0 引言

　　 随着我国社会基础设施的不断完善,已有的一些老建筑物已不能满足如今对于空间的要求,同时砌体结构的抗震性能相对较差。当今社会的一个热点问题便是旧城改造问题。基于对原建筑的保护,政府规划部门往往要求“修旧如旧”,即保留原建筑物外部风貌,而建筑物内部的使用功能则随社会需求的改变而改变(如宾馆变商场),这就要求结构工程师采用适宜的方式合理地改造原有的建筑。而旧城改造的新理念之一就是宽柱双梁框架托换结构体系。宽柱双梁框架托换结构根据托换梁的数目可以分为单梁托换结构 ^[1]和双梁托换结构 ^[2],而根据所用材料的不同,则可分为钢筋混凝土托换技术和型钢双梁托换技术。尤其适用于小空间转换成大空间的旧建筑物的改造中,在托换过程中,既不改变其原有的受力性能,托换后所形成的新结构体系不会影响未托换构件的正常工作。宽柱双梁结构体系转换自然流畅,受力也更为合理。宽柱双梁托换的流程如下:首先对横墙进行部分拆除,再在横墙两侧分别设置一道地梁,纵梁内侧设置连系梁,在底层柱浇筑完成后沿横墙及纵墙支托第一层横梁及纵向连系梁的模板,梁的浇筑采用在楼面开孔的方式进行,之后逐层完成,混凝土达到强度后逐步拆除所有内横墙,宽柱双梁框架结构体系由此形成。框架结构较砖混砌体结构具有较好的抗震性能,它在历次地震中经历了考验,但是在汶川大地震中框架出现了大量的局部破坏,而未如预期形成塑性铰耗散能量,甚至还有结构整体倒塌的情况发生,局部破坏在梁柱节点处尤其严重。据统计,框架结构在地震中大多数出现的是梁柱节点的破坏,过去的钢筋混凝土建筑通常情况下梁柱受力钢筋只需穿过节点,边节点中的梁纵筋达到节点核心区后弯折长度满足一般的锚固长度即可 ^[3],这使得节点核心区箍筋的配置很少,甚至存在不配置构造箍筋的情况 ^[4,5,6,7],因此梁柱节点的设计显得尤为重要。

　　 本文以扬州市紫藤园宾馆改造项目为基础,建筑原有结构通过宽柱双梁的结构形式进行了改造。本试验设计并制作了2种共6个宽柱双梁节点,进行了拟静力循环加载试验,研究轴压比、结构形式对节点的抗剪承载力、延性和破坏模式等的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

　　 本文共设计6个节点试件SJ1～SJ6,其中试件SJ1～SJ3为平面节点,试件SJ4～SJ6为空间节点,梁截面尺寸均为100mm×250mm,柱截面尺寸为350mm×250mm,墙截面尺寸为120mm×250mm,对于中柱节点全长3 250mm,高1 850mm,试件均采用C30商品混凝土浇筑,柱、梁混凝土保护层厚度分别为20,15mm,试件各参数情况见表1和图1。

　　 宽柱双梁节点试验构件参数 表1

试件	SJ1	SJ2	SJ3	SJ4	SJ5	SJ6
轴压比	0.1	0.2	0.3	0.1	0.2	0.3
有无纵梁	无	无	无	有	有	有

 

　　  

1.2 加载方法与测点布置

　　 试验加载装置见图2,伺服加载仪器距柱顶100mm,用以模拟低周往复荷载,柱顶由千斤顶施加垂直荷载模拟轴力,柱底和梁端采用可以转动的滑动铰支座,止推器与反力墙连接,地梁两侧用止推器限制其水平位移,整个加载系统位于同一个平面。加载制度 ^[8]如图3所示,加载过程如下:首先需先对试件进行预加载,随后按要求在柱顶施加大小恒定的轴力P_y;试件处于弹性阶段时,分级加载,每级荷载循环1次,至试件发生屈服后按照屈服时水平位移Δ_y的1倍、2倍、3倍分级进行加载,每级位移循环3次,试件发生破坏后则停止加载。由荷载控制加载时,采用的加载速率为1kN/s,由位移控制加载时,采用的加载速率为1mm/s,每次加载结束后持荷2～3min ^[9]。以下情况出现时表明试件发生破坏,则停止加载。1)荷载下降至低于峰值荷载的85%;2)梁柱连接处出现较大的裂缝或节点区双梁下翼缘发生严重的屈服;3)柱出现较为显著的整体弯曲。

　　 图1 宽柱双梁节点示意图   

　　  

　　 图2 加载装置图  

　　  

　　 图3 加载制度  

　　  

2 试验现象与分析

2.1 试验现象

　　 预先定义柱端加载推为正向,拉为负向。对试件SJ1～SJ6的试验过程分析如下。梁上表面混凝土承受压应力时,梁受正弯矩作用,柱端所加载的荷载为正值;梁上表面混凝土承受拉应力时,梁受负弯矩作用,柱端所加载的荷载为负值。在试件上主要会出现两类典型的破坏特征:一类如试件SJ1～SJ3,主要在节点核心区发生破坏;另一类如试件SJ4～SJ6,主要在靠近核心区的梁端区域发生破坏。节点核心区出现贯穿整个核心区域的X状斜裂缝为核心区剪切破坏的主要特征,表现还有核心区混凝土鼓突,并出现大面积的剥落;梁端受压区混凝土被压碎,梁端垂直裂缝贯穿为梁端弯曲破坏的主要特征,表现还有少量的斜裂缝出现在节点核心区,砌体墙虽有一定程度的开裂,但仍可以与双托换梁协调工作,夹墙对宽柱双梁的极限承载力有一定程度的提高作用。

2.1.1 平面宽柱双梁节点裂缝开展及破坏形态

　　 试验加载期间,首先将轴向压力205kN(轴压比为0.1)施加于宽柱双梁节点,再于柱端施加往复荷载。由荷载控制试验加载期间,荷载与位移呈线性关系,试件尚处于弹性阶段。

　　 对于试件SJ1,柱端往复荷载增加至16kN时,垂直裂缝出现于左梁距核心区约10,18,40cm处;柱端往复荷载达到20kN时,裂缝出现于右梁距核心区约3,15,25cm处,随着柱端荷载的增加,新产生的裂缝出现于梁的两侧,已有裂缝的宽度也随之增大;当柱端往复荷载值达到49.6kN时,新裂缝出现于左梁的上端,逐渐向下部延伸,并且节点核心区的两端下部分别出现两条斜裂缝并向上延伸,随着柱端往复荷载的不断增加,裂缝沿着45°方向逐渐向核心区延伸,节点核心区的箍筋屈服,裂缝逐渐发展,直至核心区混凝土开裂形成X状裂缝,同时混凝土出现剥落,最终核心区破坏。

　　 对于试件SJ2,柱端往复荷载增加至12kN时,垂直向裂缝出现于右梁距核心区约16,21,26cm处;柱端往复荷载增加到18kN时,垂直向裂缝出现于左梁距核心区约6,26cm处;柱端往复荷载增加至24kN时,细小的斜裂缝出现于核心区的两侧;柱端往复荷载增加至36kN时,左梁距核心区约17cm处的垂直向裂缝贯通,由位移控制加载时,多条斜裂缝出现于节点核心区,并且斜裂缝随着位移级数的增大而逐渐延伸;加载位移达到54,72mm时,分别发生核心区的斜裂缝贯通及节点核心区混凝土开始剥落,最终核心区发生破坏。

　　 对于试件SJ3,柱端往复荷载增加至约14kN时,垂直向裂缝出现于右梁距核心区约8,18,27cm处;柱端往复荷载增加到约21kN时,垂直向裂缝出现于左梁距核心区约12,27,34cm处;柱端往复荷载增至约28kN时,细小的斜裂缝出现在节点核心区的两侧;柱端往复荷载增至约35kN时,左梁距核心区约17cm处的垂直向裂缝发生贯通,由位移控制加载时,若干条斜向裂缝出现于节点核心区,并且斜向裂缝随着位移级数的增加而逐渐延伸开展;加载位移增加至约57mm时,节点核心区的由左梁底部附近向上延伸的斜向裂缝发生贯通,左梁梁端受压区混凝土被压碎,右梁梁端垂直向裂缝逐渐开展;加载位移增加至约90mm时,节点核心区斜向裂缝发生贯通;加载位移增至约72mm时,节点核心区混凝土开始剥落,直到节点核心区破坏发生。试件SJ1～SJ3的裂缝分布情况如图4所示。

　　 该类节点的破坏过程为弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段,共三个阶段。

(1)弹性阶段。

　　 试件的荷载与位移基本呈线性变化。当荷载增加到约0.33P_y时,梁端出现较为明显的垂直向裂缝,梁柱连接处亦有裂缝产生,随着荷载的逐渐增加,梁端垂直向裂缝逐渐延伸并且不断开展;负向加载时,受拉区混凝土发生开裂,垂直向裂缝闭合。荷载增加至P_y时,核心区箍筋开始屈服。

(2)弹塑性阶段。

　　 试件的荷载与位移的变化关系不再为线性,节点的变形随着荷载的增加而不断地增大,已出现的混凝土裂缝宽度逐渐增加,最终裂缝发生贯通,负向加载过程中,裂缝无法完全闭合,加载位移增加到约4Δ_y时,受压区混凝土被压碎,节点核心区的斜向裂缝发生贯通,出现X状斜裂缝,节点荷载此时增至峰值。

(3)破坏阶段。

　　 荷载值达到最大之后,节点的承载力开始降低,节点核心区箍筋的屈服程度与节点承载力的降低程度相关联,大部分荷载都由节点核心区的混凝土及钢筋所承担,荷载有着总体平稳的下降情况。此时梁端垂直向裂缝基本出现贯通,混凝土柱受到的损伤则相对较小,轴压比较明显地影响此类型节点试件的破坏形态。

　　 核心区破坏为此类型节点的破坏形式,由图4可以看出,此类型节点核心区出现若干条较为明显的裂缝,但试验中钢筋和混凝土粘结良好,未出现明显的滑移。

　　 图4 平面宽柱双梁节点裂缝分布图  

　　  

　　 图5 空间宽柱双梁节点裂缝分布图   

　　  

2.1.2 空间宽柱双梁节点裂缝开展及破坏形态

　　 试件SJ4～SJ6有着大致相同的破坏模式,均发生了梁端受弯破坏。图5为空间宽柱双梁节点的裂缝开展分布情况。此类型节点的破坏过程可分为弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段,共三个阶段。

　　 对于试件SJ4,柱端往复荷载增至18kN时,垂直向裂缝出现于右梁距核心区约3,12,24cm处及左梁距核心区约6,16,24cm处;柱端往复荷载增至27kN时,细小的斜裂缝出现于核心区两侧;柱端往复荷载增加至约36kN时,新的斜向裂缝在节点核心区产生;由位移控制试验加载时,不再有新的垂直向裂缝出现在梁端;在加载位移达到约32mm时,梁端垂直向裂缝向上延伸变成斜向裂缝,并且随着位移级数的逐渐增加,垂直向裂缝不断开展;加载位移增至约48mm时,节点核心区裂缝向柱端逐渐延伸和开展;加载位移增至约72mm时,柱侧混凝土发生剥落,同时柱端裂缝进一步开展;加载位移增至约80mm时,梁端受压区混凝土大量剥落,只有一些细小的裂缝出现于纵梁,最终试件发生梁端受弯破坏。

　　 对于试件SJ5,柱端往复荷载增至10kN时,垂直向裂缝出现于右梁距核心区约2,17,30cm处及左梁距核心区约1,16,25cm处;柱端往复荷载增加至20kN时,细小的斜裂缝出现于核心区的两侧,梁端随着柱端往复荷载的增加而不断地产生新的垂直向裂缝;柱端往复荷载增加至约30kN时,梁端没有新产生的垂直向裂缝,已有裂缝逐渐开展延伸;柱端往复荷载增至约40kN时,左梁靠近节点核心区处的垂直向裂缝发生贯通;采用位移控制试验加载时,若干条斜向裂缝出现于节点核心区,斜向裂缝随着位移级数的逐步增加而逐渐开展延伸,由于纵梁对节点存在一定的增强作用,核心区的斜向裂缝开始朝向柱端延伸而不再向核心区深处延伸;加载位移增加至约60cm时,梁端受压区混凝土被压碎,柱下端混凝土发生大面积的剥落;加载位移增加至约80cm时,梁柱连接处产生贯通裂缝,同时双托换梁中的夹墙对节点有一定程度上的保护作用,延缓了贯通裂缝的出现,随着加载位移的逐渐增加,最终梁端发生受弯破坏。

　　 对于试件SJ6,柱端往复荷载增加至约9kN时,垂直向裂缝出现于右梁距核心区约6,15,30cm处及左梁距核心区约5,16,25cm处;柱端往复荷载增加至18kN时,细小的斜裂缝出现于核心区两侧,随着柱端往复荷载的增加,不断有新的垂直向裂缝在梁端出现;柱端往复荷载增至27kN时,梁端不再有新的垂直向裂缝出现,原有裂缝不断开展延伸;柱端往复荷载增至约36kN时,右梁距核心区约3cm处的垂直向裂缝发生贯通;采用位移控制试验加载时,有多条斜裂缝出现于节点核心区,并且斜裂缝随着位移级数的增加而逐渐开展延伸,由于纵梁对节点有一定程度的增强作用,核心区的斜向裂缝开始往柱端延伸而不再朝向核心区深处延伸;加载位移增至约63cm时,梁端受压区混凝土被压碎,柱下端混凝土出现大面积的剥落;加载位移增至约84cm时,梁柱连接处产生贯通裂缝,双托换梁之间的夹墙一定程度上保护了节点,延缓出现贯通裂缝,随着加载位移的逐渐增加,最终梁端发生受弯破坏。

　　 图6 试件滞回曲线   

　　  

(1)弹性阶段。

　　 节点的荷载位移大致呈线性相关。试验荷载加载至约0.33P_y时,梁端出现若干条垂直向的裂缝,梁柱连接处出现比较微小的裂缝,试验进一步加载,裂缝有所开展,试验负方向加载时,正向加载时产生的裂缝基本闭合,所加载的荷载达到P_y时,梁纵筋基本屈服,但核心区箍筋尚未进入屈服状态。

(2)弹塑性阶段。

　　 节点荷载位移的变化不再呈线性相关,梁柱连接处的混凝土随着加载位移的逐渐增加而不断开裂,梁端的裂缝也存在一定程度的开展,梁端达到极限承载力时,节点荷载达到峰值。

(3)破坏阶段。

　　 节点的承载力开始逐渐降低,节点的变形主要发生于梁上部,梁端混凝土出现鼓凸开裂。在试验加载后期,柱靠近梁的位置混凝土逐渐剥落,塑性铰出现在梁端处,表明耗能能力更优良,此类型节点有着相对更加饱满的滞回曲线。

　　 此类型试件的破坏形态为梁端受弯破坏,梁端破坏较为严重,混凝土出现较大范围的剥落,由于纵梁对节点具有一定程度的约束作用,核心区并未出现如试件SJ1、试件SJ2的贯通的斜裂缝,而是向梁端延伸。试件混凝土与钢筋的接触界面完好,出现一定程度的滑移,但两者的粘结滑移较小,可以协调工作。

2.2 极限承载力

　　 图6为试件柱端荷载-位移(P-Δ)滞回曲线。表2为柱端的峰值荷载、极限荷载以及屈服荷载,由于试件SJ4有纵梁且轴压比最小,故试件SJ4有着最低的抗剪承载力,平面宽柱双梁节点的抗剪承载力较空间宽柱双梁节点更好。平面宽柱双梁节点与空间宽柱双梁节点的配筋均按《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[3]所提供的公式进行计算,二者核心区抗剪承载力水准大致相当 ^[10],则抗剪承载力理论上应基本相同,但根据试验结果可知,空间宽柱双梁节点试件核心区箍筋的应变显著高于平面宽柱双梁节点试件,这是空间宽柱双梁节点试件的抗剪承载力低于同形式平面宽柱双梁节点试件的原因之一。

　　 由图6可知,各试件均具有一定的耗能能力以及位移延性,与平面宽柱双梁节点试件相比,空间宽柱双梁节点试件的极限承载力有一定程度的降低,但延性及耗能能力有一定的提高。

　　 图7为柱不同高度的纵筋应变情况,由图7可知,平面宽柱双梁节点柱纵筋在节点核心区位置发生了屈服,而空间宽柱双梁节点核心区柱纵筋则未发生屈服。分析柱的箍筋应变,相较平面宽柱双梁节点试件,空间宽柱双梁节点试件的箍筋承担了部分外力,但外力较小不足以使核心区发生剪切破坏 ^[10],空间宽柱双梁节点试件核心区的承载力较平面宽柱双梁节点试件低的问题并不显著,但当试件的受力条件更为不利时,空间宽柱双梁节点试件柱箍筋应变远大于平面宽柱双梁节点试件,这也是空间宽柱双梁节点试件抗剪承载力低于平面宽柱双梁节点试件的原因之一。

　　 图7 柱纵筋不同高度应变情况  

　　  

2.3 延性

　　 一般用位移延性系数μ表示延性 ^[11],μ=Δ_u/Δ_y,其中Δ_u为柱端水平极限位移,Δ_y为梁钢筋的屈服位移。各试件的Δ_u,Δ_y及μ如表3所示。由表可知,各试件的屈服位移大小差别较小,但由图6可以看出,试件SJ3的滞回曲线下降段较少,可能是试验加载过程有欠缺、加载不彻底引起的,故试件SJ3的极限位移可能大于试验结果。由表3还可知,空间宽柱双梁节点的延性优于同等条件下的平面宽柱双梁节点,这由于在试验中空间宽柱双梁节点均在梁柱连接处发生破坏。由于塑性铰的形成,节点的延性得到了一定程度的提高,由图6可以看出,试件SJ3的刚度最大,试件SJ2次之,可见轴压比较大地影响了宽柱双梁节点的刚度。

　　 柱端屈服荷载、峰值荷载和极限荷载 表2

试件	方向	Py/kN	Pmax/kN	Pu/kN
SJ1	正 负	28.1	67.9	61.5
		-28.8	-64.3	-48.5
SJ2	正	32.3	75.8	62.4
	负	-38.6	-70.9	-58.6
SJ3	正	35.0	98.2	82.3
	负	-42.6	-71.1	-67.3
SJ4	正	36.1	61.3	54.7
	负	-40.1	-61.1	-58.5
SJ5	正	40.2	68.4	56.6
	负	-46.4	-70.1	-66.6
SJ6	正	45.0	76.2	64.7
	负	-53.1	-78.5	-65.5

 

　　 注:P_y,P_max,P_u分别为屈服荷载、峰值荷载、极限荷载。

　　  

　　 各试件屈服位移、极限位移及位移延性系数 表3

试件	方向	Δy	Δu	μ
SJ1	正	23.4	76.3	3.25
	负	-24.9	-83.2	3.33
SJ2	正	28.7	92.4	3.22
	负	-27.9	-87.3	3.12
SJ3	正	30.0	94.5	3.15
	负	-31.3	-96.8	3.09
SJ4	正	23.1	78.9	3.43
	负	-23.6	-80.9	3.43
SJ5	正	27.9	90.5	3.24
	负	-31.6	-106.5	3.37
SJ6	正	31.2	100.8	3.23
	负	-32.3	-104.2	3.22

 

　　  

2.4 刚度

　　 刚度退化为在相同位移幅值的情况下,试件刚度随着位移级数和循环次数的增加而逐渐降低的特性 ^[12],以每一循环中正负荷载峰值点之间连线的斜率来表示环线刚度,即:

　　 Ki=|+Pi|+|−Pi||+Δi|+|−Δi|         (1)Κi=|+Ρi|+|-Ρi||+Δi|+|-Δi|         (1)

　　 式中:+P_i,-P_i分别为试验加载时第i次循环正负向的峰值荷载;+Δ_i,-Δ_i分别为正负两向峰值荷载所对应的位移。

　　 图8 刚度退化

　　  

　　 刚度退化情况见图8。由图8可知,试件的环线刚度K随着加载过程的进行而逐渐降低,这是由于虽在加载初期混凝土和钢筋能够较好地协同工作,但随着加载的不断进行,混凝土出现开裂并逐步退出工作,钢筋的损伤逐渐累积。在加载的后期,在正、负弯矩作用下梁刚度的差异逐步缩小。同等条件下,轴压比较大的试件初始刚度大于轴压比较小的试件,且轴压比大的试件刚度退化更快,各个试件具有基本一致的刚度退化规律。

3 结论

　　 本文进行了宽柱双梁节点在往复荷载作用下的试验研究,观察了试验全过程及试件破坏形态,试件主要有两种破坏模式:1)平面宽柱双梁节点的核心区剪切破坏;2)空间宽柱双梁节点的梁端弯曲破坏。

　　 根据滞回性能试验的结果,分析得到了宽柱双梁节点有关抗震性能的参数,基于分析结果可以得出以下结论:

　　 (1) 出现核心区剪切破坏和梁端弯曲破坏,试件的滞回曲线大致呈反S形,表明混凝土、钢筋二者间有一定的粘结滑移,但该类节点的抗震性能较好。

　　 (2) 轴压比的增加对于试件的极限承载能力有一定程度的提高作用,增加柱顶的轴压力,会对节点部位的混凝土产生比较明显的约束作用,对于节点核心区的抗剪承载力有一定的提高,但节点延性的降低也较为显著。

　　 (3) 平面宽柱双梁节点与空间宽柱双梁节点的试验结果对比可知,由于两个类型节点的破坏形态不同,平面宽柱双梁节点具有更高的极限承载力,增加纵梁一定程度上增强了节点核心区,空间宽柱双梁节点因而从“强柱弱梁,弱节点”转变为“强柱弱梁,强节点”,试件的受力最不利区域由节点核心区转变为梁端,最终导致了两类节点试件发生了不同形态的破坏。

　　 (4) 同等条件下,轴压比较大的试件初始刚度大于轴压比较小的试件,且轴压比较大试件的刚度退化速率较轴压比较小试件更快。