从我国国情和现实条件出发,RC框架结构上增设轻钢增层的方法,可实现在基本不扰动原结构的条件下增加使用面积 ^[1],可以有效缓解严重的土地紧张、耕地流失、环境污染等一系列资源环境问题 ^[2]; 可重新进行建筑表观和结构功能的调整; 并可解决原建筑屋顶漏水及隔热保温等问题 ^[3,4]。

　　 但由于轻钢增层结构与原有RC框架结构形成上柔下刚、上轻下重的刚度质量分布不均匀的混合结构体系,旧有建筑与新增建筑之间发生刚度突变,形成结构薄弱层,使结构的整体协同工作及抗震性能受到影响,不利于结构抗震 ^[5]。目前我国对于此类混合结构的研究在结构阻尼比的确定 ^[6]、连接节点的抗震性能 ^[7,8,9]、抗侧刚度的影响 ^[10]、隔震方法 ^[11,12]、整体抗震性能分析 ^[13,14]等方面均取得了一定的成果。考虑到上、下部结构的连接节点是混凝土和钢结构两种不同材料组成的复合节点,对于保证RC框架-轻钢增层混合结构的整体性具有重要作用,也是该类混合结构的关键所在 ^[15]。因此本文以连接节点为研究对象,通过两榀露出式刚接节点试件的拟静力试验,对比其强度、刚度、延性、耗能能力等抗震性能,对于影响节点抗震性能的原因进行深入分析,为RC框架—轻钢增层混合结构的设计及施工提供一定的技术支持。

　　 首先通过PKPM建模设计一栋三跨六个柱距的四层混凝土框架,并在顶层增加一层轻型门式刚架,形成“4+1”的RC框架-轻钢增层混合结构。三跨跨度分别为6.9,2.6,6.9m,即顶层轻型门式刚架的跨度为16.4m,柱距7.2m,层高均为3.6m,结构所在地区设计地震分组为第一组,场地类别为Ⅱ类,抗震设防烈度为8度,结构安全等级为二级,基本风压0.35kN/m²,场地特征周期为0.35s。混凝土采用C30,梁与柱纵筋、箍筋分别采用HRB400,HPB300,门式刚架采用Q235B钢材。“4+1”的RC框架-轻钢增层混合结构模型见图1。

　　 选取房屋纵向中柱节点,混凝土梁、柱规格分别为500×250,550×550,工字形钢柱规格为I250×200×12×16,箱形钢柱规格为□200×200×12×12。按照几何相似(S_l=2∶1)和材料相似(S_σ=1∶1)原则进行1/2缩尺试件设计,试件梁柱长度根据原结构梁柱反弯点进行提取。依据规范 ^[16,17]设计了几何尺寸、截面规格完全相同的两种露出式刚接节点JD1,JD2,以便进行对比性研究。JD1的上柱采用工字形截面 (I125×100×12×16),JD2的上柱采用箱形截面(□100×100×12×12)。植筋均采用直径为14mm的HRB400钢筋,植筋深度为210mm。试件梁柱配筋及尺寸见图2。

　　 试件制作方法如下:首先凿去混凝土柱顶部保护层,露出钢筋; 避开混凝土柱内纵筋,按照设计在柱顶钻孔,用植筋胶预埋地脚螺栓; 待植筋养护达到强度要求后,用C50无收缩细石混凝土找平密实; 最后安装钢柱,将地脚螺栓插入柱脚底板的预留孔,采用双螺母拧紧并焊死。节点根部连接情况见图3。

　　 采用试件制作剩余的混凝土,按标准试验方法制作3个150×150×150混凝土试块,在常温下自然养护28d后,在电液伺服万能试验机上进行抗压强度试验,实测立方体平均抗压强度为32.17MPa。混凝土梁柱箍筋与纵筋的每个规格选3个试件,在华龙WEW型液压万能试验机进行拉伸强度试验。钢柱的材料性能试件,分别从腹板、翼缘所处同一批钢材的多余部分截取,对不同批次各取3个试件进行拉伸强度试验,并取3个试样的平均值作为代表值。试验结果见图4和表1。

　　 试验在西安理工大学结构大厅进行。试验装置由龙门架、反力架、分离式液压千斤顶、MTS电液伺服试验器及地梁组成。混凝土柱底部安装在沿加载方向单向转动的固定铰支座上,钢柱上端通过可水平移动的分离式液压千斤顶施加竖向荷载,以保证液压千斤顶对钢柱施加轴向压力。混凝土梁两端与BLR-1型压力传感器铰接连接,压力传感器与地梁铰接,并保证其只沿加载方向转动。MTS作动器一端与反力架相连,另一端与钢柱柱头抱紧连接,以对其施加低周反复荷载。地梁采用锚栓固定于地沟里,并用钢柱顶紧,防止其在加载过程中产生较大的滑移。试件安装完毕后并通过红外线校准仪校准,使试件加载前梁端链杆与地面垂直,柱端平面内、外尽量垂直,如有微小偏移,记录其偏移量作为初始误差。试验中应变片、位移计、压力传感器的数据通过静态应变采集仪采集。试验加载装置见图5。

　　 首先由分离式液压千斤顶对钢柱施加竖向荷载直至达到预定大小为0.16的轴压比,以模拟上部建筑荷载。再由MTS作动器施加低周反复水平荷载,以模拟水平地震力。水平荷载采用柱端位移加载方式,根据试验现象中钢筋应变和滞回曲线上出现明显的拐点确定屈服位移Δ_y为24mm。试件屈服前,位移控制的步长取4mm,每级循环一次; 试件屈服后,按照屈服位移Δ_y的倍数进行加载,即2Δ_y,3Δ_y,4Δ_y…每级位移循环加载三次。直至荷载降低至峰值荷载的85%以下或者梁纵向钢筋出现较大滑移时结束试验,加载制度见图6。

　　 设置7个位移计(B1～B7,见图7(a))分别测量钢柱、混凝土柱、地梁的水平位移及梁、柱相对转角、梁端位移值。依据柱上位移计读数,计算水平位移差值与测点间的竖向距离之比,即柱端转角θ_c; 依据梁端位移计与梁端压力传感器记录的数值,对梁进行弹性范围内的挠度计算,并对梁端位移进行修正,计算梁端竖向位移较大值与梁端测点到柱中心线的水平距离之比,即梁端转角θ_b; 梁柱相对转角θ_r=θ_b-θ_c。通过在钢柱底部区域、节点区、混凝土梁柱的纵筋、箍筋布置应变片(1～16,见图7(a)～(c))用来量测构件中的应力分布,并判别受力状态。测点布置见图7。

　　 另外,测量内容还应包括梁端下部压力传感器的荷载,裂缝开展的位置、长度、宽度及发展趋势,裂缝出现时的开裂荷载,试件的屈服荷载、极限荷载和破坏荷载。

　　 图8为JD1在水平循环荷载作用下混凝土梁的裂缝开展过程及破坏照片。在钢柱顶部施加175kN的轴向压力后,混凝土梁根部两侧均出现长约7cm细微的竖向初始裂纹,随着水平荷载的施加,初始裂缝在梁面向受压区扩展,见图8(a)～(d)。当水平循环位移施加至20mm时,柱顶荷载达到29.32kN,梁端拉、压力传感器的读数分别为3.96,11.65kN,梁根部裂缝继续延伸,有贯通的趋势,见图8(e),此时梁柱各部位的应变片读数均较小,可见梁柱均处于弹性状态; 加载至24mm时,柱顶荷载达到28.78kN,梁端拉、压力传感器的读数分别为3.88,11.95kN,梁根部纵筋应变片读数猛增至2 356με,直至不显示读数,说明框架梁进入屈服状态; 梁柱交接处上下侧裂缝延伸并贯通,裂缝宽度继续加大,见图8(f); 加载至48mm第一圈时,柱顶荷载达到28.09kN,梁端拉、压力传感器的荷载达到峰值,分别为4.31,12.60kN,梁根部竖向裂缝出现明显的拉裂、闭合现象,混凝土先呈碎屑状及小块状掉落后,出现大块脱落现象,见图8(g),加载至第二圈时仍有局部小块混凝土脱落,钢柱底板西南角处出现裂缝,梁根部裂缝有混凝土细粒不断掉出,第三圈加载时裂缝开合明显,梁根部大面积混凝土脱落; 加载至72mm第一圈时,柱顶荷载达到27.02kN,第三圈时,开合裂缝宽度最大为14mm,见图8(h),钢柱底板西南角混凝土压碎脱落,最终节点呈机动体系宣布试验结束。

　　 图9给出了JD2在水平循环荷载作用下混凝土梁的裂缝开展过程及破坏照片。在钢柱顶部施加175kN的轴向压力后,在梁跨中出现长约3～6cm长的细微竖向初始裂纹。随着水平荷载的施加,初始裂缝在梁面向受压区扩展,见图9(a)～(d)。当水平循环位移施加至20mm时,柱顶荷载达到29.82kN,梁端拉、压力传感器的读数分别为4.25,12.65kN,距梁根部18,37cm处,从梁顶面开始出现竖直向下长约8,12cm的微小裂缝,梁根部裂缝继续延伸,有贯通的趋势,见图9(e),此时梁柱各部位的应变片读数均较小,可见梁柱均处于弹性状态; 加载至24mm时,柱顶荷载达到31.04kN,梁端拉、压力传感器的读数分别为4.16,13.35kN,梁根部纵筋应变片读数猛增至2 404με,直至不显示读数,说明框架梁进入屈服状态,梁根部裂缝延伸并贯通,裂缝宽度继续加大,见图9(f); 加载至48mm第一圈时,柱顶荷载达到33.28kN,梁端拉、压力传感器的荷载达到峰值,分别为4.78,14.70kN梁柱交界处竖向裂缝进行出现明显的拉裂、闭合现象,见图9(g),加载至第二圈时局部小块混凝土脱落,第三圈加载时开合裂缝宽度不断增大,并伴有混凝土碎块掉落;加载至72mm第一圈时,柱顶荷载达到31.01kN,第三圈时,开合裂缝宽度最大为12mm,见图9(h),钢柱出现略微弯曲并伴有脱皮的现象,钢柱底板下与混凝土连接部位,出现较小裂缝。

　　 JD1,JD2加载过程中的数据统计列于表2,两榀试件的整体破坏照片见图10。可以看出:两榀试件均在混凝土梁根部出现宽度较大的剪切裂缝; 由于钢柱顶面施加的轴向压力,通过节点核心区向下传递,而节点核心区是刚性连接的,梁根部的变形受到约束,梁端铰接约束限制了梁的竖向位移,使得梁跨中受到较大的弯矩、梁根部承受较大剪力。在弯矩与剪力共同作用下,发生弯剪破坏,梁跨中出现斜向延伸的弯剪斜裂缝; 钢柱均出现略微弯曲并伴有脱皮的现象,钢柱底板未出现翘曲,预埋锚栓上双螺帽未松动。

　　 JD1相对于JD2裂缝数量更多,宽度更大,混凝土脱落现象更为严重; 试验结束时JD1加载后两端梁呈翼状略微下垂,呈机动体系,JD2没有形成机动体系,说明节点仍具有约束梁柱变形的能力,具备实现“大震不倒”的条件; JD2的屈服荷载比JD1大7.85%,极限荷载比JD1大13.51%,JD2的承载能力明显优于JD1。可见对于相同的露出式刚接节点来说,上柱截面形式的不同,节点的承载力也会不同; 双腹板抗弯、抗扭刚度好的箱形柱,可以有效提高节点的承载力,减少节点的破坏程度。

　　 本文采用梁柱的相对转角表示梁塑性区转动变形的大小。两榀试件的梁端反力与梁柱核心区相对转角关系见图11。试件的受力可分为三个阶段。

　　 从开始加载至混凝土梁开裂,此时曲线斜率较大,JD2较JD1梁端反力增长更快,JD1相对转角小于JD2,说明JD1具有较好的初始刚度。

　　 从混凝土开裂至极限荷载,梁根部形成塑性铰,此时曲线斜率相应减小,梁柱相对转角迅速增大,梁端反力增速小于转角增速,JD1中梁的相对转动较大,且梁柱相对转角增大速度更快。说明上柱为箱形截面的节点刚度衰减速度较慢,对周边构件的约束较强,可以有效限制节点两侧梁的相对转动。

　　 试件达到极限荷载后,曲线斜率明显下降,梁柱相对转角还有很大的发展空间,两榀试件均呈现较好的延性性能。JD2的下降段曲线斜率略大于JD1,但是其梁端反力与梁柱相对转角分别比JD1高出14.6%,11.1%,结合试验破坏现象可知JD2在最后破坏阶段没有形成机动体系,说明上柱为箱形截面的节点仍具有较高的承载力和塑性转动能力,可以释放掉更多的地震能量。

　　 两榀试件的柱顶水平荷载(P)与柱顶中心线处的水平位移(Δ)滞回曲线见图12,由图可知:

　　 (1)加载初期两榀试件的滞回曲线几乎成直线状,发展趋势均呈线性变化,滞回环较为饱满; 随着位移的增大,滞回曲线逐渐出现捏缩情况,试件刚度退化,曲线斜率减小,并出现明显的滑移段; 由于混凝土裂缝的贯通发展、试件发生滑移,同级位移下,第二次滞回环较前一次滞回环有明显捏缩; JD1的滞回环形状由瘦梭形变成了Z形,滞回环捏缩明显,JD2滞回环形状由瘦梭形变成了反S形; JD1比JD2的捏缩、滑移情况要严重得多,说明JD2能够有效减少试件的滑移,提高承载能力。

　　 (2)JD2滞回曲线包围的面积明显大于JD1,并且滞回环更为饱满,这与JD1的弯剪斜裂缝发展比较充分、混凝土破坏更为严重、试件发生较大的滑移有关。说明JD2的上部钢柱采用箱形截面可以有效增强节点的耗能能力,提高节点的抗震性能。

　　 骨架曲线即滞回曲线的外包线,是每次循环施加水平力最大峰值的轨迹,反映了构件受力与变形各个不同阶段的特性。试件的骨架曲线见图13。

　　 (1)两榀试件在正向加载(推)阶段,随着位移的增大,荷载逐渐增大,刚度持续退化。JD1在加载位移为24mm时曲线出现明显拐点,可判定试件屈服,屈服荷载为28.78kN,但由于混凝土开裂、试件出现较大滑移,屈服后荷载没有继续增大反而呈下降趋势,因此在加载位移为20mm时达到极限荷载29.32kN。而JD2在加载位移为24mm时屈服,屈服荷载为31.04kN; 屈服后荷载继续增大,在加载位移为48mm时达到极限荷载33.28kN。JD2的正向屈服荷载、极限荷载分别比JD1大7.85%,13.51%,承载能力优于JD1。

　　 (2)在负向加载(拉)阶段,随着位移的增大,荷载逐渐增大,刚度退化,混凝土虽然开裂,但梁纵筋仍提供较大的拉力,且正向加载时钢柱的略微弯曲,在负向加载时抵抗了一小部分水平拉力,出现了“强拉弱推”现象,负向峰值荷载远大于正向峰值荷载。两榀试件均未出现“包辛格效应”。

　　 在循环往复荷载作用下,当保持相同的峰点位移时,峰值荷载随循环次数增多而降低的现象称作强度退化,用承载力降低系数λ_i表示 ^[16],见表3。

　　 $\lambda {}_i=F{}_m^i/F{}_m^{i-1}(1)$

　　 式中:F${}_m^i$第m次加载位移时第i次加载循环峰值点荷载值; F${}_m^{i-1}$为第m次加载位移时第i-1次加载循环峰值点荷载值。

　　 试件承受低周反复荷载作用,随着裂缝发展,混凝土破坏,试件发生较大滑移,导致强度不断退化。两榀试件正负向加载的强度退化不对称,正向加载(推)过程中的强度退化明显,这是因为试件滑移严重,材料损伤累积且试件裂缝较大,导致荷载无法继续增加。JD1在加载位移为48mm时,后一圈加载的强度较前一圈下降11%左右,在加载位移为72mm时,后一圈加载的强度较前一圈下降55%,结合试验破坏现象可知,此时梁柱脱离,形成机动体系,试件承载能力明显下降。JD2在加载位移为48,72mm时,后一圈加载的强度较前一圈均下降10%左右,与试验破坏现象一致,试件没有形成机动体系,仍具有较好的承载力。

　　 负向加载(拉)过程中两榀试件的承载力降低系数约等于1,退化不明显,其中JD2负向加载位移为48mm时强度还略微上升。说明JD2延缓承载能力降低的能力优于JD1。

　　 刚度退化指的是试件在加载位移幅值不变的情况下,其刚度随着反复加载次数的增加而降低的现象。试件的刚度可用割线刚度K_i来表示,K_i越大表示刚度越大 ^[16]。刚度退化曲线见图14。

　　 ${\rm K}{}_i=\frac{|+F{}_i|+|-F{}_i|}{|+X{}_i|+|-X{}_i|}(2)$

　　 式中:F_i为第i次峰值点荷载; X_i为第i次峰值点位移值。

　　 由于JD1裂缝开展较快,塑性发展导致的累积损伤较大,刚度退化快于JD2,后因两榀试件裂缝开展相似,均基本不出现新的裂缝,旧裂缝的宽度不断开展,刚度退化曲线趋于一致。当试件完全破坏,裂缝开展完成,塑性不断发展,两榀试件的刚度趋于一致,退化缓慢。

　　 两榀试件刚度不仅会随加载位移的增大而退化,在相同位移的循环加载过程中也会退化,如表4所示。两榀试件在加载位移为48mm时,后一圈加载的刚度较前一圈加载平均下降5%～10%左右。在加载位移为72mm时,由于JD1混凝土拉裂破坏,承载力明显下降,使得第二圈加载的刚度较第一圈下降19.04%; JD2的后一圈加载刚度较前一圈平均下降约5%。显然JD2延缓刚度退化的能力优于JD1,这与JD2的混凝土拉裂程度相对较轻有关。

　　 试件能量耗散能力以滞回环所包围面积来衡量,用等效黏滞阻尼系数ζ_eq评价 ^[16],按下式计算,计算示意图见图15。

　　 $\zeta {}_{\text{e}\text{q}}=\frac{1}{2\text{π}}\cdot \frac{S(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{C}\text{D}\text{A}\end{array})}{S{}_{(\text{Δ}\text{Ο}\text{B}\text{E}+\text{Δ}\text{Ο}\text{D}\text{F})}}(3)$

　　 式中:$S(\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{B}\text{C}\end{array}+\begin{array}{l}⌒\\ \text{C}\text{D}\text{A}\end{array})$为图15中滞回环包围面积; S_{(ΔOBE+ΔODF)}为图15中三角形OBE和ODF的面积之和。

　　 由图16的等效阻尼黏滞系数图可以看出:在加载初期,两榀试件等效阻尼黏滞系数ζ_eq都呈上下波动、缓慢增长趋势。JD1在加载位移为48mm时,ζ_eq急剧下降,结合试验破坏现象来看,此时混凝土梁根部裂缝贯通,承载力下降所致,但由于钢柱弯曲,梁纵筋仍提供较大拉力,在负向加载过程中荷载依旧不断增大,所以ζ_eq又略有回升。总体上JD2的等效阻尼黏滞系数都高于JD1,尤其在加载位移为48mm时,JD2的ζ_eq迅速上升,是JD1的3.3倍; 试验终止时,JD2的ζ_eq虽然随着承载力降低有所下降,但仍比JD1大61%,说明JD2的耗能能力远远优于JD1。

　　 由能量耗散图17可知:在整个加载过程中,JD2的能量耗散能力都高于JD1; 两榀试件都随着位移的增大,能量耗散能力逐渐增大; 在加载位移为48mm时,两榀试件的能量耗散能力都急剧提升,但是JD2的提升速度更快,能量耗散能力达到JD1的3倍; 试验终止时,两榀试件的能量耗散能力继续增大,JD2的能量耗散能力是JD1的1.48倍。JD2总耗能比JD1大170%,耗能能力明显优于JD1。

　　 本文进行了两榀露出式刚接节点试件的拟静力试验研究,得出以下结论,当然这些结论还有待于更多试验和理论分析的进一步验证。

　　 (1)两榀露出式刚接节点在低周反复荷载作用下,最终破坏形态均为梁根部发生剪切破坏,梁跨中发生弯剪破坏,节点核心区均未出现明显破坏,满足“强柱弱梁,节点更强”的抗震设计要求。上柱为箱形截面的节点裂缝更少,裂缝宽度更小,可以有效减轻下部结构的破坏程度。

　　 (2)上部为工字形钢柱的露出式刚接节点,随着位移的增大,滞回环形状由瘦梭形变成了Z形,滞回环捏拢明显; 上部为箱形钢柱的节点滞回环形状由瘦梭形变成了反S形,滞回环更为饱满,包围的面积更大,具有更好的耗能能力。

　　 (3)上部为箱形钢柱的JD2强度退化缓慢平稳,延缓承载力降低的能力明显优于JD1,有较好的强度特性; 并且JD2延缓刚度退化的能力也优于JD1,可见RC框架-轻钢增层结构的上部结构选用箱形钢柱有利于保证节点强度与刚度。

　　 (4)上部为箱形钢柱的节点比上部为工字形钢柱的节点极限荷载大13.51%,等效黏滞阻尼系数大30% ～40%,尤其在加载位移为48mm时,其等效黏滞阻尼系数是上部为工字形钢柱节点的3.3倍,总能量耗散大170%。因此建议RC框架-轻钢增层混合结构的上柱尽量采用箱形截面,可以在一定程度上提高节点的承载能力与耗能能力,保证结构的安全性和稳定性。但是对于箱形柱与工字钢不同的截面尺寸以及钢柱选用其他截面形式对于节点抗震性能的具体影响仍需深入研究。