钢筋混凝土抗震框架梁柱节点的延性设计准则_游渊

第18卷第4期重庆建筑大学学报Vol.18N o.4 1996年12月Journal of C hon gq in g Jianzhu Universit y Dec.1996钢筋混凝土抗震框架梁柱
节点的延性设计准则
游渊傅剑平白绍良汤华
(重庆建筑大学建筑工程学院630045)(广洲市设计院510000)
摘要在对梁端或柱端受拉钢筋屈服后发生剪切失效的节点的受力特征进行
正确分类的基础上,并对相对作用剪力和相对配箍率影响节点延性的规律进行认
真分析归纳之后,本文明确指出了抗震框架节点的设计准则应是在保证节点抗剪
承载力不低于先屈服的梁端或柱端屈服承载力前提下的延性控制准则。

在给出该
设计准则的完整定义后,讨论了几个国家目前采用的设计控制体系在体现延性设
计准则方面的可用性,其中着重从节点传力机构以及受力特征分类角度讨论了美
国AC I-AS C E352委员会节点配箍控制方案中存在的概念性问题。

关键词钢筋混凝土,框架,梁柱节点,抗震设计,设计准则
中图法分类号T U375.1T U375.2
1引言
从八十年代初期到后期,新西兰、美国、中国和日本这四个地震多发国家根据各自当时对钢筋混凝土抗震框架节点受力特点的认识和本国的学术和工程传统,先后在各自的设计规范或建议中提出了抗震框架节点的设计方法。

经过对比计算可以发现这四个国家对节点配箍量和贯穿节点梁柱筋的粘结条件以及作用剪力上限和配箍率构造下限的规定都不完全相同,有些还差别很大。

就节点配箍率这个主要技术指标来看,这四个国家控制的宽严程度大体上可分为两档。

其中要求较严的是新西兰NZS3101规范的1982年版本[1],它坚持了高标准的“延性框架”设计要求,按该规范设计出的组合体在试验中直到先屈服的梁端达到正截面破坏均不会发生节点剪切破坏。

而美国AC I-ASC E352委员会1985年修订的《现浇框架梁柱节点设计建议》[2]、中国的《混凝土结构设计规范》G BJ10-89和日本建筑学会1988年公布的《基于极限承载力概念的钢筋混凝土建筑物抗震设计指南(草案)及说明》[3]在节点配箍率要求上虽然也有一定差别,但普遍比新西兰1982年规范的要求低一个档次,按新西兰学术界的说法,均属于“有限延性框架”水准[4]。

为对这两种不同的延性水准作出正确评价,美、新、日三国权威学者在1984年美国M o nte re y会议上商定进行抗震节点对比试
收稿日期:1996-01-19
游渊.女,1957年生,讲师
国家教委博士点专项基金资助项目
第4期游渊等:钢筋混凝土抗震框架梁柱节点的延性设计准则13
验,即用形状尺寸相同、但按各国规定确定节点配箍的带现浇板和不带现浇板的中间层中节点和中间层端节点梁柱组合体,按相同的平面或二维加载方案及程序进行试验。

随后,中国方面也参加了这一试验计划,从而形成了国际钢筋混凝土学术界有史以来规模最大的“四国联合试验”。

八十年代末,通过对试验结果的对比,四国学术界取得了共识,即新西兰规范对抗震节点性能的要求过严,而美、中、日三国水准则掌握得较为适度。

这一结论导致新西兰在其1994年NZS3101规范的修订稿中适当降低了对抗震框架节点的控制水准。

但是必须看到,这次“联合试验”虽然对抗震节点性能控制水准取得了某种共识,但因未就节点的传力机制、受力特点、受力性能分类以及设计准则的确切含义等诸多理论性问题进行共同研究,故“联合试验”之后,特别是作为主要争论双方的美国和新西兰,对自己在节点传力机制方面的传统看法并未作任何原则性修正。

在这种情况下,本文作者结合我国《钢筋混凝土框架节点技术规程》的制定,在对八十年代各国研究成果及“四国联合试验”结果进行认真分析归纳后,明确意识到,必须全面确切地了解节点的传力机制及受力特征,并对受力特征进行正确分类以避免概念性的误判。

在文献[5]、[6]中本文作者已详述了自己对不同情况下节点传力机制特点和节点受力特征分类两方面的认识。

本文将在这两篇文献的基础上,根据“四国联合试验”取得的共识,明确提出抗震框架节点设计准则的含义,并讨论在设计规范中体现这一设计准则的具体设计控制体系。

2不同受力特征节点的受力性能变化规律
根据文献[6]在大量试验研究成果基础上总结出的规律,不同受力特征节点的受力性能变化具有以下主导规律:
对于出现在图1中EF线与纵坐标轴之间的斜拉型剪切失效节点,只要相对配箍率值超过C D线,即可实现在梁、柱端受拉钢筋屈服前不发生斜拉型剪切失效。

在CD线和E F线之间,发生节点斜拉型剪切失效时组合体所能达到的延性随相对配箍率的增加而不断增大。

当相对配箍率增大到EF线附近时,即可实现在先屈服的梁端或柱端达到正截面承载力极限状态(受压区混凝土压碎)时节点仍不发生斜拉型剪切失效的目标。

对于出现在图1中FG线以上的斜压型剪切破坏的节点,只要相对作用剪力小于AB 线,即可实现在梁端或柱端受拉钢筋屈服前节点不发生斜压型剪切破坏。

在A B线和FG线之间,随着相对作用剪力的降低,发生节点斜压型剪切破坏时组合体所能达到的延性将不断增大。

当相对作用剪力降低到FG线附近时,直到先屈服的梁端或柱端发生正截面破坏,节点也不会发生斜压型剪切破坏。

而在图1中F点左上方C D线以右、AB线以下的斜压—斜拉复合型剪切破坏区内,组合体在节点发生剪切破坏时所能达到的延性是随着相对配箍率的增大和(或)相对作用剪力的降低而增大的。

当相对配箍率和相对作用剪力值到达F点附近时,组合体也将直至梁端或柱端正截面破坏都不会发生节点剪切破坏。

从以上规律中可以看出,在梁端或柱端受拉钢筋屈服前发生的节点斜压型剪切破坏具有典型的脆性性质,如果接头区的承载力由它控制,则框架将不具备任何延性,因此是抗震框架设计所无法接受的,必须着力防止。

而在梁端或柱端受拉钢筋屈服前发生的节点斜拉型剪
切失效虽不具有突然断裂的性质,但因其强度随加载循环和组合体变形的增大退化很快,而且梁端或柱端不能屈服,从而也就无法实现屈服后的塑性耗能,因而也不适于抗震框架,必须予以防止。

在避免出现梁端或柱端屈服前的节点斜压型剪切破坏及斜拉型剪切失效之后,就可以实现梁端或柱端受拉钢筋的屈服。

但为了使框架具有必要的
延性和耗能性,还应要求在梁端或柱端受拉钢筋屈服后的
往复交替受力过程中,组合体应在达到一定的变形之前不
发生节点斜压型剪切破坏或斜拉型剪切失效,即接头区不
因节点剪节破坏而丧失承载力。

这一要求也可以表达为组
合体应达到一定的位移延性。

当然,在“四国联合试验”完
成之后,世界各国学术界的一致认识是,这里的延性要求
并不需要使组合体性能指标进入图1中的E FG 线以右和
以下,而只需达到图1中由LM NP 线示意性表示的某种
水准,只要确认这一水准已能满足作为建立基本公式背景
的某个抗震设防烈度的要求(例如对我国即指设防烈度为
七度)。

而对于更高的设防烈度,则可通过例如对作用剪力
乘以大于1.0的调节系数,使组合体达到更高的延性要
求。

还需要注意的是,除去上面所述分别影响不同受力特征节点延性性质的两个主要综合变量,即相对作用剪力和相对配箍率之外,还有一个影响节点受力性能的因素,即梁、柱筋在节点中的粘结状况。

正如文献[5]已指出的,这种粘结状况对节点将发生斜压型剪切破坏的组合体的延性影响较为明显,在其它条件相同时,粘结条件越差,所能达到的延性越小。

但粘结状况对节点发生斜拉型剪切失效组合体的延性则无显著影响。

因此,在节点的设计准则中,对于发生斜压型剪切破坏的节点,还应间接考虑贯穿节点的梁、柱筋的粘结状况,或者说,对贯穿节点梁、柱筋粘结状况的条件亦应视作节点设计准则的一个间接组成部分。

3抗震框架节点设计准则
根据以上分析,抗震框架节点设计准则可以表达为:
1)抗震框架节点不允许出现在梁端或柱端受拉钢筋屈服前的斜拉型剪切失效和斜压型剪切破坏,而且
2)在梁端或柱端受拉钢筋先行屈服的前提下,对可能发生斜拉型剪切失效的节点,其相对配箍率还应大到使接头区能达到所需要的延性而不发生节点剪切失效;对可能发生斜压型剪切破坏的节点,其相对作用剪力应小至使接头区能达到所需要的延性而不发生节点剪切破坏;对可能发生斜拉-斜压复合型剪切破坏的节点,其相对配箍率及相对作用剪力应分别大到和小到使接头区能达到所需要的延性而不发生节点剪切破坏。

在节点剪切失效或剪切破坏之前,组合体还应避免出现超出常规的刚度退化和耗能性退化,而且
3)贯穿节点的梁、柱筋的粘结状况必须保持在适当程度,避免发生过度的粘结退化。

图1节点受力特征分区及延性设计准则
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上述设计准则实质上是一个延性控制准则,它与所有延性控制准则一样,都包含对两个物理量的要求,一个是所讨论的部件(如包括节点在内的梁柱接头区)在预定部位(例如梁端)屈服后所能达到的变形量的大小;另一个是直到这一变形量增大到预期值为止,部件各部位都必须保持其应该具备的承载力而不发生先期承载力失效。

其中第一个物理量是被衡量和控制的量,第二个物理量是第一个物理量的基本保障,并不一定要作为显现量来衡量。

对节点而言,就是要求接头区梁端或柱端屈服后达到某个必要的变形之前不会先行发生剪切破坏或剪切失效。

这实际上相当于在交替变形过程中节点出现累积损伤的前提下,要求节点在达到约定变形值前,其抗剪能力仍不低于考虑了强化效应后的梁端或柱端纵筋作用给节点的剪力。

4四个国家抗震节点设计控制体系评价
在抗震节点设计中必须制定各种设计控制条件来全面实现设计准则的要求。

我们把这些设计控制条件的总汇称为设计控制体系。

虽然到目前为止尚未见哪个国家明确提出本文所表达的抗震节点设计准则,但每个国家都根据自己的试验结果、学术及工程传统,提出了相应的指导思想和与工程经验相结合的设计控制体系。

为了通过借鉴选择用于我国《钢筋混凝土框架节点技术规程》的较为合理的设计控制体系,现对新西兰、美国、日本和中国正在使用的设计控制体系作如下简要分析。

4.1新西兰的设计控制体系
如图2和图3所示,在新西兰NZS3101规范1982年版和1994年修改版中,抗震框架节点的设计控制体系都是由三个控制条件组成,即①节点的最小构造配箍率;②确定节点计算配箍量的“抗剪计算公式”以及③作用剪力的上限。

通过与后文图4、5、6的对比可以看出,新西兰规范1982年版的作用剪力上限明显高于美、日、中三国,是各国控制条件中最宽松的。

控制条件与混凝土强度有关,强度越高控制越严。

该版本“抗剪计算公式”建立的依据是,在节点轴压比n=N/f c b j h j为零时,认为节点作用剪力全由桁架机构传递,相当于图2中过坐标零点的O C线。

随着轴压比的提高,该控制线逐渐向左上方平移。

当n=0.5时,已平移到图2中DE线的位置。

这意味着轴压比不为零时承认斜压杆机构的一定作用,该作用随轴压比的增大而提高。

这一版本中对高轴压比节点的最小构造配箍率的规定比美国设计建议更严,这可以从图2与图4的对照中看出。

而随着轴压比的降低。

构造配箍条件相应降低,到n=0时,已降到大致与中国规定相近的地步(参见图6)。

应该说,就“抗剪计算公式”和最小构造配箍率与轴压比的关系而言,新西兰规范1982年版与我国《混凝土结构设计规范》GBJ 10-89虽然具体规定不完全相同,但大的趋势是一致的。

但就作者向新西兰有关学者了解和查阅新西兰已公开发表的试验研究成果,均未见到有关轴压比与节点延性控制水准关系的系统研究成果,据介绍,新西兰节点设计中对轴压比的考虑主要来自工程传统观念。

从图2所示新西兰1982年规范控制体系的总格局来看,可以得出以下印象:?
1)当轴压比偏小时,由于"抗剪计算公式"偏严,因此可将大部分作用剪力不是太大的节点控制在直到梁端或柱端发生正截面破坏都不会发生斜压型剪切破坏或斜拉型剪切失效的状态。

这时最小配箍率条件实际不起控制作用,因为如图2所示,受该条件控制的节点均为作
用剪力过小因而根本不会开裂的节点。

但该版
本最大作用剪力控制条件定得过松,故在作用
剪力较大的节点中仍有可能甚至在梁、柱端屈
服前发生斜压型剪切破坏,从而不满足抗震要
求。

2)当轴压比偏大时,其“抗剪计算公式”控
制的箍筋用量大致相当于我国低轴压比时的
数量,但由于此时该版本对最小配箍率的规定
过严,故当作用剪力不太大时节点配箍量大都
受最小配箍率条件控制,这就保证节点直到梁
端或柱端正截面破坏都不会发生剪切失效或
剪切破坏。

但这时的问题仍在于,由于对最大
作用剪力控制过松,故仍有可能在作用剪力较
大时发生先于梁柱端屈服的节点剪切破坏。

八十年代后期“四国联合试验”得出结论
后,新西兰在其规范1994修订稿[7]中将控制条件改为图3所示的新格局,其中对三个控制条
件都作了重要调整。

对“抗剪计算公式”只作了适度放宽。

随着轴压比的提高,计算配箍率相应减少,但控制线始终通过坐标原点。

而最小构造配箍率则改为随作用剪力的增大而增加。

如图3所示,实际上最小配箍率条件并不起控制作用。

94修订稿中另一项重要修订是将最大作用剪力控制条件明显加严。

新西兰方面对此的解释是,由于94修订稿中同时放宽了对贯穿节点梁、柱筋粘结条件的限制,因此斜压杆机构的负担加重;此外,还发现在以往的控制条件中没有考虑有现浇板时节点中斜压力的增大。

调整后的最大剪力控制条件与美国设计建议中对较高强度混凝土的规定相近(参见图4),是各国规定中最严格的,总的来看,1994修订稿
图3新西兰NZS 规范1994年修订
图4美国AC I -A SC E 352委员会稿中的设计控制体系设计建议中的控制体系
的控制条件从总体上看已较1982版中宽的过宽、严的过严的不协调状态有很大改善,已在相当大的程度上接近其它三国的平均控制水准。

4.2美国的设计控制体系
16重庆建筑大学学报第18
卷图2新西兰NZS 3101规范1982年版的设计控制体系
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美国AC I-ASC E352委员会1985年的设计建议是在1976年第一版的基础上修订出的全新版本,但其中继承了美国的两个传统观点。

第一是只承认节点的斜压型剪切破坏,因此美国设计建议中的节点抗剪验算实际上指的是对最大作用剪力的限制条件。

该限制条件与混凝土强度相关。

对于强度偏低的混凝土,用V j/f c b j h j表达的限制条件与中、日规定相近,而对强度偏高的混凝土,则大致相当于新西兰规范1994年修订稿中的更加严格的限制条件。

第二是认为梁柱节点只不过是一段由于从梁端传入的拉力和压力的作用而剪力较大的特殊柱段,这一柱段的受力特点可以认为与一般框架柱的上、下端没有实质性区别,因些,节点箍筋用量就按柱端的构造配箍率确定,而不需另行计算。

于是,美国的设计控制体系如图4所示,就只包括两个,而不是三个控制条件,即最大作用剪力限制条件与对最小配箍率的构造规定。

由于美国最小配箍率的表达方式不同,折算到ρsv f y v/f c坐标中后还与节点水平截面的高宽比有关。

从现有的认识水平看,美国的这两个传统观点中的第一个是不全面的,第二个则存在概念上的不准确性。

针对第一个观点,应该指出,目前世界各国学术界已有越来越多的人承认斜压杆机构、桁架机构和约束机构存在于不同受力状态下的节点中,并发挥着程度不同的作用。

虽然在发生斜压型和斜压-斜拉复合型剪切破坏的节点中,最终是由核心区混凝土的斜向压碎起控制作用,但不重视斜拉剪切失效节点的存在和未能从延性角度制定节点的设计准则,必将会影响所制定控制条件的有效性。

第二个观点在概念上的不准确性,在于没有正确区分节点的不同受力特征。

正如文献[6]已经指出的,节点箍筋真正发挥其对混凝土的约束作用是在斜压-斜拉复合型剪切破坏和斜压型剪切破坏的节点中。

这两类节点的破坏都不是由最小构造配箍率控制的。

而最小构造配箍率的真正作用是防止节点发生斜拉型剪切失效,即令箍筋不致过早因桁架机构拉力和少部分约束机构拉力的共同作用而屈服,因此约束作用对最小配箍率的制定不起控制作用。

如果一定要用最小配箍率来对斜压-斜拉复合型剪切破坏进行控制,则必然会导致最小构造配箍率定得过高的后果,这是很不经济的。

而且,即使如此,节点中的约束机理与柱端通过约束箍筋提高受压区被约束混凝土的极限压应变,从而提高柱曲率延性的机理也是不完全相同的。

从近年来各国抗震节点试验结果中可以看出,根据斜拉型剪切失效节点的必要延性要求确定的节点最小构造配箍率,将明显小于美国在图4中规定的最小构造配箍率。

4.3日本的设计控制体系
日本建筑学会1988年制定的设计指南(草案)是日本第一本比较正规的钢筋混凝土结构抗震设计规定。

它是以八十年代日本对抗震框架节点机理及性能所做的比其它上述三个国家相对更为深入的研究工作为基础提出的。

它的控制体系也只包括对最大作用剪力和对最小配箍率的两个控制条件。

其中最大剪力控制条件略高于中国规范,最小配箍率不仅比美、新两国的严格规定为低,而且比已经低于美、新两国的中国规定还低。

日本没有象中国或新西兰那样再取用一个确定箍筋用量的抗剪计算公式,但为了考虑斜压—斜拉复合型剪切破坏节点的延性要求,《设计指南》规定当作用剪力较大时,最小配箍率应随作用剪力按线性关系增大。

但是,值得注意的是,该设计指南主要制定者之一的东京大学小谷俊介在他1992年发表的论文[8]中已经提议将最小配箍率限制条件再适度调高,这相当于大致接近或略低于中国规范对二级抗震等级的规定。

同时还建议将《设计指南》中规定的最大作用剪力限制条件(折算成我国表达方式相当于V j≤0.33f c b j h j)改为与直交梁对节点的约束程度有关,即当约束较
强时,相当于V j ≤0.363f c b j h j ;当没有直交梁约束或约束较弱时,相当V j ≤0.275f c b j h j 。

虽然这一建议尚未反映到正式《指南》条文中去,但至少说明日本学术界也已感到指南给出的最小配箍率限值可能过低了些。

图5日本建筑学会1988年设计指南中的控制体系
图6中国G BJ 10-89规范的设计控制体系
4.4中国的控制体系我国《混凝土结构设计规范》GB J 10-89的抗震节点控制体系及具体控制条件的确定是从八十年代初到1986年逐步完成的。

除去参考国外经验及研究成果外,主要依据的是七十年代后期由北京市建筑设计院和第二机械工业部第二设计院完成的我国首批抗震框架节点试验结果[9]。

该规范也是采用三个控制条件,即确定节点箍筋用量的“节点抗剪公式”、最大剪力控制条件和对最小配箍率的构造规定。

其中最大剪力与美国对偏低强度混凝土的控制水准和日本控制水准相近。

最小构造配箍率也是取用柱端构造配箍率,只是中国柱端构造配箍率的表达方式与美国不完全相同,其总体水平也比美国略低。

但这里依然存在在讨论美国方案时论证过的概念上的不准确性。

中国规范中用于作用剪力较大时确定节点箍筋用量的“抗剪计算公式”是在综合分析七十年代末的那批试验结果的基础上经专家综合权衡后提出的,应该说已经在一定程度上考虑了对节点的延性要求,虽然在已发表的文献中并未见到明确的陈述。

此外,在中国“抗剪计算公式”中还考虑了轴压比的影响,轴压比偏小时,控制偏严;轴压比偏大时,控制偏松。

5各国设计控制方案的可用性
以上四个国家的设计控制体系虽然各不相同,但如果暂且不论某个具体条件的取值,而只保留其体系的基本构架,则从图7a 到图7d 中可以看出,不论哪一种基本构架,只要调整其中的单个控制条件,就可以使之适应前文图1中某一延性控制水准所需要的LM NP 线的要求。

但从图7b 所示美国方案的基本构架来看,最小构造配箍率就必须取得相当大,最大作用剪力控制条件也必须定得相对较严,方能不致切入LM N P 线过多。

即使是图7c 的日本方案,
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最小构造配箍率的基本取值仍不能过小(图7c 中I J 线)。

当然,如果能调整图中J K 线的
(c )
(d )图7四种控制方案对延性设计准则的适应
斜率,则与I ′J ′线对应的最小构造配箍率自然可以更小些。

但这种经过改造的日本方案实质上与中国方案已没有什么原则性区别。

总之,从总体效果看,采用三折线的中、日、新方案的适应效果较好,而美国两折线体系虽然设计时使用较为方便,但经济代价较高。

不过,仅就能否适应图1中LM N P 线而言,四个国家的方案都是可用的,再对此进行争论已经意义不大。

在综合考虑以上情况后,本文作者建议我国《钢筋混凝土节点技术规程》仍采用三折线控制体系。

但需要用本文提出的延性设计准则的具体要求重新订正三个控制条件,即最小构造配箍率控制条件、最大作用剪力控制条件和按计算确定节点配箍量的“抗剪计算公式”。

这三个控制条件的具体制定方法及所建议的具体控制条件则将在另文中介绍。

参考文献
1N ZS 3101:1982,.Code of P ractice for the Design of C oncrete S tructures and Com ment ary ,St and arde Association of N ew Zealand ,Willingt on ,1982
2AC I -ASC E ,C omm it tee 352.Recomm endation f or Desi g n of Beam -Colu mn Join ts in M onoli thic
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