大尺度rc梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

大尺度rc梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

節(jié)點(diǎn)尺寸效應(yīng)研究隨著城市化進(jìn)程的加快和高密度城市的發(fā)展，大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)變得越來(lái)越重要。由于結(jié)構(gòu)跨度和高度的增加以及結(jié)構(gòu)形式的多樣化,構(gòu)件的尺寸越來(lái)越大、受力狀況越來(lái)越復(fù)雜。限于試驗(yàn)條件,對(duì)受力復(fù)雜的大尺寸、高承載力的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)框架的真實(shí)破壞機(jī)理以及力學(xué)性能的研究還很不充分。目前對(duì)這些大尺寸構(gòu)件的設(shè)計(jì)中只能依據(jù)和參考基于小尺寸構(gòu)件的試驗(yàn)和研究成果建立的設(shè)計(jì)理論、方法和公式,這實(shí)際上是一種缺乏堅(jiān)實(shí)科學(xué)依據(jù)的外推,因此有必要開(kāi)展大尺度構(gòu)件的性能以及尺寸效應(yīng)的研究。尺寸效應(yīng)是指材料的力學(xué)性能隨材料幾何尺寸變化的規(guī)律,通常被認(rèn)為是脆性和準(zhǔn)脆性材料的一種基本特性。對(duì)于混凝土材料而言,無(wú)論是從Weibull的隨機(jī)強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)理論、Kaplan的混凝土斷裂理論、Hillerborg的裂紋模型,還是從Bazant的能量釋放理論以及Carpinteri的分形理論,都已有較為明確的結(jié)論,即混凝土材料存在尺寸效應(yīng),其主要表現(xiàn)為強(qiáng)度隨構(gòu)件尺寸的增大而減小。鋼筋混凝土構(gòu)件主要是由鋼筋和混凝土組成,其力學(xué)性能取決于混凝土和鋼材的力學(xué)性能,混凝土材料的尺寸效應(yīng)必然影響鋼筋混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能。研究表明,以剪切破壞為主的鋼筋混凝土構(gòu)件具有明顯的尺寸效應(yīng),如配筋較少的鋼筋混凝土短柱受壓破壞、梁的剪切破壞等。在地震作用下,梁柱節(jié)點(diǎn)往往發(fā)生核芯區(qū)的剪切破壞,并可能由此造成結(jié)構(gòu)產(chǎn)生難以修復(fù)的破壞或局部樓層的塌陷,甚至可能引起整個(gè)結(jié)構(gòu)的倒塌。因此,對(duì)大尺度梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能及尺寸效應(yīng)的研究是十分重要的課題。目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)小尺寸梁柱節(jié)點(diǎn)(柱截面一般不超過(guò)400mm×400mm)的梁端彎曲破壞、柱端壓彎破壞以及節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切破壞的傳力機(jī)理和抗震性能已開(kāi)展大量的研究工作,對(duì)大尺度梁柱節(jié)點(diǎn)研究成果較少,節(jié)點(diǎn)的尺寸效應(yīng)研究成果更少。在文獻(xiàn)中,我們?cè)芯苛藘蓚€(gè)中小尺寸的梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能。在本文中我們進(jìn)而開(kāi)展了一個(gè)大尺度RC梁柱節(jié)點(diǎn)(柱截面800mm×800mm)在低周反復(fù)荷載下的加載試驗(yàn),研究節(jié)點(diǎn)的抗剪承載力以及變形能力,探討構(gòu)件的尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)位移延性和耗能能力等抗震性能的影響,為節(jié)點(diǎn)抗震能力評(píng)估提供了依據(jù)。1試驗(yàn)總結(jié)1.1其他試件的力學(xué)性能RC梁柱節(jié)點(diǎn)試件根據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范,按照梁端屈服后節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切破壞進(jìn)行設(shè)計(jì)。大尺度梁柱節(jié)點(diǎn)試件取多層框架梁柱節(jié)點(diǎn)尺寸,試件編號(hào)為ZJ-1,幾何尺寸及配筋見(jiàn)表1。為便于比較,在表中同時(shí)也列舉了文獻(xiàn)中研究的另外兩個(gè)試件的尺寸和配筋情況。圖1為ZJ-1的構(gòu)造圖。箍筋和縱筋分別采用HPB235和HRB335級(jí)鋼筋,其力學(xué)性能見(jiàn)表2?；炷猎O(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C45,立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)均值為fcu,m=60.98MPa,軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)均值為fc,m=52.09MPa,劈拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)均值為fts,m=3.23MPa,彈性模量實(shí)測(cè)均值為Ec,m=36.5GPa,混凝土軸心抗拉強(qiáng)度為:ftk=0.22f2/3cukcuk2/3=0.22×60.982/3=3.41MPa1.2試驗(yàn)數(shù)據(jù)及加載制度節(jié)點(diǎn)試件采用梁端加載模式。ZJ-1試驗(yàn)采用40MN多功能電液伺服試驗(yàn)系統(tǒng),在柱頂部施加恒定的軸力7393kN(軸壓比為0.26),在兩個(gè)梁端分別采用2MN拉壓千斤頂來(lái)施加低周反復(fù)荷載(以左側(cè)梁端向下和右側(cè)梁端向上為正向加載),以模擬水平地震作用時(shí),構(gòu)件的受力和變形情況。試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集有應(yīng)變靜態(tài)采集儀(IMP)、力傳感器及計(jì)算機(jī)終端處理系統(tǒng),試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖2。試驗(yàn)采用荷載-位移混合控制加載制度或模式。在試件屈服之前,荷載控制分別以屈服荷載Py的20%、40%、60%、80%、100%分5級(jí)往返循環(huán)加載;在試件梁端鋼筋屈服以后,采用位移控制模式(以試件梁端屈服位移Δy的倍數(shù)控制加載),即分別以1Δy、2Δy、3Δy……作為控制位移,并在每個(gè)位移值下循環(huán)兩周,直至梁端荷載下降為極限荷載的85%。在試件的梁、柱縱筋和箍筋以及核芯區(qū)的箍筋上埋設(shè)了應(yīng)變測(cè)點(diǎn),采用兩個(gè)位移計(jì)分別測(cè)量梁端位移,兩對(duì)水平和斜向百分表分別測(cè)量?jī)蓚€(gè)梁端的彎曲變形和剪切變形,兩對(duì)豎向百分表分別測(cè)量?jī)蓚€(gè)柱端的彎曲變形,一對(duì)斜向百分表測(cè)量節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)的剪切變形,在千斤頂上安裝了力傳感器,對(duì)施加在柱頂和梁端的荷載進(jìn)行采集,加載時(shí)可以實(shí)時(shí)觀測(cè)梁端荷載-位移曲線。2試驗(yàn)結(jié)果的分析2.1節(jié)點(diǎn)初裂階段在逐級(jí)加載過(guò)程中節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷了核芯區(qū)初裂—通裂—剪切極限—破壞4個(gè)階段。梁端屈服出現(xiàn)在初裂和通裂之間,節(jié)點(diǎn)極限相應(yīng)于梁端荷載達(dá)到最大值的時(shí)刻。試件ZJ-1在不同階段的實(shí)測(cè)荷載和位移見(jiàn)表3。在往返加載作用下,由于軸力、彎矩和剪力復(fù)雜應(yīng)力的共同作用,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)形成斜向主壓、拉應(yīng)力,混凝土初裂前,主拉應(yīng)力大部分由混凝土承擔(dān),核芯區(qū)箍筋對(duì)節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)混凝土的初裂荷載貢獻(xiàn)很小;初始裂縫出現(xiàn)在核芯區(qū)對(duì)角線中心部位,裂縫寬度約為0.1mm;在節(jié)點(diǎn)反向加載時(shí),沿另一對(duì)角線方向出現(xiàn)斜裂縫;繼續(xù)加載,初裂縫沿對(duì)角線方向延伸,并同時(shí)出現(xiàn)與對(duì)角線平行的斜裂縫;繼續(xù)加載,梁端縱筋達(dá)到屈服,但是梁端混凝土沒(méi)有壓碎;接著按照位移控制模式增加循環(huán)次數(shù),加載到通裂狀態(tài)時(shí),節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)箍筋應(yīng)變明顯增大,主拉應(yīng)力主要由箍筋承擔(dān),此時(shí)斜裂縫寬度約0.3mm,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)形成較為明顯的網(wǎng)格狀斜裂縫;從梁端屈服到極限荷載所經(jīng)歷的過(guò)程較短,一般僅有2～3個(gè)循環(huán);節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)明顯進(jìn)入破壞階段,荷載逐漸下降,斜裂縫明顯增寬,且在反向荷載作用下不再閉合,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)對(duì)角線中部的混凝土保護(hù)層開(kāi)始脫落,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)的強(qiáng)度和剛度退化較快;試件達(dá)到破壞狀態(tài)時(shí),節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)混凝土在反復(fù)荷載作用下成碎末狀大量脫落(核芯區(qū)混凝土保護(hù)層脫落70%以上),最終由于節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)箍筋外鼓,柱縱筋壓屈,從而導(dǎo)致喪失其抗剪承載能力,節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞,節(jié)點(diǎn)在位移控制模式下破壞過(guò)程的照片見(jiàn)圖3。2.2節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)在試驗(yàn)過(guò)程中詳細(xì)記錄梁端荷載-位移曲線。表3為在各特征點(diǎn)上的荷載和位移試驗(yàn)實(shí)測(cè)值。節(jié)點(diǎn)開(kāi)裂荷載、屈服荷載和通裂荷載分別依據(jù)混凝土和鋼筋應(yīng)變片的數(shù)據(jù)判斷得到,節(jié)點(diǎn)極限荷載和節(jié)點(diǎn)的破壞荷載通過(guò)模型的骨架曲線(如圖4(c)所示)得到(節(jié)點(diǎn)破壞荷載取小于極限荷載的85%的位移控制下的荷載值,所以節(jié)點(diǎn)破壞荷載與極限荷載的比值都小于0.85),試件的梁端荷載-位移角滯回曲線見(jiàn)圖4(橫坐標(biāo)采用梁端位移角)。從圖4可以看出,在加載初期曲線基本重合,滯回環(huán)較小,表明節(jié)點(diǎn)基本處于彈性狀態(tài),殘余變形較小,但在梁端屈服之后,滯回環(huán)形狀均有捏攏現(xiàn)象。從滯回曲線的特征可以看出試件的破壞形態(tài)具有以下特征:①試件的剛度隨著控制位移和循環(huán)次數(shù)的增加而退化;②在加載的初期,試件的滯回曲線為梭形,隨后呈現(xiàn)弓形,殘余變形較大,同時(shí)表明節(jié)點(diǎn)核心區(qū)存在較大的剪力,反映了一定的梁端縱筋滑移影響,有明顯的“捏縮效應(yīng)”;③在梁端屈服以后,每級(jí)控制位移的第2次循環(huán)加載時(shí),承載力下降較為明顯,剛度也有明顯的退化特征。2.3節(jié)點(diǎn)梁端變形試件ZJ-1在梁端加載點(diǎn)的總位移由梁彈性變形、柱彈性變形、梁端(節(jié)點(diǎn)端)塑性鉸(包括梁縱筋在節(jié)點(diǎn)內(nèi)滑移變形)產(chǎn)生的變形以及節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)的剪切變形組成。在實(shí)測(cè)的各控制位移下,上述各種變形成分占總變形的比例如圖5所示。其中梁端塑性鉸產(chǎn)生的變形由實(shí)測(cè)梁端轉(zhuǎn)角得到,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切產(chǎn)生的梁端變形由實(shí)測(cè)節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)的對(duì)角線方向的變形轉(zhuǎn)換得到,梁彈性變形、柱彈性變形采用彈性方法計(jì)算。在計(jì)算時(shí)將梁、柱剛度折減80%,以考慮混凝土開(kāi)裂以后裂縫對(duì)剛度的影響。由圖5(a)可以看出(在位移角2.69%之后,沒(méi)有測(cè)量到節(jié)點(diǎn)剪切變形,因此只得將其歸入其他成分),隨著變形的發(fā)展,各種變形成分的組成是不斷發(fā)生變化的,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切變形比例不斷增加,梁端的塑性鉸變形(包括梁端縱筋的滑移引起的變形)的比例不斷減少。由圖5(b)可以看出,節(jié)點(diǎn)ZJ-1的剪切變形與梁塑性鉸變形對(duì)比具有以下特征:①在梁端屈服荷載時(shí)(位移角1%),節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切變形所引起的梁端位移角在梁端總位移角中所占比例是21%;②在極限荷載之后(測(cè)量有效范圍內(nèi)),節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切變形所引起的梁端位移角在梁端總位移角中所占比例是35%(位移角2.69%);③試件ZJ-1由于加載后期核芯區(qū)破壞比較嚴(yán)重,節(jié)點(diǎn)剪切變形所占比例急劇增加,梁端塑性鉸變形所占比例急劇下降。2.4延性及能耗分析試件ZJ-1的剛度(圖4中滯回曲線的頂點(diǎn)對(duì)坐標(biāo)原點(diǎn)的斜率)隨梁端位移角增加而減小的情況見(jiàn)圖6,這樣的剛度退化反映了結(jié)構(gòu)構(gòu)件的積累損傷程度。由圖6可知,對(duì)于ZJ-1構(gòu)件,在梁端位移角2.0%之前,試件剛度減小的較快。結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性可采用延性系數(shù)表示,位移延性系數(shù)的定義式為:μΔ=Δu/Δy,其中,Δy和Δu分別為屈服位移和極限位移;Δu為荷載下降為極限荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)位移值;Δy為試件的屈服位移,試件ZJ-1的延性系數(shù)見(jiàn)表3?？梢钥闯?構(gòu)件的延性系數(shù)均值是3.58,其抗震性能還有待提高。耗能能力一般用圖4中滯回曲線所包圍的面積來(lái)衡量,即滯回曲線包絡(luò)線所包圍的面積,它與最大彈性應(yīng)變能的比值即為等效黏滯阻尼比he。按照?qǐng)D4中的滯回曲線,同時(shí)也可以得到等效黏滯阻尼比,它隨梁端位移角的變化曲線見(jiàn)圖7。在梁端屈服之后,圖7中的等效黏滯阻尼系數(shù)he是按照每級(jí)控制位移下的第2周循環(huán)的滯回曲線計(jì)算的。由圖7可以看出,對(duì)于構(gòu)件ZJ-1,在節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)開(kāi)裂以后,當(dāng)梁端位移角θ在0.5%與2.0%之間變化時(shí),試件隨著裂縫的發(fā)展,耗能能力增強(qiáng),等效黏滯阻尼比增加比較快;位移角在2.0%之后,構(gòu)件隨著荷載的下降,位移的增加,he平穩(wěn)發(fā)展,耗能能力略有下降;位移角達(dá)到3.0%之后,he又有所增加,這主要由于混凝土和鋼筋的塑形變形增大,裂縫的閉合以及鋼筋的相對(duì)滑移等因素造成的。3不同規(guī)模節(jié)點(diǎn)的尺寸效應(yīng)和分析3.1節(jié)點(diǎn)破壞特征由本文的大尺寸梁柱節(jié)點(diǎn)ZJ-1(如圖1所示)和文獻(xiàn)中的中小尺寸梁柱節(jié)點(diǎn)ZJ-2、ZJ-3(分別為文獻(xiàn)中的ZJ1和ZJ2)的試驗(yàn)結(jié)果可知,不同尺寸節(jié)點(diǎn)破壞特征具有以下特點(diǎn):(1)在相同倍數(shù)的屈服位移下,隨尺寸的增加,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)斜裂縫的數(shù)量明顯增多,核芯區(qū)斜裂縫向兩端發(fā)展速度加快,斜裂縫核芯區(qū)保護(hù)層脫落面積明顯增大。(2)節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)斜裂縫帶呈現(xiàn)中間寬兩梁端細(xì)的特征,隨著節(jié)點(diǎn)模型尺寸的增加,斜裂縫帶中間變寬的趨勢(shì)更加明顯。3.2節(jié)點(diǎn)抗剪承載力的尺寸效應(yīng)表4和圖8所示為節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的對(duì)比。實(shí)測(cè)值即為試驗(yàn)所施加的梁端荷載值,計(jì)算值為采用材料實(shí)測(cè)值根據(jù)建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范公式計(jì)算得到:Vj=1.1ηjftbjhj+0.05ηjNbj/bc+fyvAsvj(hb0-as′)/s(1)從表4和圖8(a)可見(jiàn):ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力(通裂)實(shí)測(cè)值比計(jì)算值分別提高2.23%、6.65%和30.75%;隨著尺寸的增加,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力實(shí)測(cè)值比計(jì)算值提高的幅度逐漸減小。由圖8(b)可見(jiàn):ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力(極限)實(shí)測(cè)值比計(jì)算值分別降低2.84%、提高3.23%和32.08%;隨著尺寸的增加,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力實(shí)測(cè)值比計(jì)算值提高的幅度逐漸減小?？梢钥闯鰳?gòu)件的節(jié)點(diǎn)抗剪承載力存在明顯的尺寸效應(yīng)。節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力的尺寸效應(yīng)可以通過(guò)兩種模型來(lái)加以說(shuō)明。①由式(1)可知,節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)抗剪承載力主要有混凝土、軸壓力和箍筋三項(xiàng)組成(如圖9所示),產(chǎn)生抗剪承載力尺寸效應(yīng)的較大可能在混凝土項(xiàng),應(yīng)該像無(wú)腹筋梁抗剪承載力一樣,考慮與受剪截面高度影響系數(shù)有關(guān)的尺寸效應(yīng);②節(jié)點(diǎn)受力模型,在加載的后期,存在拉壓桿模型,其抗剪承載力取決于主斜壓桿混凝土的有效強(qiáng)度。隨著尺寸的增加(以及裂縫帶的變化的影響),混凝土的抗壓強(qiáng)度逐漸降低,主斜壓桿的混凝土有效強(qiáng)度也逐漸降低,從而使節(jié)點(diǎn)抗剪承載力產(chǎn)生尺寸效應(yīng)。3.3節(jié)點(diǎn)尺寸影響下的梁端位移角如上所述,梁端總位移主要是有梁端塑性鉸變形(包括梁縱筋的滑移)和節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)剪切變形組成。因此在圖10中我們針對(duì)三個(gè)試件將這兩個(gè)主要部分的組成比例進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。由圖10可以看出(由于兩次試驗(yàn)中采用了不同的測(cè)量設(shè)備,各種變形測(cè)量的精度有一些不同,但是這不影響結(jié)果的可信度):①在梁端屈服荷載(相應(yīng)的位移角為1%)時(shí),ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3的核芯區(qū)剪切變形所引起的梁端位移角在梁端總位移角中所占比例分別是21%、27%和29%;②在極限荷載時(shí),ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3的核芯區(qū)剪切變形所引起的梁端位移角在梁端總位移角中所占比例分別是21%、27%和28%(相應(yīng)的位移角分別為1.69%、2.97%和2.15%);③在極限荷載之后(限于有效的測(cè)量范圍內(nèi)),ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3的核芯區(qū)剪切變形所引起的梁端位移角在梁端總位移角中所占比例分別是35%、27%和32%(相應(yīng)的位移角分別為2.69%、2.97%和3.95%);④在位移角2%之前,隨著節(jié)點(diǎn)尺寸的增加,節(jié)點(diǎn)剪切變形所占比例有所下降,但是,試件ZJ-1由于加載后期(梁端位移角大于2%以后)核芯區(qū)破壞比較嚴(yán)重,節(jié)點(diǎn)剪切變形所占比例急劇增加。這一點(diǎn)在圖10(b)中也有所反映,ZJ-1的梁端塑性鉸變形所占比例急劇下降。由此看來(lái),從變形特征方面考慮,大尺寸節(jié)點(diǎn)(尺寸效應(yīng))的核芯區(qū)更趨于脆性剪切破壞。3.4節(jié)點(diǎn)剛度和抗拉受力性能分析結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的變形能力通常用延性系數(shù)來(lái)表示,以下是關(guān)于3個(gè)試件的延性系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果和比較分析結(jié)果:(1)ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3構(gòu)件的延性系數(shù)分別是3.59、6.22和4.66;試件達(dá)到破壞時(shí),梁端位移角分別達(dá)到3.6%、5.4%和4.5%;ZJ-1的延性系數(shù)小于4.0,不滿(mǎn)足抗震設(shè)計(jì)要求,ZJ-2和ZJ-3構(gòu)件的延性系數(shù)均值都大于4.0,滿(mǎn)足抗震設(shè)計(jì)要求。(2)隨著尺寸的增加,節(jié)點(diǎn)的延性有所下降,抗震性能有待提高。試件的剛度隨梁端位移角增大而減小或退化的規(guī)律見(jiàn)圖11(ZJ-1參考左邊坐標(biāo)軸,ZJ-2和ZJ-3參考右邊坐標(biāo)軸)。由圖11可見(jiàn):(1)在梁端位移角達(dá)到2%之前,3個(gè)試件節(jié)點(diǎn)剛度退化均較快,這一點(diǎn)也可以從等效黏滯阻尼系數(shù)圖12中得到佐證(等效黏滯阻尼系數(shù)也是急劇增加的)。在梁端位移角2%之后,ZJ-1試件的剛度退化仍然較快,ZJ-2和ZJ-3節(jié)點(diǎn)剛度退化則變緩。(2)隨著尺寸的增加,在加載后期,節(jié)點(diǎn)剛度衰減加快。按照構(gòu)件滯回曲線計(jì)算得到的等效黏滯阻尼系數(shù)he示于圖12中,它代表構(gòu)件的耗能能力。從圖12可以看出:(1)在梁端縱筋屈服后,ZJ-1、ZJ-2和ZJ-3隨著斜裂縫的發(fā)展,耗能能力增強(qiáng),等效黏滯阻尼系數(shù)急劇增加。(2)梁端位移角在2.0%左右,ZJ-1由于節(jié)核芯區(qū)破壞加重,梁端彎曲裂縫閉合,節(jié)點(diǎn)耗能能力