钢筋混凝土框架中间层中间节点梁柱组合抗震性能试验研究

钢筋混凝土框架中间层中间节点梁柱组合抗震性能试验研究

1节点体系中梁柱节点受约束作用自20世纪90年代初以来，国内外对钢筋混凝土支架的结构进行了大量的试验研究。通过对已有研究结果的归纳,可以发现,多数已完成的试验研究侧重于对节点组合体宏观受力表现及抗震性能的考察;而在节点受力机理的研究方面,国内外多数学者虽然也对组合体在非弹性变形逐步增大的反复受力过程中梁、柱筋贯穿节点段的粘结退化趋势、以及节点核心区存在桁架机构和斜压杆机构这两种节点剪力传递机构有一定的认识,但仍有国家例如美国ACI318规范《建筑结构混凝土设计规范》和ACI-ASCECommittee352《钢筋混凝土结构中梁柱节点的设计建议》至今仍使用JKWight的观点,即认为节点可以视为一段剪力较大的柱,只需通过箍筋加强约束来保证其抗震性能;但由于至今缺乏对节点受力机理的综合分析和更全面、更准确的理解,使模拟节点受力的定量分析模型的建立工作自20世纪90年代初期至今进展缓慢,同时也制约了节点抗震设计方法的进一步改善。其中有待通过试验及分析解决的突出问题有:(1)钢筋混凝土框架节点箍筋除沿受力方向的箍肢承担桁架机构拉力之外,各箍肢是否还将对核心区沿两个交叉斜向交替受压的混凝土发挥约束作用?如果这种约束作用存在,它在不同受力阶段各占箍筋各肢抗拉能力的多大份额?对节点抗震抗剪性能发挥什么作用?(2)多、高层钢筋混凝土结构中、下部各层的梁柱节点将承受由柱传来的很大轴压力,在中国、新西兰等国的现行设计规范中,都考虑了轴压比的增大对节点抗震抗剪性能的有利作用,这种考虑是否在任何条件下都是合理的,本文作者目前尚未收集到国内外系统的试验研究资料。针对以上两个涉及节点传力机理及抗震性能的重要问题,本文组织了下列系列试验,以期通过更加细致全面的量测和对测试结果的综合分析获得对上述问题的有效答案。2试验构件及试验加载本文试验系列由19个钢筋混凝土框架中间层中节点梁柱组合体组成,组合体尺寸及试验加载方案如图1所示。各试件节点的剪压比λ=Vjh/(fcbjhj)和轴压比n=N/(fcbchc)覆盖了规范允许的整个剪压比和轴压比范围且略超出了允许上限。节点水平剪力Vjh按习惯做法取Vjh=(Asfyu+A′sfyb)-Vc,其中,As和A′s分别为梁上部和下部纵筋截面面积,fyu和fyb分别为梁上部及下部纵筋的实测屈服强度,Vc为节点左、右梁截面中的受拉纵筋屈服时根据组合体平衡条件算得的柱剪力。各试件主要参数、失效方式及失效时所达到的位移延性系数如表1所示。从表中可以看出,一部分试件梁截面选用的是对称配筋,更多的试件则与设计中常见情况类似,梁截面为非对称配筋。本文试件在Vjh/(fcbjhj)-ρsvfyv/fc坐标中的位置详见图2。各试件梁柱纵筋数量除满足节点抗剪外,还要使节点两侧梁截面纵筋在试验中首先屈服,柱纵筋在随后加载循环中可能屈服,也可能不屈服;节点核心区在组合体位移增大到一定程度后发生剪切失效(少数试件作用剪力偏小,到位移很大而停止试验时,核心区仍未发生剪切失效,见表1)。另外,通过梁柱端的箍筋配置,保证在试验过程中不出现梁柱端剪切失效。各试件在靠近节点的梁柱纵筋段及其贯穿节点段上以及节点水平箍筋各个箍肢上均沿纵向开槽,在槽内贴应变片后再用树脂类材料封槽。纵筋应变片按30mm间距布置,箍筋按每个箍肢上三个应变片均匀布置。在试验中还量测了每个试件核心区两对角线方向的位移(节点剪切变形)以及梁、柱纵筋贯穿段两端相对于节点的滑入、滑出量。同时还通过固定在节点核心区的轻质铝合金仪表架量测了梁、柱段外端对节点区的相对位移,从而可以判断在不同受力阶段梁段、柱段和节点区的变形以及梁、柱纵筋相对于节点的滑出量在总体变形中所占的份额。试验中先对柱施加轴压力至预定轴压比,并通过电液伺服系统使这一轴压力在整个试验过程中保持恒定。如图1所示,从左、右梁外端施加分别向上和向下的竖向力,并完成反复加载过程。在节点左、右侧梁截面中的纵筋屈服前,按力控制加载;在梁纵筋屈服后,改按位移控制进行受力循环,位移按屈服位移的整数倍增长,每个位移值下循环两周,直至梁端荷载下降至峰值荷载的85%时,认为试件失效。3节点核心区节点内的桁架机构在图3a中给出了钢筋混凝土框架中间层中节点在自右向左的地震作用下其周边梁柱截面在梁筋首次达到屈服时的内力分布。通过试验和分析,本文作者认为,可以从较严格的意义上承认节点区的下列传力机理:(1)梁、柱纵筋在节点周边梁、柱截面中所受的拉力和压力(图3a中的Tbl与Csl、Tbr与Csr、Tcu与Csu、Tcb与Csb,其中的Csl和Csr在上、下梁筋粘结能力退化后将可能变为拉力,详见下文说明)的合力,将经贯穿段粘结效应传入节点区混凝土,其中大部分或全部将以周边剪应力形式传入节点核心区,并在核心区混凝土中形成相对均匀的剪应力场。该剪应力场的主压应力始终由混凝土承担,主拉应力在导致核心区混凝土沿斜向开裂后,将由节点水平箍筋平行受力方向箍肢和沿受力方向的柱边排列的柱纵筋分担。这就是核心区中传递节点剪力的第一种机构——桁架机构。(2)节点周边梁、柱截面受压区混凝土压力(图3a中的Ccl、Ccr、Ccu和Ccb)将大部分或全部直接传入节点核心区,并在大致沿核心区对角线方向形成有一定宽度的混凝土斜压应力带,这也就是传递节点剪力的第二种机构——斜压杆机构。(3)核心区混凝土将同时承担桁架机构引起的大致均匀分布的斜向主压应力和斜压杆机构引起的相对集中于一个斜向带宽内的斜向压应力。后者的应力值通常高于前者。而且,随节点剪力作用方向的交替变化,斜向压应力将沿两个交叉斜向交替作用。故就混凝土受压而言,核心区中部总是起控制作用的区域。(4)随节点剪力作用方向的交替变化,桁架机构所引起的沿受力方向的水平箍肢力和竖向柱筋力将随沿两个交叉斜向的斜裂缝的交替闭合和张开而在很低的拉应力到较高的拉应力之间多次重复变化。在梁、柱截面配筋数量及方式不同的情况下,梁截面钢筋力和混凝土力传入节点核心区与传入柱端的比例,以及柱截面钢筋力和混凝土力传入节点核心区与传入梁端的比例可参见文献。应该指出,以上传力机理虽然是正确的,但只用上述两种机构仍无法准确解释节点区的受力和失效表现,而这也正是文中想要通过试验结果进一步说明的问题之一。4节点的粘结演化若如图3b所示,取节点上部为脱离体,且只考察该脱离体沿水平方向的平衡关系,则可看出,梁筋贯穿段两端的拉力Tbr和压力Csl的合力将由贯穿段的粘结力来平衡。本文试验的19个试件,其梁筋贯穿段的相对长度hc/db或恰好满足我国设计规范对一、二级抗震等级框架梁筋贯穿节点相对长度的要求,或略偏安全(见表1注③)。试验表明,该相对长度范围内的贯穿段处于粘结应力交替反向的高粘结应力状态下。在图4中给出了三个轴压比不同的有代表性试件中的梁筋贯穿段在不同加载阶段沿同一个受力方向的实测应变分布。由于贯穿段每个单元长度Δx上的粘结应力与该单元左、右截面的应力梯度成比例,故应变分布曲线的梯度也就反映了钢筋未屈服区的粘结应力变化规律。据此可以从图4看出的基本趋势是:(1)不论轴压比大小,在Δ/Δy=1时(Δ为梁外端的位移,Δy为与节点相连的梁端屈服时对应的梁外端位移,以下同),各试件贯穿段尚保持一端受拉、另一端受压的态势。但因靠近拉力端的贯穿段上的粘结已有退化,钢筋应变零点已明显偏向受压端。这表明,此时图3a节点左侧边的梁截面上部“受压钢筋”的受力状态已不再由该梁截面的应变协调条件即“平截面假定”确定,而改为由贯穿段的粘结条件控制。例如图3a中与节点左侧钢筋力Csl对应的钢筋应力σsl即应由下列平衡条件确定σslAs=Tbr−m∫hc0τ(x)πdbdx(1)σslAs=Τbr-m∫0hcτ(x)πdbdx(1)式中,m为上部梁筋根数(假定钢筋为等直径);As为上部梁筋总截面面积;τ(x)为相应位置x处钢筋表面粘结应力;db为上部梁筋直径。由图3还可以看出,随着组合体交替变形的进一步增大,贯穿段受拉一侧的屈服范围将向节点内渗透。随着粘结应力方向的交替变化和屈服渗透的发展,贯穿段的粘结将进一步退化,且靠近受拉端的粘结退化更加严重。这时,贯穿段原受压端将变成受拉,且拉应变随贯穿段粘结退化而加大,钢筋的应变零点将逐步深入到图3a节点左侧的梁端受压区内。这意味着,图3a节点右侧梁端截面上部受拉钢筋这时将靠贯穿段的残余粘结能力和远在节点左侧梁端该钢筋应力零点以远的受压混凝土中的锚固作用来维持受力。(2)当图3a节点左侧上部梁筋力Csl逐步从压力变为拉力后,根据该截面力的平衡条件,如图3c所示,左侧上部梁受压区混凝土压力Ccl必将相应增大。这意味着,随着梁筋贯穿段的粘结退化,由该贯穿段经粘结传入节点核心区的由桁架机构分担的水平剪力将相应减小,而由节点左侧混凝土压力Ccl传入节点的份额所形成的由斜压杆机构承担的水平剪力将相应增大。而从图3a的总平衡条件可以看出,由这两种机构承担的节点总水平剪力在梁筋粘结退化后并不会下降,且会随梁筋在节点右侧进入强化而略有增大。这表明斜压杆机构水平剪力增大的速度会比桁架机构水平剪力降低的速度略快。还需要指出的是,虽然图3a节点左侧梁端上部在前一个反向受力状态下曾出现较宽的弯曲裂缝,但试验结果表明,在贯穿段粘结已出现明显退化的情况下,该裂缝在本次受力时(即在图3a所示受力状态下)将随梁筋贯穿段向右滑动而完全闭合,故不影响左侧梁端上部受压区混凝土向节点内传递压力。根据国内外已有试验结果,至少在贯穿段的db/hc>1/30之前这一结论是正确的。这表明有关文献中曾认为在“图3a所示受力状态下因左侧梁端原受拉裂缝不能闭合,故受压区压力只能全由梁筋贯穿段的粘结传入节点,因而节点区桁架机构分担的节点剪力份额不会随组合体位移增大而相应下降,且会因梁筋进入强化而提高”的结论至少对贯穿段db/hc>1/30的节点是不正确的。(3)因梁筋屈服区从梁端向贯穿段内渗透,使本应发生在梁端塑性铰区的钢筋塑性伸长有相当一部分转移到节点内的梁筋贯穿段上,这使得本应具有良好弯曲型耗能性能的梁端塑性铰在不同程度上退化为耗能性能较差的“弯曲-滑移型”塑性铰。这是导致梁柱组合体荷载-位移滞回曲线捏拢现象加重,耗能能力降低的一个主要原因。为了更好地识别轴压比对梁筋贯穿段粘结性能的影响,本文从已试验的19个试件正反向受力时各个位移循环下的实测贯穿段应变分布中算出贯穿段的平均粘结应力τb。为了排除混凝土强度和钢筋等级的干扰,取文献给出的在混凝土强度、钢筋等级和钢筋直径相同的条件下具有基本锚固长度的直线锚固段在失效状态下的平均粘结应力τbu作为基准值,并将不同变形(Δ/Δy)下的τb/τbu值按试件轴压比不同分别画在图5a、5b、5c、5d中。从图5可以看出:(1)不论轴压比高低,上部梁筋贯穿段的平均粘结应力均随组合体屈服后变形的增大,即Δ/Δy的增大而逐步下降。(2)从图5中不同轴压比试件经回归得出的τb/τbu-Δ/Δy曲线的对比可以看出,与试验轴压比n=0.05的试件相比,n=0.25试件的τb/τbu值在不同Δ/Δy下普遍有所增大(在Δ/Δy=2时增长幅度约22%)。在n=0.36时,τb/τbu值则保持与n=0.25基本相同的水准(Δ/Δy=2时增长幅度约4%)。而在n=0.45时,τb/τbu值与n=0.25或0.36时相比又略有下降。这表明在试验轴压比超过n=0.36(大约相当于设计轴压比略大于0.7)后,轴压比的提高能进一步改善梁筋贯穿段粘结效应的这种有利趋势已不再能保持。(3)另一个对梁筋贯穿段粘结性能有影响的因素是节点剪压比Vjh/(fcbjhj)。从图5a和5c中可以看出,剪压比低和偏低的试件,其τb/τbu值明显高于剪压比偏高的试件。其原因主要在于剪压比偏高时,节点区的交叉斜裂缝发育更加充分,多条裂缝贯穿梁筋贯穿段,从而在一定程度上削弱了其粘结能力。同时,剪压比高的试件梁筋配置数量也相对较多,钢筋之间的间距较小,使粘结环境更不利,这也是导致剪压比影响梁筋贯穿段粘结性能的一个原因。对柱筋贯穿段应变分布的实测结果表明,若组合体柱筋不屈服,其贯穿段的粘结随组合体变形的增大而退化的现象并不明显。一旦柱筋进入屈服后状态,其贯穿段粘结性能随组合体变形增大而退化的现象将较为明显。但轴压比的大小对柱筋粘结性能没有可察觉的规律性影响。图6给出了不同轴压比的试件在梁端截面处测得的各变形状态下其上部梁筋相对于节点混凝土的滑出量Sl的有代表性实测结果。可以看出,随着轴压比的增大,钢筋滑出量Sl有明显减小的趋势。需要指出的是,钢筋滑出量中既包括贯穿段的粘结滑移,也包括一部分贯穿段的屈服后伸长。图6所示钢筋滑出量随轴压比增大而减小的趋势虽与图5所示τb/τbu受轴压比影响的趋势在大部分变形状态下有某种一致性,但不同的是,当轴压比很大时(n=0.45),滑出量仍在持续增长,而不象轴压比对τb/τbu的影响那样,当n=0.45时,粘结性能反而有所退化。究其原因很可能在于当轴压比很大时,过大的压力将阻碍带肋钢筋的滑动,从而使前一个反向受力过程中贯穿段充分受拉一端的拉应变在本次受力过程中得不到充分恢复,从而形成图4c所示贯穿段应变的不对称马鞍形分布。这种应变分布自然将减小经粘结传入节点的钢筋力,从而使轴压比对贯穿段粘结传力的有利作用不再能持续增长;但这一现象并不妨碍轴压比遏制粘结滑移的有利作用的进一步发挥。5核心节点的被动约束能力本文所有试件节点各根水平箍筋的各个箍肢上均各布置有三个均匀分布的应变测点。考虑到节点区交叉斜裂缝与箍肢相交位置的随机性,故取每个箍肢三个应变片在同一加载半循环峰值位移状态下实测应变的平均值所对应的箍筋拉力为该箍肢拉力的代表值,并算得每个半循环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,并将其记为P1和P2。在图7中给出了轴压比不同的四个有代表性试件在不同位移峰值下的P1及P2值。在组合体交替受力过程中,核心区混凝土受两个斜向压力的交替作用,且随着对组合体施加变形的增大,压应变和开裂后的平均拉应变均不断增长。根据混凝土的本构特征,当其斜向压应变不断增大时,它在垂直于压力作用方向的另两个正交方向内的膨胀也在持续增大。因垂直受力方向箍肢不承担核心区桁架机构引起的拉力,故其实测总拉力P2全由斜压混凝土的侧向膨胀所引起,即全部为沿垂直受力方向施加给斜压混凝土的被动约束力。而平行受力方向箍肢则既要承担由核心区桁架机构引起的拉力,还要承担斜压混凝土侧向膨胀在该方向箍肢中引起的拉力,即被动约束力;因此从图中可以看出P1始终大于P2。但应注意到,没有理由认为垂直受力方向箍肢与平行受力方向箍肢所承担的被动约束力从数量上应是相等的。这是因为从图8可以看出,这两个方向箍肢发挥约束作用的方式不完全相同。垂直受力方向箍肢的走向虽与斜压混凝土在垂直于组合体受力平面方向的侧向膨胀方向一致,约束作用似乎应发挥得较充分,但各箍肢离主要斜压混凝土体的远近不同,距离远的箍肢发挥作用的充分程度将有一定减弱。而斜压混凝土在组合体受力平面内的侧向膨胀则与平行受力方向箍肢大致在垂直面内有一个45°交角,故这个方向箍肢只受侧向膨胀应变水平分量的作用,其所能发挥的被动约束力只有交角为零时的70%左右。由于目前已有可能在已知梁、柱筋贯穿段粘结退化规律的前提下算出核心区桁架机构分担的节点剪力份额,从而可以进一步估算出平行受力方向箍肢在组合体不同变形状态下分担的桁架机构拉力P3,从实测P1中减去桁架机构拉力P3,即可估算出平行受力方向箍肢对斜压混凝土的被动约束力。根据以上分析可以把图7中的实测P1-Δ/Δy关系和P2-Δ/Δy关系统一用图9a、9b的分解示意图表示。其中图9b再现垂直受力方向单纯发挥被动约束作用的箍肢总拉力P2随Δ/Δy的变化规律。而图9a中平行受力方向箍肢的总拉力(曲线OEF)则可分解为桁架机构总拉力(曲线OAB)和被动约束总拉力(曲线OCD)。也就是说,若将曲线OAB的纵坐标值与曲线OCD的纵坐标值逐点相加,即得曲线OEF的纵坐标值。从中可以看出,随着Δ/Δy增长,由于梁筋贯穿段(也包括柱筋贯穿段)的粘结退化,桁架机构总拉力逐步减小,沿受力方向箍肢的被动约束的总抗拉能力逐步增大。正是由于桁架机构总拉力和被动约束力的共同作用,使得剪压比为中等偏大的各试件节点沿受力方向的大部分箍肢在节点核心区发生斜压型剪切失效(混凝土斜向压溃)前几乎全部达到屈服。这表明沿受力方向箍肢的被动约束能力已被充分利用。从以上实测及分析结果中得出,在节点核心区存在桁架机构和斜压杆机构之外,箍筋各肢所发挥的对斜压混凝土的约束作用是节点传力机理中与上述两种机构具有同样重要性的成份。只有全面认识箍筋所发挥的约束作用,才能对节点受力机理作出更合理的解释。根据抗震延性框架的设计理念,节点的抗震要求首先要保证在框架达到强震下的非弹性变形之前不发生非延性的剪切失效。而文献和本文的试验均表明,当节点剪压比不是过低时,节点最终都是因为核心区混凝土的斜向压溃而发生剪切失效。因此,配置适宜数量水平箍筋,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过约束来保证核心区混凝土在两个斜向交替拉、压且变形不断增大的过程中推迟压溃,从而使节点能够满足上述抗震基本要求。6节点剪切失效机理前面已经讨论了增大节点轴压比可改善梁筋贯穿段粘结性能。在试验中还观察到轴压比的增大将对节点区斜裂缝的发展起到一定的遏制作用,从而能够适度减小节点区的剪切变形;而且,还将使斜裂缝与水平轴的交角有所增大,增加斜裂缝向上、下柱内延伸的趋势。轴压比的增大使梁筋滑移减小、节点剪切变形减小,这将导致组合体再加载刚度的提高和塑性耗能能力的增强。在图10中给出了由各试件荷载-位移滞回曲线求得的反映不同非弹性变形状态下滞回圈塑性耗能能力的等效粘滞阻尼系数heq随Δ/Δy的变化情况。从图10中可以看出,不论节点剪压比大小,轴压比的增大都能在整个非弹性变形过程中改善组合体的塑性耗能能力,从而使heq值高于轴压比偏小的试件。这一趋势对结构抗震性能虽然是有利的,但却不是最关键的。如前面已经指出的,从抗震要求出发,最关键的是保证节点在组合体在强震下所预计的变形状态之前不发生剪切破坏。若从这个角度考察轴压比对节点抗震性能的影响,则从前面得出的节点传力机理可知,轴压比提高后,经粘结传入节点的梁筋力值将适度增大,因梁、柱筋粘结退化而加重核心区斜压杆机构负担的趋势将得到一定的缓解。但轴压比的增大却加大了节点的竖向压应力,从而使斜向主压应力与水平轴交角增大,更重要的是应力值也相应提高。这些现象对节点抗震性能的影响将随节点剪压比的大小而不同,现分述如下。当剪压比偏小时,由节点剪力引起的混凝土斜向压应力和桁架机构箍筋拉力均偏小,若轴压比小,且节点配置有最低数量的箍筋,则即使组合体非弹性变形很大,节点核心区混凝土也不致发生斜向压溃,即节点不致发生剪切失效。本次试验中属于这种情况的试件例如有J-1和J-3,其典型荷载-位移滞回曲线如图11a所示。若轴压比加大,因核心区混凝土的抗斜压能力有足够潜力,故一般仍不会改变组合体的上述延性特征,且耗能能力会有所改善(参见图10a)。属于这种情况的试件有J-2和J-4,其典型荷载-位移滞回曲线如图11b所示。以上这两类试件节点区的交叉斜裂缝根数很少,节点区的剪切变形对组合体总变形的贡献不大。在这种情况下,由于轴压比的增大不会从不利方面影响组合体的延性性能,故在节点抗震抗剪设计中可不考虑轴压比的影响。当剪压比有所增大后,由作用剪力经斜压杆机构和桁架机构施加于核心区混凝土和箍筋的作用相应加重,节点交叉斜裂缝加密,宽度增大。这时轴压比的增大将明显加大斜压混凝土的负担,从而使荷载-位移滞回曲线骨架线在Δ/Δy较大时下跌的趋势加重,节点在发生斜压型剪切失效前所能维持的延性能力相应有所下降,但组合体在其节点失效时所达到的位移延性系数尚能满足延性框架在强震下的抗震性能要求(根据非线性动力反应分析结果判断位移延性系数μΔ不宜小于3.5～4.0)。从图11c和11d中两个试件J-7和J-6的荷载-位移滞回曲线骨架线趋势对比可以明显看出以上特点。这时从延性要求出发仍不需要考虑轴压比的影响。基于与低剪压比试件的同样理由,自然也不应考虑轴压比的影响。当节点剪压比更高时,作用剪力在斜压杆中引起的斜向压力已经较大,轴压比的增大必将进一步加重混凝