唐明 易偉建 吳越凡 劉力維

摘要：為研究抗沖切鋼筋和暗梁對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，進(jìn)行了5個(gè)低周往復(fù)荷載作用下的板柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，其中，1個(gè)試件無抗沖切鋼筋，另外4個(gè)試件分別配置螺旋箍筋、四肢箍筋、八肢箍筋和栓釘。對(duì)各試件的裂縫發(fā)展特征、破壞形態(tài)、滯回性能、不平衡彎矩承載力和延性性能等進(jìn)行了分析。試驗(yàn)結(jié)果表明：配置抗沖切鋼筋試件的不平衡彎矩承載力和延性性能較無抗沖切鋼筋試件分別提高13%～48%和68%～198%;合理設(shè)計(jì)暗梁能明顯提高試件的整體抗震性能，配置四肢箍筋的試件能滿足中國規(guī)范的抗震性能需求，且較采用八肢箍筋的試件更經(jīng)濟(jì)?？偨Y(jié)和分析已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，中國規(guī)范對(duì)于配置抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果整體較吻合，但離散度偏高。

關(guān)鍵詞：板柱節(jié)點(diǎn);抗震性能;沖切破壞;栓釘;箍筋

中圖分類號(hào)：TU375.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：20966717（2020）03005410

Abstract：

To study the effect of shear reinforcement and installation of concealed beam on seismic behavior of slabcolumn connections， five slabcolumn connections were tested under lowcycle reversed load. The control specimen had no shear reinforcement， while the other four specimens were equipped with spiral stirrups， fourleg stirrups， eightleg stirrups and studs， respectively. Crack development characteristics， failure modes， hysteretic behaviour， unbalanced moment capacity and ductility of each specimen were analyzed. The results show that compared with the specimen without shear reinforcement， unbalanced moment capacity and ductility of specimens with shear reinforcement are increased by 13%～48% and 68%～198%， respectively. The general seismic performance of specimens is significantly improved by properly designing the concealed beam. The specimen with fourleg stirrups can meet the requirement of seismic performance in Chinese code and is more economical than the that with eightleg stirrups. By summarizing and analyzing existing test data， it is found that for slabcolumn connections with shear reinforcement， the calculated results with Chinese code are in good agreement with test results， but the dispersion of calculated results is relatively high.

Keywords：slabcolumn connection; seismic performance; punching failure; studs; stirrups

鋼筋混凝土平板結(jié)構(gòu)體系具有施工方便、降低結(jié)構(gòu)層高和傳力路徑直接等優(yōu)點(diǎn)。然而，對(duì)處于中震地區(qū)的平板結(jié)構(gòu)，其在使用過程中可能產(chǎn)生較大的內(nèi)力和變形，因此，抗沖切鋼筋常被運(yùn)用于板柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)，以提高其承載能力和變形能力等抗震性能。目前，開展試驗(yàn)研究采用的抗沖切鋼筋類型主要有兩類：箍筋[16]和栓釘[415]。學(xué)者們研究了抗沖切鋼筋的直徑、間距、數(shù)量、布置方式和類型等因素對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。Hawkins等[1]完成了5個(gè)板柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，結(jié)果表明，合理設(shè)計(jì)箍筋能有效提高節(jié)點(diǎn)的延性、耗能能力和殘余承載力，避免節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆性破壞。Robertson等[5]研究了箍筋和栓釘對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，結(jié)果表明，在低豎向荷載作用下，配置栓釘和箍筋對(duì)預(yù)防節(jié)點(diǎn)發(fā)生沖切破壞具有同等效果，而栓釘施工更加簡便。Song等[6]的研究結(jié)果表明，配置箍筋、栓釘和抗剪帶能明顯提高節(jié)點(diǎn)的不平衡彎矩承載力和耗能能力，使節(jié)點(diǎn)發(fā)生延性較好的彎曲破壞。Islam等也得到相似的試驗(yàn)結(jié)果[24，715]。目前對(duì)高豎向荷載作用下的板柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究較少，且主要以抗沖切栓釘為研究對(duì)象[8，10，1315]，缺乏對(duì)不同類型的抗沖切鋼筋進(jìn)行直接比較的試驗(yàn)研究，影響了板柱結(jié)構(gòu)在中震區(qū)的廣泛應(yīng)用。筆者設(shè)計(jì)完成了5個(gè)板柱中節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，研究高豎向荷載作用下抗沖切鋼筋類型以及暗梁對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，基于已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)，探討了中國規(guī)范附錄F參考設(shè)計(jì)方法[16]的合理性，為板柱結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供參考。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)與制作

板柱結(jié)構(gòu)原型的柱網(wǎng)尺寸為7.5 m×7.5 m，柱截面尺寸為530 mm×530 mm，層高為3 m，板厚為230 mm，樓面恒載為7.0 kN/m2，活載為4.0 kN/m2，如圖1所示。研究對(duì)象為中柱節(jié)點(diǎn)，試件縮尺比例為2/3，板和柱按反彎點(diǎn)位置取出，方法與文獻(xiàn)[14]相同。試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5個(gè)方形板柱中節(jié)點(diǎn)，其中，1個(gè)試件未配置抗沖切鋼筋，其余試件配置箍筋或栓釘。板截面尺寸為2 900 mm×2 900 mm×150 mm，有效厚度為123 mm，有效跨度為2 520 mm，方形柱截面尺寸為350 mm，柱子有效高度為2 000 mm，板和柱的混凝土保護(hù)層厚度均為15 mm，如圖2所示。

圖3為板受彎鋼筋布置圖和柱子配筋圖。在bc+3h（bc為垂直于往復(fù)荷載方向的柱邊長，h為板厚）板寬范圍內(nèi)，無抗沖切鋼筋試件RC1的配筋率為0.81%，其他試件的配筋率為0.73%，以考察配置抗沖切鋼筋后，節(jié)省少量縱筋能否有效提高板柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能。主要變量為抗沖切鋼筋類型、暗梁的寬度和箍筋肢數(shù)。試件ST2、ST3和SR5采用的抗沖切鋼筋分別為螺旋箍筋、四肢箍筋和栓釘，三者的抗沖切鋼筋承載力較接近，與試件RC1為對(duì)照組。配置四肢箍筋的試件ST3（暗梁寬度為柱寬加上1倍有效板厚），配置八肢箍筋的試件ST4（暗梁寬度為柱寬加上2.7倍有效板厚），兩者與試件RC1為對(duì)比組。3類箍筋的加密區(qū)間距均為60 mm，非加密區(qū)均為110 mm。箍筋布置依據(jù)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[16]和建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[17]中暗梁構(gòu)造要求，而栓釘布置符合無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[18]的規(guī)定。試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，抗沖切鋼筋布置見圖4。

各試件在澆筑時(shí)，預(yù)留3個(gè)尺寸為150 mm的立方體試塊，與試件在同等條件下養(yǎng)護(hù)，28 d齡期后，通過壓力試驗(yàn)機(jī)測(cè)得混凝土立方體平均抗壓強(qiáng)度fcu，然后依據(jù)規(guī)范[16]公式換算得到混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fck和混凝土軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值ftk，如表1所示。板受彎鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400，直徑為12 mm;箍筋強(qiáng)度等級(jí)為HPB300，螺旋箍筋直徑為6 mm，四肢箍筋和八肢箍筋直徑均為8 mm;栓釘直徑為10 mm，上述鋼材各取3個(gè)同批次試樣，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的平均值見表1。

1.2加載與測(cè)量方案

加載裝置見圖5。板四邊與八根豎向剛性桿鉸接，兩相鄰剛性桿中心間距為1 260 mm，柱子上端和下端分別與水平作動(dòng)器和剛性桿鉸接。試驗(yàn)時(shí)，100 t液壓千斤頂置于柱底端，向上加載至預(yù)定值并保持恒定。然后采用位移控制模式在上柱施加水平往復(fù)荷載，加載曲線以Park等[4]、Song等[6]和Kang等[11]完成的系列試驗(yàn)為設(shè)計(jì)參考，每級(jí)位移進(jìn)行兩次循環(huán)，按層間位移角增量0.25%控制。試驗(yàn)過程中，詳細(xì)記錄了板頂裂縫開展情況;測(cè)量了柱底豎向荷載、柱上端水平荷載和水平位移，見圖5;采集了受彎鋼筋和抗沖切鋼筋應(yīng)變，見圖6。

2試驗(yàn)結(jié)果

2.1試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

各試件僅在豎向荷載作用時(shí)與破壞時(shí)的裂縫分布及破壞形態(tài)如圖7所示。整個(gè)試驗(yàn)過程中，各試件的柱子均未出現(xiàn)肉眼可見裂縫，最終破壞發(fā)生于板柱交接處。僅施加豎向荷載的過程中，各試件裂縫最初產(chǎn)生于板柱交接處，之后發(fā)展成向板角部延伸的輻射狀裂縫以及少量柱周的環(huán)向裂縫;此時(shí)裂縫寬度較小，試件ST4的裂縫數(shù)量相對(duì)較少，其余4個(gè)試件的裂縫分布基本一致。施加往復(fù)水平荷載過程中，產(chǎn)生少量新的輻射狀裂縫，原有輻射狀裂縫上出現(xiàn)短小的分支裂縫，環(huán)向裂縫數(shù)量逐漸增加;隨著施加的水平位移不斷增大，不規(guī)則的環(huán)向裂縫開始連通，將柱周板頂混凝土分成網(wǎng)格狀;之后，裂縫的數(shù)量和長度變化較小，但原有裂縫寬度明顯增大。

試件破壞時(shí)伴有“砰”的響聲，柱周板頂混凝土明顯隆起，出現(xiàn)不規(guī)則的環(huán)狀破壞面。除試件RC1外，其余試件的柱周板頂混凝土受壓區(qū)均有不同程度壓壞。試件RC1發(fā)生整體沖切破壞，沖切破壞面積最大;試件ST2也有沖切破壞的特征，但變形能力比試件RC1有明顯提高;試件ST3和SR5破壞特征相近，在板頂縱筋大范圍屈服（以柱子為中心的鋼筋屈服范圍明顯大于柱寬加上5倍板厚）后，達(dá)到較大層間位移角時(shí)發(fā)生沖切破壞，柱周板頂混凝土保護(hù)層與鋼筋剝離，局部混凝土被壓碎，沖切破壞面積比試件RC1明顯減小;試件ST4在位移角達(dá)到4.5%時(shí)發(fā)生彎曲破壞，未產(chǎn)生明顯環(huán)狀沖切主裂縫，在柱邊東側(cè)100 mm范圍內(nèi)的板頂混凝土被壓碎，此時(shí)豎向承載能力可以維持，但抗不平衡彎矩能力有較大下降，板頂縱筋屈服范圍與試件ST3和SR5相近。

2.2滯回性能

圖8為各試件的不平衡彎矩層間位移角滯回曲線和骨架曲線，其中，不平衡彎矩由作動(dòng)器測(cè)得水平荷載與柱子有效高度的乘積得到，層間位移角為上柱柱端水平位移與有效柱高的比值。由圖8可知，試件RC1破壞時(shí)卸載殘余應(yīng)變較小，滯回環(huán)數(shù)量很少且包圍的面積較小，耗能能力較差，滯回曲線呈反S形，骨架曲線無下降段。其余各試件：1）當(dāng)層間位移角為0.5%～0.75%時(shí)，各試件滯回環(huán)包圍的面積和卸載殘余變形均較小;2）隨著位移角的增大，滯回曲線開始向位移角橫軸傾斜，卸載殘余變形逐漸增大，同一目標(biāo)位移角處，第2次加載的不平衡彎矩值和滯回環(huán)面積均小于第1次，此時(shí)承載力和剛度退化速度均較慢;3）達(dá)到峰值彎矩前，滯回曲線均出現(xiàn)不同程度的捏攏現(xiàn)象;達(dá)到峰值彎矩后，試件ST2的變形速度明顯加快，試件ST3在反向加載至-2.0%位移角時(shí)，滯回環(huán)向位移角橫軸明顯偏移，試件ST4的滯回曲線基本對(duì)稱，變形速度比較穩(wěn)定，試件SR5在正向加載至+2.25%位移角時(shí)，滯回環(huán)向位移角橫軸明顯傾斜。整體而言，配置抗沖切鋼筋試件的骨架曲線有明顯的下降段，由于鋼筋滑移和混凝土開裂寬度等因素的影響，滯回曲線呈具有捏縮效應(yīng)的弓形。

2.3抗沖切鋼筋應(yīng)變

應(yīng)變片主要布置于離柱最近一圈抗沖切鋼筋上，這是板柱節(jié)點(diǎn)最易發(fā)生沖切破壞的位置。僅施加豎向荷載時(shí)，各試件板頂穿柱縱筋發(fā)生屈服，此時(shí)板混凝土和縱筋承擔(dān)大部分荷載，抗沖切鋼筋的應(yīng)力較低。水平加載初期，混凝土裂縫進(jìn)一步延伸和加寬，板縱筋屈服范圍增大，此時(shí)抗沖切鋼筋的應(yīng)力依然不大。繼續(xù)增大水平荷載，裂縫開始沿板厚方向延伸;當(dāng)這些斜裂縫與抗沖切鋼筋相交后，抗沖切鋼筋應(yīng)力突然且快速增大。隨著斜裂縫的延伸和加寬，抗沖切鋼筋應(yīng)力不斷增大，繼續(xù)有抗沖切鋼筋應(yīng)力突增。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，試件ST2的應(yīng)變片16、試件ST3的應(yīng)變片14和16、試件ST4的應(yīng)變片15和16、試件SR5的應(yīng)變片14、16和18發(fā)生屈服，應(yīng)變分布見圖9。

試驗(yàn)結(jié)果表明：試件破壞時(shí)，僅有少量抗沖切鋼筋發(fā)生屈服，而其余遠(yuǎn)未達(dá)到屈服，抗沖切鋼筋沒有充分發(fā)揮力學(xué)性能;與柱表面距離相等的最近一圈抗沖切鋼筋的應(yīng)變有明顯差異，反映板內(nèi)受力不均，這可能是受混凝土開裂位置以及內(nèi)力重分布的隨機(jī)性影響。

3試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1抗沖切鋼筋類型的影響

以RC1為對(duì)照試件，ST2、ST3和SR5分別配置螺旋箍筋、四肢箍筋和栓釘，研究抗沖切鋼筋類型對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。對(duì)比試件RC1，其余3個(gè)試件的破壞模式、主裂縫形態(tài)和位置以及混凝土的壓碎情況有明顯區(qū)別，同時(shí)承載力、極限層間位移角和延性系數(shù)的提高幅度分別為13%～28%、113%～257%和68%～105%。試驗(yàn)結(jié)果表明，配置抗沖切鋼筋后，即使減少一些縱筋，仍能提高板柱節(jié)點(diǎn)的抗不平衡彎矩承載力，且配置抗沖切鋼筋的板柱節(jié)點(diǎn)延性有明顯提高。由圖8可知，在試件ST2、ST3和SR5中，配置四肢箍筋的試件ST3變形能力最好，配置栓釘?shù)脑嚰R5變形能力次之，配置螺旋箍筋的試件ST2變形能力相對(duì)偏弱。由表2可知，除試件RC1外，其余試件的層間位移角均達(dá)到規(guī)范對(duì)板柱剪力墻結(jié)構(gòu)要求的1/100彈塑性層間位移角。因此，配置抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的變形能力可以滿足規(guī)范[17]對(duì)板柱剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能需求，而無抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的變形能力無法滿足規(guī)范[17]要求。分析可知，抗沖切鋼筋能直接承受部分沖切荷載，有效限制板內(nèi)斜裂縫的開展，與板縱筋形成鋼筋骨架約束內(nèi)部混凝土，因此，有利于提高板柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，尤其能有效改善板的延性性能。

3.2暗梁的影響

以RC1為對(duì)照試件，試件ST3配置四肢箍筋且暗梁寬度為468 mm，試件ST4配置八肢箍筋且暗梁寬度為688 mm，研究暗梁的寬度和箍筋肢數(shù)對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。由表2可知，試件RC1發(fā)生脆性的沖切破壞，試件ST3發(fā)生具有一定延性的彎沖破壞，試件ST4發(fā)生延性較好的彎曲破壞;對(duì)比試件RC1，試件ST3的承載力、極限層間位移角和延性系數(shù)分別增大28%、257%和105%，試件ST4的相應(yīng)值分別增大48%、355%和198%。試驗(yàn)結(jié)果表明：增加暗梁的寬度和箍筋肢數(shù)能有效提高節(jié)點(diǎn)的整體抗震性能，尤其能明顯改善節(jié)點(diǎn)的破壞模式和變形能力。這是由于增加暗梁的寬度和箍筋肢數(shù)后，增大了核心混凝土的橫截面面積，加強(qiáng)了對(duì)核心混凝土的約束作用，從而即使在板縱筋大范圍屈服后，板依然未發(fā)生明顯的沖切破壞。

4不平衡彎矩承載力計(jì)算

4.1中國規(guī)范GB 50010—2010

對(duì)于同時(shí)承受豎向荷載和水平荷載作用的鋼筋混凝土板柱節(jié)點(diǎn)，《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）[16]附錄F采用如圖10所示的偏心剪應(yīng)力模型，考慮了兩種不同的破壞類型：沖切破壞和彎曲破壞。試件的不平衡彎矩承載力計(jì)算值MGB由Muv和Muf的較小值得到，即MGB=min（Muv，Muf）。當(dāng)發(fā)生沖切破壞時(shí)，可得到試件的不平衡彎矩承載力Muv=Mv/α0。

對(duì)于配置抗沖切鋼筋的板柱節(jié)點(diǎn)，應(yīng)考慮抗沖切鋼筋區(qū)域外發(fā)生破壞時(shí)試件的不平衡彎矩承載力Mout。由于在GB 50010—2010規(guī)范[16]中沒有明確規(guī)定抗沖切鋼筋區(qū)域外臨界截面慣性矩的計(jì)算方法，故采用ACI421.1R08[21]中提出的慣性矩計(jì)算公式。當(dāng)計(jì)算Mout時(shí)，臨界截面取距離最外圈抗沖切鋼筋0.5h0處的最不利周長，而混凝土的抗沖切承載力根據(jù)規(guī)范采用折減系數(shù)0.7。

4.2規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值比較分析

如表3所示，結(jié)合已有試驗(yàn)數(shù)據(jù)[12，415，22]，得到重剪比Vg/Vc與不平衡彎矩比Mtest/Mcal（試驗(yàn)值/計(jì)算值）的變化關(guān)系，如圖11所示。表3中不平衡

彎矩比的平均值、方差和變異系數(shù)分別為1.20、0.41和0.34。結(jié)果表明：中國規(guī)范計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果整體較吻合，但變異系數(shù)偏大，離散度偏高，這可能是規(guī)范計(jì)算公式未考慮尺寸效應(yīng)、板配筋率和鋼筋屈服強(qiáng)度的影響，或者未合理估計(jì)抗沖切鋼筋的有效承載力。由圖11可知，隨著Vg/Vc的增大，Mtest/Mcal沒有明顯的變化趨勢(shì)，主要在0.6～1.5之間波動(dòng)，僅有少量數(shù)據(jù)點(diǎn)（試件的板厚相對(duì)較?。┟黠@大于1.5。

5結(jié)論

1）配置抗沖切鋼筋可以提高板柱節(jié)點(diǎn)的不平衡彎矩承載力，而延性性能的改善更加明顯。相比無抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)，其層間位移角延性系數(shù)和不平衡彎矩承載力的提高幅度范圍分別為68%～198%和13%～48%。

2）在高豎向荷載作用下，配置抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的變形能力可以滿足規(guī)范對(duì)板柱剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能需求，而無抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的變形能力無法滿足規(guī)范要求。

3）重剪比高的板柱節(jié)點(diǎn)易發(fā)生脆性的沖切破壞，合理設(shè)計(jì)暗梁的寬度和箍筋肢數(shù)有利于節(jié)點(diǎn)發(fā)生延性的彎沖破壞或彎曲破壞;暗梁采用四肢箍筋且寬度取柱寬加上柱兩側(cè)各0.5倍有效板厚是合理且經(jīng)濟(jì)的。

4）中國規(guī)范對(duì)于配置抗沖切鋼筋板柱節(jié)點(diǎn)的不平衡彎矩承載力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果整體較吻合，但離散程度偏高;對(duì)于板厚較小的板柱節(jié)點(diǎn)的不平衡彎矩承載力預(yù)測(cè)結(jié)果過于保守。

本文的分析及結(jié)論僅適用于與文中實(shí)驗(yàn)條件一致的前提條件，即豎向荷載作用下，板已經(jīng)產(chǎn)生了“輻射狀裂縫以及少量柱周的環(huán)向裂縫”。參考文獻(xiàn)：

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（編輯王秀玲）