ECC/RC 键槽节点装配整体式梁柱结构倒塌性能试验研究

何庆锋，张麟斌，易伟建

（湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙410082）

结构的连续倒塌是指由于外力使结构的某些关键构件失效后，相邻结构发生与初始破坏不相称的一系列倒塌破坏的过程[1].结构的连续性倒塌不仅会导致人员伤亡和财产损失，还会有比较明显的关于社会、心理、经济的不良影响.近年来，我国大力推进住宅产业化和建筑工业化，装配式结构由于现场湿作业少、建造工期短[2]等优点逐渐走进人们的视线.然而装配式结构难以完全实现“等同现浇”的倒塌性能，在现今的倒塌事故中装配式结构不在少数，因此研究装配式结构的抗连续倒塌性能具有重要的工程意义.

当前，已有国内外学者对装配式结构的抗震性能进行了深入研究，朱张峰等人[3]完成了2 种不同节点连接构造的装配式混凝土剪力墙低周往复试验，试验结果表明2 种不同节点连接构造形式的剪力墙耗能性能与现浇结构基本一致，但干湿连接形式施工较复杂且优点不明显，不建议采用.蔡建国等人[4]完成了3 个不同键槽长度世构体系框架中节点的低周往复试验，试验结果表明世构体系能满足现行的抗震规范要求.Vasconez 等人[5]完成了13 个装配式梁柱结构的低周往复试验，其后浇层采用高强高延性纤维混凝土，结果表明高强纤维混凝土能使结构节点更好地发挥塑性铰性能.装配式结构抗倒塌性能的研究还处于起步阶段，Kang 等人[6-7]研究了梁柱结构的节点形式对结构抗连续倒塌的影响，结果表明钢筋搭接键槽节点和钢筋弯起节点的抗倒塌性能基本与现浇结构一致.

在中柱失效的情况下，结构抵抗倒塌的能力取决于破坏节点底部钢筋的连续与否以及失效节点的延性.对于装配式结构，底部钢筋的连续性至关重要，而键槽连接节点很好地解决了这个问题，其采用U 形连续钢筋横穿中节点，另一方面，该节点使得在结构关键部位后浇高延性材料变得方便且易施工.工程水泥基复合材料（Engineered Cementifious Composite，简称ECC）在单轴拉伸作用下表现为多缝开裂以及高拉伸应变等特性，极限拉应变可稳定地达到3%以上[8]，因此可在节点处后浇ECC 来提高结构的倒塌能力.

本文基于键槽节点的基本构造及特性，设计并完成2 榀单层两跨梁柱结构的移柱静力加载试验，研究键槽连接节点梁柱结构的倒塌性能与受力特性，并通过后浇高延性ECC 混凝土材料，分析节点延性对结构抗倒塌性能的影响.

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验设计了2 榀键槽连接节点单层两跨梁柱结构，编号为J1、J2.梁截面尺寸为150 mm×320 mm，柱截面尺寸为300 mm×300 mm，总跨度6 400 mm，总高度2 570 mm，梁高跨比为1 ∶10.试件采用C30混凝土浇筑，预制梁、柱纵筋均采用HRB400，箍筋采用HPB300，键槽连接节点底筋基于承载能力等效原则采用HRB400 钢筋，两榀框架节点后浇混凝土分别采用C30 普通混凝土与高延性ECC 混凝土.键槽连接节点主要是由U 形钢筋、键槽、后浇混凝土三部分组成，其中U 形钢筋的作用主要是连接节点的两端.梁柱结构均按照二级抗震等级设计.具体试件信息见表1，键槽节点详图如图1 所示，预制梁详图如图2 所示.

表1 试件信息Tab.1 Details of designed specimens

图1 键槽节点详图Fig.1 Details of the key-way node

1.2 加载装置和测量方案

试验加载装置如图3 所示.模型框架通过压梁及地脚螺栓固定在实验室地基梁上，为防止框架在平面外失稳，在框架中柱的两侧设有侧向反力架.为了更真实地模拟结构的实际受力状态，在边柱反弯点位置设置侧向约束装置以模拟边跨对其的约束.本试验选取中柱为失效柱，在中柱上部通过液压千斤顶进行加载，在浇筑阶段由机械千斤顶顶替初始失效中柱.

图2 J1、J2 预制梁详图Fig.2 Details of the J1，J2 prefabricated beam

图3 试验装置Fig.3 Details of test setup

试验加载过程主要分为两阶段：第一阶段为中柱下部机械千斤顶的卸载，每级卸载2 kN，并观察是否有初始裂缝，直到千斤顶与中柱彻底脱开，到此为止，模拟中柱失效阶段结束.第二阶段为中柱上部液压千斤顶的加载，在结构未进入塑性阶段前采用荷载控制加载，每级加载3 kN，每级加载完待数据稳定后，读取各测点的荷载、应变、位移，并绘制裂缝.当结构进入塑性状态后，采用位移控制加载，每级加载20 mm，直到结构达到倒塌控制点.试验主要的测量内容包括中柱上下的荷载大小、各测点的位移、钢筋和混凝土的应变以及两侧约束钢杆轴力应变.其中两侧约束钢杆应变片布置及轴力计算见文献[9].具体测点布置方案如图4 所示.

图4 测点布置Fig.4 Arrangement of gauging points

1.3 材料性能试验

为研究梁柱节点处后浇混凝土对抗倒塌性能的影响，本文主要采用普通混凝土以及ECC 混凝土.ECC 是一种由水、水泥、粉煤灰、石英砂、减水剂、PVA 等组成的水泥基复合材料. 目前常用的配合比[10-12]见表2，本试验采用密西根大学的配合比.

本试验所采用的PVA 纤维为日本可乐丽公司生产，其直径为0.04 mm，长度12 mm.通过对ECC浇筑的300 mm×50 mm×20 mm 薄板试件进行四点弯薄板试验，可考察其弯曲变形能力及多缝开裂性能，利用反分析法[13]，可得到材料的极限拉伸应变.四点弯试验装置图、典型荷载-挠度曲线如图5 所示.由图可看出，随着薄板的第一次开裂，荷载并没有突降至0，而是继续增加，其最大跨中位移可达4.42 mm，根据试验数据，通过文献[13]所提出的公式计算ECC试件的极限拉应变.表3 给出了ECC 以及普通混凝土、钢筋的材料性能.

表2 ECC 常用配合比Tab.2 Common mix ratio of ECC

图5 四点弯典型荷载-挠度曲线Fig.5 Load-deflection curve under four-point bending

表3 材料性能Tab.3 Properties of materials

2 试验结果及分析

2.1 荷载与位移曲线

图6、图7 分别给出了中柱竖向荷载和两侧约束水平轴力与中柱竖向位移的关系曲线.表4 总结了XJ、J1、J2 试件梁机制、压拱机制以及悬索机制最大荷载值.其中XJ 结构为文献[9]所完成，其结构配筋等与本文完全一致.由图可见，随着中柱竖向位移的增加，梁柱结构依次经历了明显的梁机制阶段（0a）、压拱机制阶段（ab）、悬索机制阶段（ac）.

图6 荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves

图7 水平轴力-位移曲线Fig.7 Horizontal axial force-displacement curves

表4 试验结果Tab.4 Results of tests

在梁机制阶段，中柱端梁截面及边柱端梁截面均受弯矩作用，直至截面受拉钢筋屈服并形成塑性铰，此阶段结构抗力主要由梁截面的抗弯承载力来提供，即主要控制因素为梁纵筋强度.三榀框架的梁柱配筋完全相同，因此三者的梁机制阶段最大荷载基本一致.XJ 结构梁机制最大荷载为48.3 kN，J1、J2结构分别为47.1 kN 及47.6 kN，键槽节点相比于现浇节点梁机制最大荷载偏小的原因在于键槽节点预留键槽使得梁下部钢筋的保护层厚度增加至50 mm，因此抗弯承载力偏小.在按塑性理论计算结构的抗弯承载力时，假设了靠近中柱端梁底受拉钢筋和靠近边柱端梁顶受拉钢筋均达到屈服状态.由表4 可见结构理论抗弯承载力与试验值吻合良好.

随着中柱竖向位移的继续增加，结构进入压拱机制阶段.边柱端梁中性轴的下移以及中柱端梁中性轴的上移导致中性层在梁截面高度方向进行转动，而此转动变形被两端柱所约束，从而在梁内产生了轴向压力，结构抗力得以继续增加.在此阶段，梁端纵筋已屈服，主要控制因素变为梁端截面受压区混凝土.由表4 可见由于压拱作用的存在，XJ、J1、J2三个试件压拱机制阶段的最大荷载值相比于梁机制阶段最大荷载值均增加了约20%.即压拱机制阶段结构的抗力由结构抗弯承载力和压拱作用共同组成，压拱作用在结构抗力中占比约为20%，对于有压拱作用的结构，其压拱阶段结构最大抗力可由结构抗弯承载力乘一个放大系数1.25 进行预测.

在压拱机制阶段，XJ 结构的最大荷载为60.6 kN，J1 结构为57.2 kN，比J1 大5.6%，其同梁机制阶段荷载偏小原因一致.而在键槽内后浇高极限压应变的ECC 材料使得结构压拱机制最大荷载相比于后浇普通C30 混凝土增大了约4.3%.从图6 曲线中可看出，随着梁端受压区混凝土的压碎，荷载开始下降，对于J1 结构，普通C30 混凝土由于延性、密实度较差，下降出现明显的拐点，且下降数值较大，节点延性较差；而对于J2 结构，ECC 混凝土延性较高，密实度较好，荷载下降平缓，且下降的幅度较小，即高延性、高密实度的ECC 混凝土能有效地改善新旧混凝土表面之间的黏结问题、提高节点的延性.

在悬索机制阶段，XJ 结构的最大荷载值为86.1 kN，相比于压拱机制阶段最大荷载值增加了42%，J1结构的最大荷载值为59.1 kN，相比于压拱机制阶段最大荷载增加了3%，即悬索机制的存在使得结构在大变形阶段仍能保持小变形阶段的抗力甚至更高，进而规避结构倒塌的风险.但是键槽节点悬索机制带来的效应远没有现浇结构高，其原因为在悬索机制阶段，结构主要是通过钢筋的拉力来提供抗力，对于键槽节点，其底筋并非完全连续，需要通过钢筋与混凝土之间的摩擦力来传递拉力，因此悬索阶段的最大荷载有所降低，具体解释见下文.

2.2 破坏形态

裂缝开展主要分为两阶段，即梁机制与压拱机制发展阶段.裂缝主要出现在梁两端，由受拉方向向受压方向发展.当受拉钢筋屈服后，梁端裂缝开展集中在梁与中柱交界面处，这一阶段的裂缝主要由结构发生弯曲变形所引起，此阶段J1、J2 试件的裂缝发展情况基本一致.在悬索阶段，梁全截面受拉，因此从梁两端向内不断出现受拉裂缝，直至发展成截面贯通裂缝，J1 由于在加载过程中中柱有一定的偏转，因此偏转侧梁的受拉裂缝明显多于另一侧梁.由图8（d）可看出，由于J2 并未开展悬索阶段，因此J1比J2 受拉裂缝开展更加充分，J2 受拉裂缝较少，并且全截面贯穿裂缝也较少.试件最终破坏形态照片见图8，具体描述见表5.

图8 试件典型破坏形态Fig.8 Typical failure mode of the specimens

表5 破坏形态Tab.5 Failure mode

试验中并未发生后置U 形钢筋被拔出等黏结失效破坏，表明键槽长度能满足钢筋锚固长度要求.表6 为各学者试验所用的键槽长度，也可表明规范[14]规定的键槽长度能同时满足结构抗倒塌要求以及抗震要求.在梁叠合层交界面处未观察到水平裂缝，说明预制梁顶部粗糙面的施工满足要求，后浇混凝土和预制梁结合良好.

表6 键槽长度Tab.6 Length of keyway

2.3 应变变化

梁柱钢筋应变测点及混凝土应变测点见图4.由图9 可看出，靠近中柱端梁底部钢筋S14 在试验加载开始后就一直处于受拉状态，随着悬索机制的开展，钢筋受拉导致应变片瞬间破坏.梁顶部钢筋S15起初处于受压状态，大约在底部钢筋屈服后，逐渐转化为受拉状态.靠近边柱梁端钢筋S3、S5 的变化趋势与S15、S14 基本一致.随着梁机制的形成，柱底左侧钢筋S20 及混凝土C4 起初处于受压状态，之后随着结构由压拱机制向悬索机制的转化，受压应变逐渐转化为受拉应变，柱底右侧的趋势刚好与左侧相反.这与结构的实际受力情况基本一致.在梁跨中沿截面布置了3 个混凝土应变片，用来测量梁在试验中轴力的变化，布置C1、C2 是为了消除弯矩对轴力的影响.由图中可看出，梁起初轴力为压力，这与梁机制、压拱机制的开展一致.随着悬索机制的开展，梁轴压力逐渐转化为轴拉力.

图9 应变曲线Fig.9 Strain curves

2.4 结构倒塌性能分析

2.4.1 变形能力

梁的变形能力通常采用弦转角来表示，依据美国规范DOD2016[16]，其定义如下：

式中：Δ 为梁最大位移；L 为梁净跨长度.

试验中通过放置在梁跨中的位移计获取不同阶段的位移，图10 和表7 分别给出了J1、J2 的梁变形曲线和弦转角.总体上看，梁变形曲线均呈现出弯曲变形状态.随着中柱位移的增加，节点处混凝土压碎剥落，边柱节点发生转动.在梁机制、压拱机制阶段，中柱位移较小，此时梁几乎保持直线，J1、J2 左弦转角和右弦转角基本一致.在悬索机制阶段，J1 梁的左右弦转角差别较大，这是由于键槽节点内钢筋与混凝土之间发生了相对滑移，导致中柱端左侧梁与右端梁钢筋受力不一致，中柱发生偏转.而J2 梁最终状态中柱也偏转严重是因为中柱端右侧梁底部钢筋断裂之后继续加载，导致中柱往受力较弱侧方向偏转.

2.4.2 受力机制

图11 为中节点处梁端钢筋分布的俯视图，图6中荷载突然下降点为J1、J2 中柱端梁截面底纵筋A/B 的断裂，在图中用×表示.由图12 中柱端梁截面纵筋的应变变化情况可知，J1 结构的S14 钢筋应变片（钢筋B）在中柱位移150～200 mm 时基本保持不变，并在210 mm 左右有些许下降，并且包裹此钢筋键槽的混凝土也有水平裂缝，说明钢筋B 相对于混凝土产生了相对滑移.其原因可能是普通C30 混凝土骨料粒径相对较大且不均匀，钢筋与混凝土之间的有效握裹不佳，导致产生局部滑移.而ECC 材料粒径小，延性较好，属于自密实材料，在键槽内与钢筋黏结较好，在钢筋变形过程中，高延性ECC 与钢筋的变形协调一致，2 根纵筋受力情况基本一样，未发生相对滑移.J2 结构S17 钢筋（钢筋B）应变片，其没有相应的平直段.值得注意的是，J1 结构只断裂了纵筋中的1 根（钢筋B），接着顺利形成了悬索机制，而J2结构则是2 根纵筋同时断裂（钢筋A 和B），导致无法形成悬索机制.由此可知钢筋与混凝土之间的局部相对滑移有利于结构发生大变形，有利于提高结构的抗倒塌能力.

图10 梁变形曲线Fig.10 Beam deformation curves

表7 梁弦转角Tab.7 Rotation angle of beam （°）

图11 中柱节点钢筋分布Fig.11 Distribution of reinforcement for middle column joints

图12 受拉钢筋应变和梁裂缝Fig.12 Strain curves of tensile reinforcement and beam crack

由图7 可知，由于J1、J2 中柱端梁截面底纵筋的断裂，使得水平轴力变化速率突变，更快地向悬索机制转变，当竖向位移达到275 mm，即梁高的85%时，压拱机制逐渐结束，悬索机制开始，此时水平轴力开始表现为拉力，并且不断增大，直到结构发生倒塌破坏.J1 有明显的悬链线效应，且悬索机制的最大承受荷载大于梁机制的最大荷载，对比现浇结构悬索阶段荷载增加幅度并没有那么大，这是由于在悬索阶段，结构主要是通过梁内通长钢筋的拉力来提供抗力.对于键槽节点，从图11 可明显看出，其底筋并非完全连续，贯穿中节点的A、B 纵筋需要通过钢筋与混凝土之间的摩擦黏结力来把拉力传递给C、D、E、F 纵筋.从图12 中J1 结构S12 应变片（钢筋D）数据来看，在悬索阶段，钢筋D 并没有达到极限状态，变形以及拉力集中在U 形钢筋，因此悬索阶段的最大荷载有所降低.

3 结 论

本文通过对2 榀单层两跨梁柱结构的移柱静力加载试验，对试件的力-位移曲线、结构破坏形态以及变形性能等进行了详细分析，得出以下结论：

1）键槽连接节点梁柱结构在中柱失效工况下能较好地形成梁机制、压拱机制以及悬索机制，是一种较好的装配式结构可采取的抗倒塌节点形式.

2）由于ECC 的高延性、高极限压应变等材料性能，使得采用ECC 的键槽节点梁柱结构具有较高的承载能力以及更好的节点延性，因此，基于梁机制设计的装配整体式混凝土结构节点区域采用高延性材料具有较好的抗倒塌能力.

3）钢筋与混凝土之间的不均匀相对滑移会导致裂缝的不对称发展以及钢筋的不均匀受力，但其有利于结构倒塌过程中的大变形发展，因此，能大幅提高结构的抗倒塌性能.

4）压拱作用所贡献的抗力在结构压拱阶段最大抗力中大约占20%，对基于梁机制倒塌设计的梁柱结构，可以按塑性理论计算值乘放大系数1.25 进行设计.