带楼板梁柱强组合件抗震性能试验研究

岳哲萌，王啸霆，王涛

(1.中国地震局 地震工程与工程振动重点实验室，哈尔滨 150080；2. 清华大学 土木工程系，北京 100084)

钢筋混凝土框架结构是目前最普遍的结构形式，而节点是框架结构中传力的枢纽，起着传递和分配内力及保证结构整体性的作用。在地震中，节点往往承受很大的剪力作用，极易发生剪切脆性破坏。钢筋混凝土框架梁柱节点的试验研究从20世纪60年代末开始，学者们对不同类型梁-柱节点的抗震性能进行了大量试验研究。吕西林等[1]对6个RC框架梁柱组合件的抗震性能进行研究，并对塑性铰区域的弯曲变形、剪切变形和纵向钢筋的粘结滑移以及节点区的剪切变形所产生的侧移占框架结构总侧移的比例进行了分析。傅剑平等[2]将在梁端或柱端纵筋屈服后可能发生剪切失效或破坏的节点的受力特征分为斜拉型、斜压型和斜拉-斜压复合型3类。近年来，钢筋混凝土框架梁柱节点依旧是工程领域研究的热门问题。王丽萍等[3]研究了梁轴向约束效应对节点抗剪需求、抗剪承载力及损伤破坏模式的影响；Wang等[4]提出了一种采用钢绞线提供自复位能力的新型预应力预制钢筋混凝土梁柱节点；郑黎君等[5]设计了一种采用预应力钢绞线拼接的预应力框架结构并建立了弯矩与节点转角关系的理论分析模型；Rajeev等[6]研究了梁柱节点在意外和有意冲击荷载作用下的损伤及破坏模式；Ma等[7]对13个钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁节点的抗震性能进行了试验研究，得出了4种典型的破坏模式。

目前已有的大多数对梁柱节点的研究是为了探究节点的破坏规律，试验体多采用“弱节点”，而实际结构设计时都是按照“强节点弱构件”来设计，如果按照这些既有试验结果来建立节点的易损性数据库，用以评价节点的易损性[8-9]，会将结构的损伤放大，因此，有必要对实际结构中节点的抗震性能进行研究。

空间梁-柱节点的加载方式主要有梁端加载和柱端加载两种方案，目前对于梁-柱节点的研究多采用梁端加载的方式，梁端加载虽然节点区的受力状态与实际结构基本一致，但未能体现重力作用下的二阶效应(P-Δ效应)。包坤[10]进行了4个中间层中节点柱端加载的低周反复加载试验，将其试验结果与收集到的相同参数的梁柱组合试验体采用梁端加载方式进行试验得到的结果进行对比。结果表明，梁端加载与柱端加载两种不同的加载方式对试验结果确实有一定影响。为了更真实地模拟实际梁-柱节点的受力状态，试验采用柱端加载。

笔者进行了3个不同位置的梁-柱节点在竖向轴压力下的低周往复试验，探究了不同位置梁-柱节点破坏形态、承载能力、变形能力和耗能能力等。

1 试验概况

1.1 试验体设计

图1所示为一栋按照《混凝土结构设计规范(2016版)》(GB 50010—2010)[11]和《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[12]设计的高层框架-剪力墙结构的平面图，选取首层边柱、中柱节点和顶层中节点为研究对象。原型结构采用PKPM软件进行设计，按照2∶3的缩尺比例设计本试验的3个梁柱组合件，分别为试验体RCJ-1.1、RCJ-1.2和RCJ-18。

图1 原型结构平面图(mm)Fig.1 Plan of the prototype structure (mm)

为保证“强柱弱梁”和“强节点弱构件”，实现“梁铰→柱铰→弹性节点”的预期失效路径，参考《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中第11.4.1条、11.6.2条和11.6.4条，分别采用式(1)和式(2)计算柱端弯矩放大系数ηc和节点区强节点系数γj。结果如表1所示，显然，试验体RCJ-1.1和RCJ-1.2显著提高了两个参数的设计值，而试验体RCJ-18的强节点系数也较大。

表1 试验体主要设计参数Table1 Main design parameters for the specimens

(1)

(2)

表2 试验体材料特性Table 2 Material properties

1.2 加载方案

全部试验在中国地震局工程力学研究所恢先地震工程综合实验室进行，试验加载装置如图3所示。试验体固定在反力地板上，梁端采用铰接方式与反力地板连接，设置两组面外约束支架限制试验体的面外变形。柱顶加载端分别连接竖向、水平向2台液压千斤顶，其中，竖向千斤顶与加载框架采用随动滑板连接。

图2 试验体RCJ-1.1尺寸和配筋图(mm)Fig.2 Dimensions and reinforcement details for specimen RCJ-1.1 (mm)

图3 试验体加载装置Fig.3 Test set-up

先施加竖向荷载至预定值并保持恒定，然后进行水平向低周往复加载。水平加载采用位移控制，控制点位于梁顶。参考FEMA461[13]提供的方法确定试验的层间位移角幅值依次为1/800、1/550、1/300、1/200、1/140、1/100、1/70、1/50、1/30、1/20，每级荷载循环两次。发生不适于继续加载的损伤或荷载下降至最大荷载的85%以下时，停止加载。

1.3 测量方案

试验各测点的位置如图4所示，主要包括：1)梁、柱及基础的绝对位移；2)梁端、柱端及节点区的弯曲、剪切变形；3)梁端、柱端主要纵向钢筋的应变；4)梁端、柱端及节点区主要箍筋的应变。

图4 试验体RCJ1.1测点布置(mm)Fig.4 Instrumentation of the RCJ-1.1(mm)

2 试验过程及现象

试验体RCJ-1.1加载至层间位移角θ=1/800时，梁端出现细微裂缝。θ=1/550时，梁端1.0hb范围内出现明显的弯曲裂缝，最大宽度0.2 mm；同时，首层柱底1.0hc范围内出现弯曲裂缝。θ=1/140时，梁端出现剪切斜裂缝。θ=1/70时，梁端通缝形成。θ=1/50时，柱底出现剪切斜裂缝，裂缝基本出齐。θ=1/30时，梁端张开明显，角部混凝土压溃，可见部分钢筋；柱脚混凝土部分压溃。θ=1/20时，短跨梁底主筋断裂，柱脚压溃区域扩大，承载力下降至峰值的85%以下，试验终止。试验体RCJ-1.1最终破坏如图5(a)所示，为典型的梁端弯曲破坏模式，节点区未出现明显裂缝。最终破坏形态显示，无论长短跨，梁上裂缝集中于2.0hb范围内，以弯曲裂缝为主；而首层柱底裂缝集中于2.0hc范围内，1.0hc范围内出现了明显的交叉斜裂缝，并出现约25%的混凝土保护层剥落和压溃。

试验体RCJ-1.2的损伤与试验体RCJ-1.1相似，如图5(b)所示。不同点在于：1)θ=1/140时，短跨梁上翼缘发展出的斜裂缝数量明显多于RCJ-1.2，且分布范围也更广；2)柱底损伤程度明显降低，试验终止时，仅在1.0hc范围内形成一条水平通缝和一条斜裂缝。

顶层节点试验体RCJ-18首先在梁、柱中出现较多的弯曲裂缝，层间位移角θ达到1/100后，节点区陆续出现剪切斜裂缝。层间位移角θ达到1/50后，梁上出现明显的剪切斜裂缝。由于加载装置空间限制，未加载至承载力下降即终止加载，试验体最终破坏形态如图5(c)。

图5 试验体试验破坏形态Fig.5 Failure mode of specimens

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线及骨架线特性

图6所示为试验体位移角-水平荷载滞回曲线。试验体RCJ-1.1和RCJ-1.2在加载初期滞回曲线呈直线变化且基本无残余变形，处于线弹性阶段。屈服前，两者的滞回曲线非常接近。屈服之后，两者的滞回曲线形状和骨架线趋势出现了明显的分化。试验体RCJ-1.1的承载力迅速达到峰值并缓慢下降，滞回环更加饱满，而试验体RCJ-1.2在位移角达到1/50后承载力开始下降，滞回环的饱满程度相对较低。导致这种分化的原因主要在于竖向轴压对试验体RCJ-1.2柱脚受剪承载力的加强，使其柱脚损伤降低，耗能削弱；而试验体RCJ-1.1在大变形下，梁端和柱脚位置的塑性铰区同时参与耗能。加载后期(位移角约达到1/50后)，伴随柱脚损伤(混凝土保护层压溃、钢筋的屈服)的迅速开展，承载力降幅明显。试验体RCJ-18的滞回曲线饱满程度较低，且大变形时出现较明显的捏拢效应，原因在于：1)柱先于梁发生屈服，导致梁铰推迟出现，影响了组合件的耗能性能；2)节点区的损伤导致钢筋滑移程度增大，降低了梁端塑性铰区的耗能。

图6 水平荷载-层间位移角滞回曲线Fig.6 Hysteretic curves of lateral load vs story drift ratio

3.2 刚度退化

以各幅值下第1圈加载过程中的峰值承载力点计算得到的割线刚度表征试验体抗侧刚度的变化趋势，各试验体的割线刚度-位移角关系曲线如图7所示。对比试验体RCJ-1.1和RCJ-1.2的曲线可以发现：1)楼板及垂直方向小尺寸(梁宽<0.5×柱宽)框架梁对加载方向抗侧刚度的贡献很小，楼板开裂后，其贡献近似可以忽略；2)屈服前，试验体RCJ-1.1的刚度退化速度高于试验体RCJ-1.2，整个加载过程中，试验体RCJ-1.2的刚度退化趋势更缓和。试验体RCJ-18的刚度退化趋势与试验体RCJ-1.2相近，降速相对缓慢。

图7 刚度退化曲线Fig.7 Lateral stiffness degradation curves

3.3 延性

结合图6的骨架曲线，将各试验体的重要特征参数列于表3中。其中，屈服点为试验体主要截面位置处纵向钢筋首次达到屈服对应的加载工况幅值点，极限点为试验体骨架线上承载力降至峰值荷载的85%对应的点。试验体RCJ-1.1和RCJ-1.2在位移角θ=1/300至θ=1/200时，梁端纵筋发生屈服，同时于位移角达到θ=1/30时达到承载力极限。两个底层梁柱组合件的延性系数最小为6.7，均值达到8.4，具有很强的延性。试验体RCJ-18(顶层梁柱组合件)约在位移角θ=1/80时发生柱纵筋屈服。由于该试验体未加载至实际的极限位移，故其延性系数仅具备一定的参考价值。

表3 试验体主要性能点及延性系数Table 3 Essential performance points and ductility factors for specimens

3.4 耗能能力

参考《建筑抗震试验方法规程》，结构或构件的耗能能力用其滞回曲线滞回环围成的图形面积来衡量，其滞回环越饱满表示其耗能能力越强。从滞回曲线看，RCJ-1.1的滞回曲线很饱满，证明其耗能能力强，而RCJ-18耗能能力则较差。图8为各试验体的滞回耗能-位移角关系曲线。其中，试验体RCJ-1.1和RCJ-1.2在1/20位移角下的滞回耗能仅为单周耗能值，其余均为加载两圈的耗能值。可以发现，由屈服点向峰值点变化的过程中，试验体RCJ-1.1的耗能值高于试验体RCJ-1.2。峰值点之后，两者耗能能力趋同。试验体RCJ-18的总体耗能水平较低，耗能机制的发挥相对滞后。

图8 滞回耗能水平Fig.8 Hysteretic energy-dissipating capacity for specimens

3.5 应变分析

表4中列出了试验体RCJ-1.1节点区周边的纵筋和箍筋的应变水平变化情况，各工况下数值为正负向加载过程中钢筋经历的最大应变。表中列出依据钢筋实测强度计算出的屈服微应变值。可以发现：1)梁端纵筋屈服是试件屈服的起点；2)梁端剪切失效是试件承载力达到极限的主要原因；3)节点区附近柱箍筋较早出现屈服，而柱纵筋始终处于弹性状态。

表4 RCJ-1.1钢筋应变水平Table 4 Measured strains for reinforcements of specimen RCJ-1.1 10-6

续表4

3.6 等效粘滞阻尼系数

表5中列出了3个试验体各个工况下两周加载时的等效阻尼系数。可以发现：1)边节点的初始等效阻尼系数最大，随着加载幅值的增大，阻尼明显降低；2)中间节点等效阻尼系数在0.2左右，随着加载的进行变化不大；3)顶层中间节点试验体的等效阻尼系数在0.2～0.08之间变化。

表5 等效粘滞阻尼系数Table 5 Equivalent viscous damping coefficient

4 结论

通过对高层框-剪结构中3个不同位置梁柱组合件的拟静力试验和分析，通过构造“强节点弱构件”获得了不同于其他“弱节点强构件”型梁柱组合件试验的抗震性能和破坏特点。

1)极高水平下的节点区强节点系数和柱端弯矩放大系数可以完全避免梁柱节点区出现需要修补的损伤，实现节点弹性化。同时，不会削弱组合件的延性性能。组合件的主要破坏模式表现为梁端弯曲失效及柱铰剪切失效。

2)试验体的破坏模式与多数组合件试验结果相差较大，由“弱节点”型试验数据构建的“梁柱组合件”易损性模型[9]难以准确评估该类型梁柱节点的抗震性能，需要对此进行进一步研究。