梁縱筋黏結(jié)狀況對(duì)礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響

毛宇光，劉鈺中，杜運(yùn)興，蘇 捷，胡 翔，史才軍

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院 綠色先進(jìn)土木工程材料及應(yīng)用技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082； 2. 湖南大學(xué) 湖南省綠色與先進(jìn)土木工程材料國(guó)際創(chuàng)新合作中心，湖南 長(zhǎng)沙 410082； 3. 湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

0 引 言

普通硅酸鹽水泥的大規(guī)模生產(chǎn)增加了大氣中CO2排放量，加重了全球變暖等環(huán)境問(wèn)題。礦渣基地聚物是通過(guò)堿性激發(fā)劑激發(fā)礦渣而獲得的一種新型膠凝材料，被認(rèn)為是能夠緩解環(huán)境問(wèn)題的綠色低碳建筑材料[1-3]。

研究表明，礦渣基地聚物混凝土的力學(xué)性能能夠達(dá)到甚至超過(guò)普通混凝土的水平[4-5]，但脆性也遠(yuǎn)大于普通混凝土[6-8]，并且會(huì)產(chǎn)生更多的干縮裂縫[9-10]。然而，針對(duì)礦渣基地聚物混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件特別是梁柱節(jié)點(diǎn)的研究非常有限。S. D. RAJ等[11]、M. DATTA等[12]、T. T. NGO等[13]對(duì)地聚物混凝土和普通混凝土梁柱邊節(jié)點(diǎn)試件的抗震性能進(jìn)行了對(duì)比研究，但沒(méi)有對(duì)影響因素進(jìn)行深入分析。

梁柱中節(jié)點(diǎn)是框架結(jié)構(gòu)中受力最復(fù)雜的構(gòu)件之一，在受到地震荷載作用時(shí)，會(huì)發(fā)生梁端受彎破壞、核心區(qū)剪切破壞及錨固破壞，其中梁端受彎破壞是延性破壞，后兩類屬于脆性破壞，均應(yīng)通過(guò)抗震設(shè)計(jì)設(shè)法避免[14]。梁柱中節(jié)點(diǎn)的梁縱筋黏結(jié)狀況是影響結(jié)構(gòu)抗震性能和是否發(fā)生錨固破壞的關(guān)鍵因素。不同于拉拔試驗(yàn)中鋼筋在單調(diào)靜力荷載作用下被拔出的過(guò)程，中節(jié)點(diǎn)梁縱筋在地震荷載下會(huì)反復(fù)經(jīng)歷加載-卸載-反向加載-卸載的過(guò)程，這樣的荷載加上節(jié)點(diǎn)核心區(qū)承受的由上下柱端和左右梁端傳遞來(lái)的多種形式的力，使得中節(jié)點(diǎn)梁縱筋在地震過(guò)程中處于一個(gè)極其不利的受力狀態(tài)，可導(dǎo)致梁縱筋過(guò)大的滑移甚至節(jié)點(diǎn)錨固破壞[15]。現(xiàn)有普通混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范通過(guò)設(shè)置梁柱中節(jié)點(diǎn)梁縱筋貫穿段長(zhǎng)度與梁縱筋直徑之比的下限值來(lái)保證結(jié)構(gòu)的抗震性能，但這一下限值是否適用于礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)需要驗(yàn)證。

筆者選擇1個(gè)普通混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)試件和3個(gè)礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)試件，開(kāi)展了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，分析了梁縱筋的柱截面高度(即貫穿段長(zhǎng)度)hc與梁縱筋直徑db之比(hc/db)和軸壓比(ψ)對(duì)梁縱筋黏結(jié)性能的影響，以及梁縱筋黏結(jié)狀況對(duì)礦渣地聚物混凝土梁柱中節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響；討論了GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》的適用性，并對(duì)其中礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)關(guān)于貫穿段梁縱筋黏結(jié)狀況的限制條件提出了修訂建議。

1 試 驗(yàn)

1.1 材 料

1.1.1 混凝土組成材料及配合比

水泥采用普通硅酸鹽水泥P.O 42.5；集料為5～20 mm石子，中砂；礦渣基地聚物的膠凝組分為礦渣和粉煤灰，其化學(xué)成分詳見(jiàn)表1；激發(fā)劑由99%純度的片狀NaOH、99%純度的粉狀Na2CO3及初始模數(shù)為3.32的水玻璃組成，水玻璃的Na2O和SiO2含量分別為8.42%和27.73%。普通混凝土(PCC)和礦渣地聚物混凝土(GC)配合比見(jiàn)表2。

表1 礦渣和粉煤灰的化學(xué)成分含量Table 1 Chemical compositions of slag and fly ash %

表2 普通混凝土及礦渣地聚物混凝土配合比Table 2 Mix proportion of PCC and slag-based GC kg/m3

1.1.2 鋼 筋

試件配筋均采用HRB 400級(jí)鋼筋，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》進(jìn)行測(cè)試，得到梁縱筋屈服強(qiáng)度f(wàn)y，見(jiàn)表3。

1.2 試 件

1.2.1 尺寸設(shè)計(jì)

選取多層多跨框架結(jié)構(gòu)的中間層中節(jié)點(diǎn)作為研究對(duì)象，將實(shí)際的空間節(jié)點(diǎn)簡(jiǎn)化為平面節(jié)點(diǎn)，并在節(jié)點(diǎn)上下柱反彎點(diǎn)與左右梁反彎點(diǎn)處截?cái)唷８鶕?jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》設(shè)計(jì)試件，因試驗(yàn)條件限制，試件的尺寸為實(shí)際尺寸的2/3，所以實(shí)際梁柱節(jié)點(diǎn)試件尺寸為：柱高1 600 mm，梁總長(zhǎng)3 200 mm，梁截面尺寸200 mm × 300 mm。尺寸及配筋詳見(jiàn)圖1。

圖1 梁柱節(jié)點(diǎn)試件尺寸及配筋Fig. 1 Dimensions and reinforcement of beam-column joint specimens

1.2.2 抗震設(shè)計(jì)

GB 50010—2010《混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范》對(duì)框架結(jié)構(gòu)的要求如下：抗震9度，(hc/db)min=25.0；一、二、三級(jí)抗震等級(jí)，(hc/db)min=20.0。因此，筆者選擇hc/db=21.9、25.0進(jìn)行研究。

分別制備普通混凝土PCC、礦渣地聚物混凝土GC梁柱節(jié)點(diǎn)試件，試件的設(shè)計(jì)參數(shù)詳見(jiàn)表3。表中試件編號(hào)含義為“混凝土類型-hc/db-ψ”，例如，PCC-21.9-0.1表示“普通混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，hc/db=21.9，ψ=0.1”。

表3 梁柱節(jié)點(diǎn)試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 3 Design parameters of beam-column joint specimens

1.3 混凝土試件制作及強(qiáng)度測(cè)試

1.3.1 普通混凝土試件

普通混凝土試件按照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》制作，室內(nèi)常溫養(yǎng)護(hù)40 d。

1.3.2 礦渣基地聚物混凝土試件

1)在試件制作前一天，預(yù)先將片狀NaOH加入水玻璃中，持續(xù)攪拌直至完全溶解，得到堿激發(fā)劑。

2)依次將粗集料、細(xì)集料、礦渣、粉煤灰及粉狀Na2CO3加入攪拌機(jī)中，啟動(dòng)攪拌機(jī)，同時(shí)均勻平穩(wěn)地加入制備好的堿激發(fā)劑及水，拌和5 min。

3)試件澆筑后，室內(nèi)常溫養(yǎng)護(hù)40～50 d。

1.3.3 強(qiáng)度測(cè)試

取出養(yǎng)護(hù)至規(guī)定齡期的混凝土試件，分別測(cè)試立方體抗壓強(qiáng)度和軸心抗壓強(qiáng)度，以3個(gè)試件的平均值作為測(cè)試結(jié)果，見(jiàn)表3。

1.4 加載方案

1.4.1 加載裝置

為了模擬實(shí)際工程中梁柱中節(jié)點(diǎn)受地震荷載作用和邊界條件，采用柱端加載方式。

在試件上方安裝1 500 kN的液壓千斤頂和荷載傳感器進(jìn)行軸向力的加載和測(cè)量；由安裝在反力架上的500 kN液壓作動(dòng)器向試件施加水平低周反復(fù)荷載。在試件柱端下部連接鉸支座來(lái)模擬柱端反彎點(diǎn)邊界條件；兩側(cè)梁端通過(guò)鉸接的鏈桿連接梁底部支座，梁端裝置保證了試驗(yàn)中傳遞梁端反力，以模擬梁端反彎點(diǎn)邊界條件。為了保證試驗(yàn)裝置的穩(wěn)定性及安全性，在試件頂端設(shè)計(jì)了自平衡壓梁。加載裝置如圖2。

圖2 加載裝置Fig. 2 Loading device

1.4.2 加 載

依據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》確定加載制度(圖3)。采用位移控制加載，每一級(jí)的位移值按層間位移角(加載水平位移值與柱高的比值)的倍數(shù)增加。前3級(jí)加載時(shí)，試件處于彈性階段，為節(jié)約時(shí)間只進(jìn)行1輪循環(huán)，之后每級(jí)進(jìn)行3輪循環(huán)。為了完整觀察試件破壞后的各項(xiàng)性能，直到加載至70%極限承載力時(shí)，才結(jié)束試驗(yàn)。

圖3 循環(huán)加載制度Fig. 3 Cyclic loading system

2 結(jié)果分析

2.1 裂縫發(fā)展階段及破壞模式

經(jīng)低周反復(fù)加載后，不同層間側(cè)移率D條件下，4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件裂縫發(fā)展過(guò)程和破壞模式見(jiàn)圖4。

圖4 梁柱節(jié)點(diǎn)試件裂縫發(fā)展和破壞模式Fig. 4 Cracking behavior and failure mode of beam-column joint specimens

由圖4可見(jiàn)，礦渣地聚物混凝土GC與普通混凝土PCC試件破壞模式均為梁端受彎破壞，并且：

1)GC與PCC的裂縫發(fā)展直至破壞可分為4個(gè)階段：在加載初期，D=0.33%時(shí)，4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件均在梁部出現(xiàn)了第1條裂縫，當(dāng)D=0.66%(GC-21.9-0.1、GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1)或D=1.00%(PCC-21.9-0.1)時(shí)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)第1條裂縫，試件進(jìn)入第1階段——初裂階段；隨著荷載的增大，梁和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的裂縫數(shù)量逐漸增加，梁柱交界處的裂縫貫通、混凝土逐漸被壓碎，緊接著核心區(qū)的交叉裂縫貫通，試件進(jìn)入第2階段——裂縫貫穿階段；第3階段，試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的混凝土開(kāi)始外鼓并有輕微剝落，隨著荷載值超過(guò)極限值，節(jié)點(diǎn)試件梁柱連接處的混凝土已經(jīng)被壓碎并斷成許多小塊；第4階段，試件發(fā)生梁端受彎破壞。

2)與PCC-21.9-0.1相比，GC-21.9-0.1裂縫分布更加散亂，裂縫長(zhǎng)度更短，表明礦渣地聚物混凝土比普通混凝土裂縫發(fā)展快，增加hc或減小ψ可以減少裂縫數(shù)量。

2.2 滯回曲線

圖5為4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線。

圖5 梁柱節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線Fig. 5 Hysteresis curves of beam-column joint specimens

由圖5可見(jiàn)：

1)荷載較小時(shí)，4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線均呈直線，試件均處于彈性階段；隨著荷載的增大，裂縫開(kāi)始出現(xiàn)，4個(gè)試件的滯回曲線出現(xiàn)捏縮，由外形較飽滿的弓形逐漸變?yōu)榈筍形，但4個(gè)試件的捏縮程度不同，PCC-21.9-0.1最大，GC-21.9-0.1次之，GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1最低。

2)在試驗(yàn)?zāi)┢冢?個(gè)試件滯回曲線每一循環(huán)的峰值均開(kāi)始下降，殘余變形增大，最終GC-21.9-0.3、GC-25.0-0.1因?yàn)榱嚎v筋滑移較小，滯回曲線呈倒S形，而PCC-21.9-0.1、GC-21.9-0.1因?yàn)榱嚎v筋滑移嚴(yán)重，滯回曲線呈倒Z形。

綜上，礦渣地聚物混凝土節(jié)點(diǎn)梁縱筋的滑移較普通混凝土嚴(yán)重，滯回曲線表現(xiàn)出更嚴(yán)重的捏縮現(xiàn)象。提高軸壓比(ψ=0.3)或增加hc，可緩解GC節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線的捏縮，使曲線更飽滿。

2.3 骨架曲線

將4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線每一個(gè)循環(huán)的峰值點(diǎn)依次連接可得到骨架曲線，如圖6。圖中，橫坐標(biāo)Δ為位移，縱坐標(biāo)P為加載值。

圖6 梁柱節(jié)點(diǎn)試件骨架曲線Fig. 6 Skeleton curve of beam-column joint specimens

由圖6可見(jiàn)：

1)4個(gè)試件的骨架曲線均經(jīng)歷了的彈性、屈服(上升段)、極限(平臺(tái)段)和破壞(下降段)4個(gè)階段。

2)4個(gè)試件中，PCC-21.9-0.1的骨架曲線在上升段的上升速率最大，在極限承載力附近的平臺(tái)段長(zhǎng)度最長(zhǎng)。

3)提高軸壓比(ψ=0.3)或增加hc，不會(huì)對(duì)GC節(jié)點(diǎn)的骨架曲線產(chǎn)生明顯影響。

2.4 節(jié)點(diǎn)延性

構(gòu)件的延性可采用位移延性系數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)，筆者的試驗(yàn)采用柱端加載方式，故為柱端位移延性系數(shù)μΔ：

(1)

式中：Δu為極限荷載時(shí)柱端受力點(diǎn)的最大水平位移；Δy為柱子屈服時(shí)的柱端受力點(diǎn)的水平位移。

采用等能量(面積)法來(lái)確定梁柱節(jié)點(diǎn)試件的屈服荷載Py，如圖7。

圖7 等能量(面積)法示意Fig. 7 Schematic diagram of equal energy (area) method

表4為4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件屈服荷載Py、屈服位移Δy，極限荷載Pu、極限位移Δu，及計(jì)算得到的試件柱端位移延性系數(shù)μΔ。

表4 梁柱節(jié)點(diǎn)試件延性系數(shù)Table 4 Ductility factor of beam-column joint specimens

由表4可見(jiàn)，GC節(jié)點(diǎn)試件的延性系數(shù)比PCC節(jié)點(diǎn)試件的延性系數(shù)低很多，這與地聚物材料的脆性有很大關(guān)系；提高軸壓比(ψ=0.3)可導(dǎo)致GC節(jié)點(diǎn)試件的延性變差，而增大hc則不會(huì)對(duì)GC節(jié)點(diǎn)試件的延性產(chǎn)生顯著影響。

2.5 承載力降低

梁柱節(jié)點(diǎn)試件屈服后的承載能力與屈服時(shí)的承載能力之比稱為強(qiáng)度降低系數(shù)λj。以λj為縱坐標(biāo)，節(jié)點(diǎn)試件屈服后進(jìn)行的循環(huán)荷載級(jí)數(shù)(i)作為橫坐標(biāo)可得到節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度降低趨勢(shì)曲線，如圖8。由圖8可見(jiàn)：

1)在達(dá)到極限荷載后，GC-21.9-0.1與PCC-21.9-0.1相比，其強(qiáng)度降低速率更大，最終強(qiáng)度值更低。

2)提高軸壓比(ψ=0.3)或增大hc，均能顯著改善GC強(qiáng)度降低過(guò)快的現(xiàn)象，且ψ的提高還能使GC強(qiáng)度降低曲線在平穩(wěn)段的長(zhǎng)度與PCC接近。

圖8 梁柱節(jié)點(diǎn)試件強(qiáng)度降低趨勢(shì)曲線Fig. 8 Strength degradation trend curve of beam-column joint specimens

2.6 耗能能力

地震帶來(lái)的能量必須通過(guò)節(jié)點(diǎn)基體材料的內(nèi)摩擦或節(jié)點(diǎn)的開(kāi)裂、轉(zhuǎn)動(dòng)、位移等散發(fā)到空間中去，節(jié)點(diǎn)向外部空間耗散的能量越多，其自身受到的損傷就越小。滯回環(huán)ABCD面積即試件消耗的能量，滯回曲線包越飽滿，耗散的能量越多，如圖9。

等效黏滯阻尼系數(shù)he可表征節(jié)點(diǎn)梁縱筋滑移對(duì)滯回環(huán)面積的影響，按式(2)計(jì)算：

(2)

圖9 滯回曲線耗能能力計(jì)算示意Fig. 9 Schematic diagram of hysteresis curve energy consumption capacity calculation

圖10為4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件等效黏滯阻尼系數(shù)he以及各荷載等級(jí)分別進(jìn)行3次循環(huán)的耗能之和E和整個(gè)加載過(guò)程的總耗能Etotal隨位移Δ變化曲線。

圖10 梁柱節(jié)點(diǎn)試件的he-Δ、E-Δ、Etotal-Δ與關(guān)系曲線Fig. 10 Relationship curves of he-Δ, E-Δ and Etotal-Δ of beam-column joint specimens

由圖10可見(jiàn)：

1)在試驗(yàn)前、中期，GC-21.9-0.1的he、E遠(yuǎn)小于PCC-21.9-0.1的；在試驗(yàn)后期，隨著試件逐漸破壞，兩種混凝土節(jié)點(diǎn)試件的he、E基本相同。

2)試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，GC-21.9-0.1的Etotal遠(yuǎn)小于PCC-21.9-0.1的，說(shuō)明地聚物混凝土節(jié)點(diǎn)中過(guò)大的梁縱筋滑移量給其耗能能力帶來(lái)了不利的影響。

3)提高軸壓比(ψ=0.3)能夠稍稍改善GC-21.9-0.3的耗能能力，但ψ提高所導(dǎo)致的節(jié)點(diǎn)加速破壞又削弱了其耗能能力，最終，GC-21.9-0.3的總耗能較GC-21.9-0.3并沒(méi)有顯著的改善。

4)在試驗(yàn)后期，GC-25.0-0.1的he、E均比PCC-25.0-0.1的大，顯示GC具有較好的后期力學(xué)性能。表明增大hc可提高地聚物混凝土節(jié)點(diǎn)的耗能能力，使其與普通混凝土節(jié)點(diǎn)耗能能力相當(dāng)，甚至更好。

根據(jù)ACI 374.1-05，可用耗能系數(shù)β來(lái)對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行驗(yàn)收，β按式(3)計(jì)算：

(3)

式中：Ah為D=3.5%時(shí)第3次循環(huán)的耗能；F1、F2分別為正、反向加載的最大荷載值；Δ1、Δ2分別為F1、F2對(duì)應(yīng)的位移值。

表5為4個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件耗能能力評(píng)估結(jié)果。可見(jiàn)，GC-21.9-0.1不滿足驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)。

表5 梁柱節(jié)點(diǎn)試件耗能能力評(píng)估結(jié)果Table 5 Energy dissipation capacity evaluation results of beam-column joint specimens

當(dāng)ψ=0.1→0.3或hc/db=21.9→25.0時(shí)，均可使得節(jié)點(diǎn)試件的耗能能力達(dá)標(biāo)，同時(shí)也提高了節(jié)點(diǎn)等效黏滯阻尼系數(shù)he。比較而言，增大節(jié)點(diǎn)hc可更有效地改善節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

2.7 梁縱筋的應(yīng)變

3個(gè)梁柱節(jié)點(diǎn)試件不同δ位置處梁縱筋應(yīng)變值ε如圖11。圖中：受拉為+、受壓為-；兩條垂直橫軸的虛線分別為柱的左、右側(cè)面位置；平行橫軸的虛線為縱筋的屈服應(yīng)變?chǔ)舮。當(dāng)D=3.00%～3.67%時(shí)，梁縱筋發(fā)生屈服，隨后梁縱筋的應(yīng)變值變化不大，故文中只給出了D=3.67%時(shí)的應(yīng)變值。

圖11 梁柱節(jié)點(diǎn)試件梁縱筋的應(yīng)變值Fig. 11 Strain value of beam longitudinal bars of beam-column joint specimens

由圖11可見(jiàn)：

1)在試驗(yàn)初期，梁縱筋處于一側(cè)受壓、一側(cè)受拉的狀態(tài)，ε均隨D的增加而變大，ε=0的位置逐漸向受壓一側(cè)逼近，使得越來(lái)越多梁縱筋成為受拉狀態(tài)，導(dǎo)致梁縱筋的黏結(jié)狀況越來(lái)越差，最終梁縱筋發(fā)生屈服滲透；到了試驗(yàn)后期，梁縱筋的受壓側(cè)變?yōu)槭芾臼軌簜?cè)的應(yīng)變值達(dá)到屈服值，受拉側(cè)的鋼筋應(yīng)變值增大速率遠(yuǎn)大于受壓側(cè)。

2)對(duì)比PCC-21.9-0.1與GC-21.9-0.1的上、下部縱筋應(yīng)變變化趨勢(shì)〔圖11(a)～(d)〕發(fā)現(xiàn)：在試驗(yàn)中、后期，GC與PCC節(jié)點(diǎn)試件的梁縱筋均出現(xiàn)了較明顯的滑移，而后者的表現(xiàn)尤為明顯。對(duì)于GC節(jié)點(diǎn)試件，增大軸壓比(ψ=0.3)〔圖11(e)、(f)〕，在試驗(yàn)后期，梁縱筋的滑移可得到緩解，但在試驗(yàn)中期，梁縱筋的滑移依然嚴(yán)重。表明在裂縫發(fā)展穩(wěn)定后，較大的軸壓比可以提高GC節(jié)點(diǎn)試件梁縱筋黏結(jié)應(yīng)力，但無(wú)法限制裂縫發(fā)展階段該試件梁縱筋的滑移。

3)對(duì)比GC-25.0-0.1〔圖11(g)、(h)〕與GC-21.9-0.1〔圖11(c)、(d)〕可以看到，在試驗(yàn)中期，雖然前者仍有滑移，但后期總滑移量有顯著的改善。

3.1 梁縱筋黏結(jié)狀況影響機(jī)理分析

增大軸壓比或增大梁縱筋貫穿段長(zhǎng)度，可以提高鋼筋與礦渣地聚物混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度(抗力)，從而改善礦渣地聚物混凝土節(jié)點(diǎn)試件的抗震性能[16]。如果鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力超過(guò)了兩者之間的黏結(jié)強(qiáng)度，就會(huì)發(fā)生相對(duì)滑移，降低節(jié)點(diǎn)的抗震性能。節(jié)點(diǎn)梁縱筋的黏結(jié)狀況可以從梁縱筋表面黏結(jié)強(qiáng)度和梁縱筋滑移量?jī)煞矫鎭?lái)評(píng)估。黏結(jié)強(qiáng)度通過(guò)黏結(jié)應(yīng)力來(lái)反映。

根據(jù)各節(jié)點(diǎn)試件的梁縱筋應(yīng)變值計(jì)算得到鋼筋上的拉、壓力后，可按式(4)計(jì)算梁縱筋的表面黏結(jié)應(yīng)力τb：

(4)

式中：Tbr、Csl分別為節(jié)點(diǎn)試件兩側(cè)邊梁端上部梁縱筋的拉力、壓力，kN；Sc為鋼筋周長(zhǎng)，mm。

圖12為節(jié)點(diǎn)試件梁縱筋表面平均黏結(jié)應(yīng)力τb,av隨位移角θ的變化。

圖12 梁柱節(jié)點(diǎn)試件梁縱筋表面平均黏結(jié)應(yīng)力Fig. 12 Average bond stress on the surface of beam longitudinal bars of beam-column joint specimens

由圖12可以看出：GC-21.9-0.1的梁縱筋表面黏結(jié)應(yīng)力小于PCC-21.9-0.1的。這與礦渣地聚物混凝土與鋼筋黏結(jié)性能較普通混凝土更強(qiáng)的結(jié)論[17-18]相悖。分析原因是早前的結(jié)論是基于單調(diào)靜力加載的拉拔試驗(yàn)得出的，而梁柱節(jié)點(diǎn)受到低周期反復(fù)加載時(shí)，低強(qiáng)度地聚物混凝土宜出現(xiàn)裂縫，從而降低了梁縱筋的黏結(jié)性能，產(chǎn)生較大的滑移，最終導(dǎo)致地聚物混凝土梁抗震性能不佳。增大軸壓比能增大地聚物混凝土節(jié)點(diǎn)試件梁縱筋的摩阻力，提高梁縱筋表面黏結(jié)強(qiáng)度，甚至達(dá)到普通混凝土節(jié)點(diǎn)試件的強(qiáng)度水平；增大梁縱筋貫穿段長(zhǎng)度則能增加梁縱筋與地聚物混凝土的膠結(jié)段長(zhǎng)度，提高梁縱筋表面黏結(jié)強(qiáng)度，甚至在試驗(yàn)中后期有望超過(guò)普通混凝土試件的黏結(jié)強(qiáng)度。

3 我國(guó)規(guī)范中黏結(jié)狀況限制條件對(duì)礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)的適用性

GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)的貫穿段梁縱筋黏結(jié)狀況做出了如下規(guī)定：在梁的上部，縱筋應(yīng)貫穿節(jié)點(diǎn)區(qū)；處于9度設(shè)防等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)和一級(jí)抗震等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)，當(dāng)柱截面為矩形時(shí)，貫穿節(jié)點(diǎn)的梁縱筋直徑不宜小于此方向柱截面長(zhǎng)度的1/25；貫穿節(jié)點(diǎn)的梁縱筋直徑在的其他情況下時(shí)不宜小于此方向柱截面長(zhǎng)度的1/20。

對(duì)于GC-21.9-0.1，hc/db=21.9，滯回曲線飽滿程度較差，不滿足耗能能力的要求；對(duì)于GC-25.0-0.1，hc/db=25，滯回曲線飽滿程度和耗能能力較好。可見(jiàn)GB 50010—2010中的貫穿段梁縱筋黏結(jié)狀況限制條件對(duì)于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)并不適用。因此，筆者建議應(yīng)對(duì)GB 50010—2010中的貫穿段梁縱筋黏結(jié)狀況控制條件進(jìn)行修改以適用于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)的抗震設(shè)計(jì)。具體為：

1)將“貫穿節(jié)點(diǎn)的梁縱筋直徑在除9度設(shè)防的框架結(jié)構(gòu)等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)和一級(jí)抗震等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)情況下、柱截面為矩形時(shí)不宜小于此方向柱截面長(zhǎng)度的1/20”中的“1/20”改為“1/25”。

2)將“貫穿節(jié)點(diǎn)的梁縱筋直徑在9度設(shè)防的框架結(jié)構(gòu)等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)和一級(jí)抗震等級(jí)的框架結(jié)構(gòu)情況下、柱截面為矩形時(shí)不宜小于此方向柱截面長(zhǎng)度的1/25”中的“1/25”改為“1/30”。

4 結(jié) 語(yǔ)

1)在低周反復(fù)荷載作用下，礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)滯回曲線的飽滿程度，以及礦渣地聚物混凝土的延性、強(qiáng)度、剛度、耗能能力和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形等抗震性能均不及普通混凝土中節(jié)點(diǎn)的。

2)在低周反復(fù)荷載作用下，由于較大的脆性，礦渣地聚物混凝土基體中產(chǎn)生較多微裂縫，降低了梁縱筋黏結(jié)強(qiáng)度(抗力)，增大了節(jié)點(diǎn)梁縱筋貫穿段滑移量，導(dǎo)致礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)抗震性能變差。

3)增大軸壓比到0.3或增大節(jié)點(diǎn)梁縱筋貫穿段長(zhǎng)度均能夠改善礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)梁縱筋的黏結(jié)性能，比較而言，后者的改善效果更佳，有望提高礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)的抗震性能達(dá)到甚至超過(guò)普通混凝土中節(jié)點(diǎn)的水平。

4)我國(guó)普通混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范GB 50010—2010中hc/db的下限值20不適用于礦渣地聚物混凝土中節(jié)點(diǎn)，為了保證節(jié)點(diǎn)梁縱筋的黏結(jié)性能，建議上調(diào)hc/db的下限值為25。