王德弘， 鞠彦忠， 郑文忠

(1.哈尔滨工业大学 结构工程灾变与控制教育部重点实验室，哈尔滨 150090；2.东北电力大学 建筑工程学院，吉林 吉林 132012)

普通混凝土和高强混凝土抗拉强度低，韧性差，混凝土框架节点的延性主要取决于箍筋的配置，但过密的配置箍筋给节点区的施工带来了困难，造成节点混凝土浇筑不密实，影响节点的抗震性能[1-2]。在地震荷载作用下，由于混凝土自身的脆性以及钢筋与混凝土之间的变形不协调，节点区钢筋与混凝土的黏结宜发生劣化，甚至在界面处产生劈拉破坏。鉴于此，本文拟采用具有较高强度、韧性和耐久性的活性粉末混凝土代替普通混凝土，以期改善混凝土框架节点的受力和变形性能，降低箍筋用量、便于施工，同时提高框架结构的使用寿命。

活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete， RPC)是一种新型超高强度超高性能的水泥基复合材料，具有优异的力学性能和耐久性[3-5]。近年来国内外从理论研究、性能试验等方面，都对RPC进行了广泛地研究。目前，对RPC材料的制备技术已比较成熟，其基本力学性质已比较清楚，梁、柱受力性能方面的研究已经开展[6-10]，但对于活性粉末混凝土框架节点的研究尚未见相关研究资料。目前制备比较成熟的活性粉末混凝土的立方体抗压强度一般为100～200 MPa，极限压应变可达4 000×10-6～ 5 500×10-6，拉应变可达250×10-6～ 850×10-6，均显著高于普通和高强混凝土。已有研究表明，现有的相关设计理论、规范(规程)不完全适用于活性粉末混凝土结构[11-12]，因此有必要对活性粉末混凝土框架节点的受力性能、破坏机理等进行深入的研究和分析，为RPC材料的抗震设计和工程应用提供依据。基于此，本文对活性粉末混凝土框架节点进行拟静力试验，对活性粉末混凝土梁柱节点的受剪破坏过程、承载力、延性、耗能、强度和刚度退化等性能进行了研究，分析核心区箍筋和轴压比对活性粉末混凝土梁柱节点抗震性能的影响规律，其研究成果可以为活性粉末混凝土框架节点的抗震设计提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

性粉末混凝土水胶比为0.22，钢纤维体积掺量为1.3%，活性粉末混凝土配合比见表2，活性粉末混凝土抗压强度通过同批次浇筑的100 mm×100 mm×100 mm立方体试件抗压强度试验测得，各试件活性粉末混凝土抗压强度平均值见表3。

表1 钢筋力学性能

表2 活性粉末混凝土配合比

表3 活性粉末混凝土抗压强度

1.2 试验装置与加载方案

本试验主要考察活性粉末混凝土框架节点核心区在反复荷载作用下的性能，故采用梁端加载的方式，试验加载装置如图2所示。

柱端轴向压力通过2 000 kN液压千斤顶施加。施加轴向荷载时，为消除加载的不均匀性，先将轴向荷载加载至设定值的30%，然后卸载到0，再施加荷载至设定值，并在试验过程中保持荷载恒定。梁端往复荷载通过数控电液伺服作动器施加，采用荷载、变形混合控制的加载制度[14]。加载初期采用荷载控制的方式，每级荷载循环一次，并注意观察试件及钢筋应变的变化，当试件核心区开裂或梁内钢筋达到屈服时改为位移控制，此时的位移记为Δy，以Δy为增量逐级加载，每级荷载步循环三次，加载至构件承载能力下降到峰值荷载的85%时停止试验。梁端往复荷载的加载制度如图3所示。左、右梁端反向等速率同步加载。

图1 试件尺寸及截面配筋图Fig.1 Specimen size and reinforcement section

图2 试验加载装置Fig.2 Loading equipment

图3 试验加载制度Fig.3 The test loading process

1.3 量测内容及方法

试验量测内容主要包括柱端、梁端荷载，梁端位移，节点核心区剪切变形，核心区梁内纵筋应变，核心区箍筋应变，核心区活性粉末混凝土应变等。

柱端轴向压力由2 000 kN压力传感器测得；梁端往复荷载及位移由MTS数控电液伺服加载系统采集。核心区剪切变形的测量是在核心区的两个主对角线方向设置位移计，如图2所示，通过位移计测得的位移换算得到核心区剪切变形。

梁纵筋、核心区箍筋的应变由布置在相应位置的应变片测得。钢筋应变片布置如图4所示。梁纵筋同一测点对称布置两个应变片，以测得的平均应变作为该处的应变值。节点核心区活性粉末混凝土应变由电阻应变片测得。

图4 钢筋应变片布置Fig.4 Location of strain gauges on reinforced bar

2 试验现象与试验结果分析

2.1 试验现象与分析

4个试验试件均发生了节点核心区剪切破坏，所有试件的破坏过程比较相似，大致可以分为初裂、通裂、极限和破坏4个阶段。下面以试件J-1-0.5为例描述4个阶段的试验现象，

荷载控制阶段，当梁端荷载不超过15 kN时，梁端及核心区均未出现裂缝。当梁端加载至20 kN(右梁加载端下压荷载为20 kN)时，右梁受拉区出现3条裂缝。左梁受拉区出现2条裂缝。反向加载至-20 kN时，左、右梁受拉区分别出现2条和3条裂缝。当荷载增加至30 kN时，节点核心区一侧中心偏下50 mm处对角线方向出现第一条斜裂缝，裂缝长度40 mm，此时的RPC最大拉应变达到了334×10-6，核心区箍筋应变为720×10-6。当加载至-30 kN时，节点核心区另一个对角线方向未出现裂缝，梁端裂缝向中部延伸，无新增裂缝出现。当加载至35 kN时，节点核心区另一侧面出现裂缝。当加载至-35 kN时，节点核心区另一个对角线方向出现斜裂缝，最大裂缝宽度为0.06 mm，裂缝长度55 mm。此时转为位移控制，Δy=20.55 mm。1Δy加载阶段，没有新增裂缝，原裂缝未发生明显变化。当2Δy第1个循环加载完成，节点核心区主斜裂缝延伸至对角点，主裂缝两侧出现多条平行的细小裂缝，两个对角线方向的裂缝交叉将混凝土分割成若干个菱形块。此时节点核心区的最大裂缝宽度为0.68 mm。2Δy第2个循环结束时，裂缝数量没有增加，裂缝长度和宽度明显增大，裂缝向上、下柱端延伸，延伸长度约50 mm，最大裂缝宽度为2.28 mm。2Δy第3个加载循环结束时，节点核心区形成明显的交叉裂缝，菱形块边缘出现少量掉渣现象。3Δy第1个加载循环结束时，节点核心区裂缝宽度显著增大，最大裂缝宽度达5.80 mm，核心区中部活性粉末混凝土鼓起约3 mm。临近柱边的梁端裂缝宽度也明显增大，最大裂缝宽度达1.52 mm。当进行3Δy第2个循环加载时，节点核心区主裂缝宽度继续增大，部分钢纤维被拔出，活性粉末混凝土被压碎，节点中心交叉裂缝处出现活性粉末混凝土剥落，核心区靠近柱边位置新增多条水平短裂缝，裂缝长度约30～40 mm，试件破坏形态如图5所示。与普通混凝土节点的破坏相比，活性粉末混凝土节点破坏过程中，裂缝开展路径较多，且多为细小裂缝，卸载后多数裂缝能够闭合。活性粉末混凝土未出现大面积脱落，仅在主裂缝边缘出现少量剥落，试件整体性较好。

图5 试件J-1-0.5的破坏形态Fig.5 Failure mode of J-1-0.5

2.2 滞回曲线

图6为活性粉末混凝土梁柱节点的梁端荷载-位移滞回曲线。由图可知，试验加载初期，滞回曲线的加载和卸载曲线的斜率比较接近，残余变形较小，滞回环呈狭长的梭形。随着荷载的增加，靠近柱的梁端和节点核心区相继出现裂缝，滞回曲线的斜率有所下降，但斜率下降的速率较为缓慢。随着荷载和加载循环的继续增加，加载曲线的斜率持续减小，卸载曲线在刚开始卸载时斜率较大，荷载接近0时，斜率变小，残余变形较大，滞回环由初始狭长的梭形逐渐转变成“弓”形或反“S”形，滞回环面积增大。

试件J-0-0.3、J-1-0.3和J-1-0.5在2Δy第1个循环时达到最大荷载，随着循环次数的增加和加载位移的增大，试件的承载力开始下降，但下降速度较慢。试件J-0-0.5在3Δy第1个循环时达到最大荷载， 其它3个试件在3Δy第1个循环时的峰值与最大荷载比较接

近，约为最大荷载的93%～97%。

4个试件的正向最大荷载比较接近，负向最大荷载存在一定差异，试件J-0-0.5-R的荷载值最大，比试件J-0-0.3-R的高31%，这种差异可能是由试件柱偏心受压引起的。由于试件安装时的不同初始偏心及试验过程中的偏心无法避免，且试件截面偏小，偏心受压的影响相对较大，导致了梁端荷载的差异。

2.3 骨架曲线

图7为各试件的荷载-位移骨架曲线，4个试件开裂、峰值和破坏各阶段荷载和变形试验结果如表4所示。根据试验结果可以看出，4个试件的骨架曲线变化趋势比较接近，大致可以分为上升段、承载力保持阶段和下降段。由于配筋率相差不大，梁端及核心区的开裂荷载均比较接近，梁端开裂荷载为17～19 kN，与预估值比较接近。核心区开裂荷载约为25～30 kN，约为最大荷载的36%～76%，高于高强混凝土节点的初裂强度[15]。与相同截面的高强混凝土及纤维混凝土梁柱节点相比，活性粉末混凝土梁柱节点具有更高的受剪承载力[16-17]，这是由于相同抗压强度条件下，活性粉末混凝土具有更高的抗拉强度，且活性粉末混凝土抗剪强度的增加与其抗拉强度的增加呈线性关系[18]，故具有更高的抗剪强度。当达到最大承载力后，承载力下降比较缓慢，表现出了较好的延性；当达到极限破坏时，核心区剪切变形约为峰值荷载时变形的2.23～8.56倍，体现了活性粉末混凝土良好的变形性能。

图6 荷载-位移滞回曲线Fig.6 Load-displacement hysteresis curve of specimens

相同配筋条件下，试件的受剪承载力随着轴压比的增大而增大，这是由于在一定轴压比范围内，增加轴压比可以提高混凝土的抗裂能力，混凝土受拉张开的裂缝可以重新闭合，有利于混凝土受剪承载力的提高。因此，进行受剪承载力计算时应该合理地考虑轴压比对节点受剪承载力的有利作用。相同轴压比条件下，核心区配置箍筋试件的承载力略高于无箍筋试件。虽然达到峰值荷载时节点核心区的箍筋已经屈服，但箍筋对活性粉末混凝土的约束作用仍然存在，能够提高其抗压强度，故配置一定数量的箍筋能够有效提高节点的受剪承载力。

图7 试件荷载-位移骨架曲线Fig.7 Skeleton curve of specimens

2.4 延 性

结构或构件的延性大小可用延性系数来衡量，本文采用位移延性系数μΔ来表示钢筋活性粉末混凝土框架节点的延性。考虑到试件滞回曲线的不完全对称，定义试件的位移延性系数

μΔ=(|+Δue|+|-Δue|)/(|+Δye|+|-Δye|)

(1)

式中：Δue为极限位移，对应的荷载为极限荷载Pue；Δye为屈服位移，采用能量法确定，屈服位移对应的荷载为屈服荷载Pye[19]。表5为各试件的位移延性系数，本试验的4个试验试件均为节点核心区剪切破坏，其延性系数偏小，μΔ= 1.64～2.29，与相同破坏类型的普通混凝土接近[20]。从试验结果可以看出，节点核心区配置1个箍筋的试件J-1-0.3和J-1-0.5表现出来的延性并

不比节点核心区未配置箍筋试件的延性高。这是由于本试验试件箍筋配置数量较少，在试件达到最大承载力之前，箍筋发生了屈服，本试验中箍筋过早的屈服导致其对试件延性的改善作用较小。核心区箍筋屈服后，节点的剪力主要由活性粉末混凝土承担，无箍筋约束的活性粉末混凝土在多次反复荷载作用后发生剪切破坏，展现出较好的抗剪延性和变形性能。因此，节点核心区采用活性粉末混凝土材料，可以减少箍筋用量，降低工程成本，便于施工。

2.5 耗 能

结构构件的耗能能力是其抗震性能的一个重要指标，通常采用滞回环的饱满程度来体现。本文采用等效黏滞阻尼系数he来表示。等效黏滞阻尼系数的计算方法如图8所示，he定义为

(2)

式中：SABC+SCDA为滞回曲线上、下两半部分的面积；S△OBE和S△ODF分别为三角形OBE、ODF的面积。

表6为活性粉末混凝土各节点试件的耗能及等效黏滞阻尼系数，各试件等效黏滞阻尼系数he= 0.127 ～ 0.159，高于普通混凝土和高强混凝土节点的黏滞阻尼系数[21-22]，表明活性粉末混凝土框架节点具有较好的耗能能力。

表4 试件各阶段的荷载、变形特征值

表5 延性系数

图8 等效黏滞阻尼系数计算Fig.8 Calculation for equivalent viscous damping factor

节点的耗能能力随轴压比的增大而提高；相同轴压比条件下，节点核心区配置箍筋对节点耗能有一定提高。其原因在于轴向压力和箍筋减缓了节点核心区混凝土斜裂缝的开展，同时轴向压力的作用提高了核心区梁纵筋与混凝土间的摩阻力。

表6 等效黏滞阻尼系数

2.6 强度退化

强度退化是指在位移幅值不变的条件下，结构或构件的承载力随往复加载循环次数的增加而降低的特性，可采用强度退化系数表示，计算式为

(3)

各试件强度退化与加载位移关系如图9所示，从图中可以看出，1Δy位移加载阶段，强度退化现象不明显；从2Δy位移循环开始，各试件出现不同程度强度退化。随着轴压比的增加，强度退化现象略有改善，这是由于本试验轴压比较小，轴压比的增大提高了柱截面受压面积，增大了斜压杆的承载能力，并且在一定范围内轴向压力可以提高混凝土的抗剪强度；核心区箍筋的配置对构件早期的强度退化影响不大，临近破坏阶段，箍筋能够一定程度上改善构件强度退化的现象，这是由于加载位移较小时，节点的剪力主要由混凝土斜压杆提供，反复荷载作用下混凝土损伤引起强度下降；临近破坏时，箍筋对活性粉末混凝土的约束作用减缓了混凝土损伤发展。

图9 各试件的强度退化系数Fig.9 Strength degradation coefficient of specimens

2.7 刚度退化

试件的刚度可以用割线刚度表示。割线刚度Kp可按式(14)计算

(4)

图10为4个试件的割线刚度随位移的变化曲线。可以看出，随着加载位移的增加，试件的割线刚度均逐步减小，且刚度退化规律比较相似。由于活性粉末混凝土的开裂和钢筋的损伤，试件在正向加载时的初始刚度明显大于反向加载时的刚度，随着加载位移的增大，两个方向的刚度差逐渐减小。在本试验轴压比范围内，高轴压比试件的刚度大于低轴压比试件，但刚度退化现象也更加明显。本试验中核心区箍筋对刚度及刚度退化影响不明显，这是由于配箍率较低，箍筋对混凝土的约束效应不明显。实际工程设计中，核心区箍筋数量应满足构造要求，以保证对节点混凝土的有效约束。

2.8 节点核心区箍筋应变分析

图11为试件J-1-0.3和J-1-0.5核心区箍筋应变与荷载的关系曲线，图中编后后面的字母“-P”和“-V”分别表示平行于梁方向和垂直于梁方向的箍筋应变。节点区活性粉末混凝土开裂之前，箍筋应变增加缓慢，应变值较小，小于800×10-6，且卸载时应变基本能够恢复；混凝土开裂后，平行于梁方向箍筋应变增长迅速，卸载后存在一定的残余应变，垂直于梁方向的箍筋应变发展仍比较缓慢；试件J-1-0.3在2Δy位移第1次循环加载接近峰值时，平行于梁方向的核心区箍筋应变迅速增大超过4 000×10-6而失效，表明该方向箍筋受拉屈服。当达到峰值荷载时另一方向的箍筋应变值约为1 100×10-6，试件J-1-0.5在2Δy位移第1次循环正向达到峰值荷载时，两个方向的箍筋应变分别约为2 550×10-6和500×10-6，反向加载接近峰值时平行于梁方向的应变迅速增大而失效，另一方向的箍筋应变约为1 200×10-6。当达到极限破坏时，垂直于梁方向的箍筋应变均超过了其屈服应变。从试验结果可以看出，活性粉末混凝土具有较高的受拉变形能力，且能够更好地与钢筋协同工作，改善节点的变形能力。

图10 各试件刚度-位移关系Fig.10 Rigidity coefficient versus displacement relations of specimens

图11 核心区箍筋应变Fig.11 Strain of stirrups in joints core

3 结 论

(1)活性粉末混凝土梁柱节点具有较高的抗裂强度，开裂应变为282×10-6～365×10-6。开裂后裂缝充分发展，裂缝开展路径较多，且多为细小裂缝，卸载后多数裂缝能够闭合，节点破坏时，混凝土剥落较少，试件完整性较好。采用活性粉末混凝土材料，可以减少节点核心区箍筋用量，便于施工。

(2)活性粉末混凝土具有较高的抗剪强度和受拉变形能力，能够更好地与钢筋协同工作，改善节点的变形性能，提高其延性及耗能能力。试件破坏过程中，强度退化和刚度退化较为缓慢。

(3)在本试验轴压比范围内，增加轴压比可以提高节点的刚度及受剪承载力，进行受剪承载力计算时应该合理地考虑轴压比对节点受剪承载力的有利作用。同时，轴压比的增大，会降低节点的延性、加速刚度退化，对于活性粉末混凝土框架的轴压比限值，有待进一步研究。

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