王欣周扬帆王旗张振郑光明

(1.山东建筑大学 土木工程学院，山东济南250101；2.同圆设计集团有限公司，山东 济南250101；3.济南市工程质量与安全中心，山东 济南250101)

0 引言

活性粉末混凝土RPC(Reactive Powder Concrete)是一种通过提高材料的细度和活性而获得高力学性能和耐久性的材料，其优势是自重轻及具有很高的抗压强度和抗剪强度，但是RPC也具有抗拉强度不高、脆性较大的劣势。改性活性粉末混凝土MRPC(Modified Reactive Powder Concrete)是借鉴RPC的概念，选择细砂、水泥、石英粉和硅灰作为混凝土基体，采用两种纤维材料(聚丙烯纤维和钢纤维)作为增强体，加入高效减水剂拌制而成[1-5]。MRPC不仅具备RPC的优势，通过两种纤维的增强，也更好解决了RPC抗拉强度较低的问题。常温养护下的MRPC与同抗压强度的RPC相比，前者具备更高的韧性和抗拉强度。

异形柱的截面形状主要有L、T和十字形，由于其可以使房间内部无凸角，既增加了房屋的有效使用面积，又方便了用户装饰，并且柱网布置灵活，用户可以按照自己意愿重新分割使用空间，近些年来受到了广泛关注[6-10]。但由于混凝土本身的塑性损伤累积特性及异形柱截面形状的不规则性，使得在地震作用下异形柱框架节点损伤严重。曹祖同等[11]对12个异形柱(T、L与十字形)和4个矩形柱的足尺节点开展了抗震性能研究，发现相同截面面积的矩形截面柱要比T形、十字形与L形截面的柱承载能力分别提高了17.5%、8%和33%；魏钰帅[12]通过对等面积的异形柱和矩形柱的节点进行静力弹塑性分析方法Pushover分析，发现前者在强度、刚度、延性等方面的抗震性能明显不如后者；安亚琳等[13]通过结构分析软件SAP2000(Structare Analysis Progran 2000)异形柱框架和矩形柱框架的抗震性能对比研究了，发现异形柱框架的底层剪力较大，且其更易产生较大位移变形而导致结构破坏。这说明同等地震程度和同样截面面积下，异形柱框架节点比普通矩形柱框架节点更易受损。

目前，对于框架节点的震损加固研究大多局限于常规矩形柱节点，而对于异形柱框架节点的震损加固研究则极少。另外，对于框架节点的震损加固方式大多采用纤维类复合材料、外部粘贴钢板或者外包角钢等，对于活性粉末混凝土或高延性混凝土而言，则大多用于节点核心区的增强。考虑到MRPC的高延性、高耗能等优势，若将其运用于加固领域，研究MRPC加固后异形柱框架节点的抗震性能，对今后实际工程的加固改造应用提供参考和借鉴。文章主要针对MRPC加固后的震损现浇异形柱节点CKJ-2与震损装配异形柱节点AKJ-2进行低周反复荷载试验研究，并对比了震损前现浇异形柱节点CKJ-1和震损前装配异形柱节点AKJ-1的抗震性能。

1 异形柱节点的预损试验

1.1 试验参数设计

(1)配筋参数

震损前异形柱节点所用钢筋参数见表1，其配筋情况如图1所示。

表1 钢筋材料参数表

(2)混凝土参数

震损前异形柱节点混凝土立方体抗压强度设计值fcu和轴心抗拉强度设计值ft分别为59.200、3.730 MPa，弹性模量Ec为35 892 MPa。

1.2 试验现象与结果

1.2.1 试验现象

(1)CKJ-1试验现象

试件位移在±1 mm循环时，单梁和有板梁均出现初始弯曲裂缝。当正向位移加至6 mm时，节点核心区率先出现正向剪切斜裂缝，负向剪切斜裂缝随后出现，随着位移的逐步加大节点核心区两个受力方向的剪切斜裂缝逐步开展并相互交叉成“X形”。水平位移加载至23 mm时，T形柱两端的梁竖向受弯裂缝数量已经基本发展完全，随后通过核心区剪切裂缝和板底裂缝的加宽来增加结构耗能。试件CKJ-1负向荷载在位移为59 mm时达到峰值，而正向荷载峰值在位移为67 mm时出现。此时，单梁与柱翼缘交界处主裂缝宽度最大至8 mm，核心区折角处混凝土剥落明显。最终，正向位移为83 mm时，节点承载力降至极限承载力的85%且核心区混凝土存在少量脱落，试验结束。试件最终破坏形态如图2(a)所示。

(2)AKJ-1试验现象

位移加至1 mm时，单梁底首次开裂；位移至-1 mm时，有板梁底也随之开裂，位移加至7 mm，节点核心区首次出现剪切斜裂缝，随着位移的逐步加大节点核心区的剪切斜裂缝逐步增多并相互交叉延伸；位移再次加大，核心区混凝土受正反力的交互作用最终沿剪切斜裂缝方向起皮脱落。当位移达到67 mm时构件已至极限承载力；位移加至83 mm时，节点承载力降至极限承载力的85%且混凝土起皮欲脱落，试验结束。试件最终破坏形态如图2(b)所示。

1.2.2 试验结果

异形柱框架节点CKJ-1与AKJ-1的预损试验结果见表2。

图1 震损前异形柱框架节点配筋图

图2 震损前异形柱框架节点最终破坏图

表2 异形柱节点预损试验结果表

2 MRPC加固后异形柱节点试验

2.1 试件设计

试验分别对震损后的现浇异形柱节点CKJ-1和装配异形柱节点AKJ-1进行加固，其方式为剔除原构件震损混凝土并重新浇筑MRPC，原构件的钢筋保留未替换；剔凿区域如图3所示。试验前对MRPC加固材料进行了材料性能试验，得MRPC加固材料的立方体抗压强度设计值fcu和轴心抗拉强度设计值ft分别为69.600、6.213 MPa，弹性模量Ec为35 892 MPa。

图3 CKJ-1及AKJ-1剔凿区域图

由于CKJ-1与AKJ-1的预损位移较大，使得节点内部钢筋存在屈服，因此需折减CKJ-2与AKJ-2的钢筋弹性模量。VOSOOGHI[14]通过试验研究及分析，提出由试件损伤状态确定折减系数的办法。根据试件损伤状态将其划分为5个等级，每个等级各自对应其相应的折减系数。对于混凝土材料，损伤较为严重的区域已被MRPC替换掉，故不对其进行折减；对于钢筋材料，根据CKJ-1与AKJ-1的最终破坏状态确定对其弹性模量乘以0.67进行折减。

2.2 加载方式

试验在山东建筑大学结构工程试验室进行，试件的上柱顶部配置100 t竖向油压千斤顶以对柱顶施加轴向压力，上柱柱顶横向一侧通过放置的伺服液压千斤顶(MTS)施加低周反复荷载，加载装置如图4所示。

为便于对比，震损加固前后节点保持相同的轴压比0.12，施加恒定竖向力300 kN。试验开始前＜0.5 h，将荷载按1 kN/s的速率呈阶梯状均匀施加至柱顶，使试验构件内部的不均匀性通过此预压过程尽可能消除。试验的水平荷载施加采用全程位移控制且每级荷载循环两次，构件首次开裂前试验位移步长取1 mm，待首条裂缝出现后将位移步长调整至4 mm；当试件出现较大屈服、下级极限荷载比上级极限荷载上升较少时将位移步长再次调大至8 mm，直至第一次循环的极限荷载降至整个试验极限荷载的＜85%时，试验结束。

图4 加载装置图

2.3 试验现象

(1)CKJ-2试验现象

试验位移加至2 mm时，单梁未处理的原结构部分旧裂缝开始开展并延伸，而MRPC加固节点区未见裂缝。当位移增加至4 mm时，新旧材料结合处出现裂缝，加固范围内依然未见明显裂缝，原结构的旧裂缝持续发展延伸。直至位移加至7 mm时，梁固端弯曲裂缝开展的同时，核心区也出现剪切斜裂缝，加固区初裂荷载和位移均大于加固前的构件CKJ-1，究其原因是原材料旧裂缝的开展耗去一部分能量致使MRPC加固区裂缝较晚出现；MRPC本身的力学性能高于普通混凝土。

在位移为±11 mm加载循环过程中，核心区开始出现由拉力产生的剪切斜裂缝且随着位移的增大逐步与由推力产生的剪切裂缝相交叉，下柱新旧材料结合面出现裂缝。构件进入弹塑性变形阶段，随着位移的逐步增大，核心区剪切裂缝数量增长较快且分布紧密，成脉络式发展。因此，通过MRPC加固，能够改善结构裂缝的发展方式，从而提高构件的耗能能力。当位移加载至99 mm时，试件到达其极限承载力，荷载开始缓慢下降。构件的最终破坏形式为下柱与核心区新旧材料结合面的分离破坏，这是由于下柱混凝土基本未剔凿，而梁固端300 mm范围内使用MRPC加固，梁柱刚度差距较大，所以此处较核心区更为薄弱。建议加固时新旧材料接合面不仅要将柱肢剔凿区向外延伸最少一个梁高范围，还需要在结合面处做好粘结处理。

由于缺少冷却水且加载时间过长，MTS循环水温过高导致试件加载至123 mm时停止，但此时荷载仅降到构件极限承载力的90%，故此加固后的现浇十字型梁柱板节点延性较加固前有大幅提高。试件最终破坏形态如图5(a)所示，属于核心区剪切破坏。

(2)AKJ-2试验现象

试验位移为±2 mm循环内均为原结构旧裂缝的发展，至3 mm时，核心区新材料开始出现裂缝；至-3 mm时，下柱新旧材料接合面开始出现裂缝，随着位移持续增加，核心区新材料处裂缝变多变密，说明MRPC新材料可以使原来裂缝变宽发展转变为变细变多的发展从而增强结构的耗能能力。当位移至43 mm时，板顶的裂缝逐步出现并发展，但是裂缝发展至新材料处却被截断走势，说明新材料的受拉性能确高于普通混凝土；当位移加至67 mm时，构件到达其极限承载力，而后承载力缓慢的下降；位移加至103 mm时，节点承载力下降至极限承载力的85%。试件最终破坏形态如图5(b)所示。

图5 加固后异形柱框架节点最终破坏图

3 结果与分析

3.1 滞回曲线分析

通过试验得到的CKJ和AKJ节点滞回曲线如图6所示，对比加固前后构件可以发现:

(1)节点在较小位移(Δ＜7 mm)加载过程中，滞回环斜率变化小，呈细条状，同时构件的残余变形极小，认为构件处于弹性阶段。随着位移的逐步加大，构件进入弹塑性阶段，梁端和核心区裂缝加密变宽，这时滞回环曲线渐渐发展为“反S”并张开，曲线包围的面积逐步增加。两个加固后的节点试件尤其是AKJ-2的滞回环基本已将AKJ-1的曲线包裹起来，MRPC材料能够极大地提高异形梁柱节点的耗能能力。

(2)节点到达极限承载力后荷载平稳降低，说明加固后的试件能够在中等破坏的情况下依然维持较高的强度，提高了异形柱节点的安全储备。此时构件主要通过裂缝的开闭及由于塑性铰转动而引发的混凝土摩擦耗能。

(3)通过两个滞回曲线的对比可以得出，加固后虽然没有改变节点的破坏类型，但CKJ-2和AKJ-2在吸收和消耗地震能的能力上比加固前有了质的提高，加固后构件的极限位移与极限承载力均超过了加固前的构件，证明该加固方案是可靠且相当有效的。但要实现“强节点弱构件”的结构设计要求，仍需改善加固方案。

图6 CKJ和AKJ节点滞回曲线对比图

3.2 骨架曲线分析

骨架曲线是每级循环加载过程中达到的两个方向水平力峰值的轨迹，也就是将滞回曲线每级荷载极值点连接后的包络线。骨架曲线可以反映构件在低周反复荷载作用下的延性、强度、等效刚度退化等抗震性能指标，是研究非弹性地震作用的重要依据。通过试验所得到的滞回曲线如图7所示，骨架曲线特征点见表3，其中Py、Δy、θy分别为名义屈服荷载及其对应的位移与转角；Pm、Δm、θm分别为极限荷载及其对应的位移与转角；Pu、Δu、θu分别为最终破坏荷载及其对应的位移与转角。

对比加固前后构件的骨架曲线可以发现:

(1)位移加至35 mm前，CKJ-2的负向承载力增长十分缓慢，明显低于CKJ-1，这是由于下柱支座和单梁支座没有固定好的缘故，通过对支座的处理，负向荷载值迅速增长，两个方向的峰值荷载依然较加固前提高了＞10%，也从另一方面说明了加固后的现浇异形柱节点的强度高于加固前。

(2)AKJ-2和AKJ-1骨架曲线走势相似，不同的是正负向极限位移和荷载值大幅提升，尤其是负向峰值荷载比加固前提高了34%，两个方向的承载能力相当。

图7 CKJ和AKJ节点骨架曲线对比图

表3 骨架曲线特征点表

3.3 刚度退化

试件的刚度通过割线刚度Ki表示[15-17]，其计算公式由式(1)表示为

试验得到的节点刚度退化曲线如图8所示。现浇加固节点CKJ-2在位移Δ＜35 mm前，节点刚度下降速度远超过加固前，但在35 mm加载循环时对刚性底座进行固定后，试件的等效刚度退化速度显著放缓，即使随着裂缝快速开展和核心区表面混凝土压碎，刚度依然下降级缓慢，在Δ＝75 mm时CKJ-2的等效刚度值超过了CKJ-1。加固的装配节点AKJ-2加载过程顺利，刚度退化规律与原构件AKJ-1相一致，并且在试件进入大变形阶段后，刚度相较于加固前的节点有了明显的提高。

虽然在严重破坏工况(最大层间位移角＞1/60)下，两个加固后的节点CKJ-2和AKJ-2的刚度依然比加固前有明显提高，但是两个节点的初始刚度分别是加固前的0.88和1.11。此次试验研究发现，采用MRPC材料加固震损程度较大的异形柱节点时，最低应选择比原结构高两个强度等级的配合比。

3.4 耗能性能分析

结构或构件在弹塑性变形过程中吸收和消耗能量的能力是评判其抗震能力的重要依据，耗能量越大，结构或构件的安全性就越高。耗能能力一般通过等效粘滞阻尼系数来衡量，通过试验得现浇节点与装配节点震损加固前后等效粘滞阻尼系数曲线如图9所示。

位移Δ＜35 mm时，CKJ-2的等效粘滞阻尼系数远小于CKJ-1，这是由于刚性试验底座固定不牢所致；待试验底座固定完毕，CKJ-2的等效粘滞阻尼系数迅速提升并超过CKJ-1，并且CKJ-2的最终累积耗能远超过了CKJ-1。

位移Δ＜27 mm时，AKJ-2的等效粘滞阻尼系数基本与AKJ-1完全吻合；而在Δ＝27 mm之后，AKJ-2的等效粘滞阻尼系数开始超越AKJ-1，且最终累积耗能也是AKJ-2高于AKJ-1。

试验表明，通过采用MRPC加固后的两个节点，即使在位移角＞1/30的大变形阶段，依然能够吸收和消耗大量的地震能；最终，CKJ-2与AKJ-2的累积耗能分别为CKJ-1与AKJ-1的210%和188%。

图8 CKJ和AKJ节点刚度退化曲线对比图

图9 CKJ和AKJ节点耗能曲线对比图

4 结论

通过上述研究可知:

(1)采用MRPC加固后的节点不论是极限承载力还是极限位移均超出震损加固前很多，并且在部分原有裂缝未修复的情况下的构件刚度与震损加固前没有差异。刚度退化规律与加固前基本一致，并且在试件进入大变形阶段后，刚度相较于加固前的框架节点有了明显的提高。

(2)采用MRPC加固后的节点较其震损加固前更加饱满，但形状依然是典型的“反S”形。在震损后部分梁纵筋和大部分箍筋已经屈服的条件下，CKJ-2与AKJ-2的滞回环依然可以将CKJ-1和AKJ-1的滞回环完全包络，说明MRPC材料能够极大地提高异形柱框架节点的耗能能力。经过MRPC材料加固后的现浇和装配节点最终总耗能量分别为原试件的210%和188%。