在建筑结构中使用高强混凝土不仅能提高建筑物的安全性和构件的耐久性, 还可减少建筑物自重并节约建筑材料^[1]。同时, 采用高强箍筋约束混凝土能有效克服混凝土脆性性能, 提高混凝土强度和延性^[2]。试验研究表明, 高强螺旋箍筋约束混凝土柱耗能能力、延性等得到很大程度的提高, 且高强螺旋箍筋约束混凝土柱的抗力衰减速度及幅度比普通箍筋混凝土柱更慢、更小^[3], 同时改善了结构的可施工性^[4]。

　　 波浪腹板钢梁由冷轧成型的波浪形腹板与平翼缘板通过高频连续焊接组成。与平腹板相比, 波浪腹板对翼缘提供了更好的支承作用, 大大改善翼缘板的稳定性以及腹板的局部承压能力^[5,6];而在垂直波折方向具有比相同厚度平腹板高得多的面外刚度, 整体抗剪屈曲荷载也大幅提高^[7]。因波浪腹板独特的受力特点, 这类构件在工程应用中可用来替代同样高度却厚得多的平腹板构件, 减少结构用钢量。波浪腹板构件已在美国、德国、澳大利亚等多个国家广泛应用^[8]。本文采用高强钢筋混凝土和对节点螺栓施加预应力的方式, 研究了4个不同构造形式的节点。重点通过试验和理论分析考察了节点的整体抗震耗能性能和经济实用性。

　　 试验设计2组共4个足尺寸节点模型, 编号分别为PRCS-01, PRCS-02, PRCS-03, PRCS-04。其中试件PRCS-02, PRCS-04分别由试件PRCS-01, PRCS-03试验结束后采取加强措施制作, 试件组装时对4个试件的梁-柱连接螺栓分别施加30t的预紧力。混凝土柱截面尺寸为400mm×400mm, 混凝土柱通长配置16根直径22 mm的HRB600的纵向钢筋, 柱四角采用并筋, 箍筋采用中国钢铁研究院提供的强度为1 100MPa、直径为5 mm的高强连续复合螺旋钢筋, 箍筋间距为50mm, 柱顶设置长度为400mm的箍筋加密区, 箍筋间距为30mm。4个试件参数见表1, 试件构造详图见图1。

　　 试件采用C60商品混凝土浇筑, 在现场同时浇筑3组共9个150mm×150mm×150mm的立方体试块, 与试件同条件养护28d, 根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》 (GB/T 50081—2002) ^[8]的要求, 测得立方体抗压强度平均值为41.9MPa。钢筋、钢材的实测强度见表2。

　　 首先对试件施加竖向荷载, 然后在试件顶端施加低周反复荷载进行试验, 研究装配节点的可靠性和整体抗震性能。试验在西安建筑科技大学的结构工程与抗震教育部重点实验室进行。试验过程中竖向荷载采用500t千斤顶施加, 并采用挂篮式稳压装置保持竖向荷载不变;水平往复荷载采用100t作动器施加;试验加载装置如图2所示。

　　 试验开始前对试件进行几何对中, 然后施加竖向荷载至预定荷载的15%, 保持竖向荷载不变对试件进行物理对中并校正试件和仪表, 校正完毕后卸载。正式试验时, 竖向荷载一次加载至预定值, 通过挂篮式稳压装置保持竖向荷载不变;水平往复荷载采用分级加载, 通过波浪腹板钢梁上下翼缘的拉应变是否达到屈服应变, 判断试件是否屈服。屈服前按荷载控制, 每级荷载往复循环1次;屈服后按位移控制, 每级位移为1倍的Δ_y (屈服位移) , 每级循环3次;当荷载下降至极限荷载的85%以下时认为试件破坏, 停止加载。在试验过程中始终保持反复加载的连续性和均匀性, 加载或卸载的速度保持一致。位移计和应变片及应变花的布置如图3所示。

　　 为便于描述, 本文规定东西方向为水平往复荷载的加载方向, 其中东向为水平荷载和柱顶位移的正向。图4, 5分别为试件的滞回曲线及骨架曲线。将各试件骨架曲线及无量纲化的骨架曲线 (P/P_y-Δ/Δ_y) 分别绘于同一坐标系中, 如图6所示。

　　 由图4可见, 试件的滞回曲线基本上呈梭形, 没有“捏缩”现象, 各级循环下的滞回曲线基本重合, 通过对比试件PRCS-01与试件PRCS-02, 试件PRCS-03与试件PRCS-04的滞回曲线可发现, 采取加固措施能有效提高试件的耗能能力。由图5可见, 试件PRCS-02, PRCS-03及试件PRCS-04的极限承载力均比试件PRCS-01有明显提高, 特别是试件PRCS-03的极限承载力比试件PRCS-01提高了1倍左右, 表明根据桁架原理进行的试验改进方案对提高波浪腹板钢梁的抗剪承载力作用显著;对比分析试件PRCS-02与试件PRCS-03的骨架曲线可知, 采用钢管来提高波浪腹板的抗剪能力要比采用蛇形筋效果明显, 主要是因为同样的截面面积, 中空的钢管的回转半径要比蛇形筋的回转半径大很多, 相比钢管来说, 蛇形筋的平面外稳定性较弱, 由于蛇形筋的平面外失稳, 导致波浪腹板抗剪承载力的提高不如钢管的。

　　 由图6 (a) 可以看出, 4个试件在加载初期的刚度相差不大, 随着荷载增加, 试件PRCS-01的刚度退化最快, 而试件PRCS-03的刚度退化最慢, 由此可以看出, 对钢梁腹板进行加强, 能一定程度上减缓其刚度退化;通过对比图6 (b) 可以看出, 虽然试件PRCS-02, PRCS-03及试件PRCS-04的极限荷载均比试件PRCS-01提高很多, 但由于它们的屈服强度也相应的提高, 导致试件PRCS-02, PRCS-03及试件PRCS-04的强度储备不如试件PRCS-01, 总体来说4个试件都没有表现出良好的延性, 这主要是由于在梁端塑性区域充分发展之前, 试件即因为其他原因而发生破坏。

　　 试件的耗能能力可用等效粘滞阻尼系数h_e或能量耗散系数E表示^[8,9], h_e或E越大, 试件耗能能力越强。h_e和E的计算公式如下:

　　 式中:S_ABCDE为滞回环与位移轴所围成的面积 (图7) ;S_ΔOBF, S_ΔODG为峰值点与位移轴所包围的三角形面积。

　　 等效粘滞阻尼系数h_e和能量耗散系数E的计算结果见表3。

　　 钢筋混凝土节点的等效粘滞阻尼系数一般为0.1, 本次试验的4个节点试件的等效粘滞阻尼系数均超过0.2, 其耗能能力明显优于钢筋混凝土节点, 如果波浪腹板能够满足抗剪要求, 波浪腹板钢梁塑性区发展充分, 其耗能能力将会更大。因此, 对于梁端加强、施加螺栓预应力的端板连接波浪腹板钢梁-混凝土柱组合节点而言其有足够的耗散能力来抵抗地震作用。

　　 在反复荷载作用下, 由于结构构件的混凝土开裂及材料塑性变形的增加会导致结构构件的刚度退化^[7], 而结构的抗震性能退化的一个主要原因是刚度的退化, 因此研究试件的刚度退化曲线及其规律十分必要。为考察在不同延性条件下随反复加载次数的增加试件刚度的退化情况, 引入环线刚度^[10], 试验结果见图8。

　　 分析图8发现, 试件PRCS-01与试件PRCS-03及试件PRCS-02与试件PRCS-04的刚度退化趋势相似。在加载初期试件PRCS-01的刚度高于试件PRCS-03, 而试件PRCS-01与试件PRCS-03的区别仅在于试件PRCS-03在上下翼缘间加焊了钢管, 说明钢管与翼缘的焊接影响了试件弹性阶段的刚度;由试件PRCS-01和试件PRCS-03总体的刚度退化曲线来看, 试件PRCS-03在加载的各个阶段刚度退化均缓于试件PRCS-01, 表明采用钢管对试件波浪腹板进行局部加强能减缓试件的刚度退化;对比试件PRCS-01与试件PRCS-02及试件PRCS-03与试件PRCS-04的刚度退化曲线, 除初始刚度相差很大外, 其刚度退化曲线基本重合, 表明在试件屈服并出现破坏的情况下, 对其采取局部加强措施, 不能提高试件的初始刚度且对试件刚度退化的影响也不大。

　　 通过对施加螺栓预紧力的端板螺栓连接波浪腹板钢梁-柱节点的低周反复加载拟静力试验研究, 得到了该新型节点的位移反应、耗能指标、刚度退化, 得出以下结论:

　　 (1) 波浪腹板因其独特的构造形式, 改善了翼缘板的稳定性以及腹板的局部承压能力, 提高了腹板面外刚度及整体抗剪屈曲荷载。

　　 (2) 由试验结果得到, 波浪腹板钢梁翼缘屈服首先出现在端板加强区钢板外侧, 即塑性铰向外转移, 表明采取钢板加强梁端来实现梁端塑性铰外移是可行的。施加螺栓预紧力的端板螺栓连接波浪腹板钢梁-柱节点, 节点刚度满足刚性要求。

　　 (3) 波浪腹板钢梁-柱节点剪切弹性或弹塑性屈曲后承载力急速下降, 基本没有屈曲后强度, 故在设计中应严格保证其抗剪承载力。本文采用的蛇形筋或者支撑钢管能够增强腹板的抗剪承载力, 从而提高节点的整体抗剪承载力。

　　 (4) 由于波浪腹板在屈曲后承载力的急速下降, 构件没有呈现出较好的延性, 设计时应考虑尽量让塑性铰外移, 推迟梁端处过早地出现剪切破坏。在设计使用过程中, 要确保波浪腹板的抗剪承载力满足梁端塑性区域发展的要求, 避免波浪腹板钢梁发生剪切破坏。