型钢混凝土梁柱节点试验研究及力学分析

Experimental Study and Mechanical Analysis of Steel Reinforced Concrete Beam-Column Joints

摘要

针对西安火车站高架候车室一斜交边跨节点，设计了一个1∶4缩尺的型钢混凝土梁柱节点，进行了双向荷载作用下的低周反复加载试验，对其抗震性能进行了研究。试验发现：随着荷载的增加，节点的主要破坏形式有柱端出现塑性铰发生破坏、梁端出现塑性铰发生破坏和节点核心区剪切破坏三种类型；试件的荷载-位移滞回环相对饱满，总体抗震性能良好。通过叠加原理和弹性理论计算试件的开裂荷载，并与试验的开裂荷载进行对比，发现差值在20%以内，说明计算的开裂荷载有较好的精度，可以为工程实际提供参考。

Abstract

Taking a skew side-span joints of an elevated waiting room at Xi'an Railway Station as a prototype， a 1：4 scale steel reinforced concrete beam-column joint was designed， and its seismic performance was studied through the low-cycle reciprocating loading test under bidirectional load. It is found that with the load increasing， there are three failure modes， including plastic hinge at the end of column， plastic hinge at the end of the beam and shear failure at the core of the joint. The hysteresis loop of the specimen is relatively full， and the overall seismic performance is good. The cracking load of the specimen is calculated by superposition principle and elasticity theory， By comparing the theoretical values of cracking loads with the experimental one， the difference is found to be less than 20%， indicating that the calculated cracking load has a good accuracy and can provide a reference for engineering practice.

Graphical abstract

关键词

型钢混凝土 / 斜交梁柱节点 / 低周反复试验 / 滞回曲线 / 抗裂承载力

Key words

steel reinforced concrete / skew beam-column joint / low-cycle reciprocating loading test / hysteresis curve / anti-crack bearing capacity

0 引 言

西安火车站高架候车室为大底盘多塔（单跨）框架加空间网架结构，由于西安f3地裂缝自西南向东北斜向贯穿西安火车站，导致高架候车室被该地裂缝分割为上下两部分，之间采用大跨钢桁架及钢网架跨越地裂缝，其平面形成异形结构单元^［1］，沿地裂缝处的边节点形成一种斜交型钢混凝土梁柱节点，见图1。由于斜交梁的存在，导致该类斜交型钢混凝土梁柱节点受力复杂。同时，作为框架结构的核心部位，梁柱节点对保证框架结构的抗震性能十分关键。

型钢混凝土梁柱节点与钢筋混凝土梁柱节点有较多的不同之处，国内外学者已对型钢混凝土组合节点进行了一系列研究，并提出了相应力学模型。Nie等^［2-3］为研究组合梁框架结构抗震性能，对14个十字形节点试件进行了试验研究，结果表明：当内部隔板的连接强度足够时，节点的延性较低；当外隔板的连接强度足够时，节点具有较好的延性和耗能能力。郑文忠等^［4］为研究型钢混凝土梁-角钢混凝土框架的抗震性能，进行了2榀试件的试验研究，并在梁内部采用预应力钢筋进行张拉，结果表明：该2榀试件滞回曲线呈现梭形，具有良好的耗能能力和抗震性能，其中梁内预应力钢筋的张拉，可以减小梁的截面高度，且该框架相较普通型钢混凝土框架及预应力框架，具有更好的抗震性能。周海兵等^［5］结合型钢混凝土和钢管混凝土的优点，制作了一种特殊的节点形式，并进行了拟静力试验研究，并按照刚度大小划分了强弱节点。其中，强节点相较于弱节点初始刚度较小，但抗震性能更加优良。Bompa等^［6］对型钢混凝土梁与柱的混合连接体系中剪力传递机制和极限性能进行了研究，通过5组试验对比分析了型钢界面粘结滑移、横向钢筋及残余拉应力之间的关系，评估了梁柱剪切传递机制，并对设计提出了新的思路。除上述平面节点方面的研究外，Bugeja等^［7］、Green等^［8］、Cheng等^［9］进行了空间节点抗震性能试验研究，研究表明，单向加载下的平面节点相较双向往复加载下的空间节点，其承载力、延性等抗震性能指标偏高，表明传统平面节点力学性能试验所得到的承载力设计方法，应用于实际三维结构中会导致结构安全冗余度降低。因此，有必要对空间节点的抗震性能和承载力计算方法进行研究。随着建筑造型的日益丰富，斜交型梁柱节点的应用逐渐增多，而目前针对带斜交梁的空间异型节点的相关研究较为匮乏，该类节点的安全性有待试验验证。

本文以西安火车站高架候车室二层一边节点为原型，对斜交型钢混凝土梁柱节点进行抗震性能试验研究及力学分析。

1 试验设计

1.1　试件设计

试件根据工程原型梁柱反弯点截取并按照1∶4缩尺比制作而成。混凝土强度等级均为C50商品混凝土；型钢为Q390B，钢筋为HRB400E，节点试件钢材力学性能如表1所示，试验现场如图2所示，C梁与D梁夹角为37.5°。截面尺寸如图3所示。

1.2　加载装置及加载制度

本试验加载装置如图4所示，采用柱端双向加载。其中，为保证试件的边界受力条件，柱顶采用滑动铰支座，柱底采用球铰支座，梁端采用双向铰支座。施加轴压力的千斤顶通过轨道与200 t钢框架梁相连，X与Y方向各设有100 t的MTS液压伺服加载作动器，分别固定于两侧的混凝土反力墙上。试验的加载简图如图5所示。

鉴于试件自身的非对称性及采用空间双向加载形式，为保证试件在加载过程中的稳定性，参考欧洲规范^［10］，试验选用位移控制加载。同时鉴于本试验为探索性试验，试件的屈服点无法提前计算，故采用现场观测试件荷载位移曲线确定试件屈服点。进一步，试件屈服前单级幅值加载1次，试件屈服后单级幅值加载3次。最终试验的加载制度如图6所示，按试件层间位移角在两个方向上交替定额逐级增加，层间位移角增幅按1/1 000、1/500、1/200、1/150、1/100、1/75、1/50、1/40、1/30、1/25进行加载，直至荷载下降至峰值荷载的85%，则停止加载。

2 试验现象及结果

2.1　试验现象

在试件位移角达到1/500之前，试件无明显破坏现象。试件加载至层间位移角为1/200时，柱距离梁上端40 mm处出现水平裂缝；B梁北侧根部出现竖向裂缝；C梁西侧距端部570 mm处底端出现水平裂缝，并向上延伸；D梁西面与柱下部连接处出现裂缝并延伸，同时伴有新裂缝产生。当加载至层间位移角为1/150时，B梁下侧出现多道竖向裂缝，梁底部逐渐出现水平贯通裂缝；C梁西侧距端部570 mm处水平裂缝向上延伸，D梁与柱相连接处出现从上至下较长斜裂缝。随着加载的继续，裂缝宽度加大，数量逐渐增多；当层间位移角达到1/75时，试件产生一定程度的扭转；层间位移角达到1/40时，梁柱连接处节点核心区混凝土出现剥落，B梁梁面靠近节点区混凝土被压脆；当层间位移角达到1/25时，节点内部出现声响以及混凝土挤压破碎声音，推测型钢腹板上下处栓钉屈曲变形，此时荷载下降至峰值荷载的85%，试验结束。试件最终的破坏现象如图7所示。

2.2　试件破坏形态

节点的破坏形态主要有柱端塑性铰发生破坏、梁端塑性铰发生破坏、节点核心区剪切破坏三种类型。本试验试件，裂缝率先出现在梁与柱连接处，随着荷载的增加梁底部出现多道竖向弯曲裂缝；当试件进入屈服状态后，节点扭转现象逐渐明显，在双向水平作用下，梁承受空间受扭及弯剪共同作用，导致靠近柱的梁端出现多道斜向裂缝。因此，对于所研究的斜交边节点，当试件质心与刚心不重合时，试件会产生扭转力矩，使得节点产生平扭耦联的空间作用^［11］，造成试件的剪扭破坏。本试件的极限位移角为1/25，远超过规范规定的1/50的极限值，满足设计要求。

2.3　荷载-位移滞回曲线

试件的滞回曲线如图8所示，由于斜交梁的存在，试件出现一定程度的扭转，导致两个方向荷载-位移滞回曲线出现差异，并出现不同程度的拉压不对称现象。滞回曲线在30 mm前，试件基本处于弹性阶段，荷载和位移基本呈现线性分布，刚度变化不明显。随着层间位移角的增大，试件出现裂缝，逐渐进入弹塑性阶段，峰值曲线放缓，并向位移所在轴线倾斜，节点承载力及刚度均明显退化。受到混凝土开裂及钢筋滑移的影响，滞回曲线产生一定程度的捏缩现象，但整体相对饱满，表明抗震性能良好。

2.4　应变分析

对于钢筋和混凝土而言，其界面之间会存在粘结力的作用，以保证钢筋和混凝土共同工作。图9为试件B梁端部位纵向钢筋的加载过程-应变曲线图，试件加载过程中，钢筋应变没有随荷载增大而增大，而是出现波动或下降，表明钢筋出现滑移。此时梁纵向钢筋还未达到屈服，一方面是由于往复加载的影响；另一方面是因为节点核心区出现了剪切变形，导致深入节点核心区的梁纵向钢筋粘结退化象加快。

3 节点抗裂承载力计算

节点作为连接梁、柱的关键构件，在地震作用下发生开裂破坏，震后修复工作较为困难^［12］。以下采用叠加原理和弹性理论两种方法对斜交型钢混凝土梁柱节点的抗裂承载力进行计算，为该类构件正常使用极限状态的计算提供参考。

3.1　叠加原理

对于斜交型钢混凝土梁柱节点，在斜向地震作用下的抗裂承载力，此处从平面节点即单向工程轴的角度进行分析，根据上述基本假定可知：

{\gamma }_{\mathrm{s}}=\frac{{\tau }_{\mathrm{s}}}{G_{\mathrm{s}}}； {\gamma }_{\mathrm{c}}=\frac{{\tau }_{\mathrm{c}}}{G_{\mathrm{c}}}（1）

G_{\mathrm{s}}=\frac{E_{\mathrm{s}}}{\mathrm{2}(\mathrm{1}+v_{\mathrm{s}})}； G_{\mathrm{c}}=\frac{E_{\mathrm{c}}}{\mathrm{2}(\mathrm{1}+v_{\mathrm{c}})}（2）

式中：{\gamma }_{\mathrm{s}}、{\gamma }_{\mathrm{c}}分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土的剪切变形；τ_s、τ_c分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土的剪应力；G_s、G_c分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土的剪切模量；E_s、E_c分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土的弹性模量；ν_s、ν_c分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土的泊松比。

因此，节点核心区内嵌型钢提供的开裂剪应力为

{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{s}}={\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}·\frac{G_{\mathrm{s}}}{G_{\mathrm{c}}}={\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}·\frac{E_{\mathrm{s}}}{E_{\mathrm{c}}}·\frac{\mathrm{1}+v_{\mathrm{c}}}{\mathrm{1}+v_{\mathrm{s}}}（3）

式中：{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{s}}、{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土在开裂时的剪应力。

文献［13］认为节点核心区混凝土提供的开裂剪应力与轴压比有关，这主要是因为轴压力的增大，使节点核心区混凝土受压范围增大。其中，轴压比η满足式η=N/［（A_c+a_EA_ss）f_c］的线性关系，赵鸿铁^［14］给出了型钢混凝土梁柱节点的数学表达式：

{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}=(\mathrm{0.15}+\mathrm{0.5}\eta )f_{\mathrm{c}}（4）

\eta =\frac{N}{(A_{\mathrm{c}}+a_{\mathrm{E}}{A}_{\mathrm{s}\mathrm{s}})}{f}_{\mathrm{c}}（5）

式中：η为折算截面轴压比；f_c为混凝土轴心抗拉强度；A_c为混凝土柱截面面积；A_ss为型钢截面面积。

节点核心区抗裂承载力V_jc为混凝土部分和型钢部分共同提供，即

V_{\mathrm{j}\mathrm{c}}=V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{s}}+V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}={\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{s}}{h}_{\mathrm{w}}{t}_{\mathrm{w}}+{\tau }_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}bh（6）

式中：V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{s}}、V_{\mathrm{c}\mathrm{r}}^{\mathrm{c}}分别为节点核心区内嵌型钢和混凝土部分抗裂承载力；b、h为节点核心区截面宽度和高度；h_w、t_w分别为节点核心区内嵌型钢腹板高度和厚度。

3.2　弹性理论

在进行抗裂计算时，取x和y任意一个轴方向进行分析。取节点核心区一单元体，其应力状态如图10所示，图中τ_max为最大剪应力、σ_c为核心区压应力，计算式如下：

{\sigma }_{\mathrm{c}}=\frac{N}{A_{\mathrm{0}}}（7）

A_{\mathrm{0}}=A_{\mathrm{c}}+a_{\mathrm{E}}{A}_{\mathrm{s}\mathrm{s}}（8）

式中：N为斜交型钢混凝土梁柱节点轴向压力；A₀为型钢混凝土柱等效截面面积。

裂缝出现时节点的剪应力为

\tau =f_{\mathrm{t}\mathrm{k}}^{\mathrm{2}}+f_{\mathrm{t}\mathrm{k}}^{\mathrm{2}}{\sigma }_{\mathrm{c}}+f_{\mathrm{t}\mathrm{k}}^{\mathrm{2}}{\sigma }_{\mathrm{b}}+{\sigma }_{\mathrm{c}}{\sigma }_{\mathrm{b}}（9）

式中：τ为截面出现裂缝时的剪应力；f_tk为混凝土抗拉强度标准值；σ_b为梁上轴向应力。

节点核心区剪应力可用名义剪应力表示为

{\tau }_j=\frac{V_j}{b_j{h}_j}（10）

其中传递到节点的水平剪应力，是通过梁筋、梁型钢与节点核心区混凝土之间的粘结力进行传递。该粘结应力分布不均匀，白国良等^［15］提出影响系数λ来考虑其影响，边节点取值为0.611、中节点取值为0.696；直交梁对节点抗裂承载力的影响因素采用系数ψ来考虑，由于本文并未进行直交梁相关试验，因此该系数根据文献［15］进行取值，计算式如下：

\psi =\left\{\begin{array}{cc}\mathrm{1}& \omega \le \mathrm{0.25}\\ \mathrm{1}+\mathrm{1.7}(\omega -\mathrm{0.25})& \omega \ge \mathrm{0.25}\end{array}\right.（11）

\omega =\frac{A_{\mathrm{b}}}{h_{\mathrm{b}}{h}_{\mathrm{c}}}（12）

式中：ω为直交梁在节点核心区面积覆盖率；A_b为直交梁截面面积；h_b、h_c分别为梁、柱截面高度。

由于本文未在梁上施加轴向力，因此σ_b=0，结合式（9）和式（10）可以得到节点抗裂承载力计算公式为

V_{\mathrm{j}\mathrm{c}}=\psi \lambda bh{f}_{\mathrm{t}\mathrm{k}}^{}\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{{\sigma }_{\mathrm{c}}}{f_{\mathrm{t}\mathrm{k}}^{}}}（13）

3.3　节点抗裂承载力计算结果对比与讨论

本研究为双向加载，因此可以分别计算出节点在x和y两个方向上的抗裂承载力。但对于以任意角度加载的空间节点，则需要在分别计算出两个工程轴的抗裂承载力之后，根据力合成原理求出总剪力，并做如下规定：当地震力与y方向工程轴之间的夹角为0°至45°时，其节点核心区总抗裂承载力V_jca表达式如式（14）所示；当地震力与y方向工程轴之间的夹角为45°至90°时，其节点核心区总抗裂承载力V_jca表达式如式（15）所示。其中，图11为斜交型钢混凝土梁柱节点平面图。

V_{\mathrm{j}\mathrm{c}\mathrm{a}}=\frac{V_{\mathrm{j}\mathrm{c}\mathrm{x}}}{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\alpha }（14）

V_{\mathrm{j}\mathrm{c}\mathrm{a}}=\frac{V_{\mathrm{j}\mathrm{c}\mathrm{y}}}{\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\alpha }（15）

式中：V_jcx和V_jcy分别为x和y方向工程轴的抗裂承载力；\alpha为节点核心区总抗裂承载力（即地震力）与y方向工程轴之间的夹角；V_jca为节点核心区总抗裂承载力。

本文使用上述两种抗裂承载力计算方法对15个空间状态下型钢混凝土梁柱节点进行了抗裂承载力计算，计算结果如表2所示。

分析可得：无论是本文节点两个加载方向上的开裂荷载还是文献［12］、［16］的开裂荷载，理论计算值大多大于试验值。一方面这是由于试验的开裂荷载在反复加载时出现试件的累积损伤，另一方面为试件的初始缺陷所致。但总体来说，使用叠加原理和弹性理论均具有良好的计算精度，误差在20%以内。其中，弹性理论计算方法在计算非对称试件开裂荷载时，两个方向的开裂荷载计算结果是一致的，这对于强轴的方向来说过于保守，因此叠加原理更能精确计算出各方向的抗裂性能，可为该类斜交梁柱节点的正常使用极限状态承载力计算以及震后损伤评估及修复工作提供理论参考。

4 结 论

本文通过对斜交型钢混凝土梁柱节点的试验研究及受力分析，获得的主要结论如下：

（1） 试验结果表明，节点试件随加载位移的增大产生较为明显的平扭耦联的空间作用，建议工程设计中加强该类构件的抗扭构造措施；梁纵向钢筋会由于节点核心区的剪切变形产生粘结滑移现象；最终试件的破坏形态主要为节点核心区的剪切破坏。

（2） 对试件滞回曲线分析可得，滞回环有滑移现象但相对饱满，具有良好的耗能能力；该节点的极限位移角为1/25，大于规范规定的1/50，能较好地满足规范规定的限值要求；发生破坏时，试件仍能承受较大的荷载，没有突然下降的趋势，抗震性能良好。

（3） 对比叠加原理和弹性理论计算结果可知，采用叠加原理和弹性理论计算的开裂荷载均大于试验开裂荷载，但计算开裂荷载仍能保持较好的精度。其中，叠加原理更贴合该类非对称性试件的受力特征，推荐工程中使用该方法进行该类非对称试件的开裂荷载计算。

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基金资助

中铁第一勘察设计院集团有限公司科研计划课题（院科20-58）