配置HRB500E钢筋混凝土梁柱组合体抗震性能研究

马 健， 彭运动， 高 飞， 王思启

(1. 华中科技大学 a.土木工程与力学学院； b.控制结构湖北省重点试验室， 湖北 武汉 430074；2.中交公路规划设计院有限公司， 北京 100055 )

配置HRB500E钢筋混凝土梁柱组合体抗震性能研究

马 健1， 彭运动2， 高 飞1， 王思启1

(1. 华中科技大学 a.土木工程与力学学院； b.控制结构湖北省重点试验室， 湖北 武汉 430074；2.中交公路规划设计院有限公司， 北京 100055 )

HRB500E是我国新开发的一种高强抗震钢筋，目前国内对其工程应用研究还处于起步阶段。关于配置HRB500E的钢筋砼梁柱组合体的抗震性能还缺乏相关的试验研究，因此，本文参照现行相关规范设计了4个钢筋砼梁柱组合体足尺试件，其中2个配置HRB500E，另2个配置HRB335，并对这些试件进行了低周往复加载试验。对配置HRB500E的试件在裂缝发展、破坏形态、滞回特性、耗能、延性和刚度退化等方面与等体积配置HRB335的试件作了对比分析。结果表明:配置HRB500E的钢筋砼梁柱组合体与配置HRB335的钢筋砼梁柱组合体存在着类似的破坏现象，同时两者均具有良好的延性。但配置HRB500E的钢筋砼梁柱组合体有更高的承载力、变形能力和耗能能力，表现出了良好的抗震性能。

高强抗震钢筋； 梁柱组合体； 低周往复加载； 抗震性能

高强钢筋与普通钢筋相比强度高，能减少钢筋使用量。若能推广使用，既能通过高强度来提高结构的安全储备，又能带来一系列的经济效益和社会效益。据测算，以HRB400替代目前大量使用的HRB335钢筋的省钢率约12%～14%；以HRB500取代HRB400钢筋可再节约5%～7%；在高层或大跨度建筑中应用高强钢筋效果更明显，约节省钢筋用量30%[1，2]。与发达国家相比，我国高强钢筋的生产应用虽在逐年提高，但进展缓慢。截至2011 年，400 MPa 及以上钢筋产量仅占钢筋总产量的 48.3%，不到一半。其中，400 MPa 占比 39.8%；500 MPa 占比 8.1%；600 MPa 占比 0.4%[3]。

HRB500级高强钢筋已写进我国GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[4]中。我国目前生产的HRB500 高强钢筋的屈服强度、抗拉强度、延伸率、冷弯及反弯等力学性能指标均符合标准规定，而强屈比在1.21～1.28之间波动，即个别炉次还有未达到抗震性能的要求[5]。

我国是地震多发国之一，建筑结构抗震设计越来越成为结构设计的关键部分。对于大量建筑所采用的钢筋砼框架结构，其梁柱组合体是决定结构抗震性能的关键部件[6]。重庆大学白绍良、傅剑平的研究生团队对按照我国规范设计的配置HRB500钢筋的梁柱组合体的抗震性能进行了大量的试验研究，发现配置HRB500的钢筋混凝土梁柱节点显示出了较差的抗震性能，主要表现在延性难以满足要求，粘结退化较严重[7～9]。

鉴于此，我国科研人员专门针对结构抗震开发了一种新型的高强抗震钢筋HRB500E。但其能否在实际工程中大量推广使用，还有待于各方面的工程试验研究。

因此，本文重点对配置HRB500E钢筋砼梁柱组合体进行抗震性能试验研究，主要与配置HRB335钢筋砼梁柱组合体在裂缝发展、破坏形态、滞回特性、延性系数、能量耗散和刚度退化等方面进行对比分析。研究成果可为推广HRB500E高强抗震钢筋在我国混凝土结构中的应用提供相关依据。

1 试验概况

1.1 材料试验结果

对HRB500E高强抗震钢筋和普通钢筋HRB335进行材料拉伸试验，其力学性能指标见表1。由表可见HRB500E高强抗震钢筋和普通钢筋HRB335均具有良好的塑性和延性，且HRB500E的屈服强度和极限强度明显高于HRB335，体现了其高强度的优点。

混凝土强度等级设计为C50，采用的是商品混凝土。根据GB/T 50081-2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[10]规定，对混凝土试块进行试验，测定其实际抗压强度，混凝土立方体轴心抗压强度实测值fcu0和混凝土轴心抗压强度实测值fc0见表2。

表1 钢筋材料力学性能指标

表2 混凝土抗压强度实测平均值 MPa

1.2 试件设计

依据我国GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[4]和GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》[11]，试验共设计4个试件。所有试件柱截面为400 mm×400 mm，梁截面为300 mm×400 mm。SP1和SP2全部钢筋采用HRB500E，SP3和SP4全部钢筋采用HRB335。所有试件梁纵筋直径为16 mm，梁、柱箍筋直径均为10 mm，柱纵筋直径为20 mm。试件具体设计参数如表3所示。考虑等体积配筋下钢筋强度为单一变量时，试件

表3 试件设计参数

注：轴压比λ=N/(fcbjhj)，其中N为柱顶轴压力；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；bj为框架节点核心区的截面有效验算宽度；hj为框架节点核心区的截面高度。

图1 试件SP1配筋/mm

SP1和SP3形成对比，试件SP2和SP4形成对比。图1为SP1配筋详图，其它试件配筋参照SP1，变化之处在于核心区配箍数量和钢筋类型。

1.3 试验加载方案

参照JGJ 101-96《建筑抗震试验方法规程》[12]，本试验采用梁端加载模式，加载示意图如图2所示。首先，对柱顶施加恒定的轴力N；然后，在梁的自由端，采用上下两个千斤顶施加反对称低周往复荷载来模拟水平地震作用时构件的受力和变形情况。即正向加载时在梁左端施加向下的力，在梁右端施加向上的力；反向加载时在梁左端施加向上的力，在梁右端施加向下的力。试验过程中通过裂缝观测仪、力传感器及动态应变采集仪获取试验数据。

图2 试件加载示意

试验采用荷载-位移双控制的加载方式。试件梁纵向钢筋屈服前，采用荷载控制。以预估的梁受拉主筋屈服时外加荷载Py的±30%、±60%和±90%来施加往复循环荷载，每级荷载下进行2次循环。试件梁纵向钢筋屈服之后，采用位移控制。以屈服位移Δy的整数倍来控制加载，以±Δy、±2Δy、±3Δy……作为控制位移，每级位移进行2次循环。当滞回环峰值荷载下降到最大荷载的85%以下时，停止加载，加载制度详见图3。

图3 加载制度

2 组合体试验结果对比

2.1 试验加载中裂缝发展对比

由于裂缝发展是一个连续变化过程，本文没有详细描述发展历程。为了方便试件裂缝发展的对比分析，本文选取了试件加载历程中混凝土保护层脱落前几个特殊加载时刻的最大裂缝宽度，详见表4。从表中可以看出：SP1在每一级加载结束时刻，梁端最大裂缝宽度均小于SP3，而核心区裂缝的出现要早于SP3。从SP2和SP4的对比中，可以发现类似的现象。可见，在等体积配筋情况下，配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体在裂缝的发展速度和塑性铰的形成速度上比配置HRB335的钢筋混凝土梁柱组合体要稍慢，而对核心区的相对保护能力上要略微偏弱。此现象形成的主要原因在于HRB500E钢筋的屈服应变大于HRB335钢筋的屈服应变，梁端纵向受力钢筋达到屈服的时间要略长，在相同的柱端弯矩放大系数下，梁端塑性铰的形成速度故而要稍慢，进而对核心区的相对保护能力上要略微偏弱。实际设计时可适当提高核心区配箍率，防止核心区出现通裂剪切裂缝。

表4 裂缝观测记录 mm

注：- 表示未出现裂缝;Wmax表示最大裂缝宽度。

2.2 破坏形态对比

试件均发生梁端弯曲破坏，如图4所示。四个试件梁端塑性铰均产生在距柱面400 mm内，由于按照“强柱弱梁”的设计原则，柱有良好的强度未发生破坏。SP1核心区出现较多细微裂缝，但未发生核心区剪切破坏，抗剪强度良好，而试件SP3的核心区仅边缘出现少许裂缝。SP2核心区出现少许交叉斜裂缝，而SP4核心区未出现裂缝。

图4 试件破坏形态

采用HRB500E钢筋的SP1和SP2试件在节点区出现了较多的斜向开裂，而采用HRB335钢筋的SP3和SP4试件斜向开裂较少或基本没有的原因作者认为有如下3点：(1)剪压比对构件的延性、耗能能力、强度和刚度有明显的影响，剪压比越大传至节点核心区的剪力越大，限制剪压比，可使箍筋用量不至于过多，同时，也可以有效防止裂缝过早出现，减轻混凝土碎裂程度。本文中，四个试件均是加载至破坏，配置HRB500E的试件(SP1、SP2)核心区剪压比(0.16)均明显大于配置HRB335试件(SP3、SP4)的核心区剪压比(0.11)；(2)梁端塑性铰的形成对节点核心区具有一定的保护作用，HRB500E钢筋的屈服应变大于HRB335钢筋的屈服应变，在相同的柱端弯矩增大系数条件下，配置HRB335试件(SP3、SP4)的梁端纵向受力钢筋达到屈服的时间要早一些，故塑性铰较配置HRB500E的试件(SP1、SP2)形成的早一些，避免了节点核心区过早过多的出现裂缝；(3)由于HRB500E钢筋的强度比较高，钢筋屈服时与混凝土的粘结应力就比较高，粘结应力过高，就会加快节点梁筋的粘结退化，促使节点的传力机构转变，由以“桁架机构”为主过早的向以“斜压杆机构”为主转变，加快了节点斜压区混凝土压应力。

总体来说，配置HRB500E钢筋的梁柱组合体与等体积配置HRB335钢筋的梁柱组合体有着类似的破坏形态。表明钢筋混凝土梁柱组合体在循环往复荷载作用下，用HRB500E等体积替代HRB335钢筋在破坏形态上没有发生变化。

2.3 滞回曲线与骨架曲线的对比

结构在低周反复荷载作用下的荷载-位移曲线是其抗震性能的综合反映，它全面的记录了试件从弹性、弹塑性到塑性直到破坏的全过程，是分析结构抗震性能的基础[13]。滞回曲线如图5所示，滞回曲线所围成的面积都较大，原因在于4个试件均发生的是梁端塑性铰破坏，耗能能力很好。从直观角度评价，SP3的滞回曲线比SP1的略微饱满，SP4和SP2的滞回饱满度相当。但SP1滞回曲线所围成的面积大于SP3的，表现出了更高的耗能能力，这主要是由于其更高的承载力和变形能力。SP2的承载力和变形能力也都明显高于SP4。根据GB 50152-2012《混凝土结构试验方法标准》[14]，取每一级循环第一次加载的峰值点所连成的包络线即为试件的骨架曲线。 骨架曲线如图6所示，从SP1与SP3骨架曲线的对比中，可以发现，它们的走势基本相同，在屈服荷载前基本重合，但SP1的承载能力和变形能力明显大于SP3的。从SP2与SP4骨架曲线的对比中，我们也可以发现同样的现象。

图5 试件的滞回曲线

图6 试件骨架曲线

通过以上滞回曲线与骨架曲线的对比分析，可见，配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体在承载能力、变形能力、总耗能能力等方面要大于等体积配置HRB335钢筋的混凝土梁柱组合体。

2.4 延性系数对比

延性也是反映结构或构件非线性变形能力的一个指标，是评价结构、构件抗震性能的一个重要因素[15～17]。构件的延性包括了位移延性和其塑性耗能的能力。结构或构件的延性通常用延性系数表示，位移延性系数的定义为：μΔ=Δu/Δy，其中Δy和Δu分别为试件的屈服位移和极限位移(取滞回环峰值荷载下降到最大荷载的85%时所对应的位移)。

通过采集的试验数据计算出各试件的延性系数，具体如表5所示。对比SP1和SP3，延性系数SP3略大于SP1，但两系数非常接近；同样，对比SP2和SP4，也是延性系数SP4略大于SP2。采用HRB500E钢筋的SP1和SP2试件的延性系数略小于采用HRB335钢筋的SP3和SP4试件的原因主要在于HRB500E钢筋的屈服应变大于HRB335钢筋的屈服应变，在相同的条件下，采用HRB500E钢筋的SP1和SP2试件的屈服位移大于采用HRB335钢筋的SP3和SP4试件的屈服位移，这会影响构件的延性。

总体来说，配置HRB500E试件的延性系数比配置HRB335试件的略低一点，但非常接近；此外，四个试件的延性系数均大于5。因此，配置HRB500E的混凝土梁柱组合体与等体积配置HRB335的混凝土梁柱组合体均具有很好的延性。

表5 试件延性系数

2.5 累积滞回耗能对比

构件的累积滞回耗能即为构件滞回曲线所包围而成的面积。本文将构件的累积滞回耗能表示成与Δ/Δy相关的曲线形式，其中Δ、Δy分别为梁端位移和屈服位移。如图7所示，图中各特征点为屈服位移的整数倍，与加载制度相对应。从图中可知，4Δy前SP1与SP3的累积耗能基本相同，但是接近极限破坏形态时，SP1的累积耗能明显高于SP3。SP2的累积滞回耗能曲线在6Δy前一直低于SP4的，但两条曲线非常接近。6Δy后，SP4达到破坏状态，停止加载，而SP2还有一定的承载能力和耗能能力。可见配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体比配置HRB335的钢筋混凝土梁柱组合体的总耗能能力强，且在相同Δ/Δy下，两者的累积滞回耗能相当。

图7 试件累积滞回耗能曲线

2.6 刚度退化对比

结构的退化性质反映了结构积累损伤的影响，是结构抗震性能的重要组成部分。本文用刚度退化系数β=Ki/K1来判断组合体刚度退化的快慢。Ki为第i级循环加载的第一个滞回环的峰值荷载与对应位移的比值[18]。如图8所示,纵坐标为刚度退化系数，横坐标为Δ/Δy。SP1的刚度退化比SP3要慢，且同等位屈比下刚度SP1>SP3；同样，SP2的刚度退化比SP4要慢，且相同Δ/Δy下刚度SP2>SP4。可见，配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体刚度退化比配置HRB335的要慢，有助于结构的抗震性能的提高。

图8 试件刚度退化曲线

3 结 论

对配置HRB500E钢筋混凝土梁柱组合体试件与等体积配置HRB335钢筋的混凝土梁柱组合体试件在裂缝发展、破坏形态、滞回特性、刚度退化、能量耗散及延性系数等方面分别进行对比分析，得出以下结论：

(1) 配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体在开裂荷载、通裂荷载、极限荷载、变形能力、总耗能能力等方面要大于等体积配置HRB335的钢筋混凝土梁柱组合体；但在裂缝的发展速度和塑性铰的形成速度上比配置HRB335的钢筋混凝土梁柱组合体要稍慢一点，对节点的相对保护能力要弱一点。用HRB500E等体积替代HRB335以提高安全储备时，可适当提高核心区配箍率，防止组合体核心区产生通裂剪切裂缝；

(2) 配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体与等体积配置HRB335的钢筋混凝土梁柱组合体的延性系数接近，且均具有很好的延性；

(3) 配置HRB500E的钢筋混凝土梁柱组合体刚度退化比等体积配置HRB335的梁柱组合体要慢，有助于结构的抗震性能的提高；

(4) HRB500E在钢筋混凝土梁柱组合体中表现出了良好的抗震性能。

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Study of the Seismic Behavior of Concrete Beam-column Sub-assemblages Reinforced with HRB500E Steel Bars

MAJian1,PENGYun-dong2,GAOFei1,WANGSi-qi1

(1. a.School of Civil Engineering and Mechanics; b.Hubei Key Laboratory of Control Structure,Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China;2.China Highway Planning and Design Institute Consultants, INC, Beijing 100055, China)

At present, the research of HRB500E, a new kind of high strength seismic reinforcement, is very limited. No experimental studies yet reported in the literature have investigated the seismic behavior of RC beam-column joint. In this paper, a total of four full-scale specimens of concrete beam-column sub-assemblages were fabricated, instrumented and tested under cyclic low-frequent loading. Among them, two specimens were reinforced with HRB500E, while the others were reinforced with HRB335. The crack development, collaTPe mode, hysteretic characteristics, energy dissipation, ductility and stiffness degradation obtained from experiment were analyzed. The results show that concrete beam-column sub-assemblages reinforced with HRB500E have a similar collaTPe mode with those reinforced with HRB335. In addition, all of the specimens, regardless of their different kinds of reinforcement, have a good ductile behavior. Furthermore, specimens reinforced with HRB500E have a higher bearing capacity, deformation capacity and energy dissipation, which indicate that they have a better seismic performance.

high strength seismic reinforcement; beam-column sub-assemblages; cyclic and low-frequent loading; seismic performance

2014-06-03

2014-10-20

马 健(1990-)，男，湖北荆州人，硕士研究生，研究方向为钢筋混凝土梁柱节点的抗震性能(Email：757287025@qq.com)

国家自然科学基金(51378233)；贵州省“十二五”重大科技专项( 黔科合重大专项[2011]6014)

TU375

A

2095-0985(2014)04-0038-06