機理的研究方面,國內外多數學者雖然也對組合體在非彈性變形逐步增大的反復受力過程中梁、柱筋貫穿節點段的粘結退化趨勢、以及節點核心區存在桁架機構和斜壓桿機構這兩種節點剪力傳遞機構有一定的認識,但仍有國家例如美國ACI318規范《建筑結構混凝土設計規范》和ACI-ASCECommittee352《鋼筋混凝土結構中梁柱節點的設計建議》至今仍使用JKWight的觀點,即認為節點可以視為一段剪力較大的柱,只需通過箍筋加強約束來保證其抗震性能;但由于至今缺乏對節點受力機理的綜合分析和更全面、更準確的理解,使模擬節點受力的定量分析模型的建立工作自20世紀90年代初期至今進展緩慢,同時也制約了節點抗震設計方法的進一步改善。其中有待通過試驗及分析解決的突出問題有:(1)鋼筋混凝土框架節點箍筋除沿受力方向的箍肢承擔桁架機構拉力之外,各箍肢是否還將對核心區沿兩個交叉斜向交替受壓的混凝土發揮約束作用?如果這種約束作用存在,它在不同受力階段各占箍筋各肢抗拉能力的多大份額?對節點抗震抗剪性能發揮什么作用?(2)多、高層鋼筋混凝土結構中、下部各層的梁柱節點將承受由柱傳來的很大軸壓力,在中國、新西蘭等國的現行設計規范中,都考慮了軸壓比的增大對節點抗震抗剪性能的有利作用,這種考慮是否在任何條件下都是合理的,本文作者目前尚未收集到國內外系統的試驗研究資料。針對以上兩個涉及節點傳力機理及抗震性能的重要問題,本文組織了下列系列試驗,以期通過更加細致全面的量測和對測試結果的綜合分析獲得對上述問題的有效答案。2試驗構件及試驗加載本文試驗系列由19個鋼筋混凝土框架中間層中節點梁柱組合體組成,組合體尺寸及試驗加載方案如圖1所示。各試件節點的剪壓比λ=Vjh/(fcbjhj)和軸壓比n=N/(fcbchc)覆蓋了規范允許的整個剪壓比和軸壓比范圍且略超出了允許上限。節點水平剪力Vjh按習慣做法取Vjh=(Asfyu+A′sfyb)-Vc,其中,As和A′s分別為梁上部和下部縱筋截面面積,fyu和fyb分別為梁上部及下部縱筋的實測屈服強度,Vc為節點左、右梁截面中的受拉縱筋屈服時根據組合體平衡條件算得的柱剪力。各試件主要參數、失效方式及失效時所達到的位移延性系數如表1所示。從表中可以看出,一部分試件梁截面選用的是對稱配筋,更多的試件則與設計中常見情況類似,梁截面為非對稱配筋。本文試件在Vjh/(fcbjhj)-ρsvfyv/fc坐標中的位置詳見圖2。各試件梁柱縱筋數量除滿足節點抗剪外,還要使節點兩側梁截面縱筋在試驗中首先屈服,柱縱筋在隨后加載循環中可能屈服,也可能不屈服;節點核心區在組合體位移增大到一定程度后發生剪切失效(少數試件作用剪力偏小,到位移很大而停止試驗時,核心區仍未發生剪切失效,見表1)。另外,通過梁柱端的箍筋配置,保證在試驗過程中不出現梁柱端剪切失效。各試件在靠近節點的梁柱縱筋段及其貫穿節點段上以及節點水平箍筋各個箍肢上均沿縱向開槽,在槽內貼應變片后再用樹脂類材料封槽。縱筋應變片按30mm間距布置,箍筋按每個箍肢上三個應變片均勻布置。在試驗中還量測了每個試件核心區兩對角線方向的位移(節點剪切變形)以及梁、柱縱筋貫穿段兩端相對于節點的滑入、滑出量。同時還通過固定在節點核心區的輕質鋁合金儀表架量測了梁、柱段外端對節點區的相對位移,從而可以判斷在不同受力階段梁段、柱段和節點區的變形以及梁、柱縱筋相對于節點的滑出量在總體變形中所占的份額。試驗中先對柱施加軸壓力至預定軸壓比,并通過電液伺服系統使這一軸壓力在整個試驗過程中保持恒定。如圖1所示,從左、右梁外端施加分別向上和向下的豎向力,并完成反復加載過程。在節點左、右側梁截面中的縱筋屈服前,按力控制加載;在梁縱筋屈服后,改按位移控制進行受力循環,位移按屈服位移的整數倍增長,每個位移值下循環兩周,直至梁端荷載下降至峰值荷載的85%時,認為試件失效。3節點核心區節點內的桁架機構在圖3a中給出了鋼筋混凝土框架中間層中節點在自右向左的地震作用下其周邊梁柱截面在梁筋首次達到屈服時的內力分布。通過試驗和分析,本文作者認為,可以從較嚴格的意義上承認節點區的下列傳力機理:(1)梁、柱縱筋在節點周邊梁、柱截面中所受的拉力和壓力(圖3a中的Tbl與Csl、Tbr與Csr、Tcu與Csu、Tcb與Csb,其中的Csl和Csr在上、下梁筋粘結能力退化后將可能變為拉力,詳見下文說明)的合力,將經貫穿段粘結效應傳入節點區混凝土,其中大部分或全部將以周邊剪應力形式傳入節點核心區,并在核心區混凝土中形成相對均勻的剪應力場。該剪應力場的主壓應力始終由混凝土承擔,主拉應力在導致核心區混凝土沿斜向開裂后,將由節點水平箍筋平行受力方向箍肢和沿受力方向的柱邊排列的柱縱筋分擔。這就是核心區中傳遞節點剪力的第一種機構——桁架機構。(2)節點周邊梁、柱截面受壓區混凝土壓力(圖3a中的Ccl、Ccr、Ccu和Ccb)將大部分或全部直接傳入節點核心區,并在大致沿核心區對角線方向形成有一定寬度的混凝土斜壓應力帶,這也就是傳遞節點剪力的第二種機構——斜壓桿機構。(3)核心區混凝土將同時承擔桁架機構引起的大致均勻分布的斜向主壓應力和斜壓桿機構引起的相對集中于一個斜向帶寬內的斜向壓應力。后者的應力值通常高于前者。而且,隨節點剪力作用方向的交替變化,斜向壓應力將沿兩個交叉斜向交替作用。故就混凝土受壓而言,核心區中部總是起控制作用的區域。(4)隨節點剪力作用方向的交替變化,桁架機構所引起的沿受力方向的水平箍肢力和豎向柱筋力將隨沿兩個交叉斜向的斜裂縫的交替閉合和張開而在很低的拉應力到較高的拉應力之間多次重復變化。在梁、柱截面配筋數量及方式不同的情況下,梁截面鋼筋力和混凝土力傳入節點核心區與傳入柱端的比例,以及柱截面鋼筋力和混凝土力傳入節點核心區與傳入梁端的比例可參見文獻。應該指出,以上傳力機理雖然是正確的,但只用上述兩種機構仍無法準確解釋節點區的受力和失效表現,而這也正是文中想要通過試驗結果進一步說明的問題之一。4節點的粘結演化若如圖3b所示,取節點上部為脫離體,且只考察該脫離體沿水平方向的平衡關系,則可看出,梁筋貫穿段兩端的拉力Tbr和壓力Csl的合力將由貫穿段的粘結力來平衡。本文試驗的19個試件,其梁筋貫穿段的相對長度hc/db或恰好滿足我國設計規范對一、二級抗震等級框架梁筋貫穿節點相對長度的要求,或略偏安全(見表1注③)。試驗表明,該相對長度范圍內的貫穿段處于粘結應力交替反向的高粘結應力狀態下。在圖4中給出了三個軸壓比不同的有代表性試件中的梁筋貫穿段在不同加載階段沿同一個受力方向的實測應變分布。由于貫穿段每個單元長度Δx上的粘結應力與該單元左、右截面的應力梯度成比例,故應變分布曲線的梯度也就反映了鋼筋未屈服區的粘結應力變化規律。據此可以從圖4看出的基本趨勢是:(1)不論軸壓比大小,在Δ/Δy=1時(Δ為梁外端的位移,Δy為與節點相連的梁端屈服時對應的梁外端位移,以下同),各試件貫穿段尚保持一端受拉、另一端受壓的態勢。但因靠近拉力端的貫穿段上的粘結已有退化,鋼筋應變零點已明顯偏向受壓端。這表明,此時圖3a節點左側邊的梁截面上部“受壓鋼筋”的受力狀態已不再由該梁截面的應變協調條件即“平截面假定”確定,而改為由貫穿段的粘結條件控制。例如圖3a中與節點左側鋼筋力Csl對應的鋼筋應力σsl即應由下列平衡條件確定σslAs=Tbr?m∫hc0τ(x)πdbdx(1)σslAs=Τbr-m∫0hcτ(x)πdbdx(1)式中,m為上部梁筋根數(假定鋼筋為等直徑);As為上部梁筋總截面面積;τ(x)為相應位置x處鋼筋表面粘結應力;db為上部梁筋直徑。由圖3還可以看出,隨著組合體交替變形的進一步增大,貫穿段受拉一側的屈服范圍將向節點內滲透。隨著粘結應力方向的交替變化和屈服滲透的發展,貫穿段的粘結將進一步退化,且靠近受拉端的粘結退化更加嚴重。這時,貫穿段原受壓端將變成受拉,且拉應變隨貫穿段粘結退化而加大,鋼筋的應變零點將逐步深入到圖3a節點左側的梁端受壓區內。這意味著,圖3a節點右側梁端截面上部受拉鋼筋這時將靠貫穿段的殘余粘結能力和遠在節點左側梁端該鋼筋應力零點以遠的受壓混凝土中的錨固作用來維持受力。(2)當圖3a節點左側上部梁筋力Csl逐步從壓力變為拉力后,根據該截面力的平衡條件,如圖3c所示,左側上部梁受壓區混凝土壓力Ccl必將相應增大。這意味著,隨著梁筋貫穿段的粘結退化,由該貫穿段經粘結傳入節點核心區的由桁架機構分擔的水平剪力將相應減小,而由節點左側混凝土壓力Ccl傳入節點的份額所形成的由斜壓桿機構承擔的水平剪力將相應增大。而從圖3a的總平衡條件可以看出,由這兩種機構承擔的節點總水平剪力在梁筋粘結退化后并不會下降,且會隨梁筋在節點右側進入強化而略有增大。這表明斜壓桿機構水平剪力增大的速度會比桁架機構水平剪力降低的速度略快。還需要指出的是,雖然圖3a節點左側梁端上部在前一個反向受力狀態下曾出現較寬的彎曲裂縫,但試驗結果表明,在貫穿段粘結已出現明顯退化的情況下,該裂縫在本次受力時(即在圖3a所示受力狀態下)將隨梁筋貫穿段向右滑動而完全閉合,故不影響左側梁端上部受壓區混凝土向節點內傳遞壓力。根據國內外已有試驗結果,至少在貫穿段的db/hc>1/30之前這一結論是正確的。這表明有關文獻中曾認為在“圖3a所示受力狀態下因左側梁端原受拉裂縫不能閉合,故受壓區壓力只能全由梁筋貫穿段的粘結傳入節點,因而節點區桁架機構分擔的節點剪力份額不會隨組合體位移增大而相應下降,且會因梁筋進入強化而提高”的結論至少對貫穿段db/hc>1/30的節點是不正確的。(3)因梁筋屈服區從梁端向貫穿段內滲透,使本應發生在梁端塑性鉸區的鋼筋塑性伸長有相當一部分轉移到節點內的梁筋貫穿段上,這使得本應具有良好彎曲型耗能性能的梁端塑性鉸在不同程度上退化為耗能性能較差的“彎曲-滑移型”塑性鉸。這是導致梁柱組合體荷載-位移滯回曲線捏攏現象加重,耗能能力降低的一個主要原因。為了更好地識別軸壓比對梁筋貫穿段粘結性能的影響,本文從已試驗的19個試件正反向受力時各個位移循環下的實測貫穿段應變分布中算出貫穿段的平均粘結應力τb。為了排除混凝土強度和鋼筋等級的干擾,取文獻給出的在混凝土強度、鋼筋等級和鋼筋直徑相同的條件下具有基本錨固長度的直線錨固段在失效狀態下的平均粘結應力τbu作為基準值,并將不同變形(Δ/Δy)下的τb/τbu值按試件軸壓比不同分別畫在圖5a、5b、5c、5d中。從圖5可以看出:(1)不論軸壓比高低,上部梁筋貫穿段的平均粘結應力均隨組合體屈服后變形的增大,即Δ/Δy的增大而逐步下降。(2)從圖5中不同軸壓比試件經回歸得出的τb/τbu-Δ/Δy曲線的對比可以看出,與試驗軸壓比n=0.05的試件相比,n=0.25試件的τb/τbu值在不同Δ/Δy下普遍有所增大(在Δ/Δy=2時增長幅度約22%)。在n=0.36時,τb/τbu值則保持與n=0.25基本相同的水準(Δ/Δy=2時增長幅度約4%)。而在n=0.45時,τb/τbu值與n=0.25或0.36時相比又略有下降。這表明在試驗軸壓比超過n=0.36(大約相當于設計軸壓比略大于0.7)后,軸壓比的提高能進一步改善梁筋貫穿段粘結效應的這種有利趨勢已不再能保持。(3)另一個對梁筋貫穿段粘結性能有影響的因素是節點剪壓比Vjh/(fcbjhj)。從圖5a和5c中可以看出,剪壓比低和偏低的試件,其τb/τbu值明顯高于剪壓比偏高的試件。其原因主要在于剪壓比偏高時,節點區的交叉斜裂縫發育更加充分,多條裂縫貫穿梁筋貫穿段,從而在一定程度上削弱了其粘結能力。同時,剪壓比高的試件梁筋配置數量也相對較多,鋼筋之間的間距較小,使粘結環境更不利,這也是導致剪壓比影響梁筋貫穿段粘結性能的一個原因。對柱筋貫穿段應變分布的實測結果表明,若組合體柱筋不屈服,其貫穿段的粘結隨組合體變形的增大而退化的現象并不明顯。一旦柱筋進入屈服后狀態,其貫穿段粘結性能隨組合體變形增大而退化的現象將較為明顯。但軸壓比的大小對柱筋粘結性能沒有可察覺的規律性影響。圖6給出了不同軸壓比的試件在梁端截面處測得的各變形狀態下其上部梁筋相對于節點混凝土的滑出量Sl的有代表性實測結果。可以看出,隨著軸壓比的增大,鋼筋滑出量Sl有明顯減小的趨勢。需要指出的是,鋼筋滑出量中既包括貫穿段的粘結滑移,也包括一部分貫穿段的屈服后伸長。圖6所示鋼筋滑出量隨軸壓比增大而減小的趨勢雖與圖5所示τb/τbu受軸壓比影響的趨勢在大部分變形狀態下有某種一致性,但不同的是,當軸壓比很大時(n=0.45),滑出量仍在持續增長,而不象軸壓比對τb/τbu的影響那樣,當n=0.45時,粘結性能反而有所退化。究其原因很可能在于當軸壓比很大時,過大的壓力將阻礙帶肋鋼筋的滑動,從而使前一個反向受力過程中貫穿段充分受拉一端的拉應變在本次受力過程中得不到充分恢復,從而形成圖4c所示貫穿段應變的不對稱馬鞍形分布。這種應變分布自然將減小經粘結傳入節點的鋼筋力,從而使軸壓比對貫穿段粘結傳力的有利作用不再能持續增長;但這一現象并不妨礙軸壓比遏制粘結滑移的有利作用的進一步發揮。5核心節點的被動約束能力本文所有試件節點各根水平箍筋的各個箍肢上均各布置有三個均勻分布的應變測點。考慮到節點區交叉斜裂縫與箍肢相交位置的隨機性,故取每個箍肢三個應變片在同一加載半循環峰值位移狀態下實測應變的平均值所對應的箍筋拉力為該箍肢拉力的代表值,并算得每個半循環位移峰值下平行受力方向全部箍肢拉力代表值之和及垂直受力方向全部箍肢拉力代表值之和,并將其記為P1和P2。在圖7中給出了軸壓比不同的四個有代表性試件在不同位移峰值下的P1及P2值。在組合體交替受力過程中,核心區混凝土受兩個斜向壓力的交替作用,且隨著對組合體施加變形的增大,壓應變和開裂后的平均拉應變均不斷增長。根據混凝土的本構特征,當其斜向壓應變不斷增大時,它在垂直于壓力作用方向的另兩個正交方向內的膨脹也在持續增大。因垂直受力方向箍肢不承擔核心區桁架機構引起的拉力,故其實測總拉力P2全由斜壓混凝土的側向膨脹所引起,即全部為沿垂直受力方向施加給斜壓混凝土的被動約束力。而平行受力方向箍肢則既要承擔由核心區桁架機構引起的拉力,還要承擔斜壓混凝土側向膨脹在該方向箍肢中引起的拉力,即被動約束力;因此從圖中可以看出P1始終大于P2。但應注意到,沒有理由認為垂直受力方向箍肢與平行受力方向箍肢所承擔的被動約束力從數量上應是相等的。這是因為從圖8可以看出,這兩個方向箍肢發揮約束作用的方式不完全相同。垂直受力方向箍肢的走向雖與斜壓混凝土在垂直于組合體受力平面方向的側向膨脹方向一致,約束作用似乎應發揮得較充分,但各箍肢離主要斜壓混凝土體的遠近不同,距離遠的箍肢發揮作用的充分程度將有一定減弱。而斜壓混凝土在組合體受力平面內的側向膨脹則與平行受力方向箍肢大致在垂直面內有一個45°交角,故這個方向箍肢只受側向膨脹應變水平分量的作用,其所能發揮的被動約束力只有交角為零時的70%左右。由于目前已有可能在已知梁、柱筋貫穿段粘結退化規律的前提下算出核心區桁架機構分擔的節點剪力份額,從而可以進一步估算出平行受力方向箍肢在組合體不同變形狀態下分擔的桁架機構拉力P3,從實測P1中減去桁架機構拉力P3,即可估算出平行受力方向箍肢對斜壓混凝土的被動約束力。根據以上分析可以把圖7中的實測P1-Δ/Δy關系和P2-Δ/Δy關系統一用圖9a、9b的分解示意圖表示。其中圖9b再現垂直受力方向單純發揮被動約束作用的箍肢總拉力P2隨Δ/Δy的變化規律。而圖9a中平行受力方向箍肢的總拉力(曲線OEF)則可分解為桁架機構總拉力(曲線OAB)和被動約束總拉力(曲線OCD)。也就是說,若將曲線OAB的縱坐標值與曲線OCD的縱坐標值逐點相加,即得曲線OEF的縱坐標值。從中可以看出,隨著Δ/Δy增長,由于梁筋貫穿段(也包括柱筋貫穿段)的粘結退化,桁架機構總拉力逐步減小,沿受力方向箍肢的被動約束的總抗拉能力逐步增大。正是由于桁架機構總拉力和被動約束力的共同作用,使得剪壓比為中等偏大的各試件節點沿受力方向的大部分箍肢在節點核心區發生斜壓型剪切失效(混凝土斜向壓潰)前幾乎全部達到屈服。這表明沿受力方向箍肢的被動約束能力已被充分利用。從以上實測及分析結果中得出,在節點核心區存在桁架機構和斜壓桿機構之外,箍筋各肢所發揮的對斜壓混凝土的約束作用是節點傳力機理中與上述兩種機構具有同樣重要性的成份。只有全面認識箍筋所發揮的約束作用,才能對節點受力機理作出更合理的解釋。根據抗震延性框架的設計理念,節點的抗震要求首先要保證在框架達到強震下的非彈性變形之前不發生非延性的剪切失效。而文獻和本文的試驗均表明,當節點剪壓比不是過低時,節點最終都是因為核心區混凝土的斜向壓潰而發生剪切失效。因此,配置適宜數量水平箍筋,使箍筋垂直于受力方向各肢的抗拉能力和平行受力方向各肢余出的抗拉能力恰好可以通過約束來保證核心區混凝土在兩個斜向交替拉、壓且變形不斷增大的過程中推遲壓潰,從而使節點能夠滿足上述抗震基本要求。6節點剪切失效機理前面已經討論了增大節點軸壓比可改善梁筋貫穿段粘結性能。在試驗中還觀察到軸壓比的增大將對節點區斜裂縫的發展起到一定的遏制作用,從而能夠適度減小節點區的剪切變形;而且,還將使斜裂縫與水平軸的交角有所增大,增加斜裂縫向上、下柱內延伸的趨勢。軸壓比的增大使梁筋滑移減小、節點剪切變形減小,這將導致組合體再加載剛度的提高和塑性耗能能力的增強。在圖10中給出了由各試件荷載-位移滯回曲線求得的反映不同非彈性變形狀態下滯回圈塑性耗能能力的等效粘滯阻尼系數heq隨Δ/Δy的變化情況。從圖10中可以看出,不論節點剪壓比大小,軸壓比的增大都能在整個非彈性變形過程中改善組合體的塑性耗能能力,從而使heq值高于軸壓比偏小的試件。這一趨勢對結構抗震性能雖然是有利的,但卻不是最關鍵的。如前面已經指出的,從抗震要求出發,最關鍵的是保證節點在組合體在強震下所預計的變形狀態之前不發生剪切破壞。若從這個角度考察軸壓比對節點抗震性能的影響,則從前面得出的節點傳力機理可知,軸壓比提高后,經粘結傳入節點的梁筋力值將適度增大,因梁、柱筋粘結退化而加重核心區斜壓桿機構負擔的趨勢將得到一定的緩解。但軸壓比的增大卻加大了節點的豎向壓應力,從而使斜向主壓應力與水平軸交角增大,更重要的是應力值也相應提高。這些現象對節點抗震性能的影響將隨節點剪壓比的大小而不同,現分述如下。當剪壓比偏小時,由節點剪力引起的混凝土斜向壓應力和桁架機構箍筋拉力均偏小,若軸壓比小,且節點配置有最低數量的箍筋,則即使組合體非彈性變形很大,節點核心區混凝土也不致發生斜向壓潰,即節點不致發生剪切失效。本次試驗中屬于這種情況的試件例如有J-1和J-3,其典型荷載-位移滯回曲線如圖11a所示。若軸壓比加大,因核心區混凝土的抗斜壓能力有足夠潛力,故一般仍不會改變組合體的上述延性特征,且耗能能力會有所改善(參見圖10a)。屬于這種情況的試件有J-2和J-4,其典型荷載-位移滯回曲線如圖11b所示。以上這兩類試件節點區的交叉斜裂縫根數很少,節點區的剪切變形對組合體總變形的貢獻不大。在這種情況下,由于軸壓比的增大不會從不利方面影響組合體的延性性能,故在節點抗震抗剪設計中可不考慮軸壓比的影響。當剪壓比有所增大后,由作用剪力經斜壓桿機構和桁架機構施加于核心區混凝土和箍筋的作用相應加重,節點交叉斜裂縫加密,寬度增大。這時軸壓比的增大將明顯加大斜壓混凝土的負擔,從而使荷載-位移滯回曲線骨架線在Δ/Δy較大時下跌的趨勢加重,節點在發生斜壓型剪切失效前所能維持的延性能力相應有所下降,但組合體在其節點失效時所達到的位移延性系數尚能滿足延性框架在強震下的抗震性能要求(根據非線性動力反應分析結果判斷位移延性系數μΔ不宜小于3.5～4.0)。從圖11c和11d中兩個試件J-7和J-6的荷載-位移滯回曲線骨架線趨勢對比可以明顯看出以上特點。這時從延性要求出發仍不需要考慮軸壓比的影響。基于與低剪壓比試件的同樣理由,自然也不應考慮軸壓比的影響。當節點剪壓比更高時,作用剪力在斜壓桿中引起的斜向壓力已經較大,軸壓比的增大必將進一步加重混凝