摘要
为研究煤矸石混凝土梁柱节点的抗震性能，对6个足尺试件进行低周往复加载试验。对各试件的破坏模式、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、耗能能力等抗震指标进行分析，研究煤矸石骨料取代率（0、30%、50%、100%）和梁纵筋配筋率（0.67%、1.34%、2.09%）对抗震性能的影响。结果表明：节点破坏模式分为梁端弯曲破坏和节点区受剪破坏，破坏现象主要表现为节点区出现大量裂缝和梁端混凝土大量剥落，煤矸石混凝土梁柱节点破坏较普通混凝土的破坏更剧烈；煤矸石取代率低的试件的滞回曲线饱满，刚度退化慢，延性好，有较好的抗震性能；随着煤矸石取代率的增大，试件的滞回曲线有明显捏缩效应，且刚度退化加快，延性及耗能变差。增大梁纵筋配筋率可改善梁端混凝土的损伤，提高承载能力，但过高的配筋率将诱发节点发生剪切破坏，降低耗能能力和延性。
Abstract
To study the seismic performance of coal gangue concrete beam column joints, six full-scale specimens were prepared and subjected to low-cycle repeated loading tests. The analysis focused on various seismic indicators, including failure modes, hysteresis curves, skeleton curves, stiffness degradation, energy dissipation capacity. The effects of coal gangue aggregate replacement rates (0, 30%, 50% and 100%) and beam longitudinal reinforcement ratios (0.67%, 1.34%, and 2.09%) on the seismic performance were studied. The results showed that the failure modes of joints are bending failure at the beam end and shear failure at the node area. The failure primarily manifests as extensive cracking in the joint area and significant spalling of concrete at the beam ends, with coal gangue concrete beam-column joints exhibiting more severe damage compared to ordinary concrete. Specimens with low coal gangue replacement rates displayed full hysteretic curves, slow stiffness degradation, good ductility, and good seismic performance. As the replacement rate of coal gangue increases, the specimens exhibits a pronounced pinching effect in the hysteretic curves, along with accelerated stiffness degradation and reduced ductility and energy dissipation. Increasing the longitudinal reinforcement ratio of the beam can improve the damage to the concrete at the end of the beam and enhance its bearing capacity. However, excessively high reinforcement ratio may induce shear failure of the nodes, reducing their energy dissipation capacity and ductility.
煤矸石制备成混凝土可用于路面基层、承重结构和砌体材料等以实现固体废物资源化利用[1-2]。学者们对煤矸石作为混凝土粗骨料进行了研究，探讨了煤矸石粗骨料的种类和质量浓度对混凝土力学性能的影响，结果表明，适量取代砾石而制备的煤矸石混凝土的力学性能与同等级普通混凝土的力学性能接近[3-5]，其抗压强度可以达到 C30 混凝土的设计要求，适合配置中、低强度混凝土[6-7]。有学者把研究重点转向煤矸石混凝土在结构中的运用[8-9]，以实现建筑材料低耗能的宗旨。张殿惠等[10-12]对煤矸石混凝土梁柱节点进行的试验表明其破坏机制与普通混凝土梁柱点的破坏机制相同，但其核心区的延性较差。已有以自燃煤矸石为骨料建造的钢筋混凝土框架住宅楼，位于抗震设防7度地区，现浇钢筋混凝土、空心砌块、砌筑和抹灰砂浆全部采用煤矸石为粗细骨料[13]，实践证明采用全自燃煤矸石建造高层建筑，对于设计施工和使用都是切实可行的。
煤矸石结构松散，具有更多的片状颗粒和孔隙。当煤矸石用作粗骨料掺入后会导致混凝土抗压强度降低，破坏时煤矸石发生贯穿破坏[14]。随着煤矸石取代率的提高，混凝土的孔隙率增大，透水性增强，在一定程度上降低了混凝土的弹模、抗碳化性能和抗冻性能[15-16]。为促进煤矸石在建筑结构中的资源利用化，需要对煤矸石混凝土节点的抗震性能进行变参数分析。混凝土梁柱节点的抗震性能影响因素众多，包括配筋率、配箍率、轴压比、剪压比、混凝土强度和锚固方式等[17-19]。本文选取煤矸石取代率和梁纵筋配筋率为主要研究参数，制作了6个足尺煤矸石混凝土十字节点模型，通过低周往复加载试验探究节点的破坏特征、承载力和变形能力，并基于滞回曲线、骨架曲线、刚度退化和耗能能力对节点的抗震性能进行评估。
1 试验
1.1 试验材料
试验采用P.O 42.5普通硅酸盐水泥作为胶凝材料，采用细度模数为2.58的河砂、5~20 mm连续级配石灰岩作为骨料，煤矸石骨料购自灵寿县沃阳矿产品加工厂，主要化学成分（质量分数）为：SiO2（57.26%）、Al2O3（23.46%）、Fe2O3（4.82%）、K2O（6.41%）、CaO（2.17%）、TiO2（0.59%）、Na2O（1.18%）、MnO（0.11%）、SO3（0.21%）、P2O5（0.53%）、MgO（0.72%）。煤矸石天然放射性核素镭-226、钍-232、钾-40的放射性比活度同时满足内照射指数IRa＞2.0和外照射指数Iγ＞2.0，可按建筑行业正常生产工艺要求自由掺配。减水剂为聚羧酸高性能减水剂，天然碎石和煤矸石作为粗骨料实测物理性能指标见表1，混凝土配合比设计见表2。钢筋力学性能指标见表3，钢筋应力-应变曲线如图1所示。
表1粗骨料物理性能指标
Tab.1Physical properties of coarse aggregate
表2混凝土配合比设计
Tab.2Concrete mix design
注:混凝土材料单位为kg/m3；减水剂掺量为胶凝材料的质量分数；fcu为150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方体28 d抗压强度实测值。
表3钢筋力学性能指标
Tab.3Mechanical properties of steel bars
注:As为截面面积，Es为弹性模量，fy、fu 分别为屈服强度、极限强度，Ψ为断面收缩率，δ为伸长率。
图1钢筋应力-应变曲线
Fig.1Stress-strain curves of reinforcement
1.2 试件设计
试验设计了6个足尺混凝土梁柱节点，变量对照组见图2。试件尺寸及配筋见图3。梁截面尺寸为300 mm×400 mm，柱截面尺寸为400 mm×400 mm，梁柱箍筋均选用HRB400E级直径8 mm的钢筋，梁箍筋采用单肢箍，柱采用复合箍；梁柱纵筋选用HRB400E级直径16 mm和20 mm的钢筋。分别制备普通混凝土PCC、煤矸石混凝土CGC，梁柱节点试件的设计参数详见表4。
图2单一变量对照分组
Fig.2Single variable comparison groups
图3试件尺寸及配筋
Fig.3Specimen size and reinforcement arrangement
表4试件设计参数
Tab.4Design parameters of specimen
注:试件编号含义为“混凝土类型-煤矸石取代率-配筋率”，例如，PCC-0-0.67表示“普通混凝土梁柱节点，煤矸石取代率为0，配筋率为0.67%”。
1.3 试验设计
依据JGJ/T101—2015《建筑抗震试验规程》 [20]制定本次试验的加载制度，使用中国矿业大学（北京）结构实验室的多通道电压伺服加载系统（如图4所示），对梁端施加反复循环荷载。试验前，放松梁端伺服作动器，试件通过竖向千斤顶施加轴向力，选取轴压比为0.7，预加10%的轴力对试件调平对中，确保试件在同一水平面后柱端锁死夹具，施加轴力到预定荷载。调整梁端伺服作动器，两侧同时施加1 kN的荷载使其与试件贴紧，此时对静态数据采集系统平衡清零。采用等位移增量施加位移荷载，每级荷载值进行1次反复循环，每级位移增量为5 mm，每次循环后暂停2 min待应变值稳定，以便观测应变仪所监测的钢筋应变值和对试件裂缝发展进行描绘，加载制度见图5。达到下列条件时停止试验：1）试件的正向或反向承载力下降到最大承载力的85%左右；2）混凝土严重剥落，试件拆装时可能威胁人员和设备的安全。
图4试验加载装置
Fig.4Test loading device
图5循环加载制度
Fig.5Cyclic loading system
1.4 测点布置
通过钻铣床对梁中的钢筋纵肋进行精细加工，确保纵肋通长铣，从而实现钢筋的强度均匀分布，开口深度为5 mm×3 mm，如图6所示。
图6钢筋铣槽工艺
Fig.6Reinforcement milling process
电磨机磨光键槽底面后使用酒精棉球清洁，用502胶将应变片贴至键槽底面。应变片引用导线使用HY-914固化环氧黏结剂对键槽进行封装，过程如图7所示。由于钢筋在梁柱交接位置处应力梯度变化较大，梁柱节点界面左右延伸100 mm的位置加密应变片，应变片间距为25 mm，其他位置间距为50 mm，梁纵筋应变片布置如图8所示。
图7贴应变片过程
Fig.7Strain gauge sticking process
图8应变片测点布置
Fig.8Arrangement of strain gauges
2 试验现象及结果分析
2.1 试验现象及破坏形态
煤矸石混凝土梁柱节点和普通混凝土梁柱节点均经历了初裂—裂缝贯通—极限—最终破坏4个阶段：1）初裂。加载初期全部试件均处于弹性工作阶段，出现第一条微裂缝时的荷载为开裂荷载；2）裂缝贯通。混凝土节点试件靠近核心区的梁端首先形成贯通主裂缝，继而核心区出现裂缝，梁端出现斜裂缝；3）极限。随着加载的继续增加，核心区两侧主裂缝宽度明显增加，斜裂缝数量显著增多；4）最终破坏。不再产生显著新裂缝，混凝土表面剥落，部分试件钢筋裸露。破坏阶段6个节点的裂缝分布见图9（a）~（f）。
破坏模式包括梁端弯曲破坏和节点核心区剪切破坏两种形式。其中，试件PCC-0-0.67、CGC-30-0.67、CGC-30-1.34、CGC-50-2.09和CGC-100-0.67发生梁端弯曲破坏，试件CGC-30-2.09发生节点核心区剪切破坏。对比图9（a）、（b）、（f）可以看出，低配筋率节点，随煤矸石取代率的增加节点核心开裂加剧，梁端塑性铰混凝土剥落现象明显；类似地，对比图9（d）、（e）可以看出，高配筋率节点情况相似。对比图9（b）、（c）、（d）可以看出，煤矸石取代率不变，增大梁纵筋配筋率，纵筋屈服时刻延后，有效地抑制了裂缝的开裂，限制了裂缝宽度；同时，纵筋和箍筋形成的钢筋笼对梁端塑性铰约束作用增强，促成了梁端裂缝多而密的分布。增大配筋率虽然有效地改善了梁端塑性铰混凝土的剥落，但纵筋的增加也导致传入节点的剪力更大，节点区域剪切裂缝增多，增加了节点剪切破坏的风险（CGC-30-2.09）。
图9破坏形态与裂缝发展
Fig.9Failure pattern and crack development
2.2 滞回曲线
图10为试件的滞回曲线。对比图10（a）、（b）、（f）可以看出，配筋率不变，增大煤矸石取代率，滞回环由弓形逐渐发展成Z形，捏缩效应越来越明显，耗能能力变差。随着煤矸石取代率的增大，试件的承载能力有所下降。对比图10（b）、（c）、（d）可以看出，煤矸石取代率为30%时，增大梁纵筋配筋率可提高节点的极限承载力。然而，当配筋率提高至2.09%时，节点滞回曲线表现出非常明显的捏缩现象，结合破坏形态分析可知，高配筋率使传入节点剪力过大，发生了节点剪切破坏。相同煤矸石取代率下，CGC-30-2.09与CGC-30-0.67、CGC-30-1.34相比，在相同位移荷载下，梁纵筋配筋率高的试件承载力更高。
图10试件滞回曲线
Fig.10Hysteretic curves of specimens
2.3 骨架曲线
骨架曲线如图11所示，由于煤矸石混凝土的力学性能离散性更显著，正向加载产生的过大裂缝将影响反向加载时的力学性能，煤矸石混凝土内部损伤的积累导致骨架曲线并不完全对称。
图11试件骨架曲线
Fig.11Skeleton curves of specimens
可通过能量法[21]求解屈服位移（图12），在骨架曲线上找到点A使AOCA与ABEDA面积相等，即图中灰色区域S1与S2面积相等，过峰值荷载点做一条水平线，延长OA至D点，沿D点向下作垂线交骨架曲线于B点即为屈服点。
图12能量法求屈服位移
Fig.12Energy method for calculating yield displacements
将各试件位移特征值列于表5。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-100-0.67可以看出，煤矸石取代率从0分别增大至30%、100%时，峰值荷载均值分别降低了3.5%、8.0%；煤矸石取代率从0增大至30%时，延性系数变化不明显，而煤矸石取代率增大至100%时，延性系数均值降低了53%。煤矸石取代率提高将增大煤矸石粗骨料相邻的概率，混凝土内部形成易损薄弱带，导致混凝土峰后脆性加剧。因此，高取代率煤矸石混凝土不适用于梁柱节点关键部位。对比CGC-30-0.67、CGC-30-1.34和CGC-30-2.09可以看出，配筋率从0.67%分别增大至1.34%、2.09%时，峰值荷载均值分别增加了72.5%、165.9%，延性系数均值却降低了41.7%、66.7%。结合试件的破坏形态和滞回曲线综合分析，增大配筋率虽然改善了梁端塑性铰混凝土的剥落，提高了承载力，但过高的配筋率将显著增大传入节点的剪力，诱发节点剪切破坏（CGC-30-2.09），从而未实现“强节点”抗震设计目标。
表5骨架曲线特征值
Tab.5Skeleton curve eigenvalue
注:位移荷载值取自右梁伺服作动器1，向下加载为正；屈服位移采用等能量法确定。
2.4 刚度退化
试件在往复荷载作用下存在刚度退化特性，刚度的退化由割线刚度Ki反映，割线刚度Ki为
(1)
式中：Ki为第i级循环时的割线刚度，+Fi和-Fi分别为第i级循环时正、反向加载的荷载最大值，+Xi和-Xi分别为第i级循环时正、反向加载的荷载最大值所对应的位移值。为便于比较，进行归一化处理，引入刚度退化率：
(2)
式中：Ki为节点第i次循环时的刚度，K1为试件的初始刚度。
刚度退化率曲线见图13。对比CGC-30-0.67、CGC-30-1.34和CGC-30-2.09可以看出，配筋率越高，钢筋对混凝土的约束作用越强，裂缝的形成和扩展受到抑制，试件的刚度能够较长时间保持较高水平，因此，刚度退化速率越慢。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-30-2.09、CGC-50-2.09可以看出，煤矸石取代率越高，煤矸石混凝土中的煤矸石颗粒将影响混凝土的均匀性和黏结性能，使得裂缝的扩展和发展更为迅速，导致刚度退化速率加快。
图13刚度退化率
Fig.13Stiffness deterioration radio
2.5 耗能能力
滞回曲线所围成的面积就是结构在该次循环加载中所消耗的能量，将每一次循环加载的滞回环面积相加，可以得到结构在整体受力过程中的累计耗能，累计耗能曲线见图14。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-100-0.67可以看出，较少煤矸石的加入对梁柱节点的耗能能力影响不显著，低取代率（30%）煤矸石混凝土由于整体材料性能较好，裂缝的形成和扩展受到的影响有限，耗能能力能够较好地维持，但高煤矸石取代率试件CGC-100-0.67较PCC-0-0.67耗能能力显著降低。对比CGC-30-0.67、CGC-30-1.34和CGC-30-2.09（剪切破坏）可以看出，相同加载位移下，CGC-30-1.34的耗能能力最好，适当增大梁纵筋配筋率，可提高节点承载力，使节点能吸收更多的能量，但过高的配筋率将影响梁端塑性铰的转动，从而不能充分发挥钢筋屈服后的耗能能力，过高的配筋率还会导致传入节点的剪力增大，诱发节点剪切破坏，塑性变形能力、耗能能力降低。
图14累计耗能曲线
Fig.14Cumulative energy dissipation curves
试件的总耗能值为每级荷载下试件耗散能力的总和，总耗能值的统计结果如表6所示。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-100-0.67可以看出，30%煤矸石取代率对总耗能影响不显著，100%煤矸石取代率的总耗能降低了22%。对比CGC-30-2.09和CGC-50-2.09可以看出，CGC-50-2.09总耗能降低了15.5%。对比CGC-30-0.67、CGC-30-1.34和CGC-30-2.09可以看出，适当增大梁纵筋配筋率可以提高节点的耗能能力，但配筋率过大会导致节点的耗能能力降低。
表6试件实测耗能能力
Tab.6Measured energy dissipation capacity of specimens
等效黏滞阻尼系数具体的计算方法为
(3)
式中：SAFCEA为滞回环包围的面积，SOAB+SOCD为假想的弹性直线（AC）在相同位移时包围的面积，示意见图15。
图15滞回曲线耗能能力计算示意
Fig.15Schematic for calculating energy dissipation capacity from hysteretic curves
等效黏滞系数如图16所示。等效黏滞阻尼系数在加载初期变化幅度大，随着荷载的增大，等效黏滞阻尼系数有小幅度增长，但当位移荷载加载至屈服荷载时，由于滞回曲线捏缩效应的增强，等效黏滞阻尼系数突然减小，当位移荷载位于屈服荷载和峰值荷载之间时，等效黏滞阻尼系数略有增长，超过峰值荷载后等效黏滞阻尼系数趋于平稳。进一步对比CGC-30-0.67、CGC-30-1.34、CGC-30-2.09可以看出，适当增大配筋率等效黏滞阻尼系数有所增大，但配筋率过大会导致等效黏滞阻尼系数减小。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-100-0.67可以看出，由于低煤矸石取代率试件材料均匀性、整体性较好，裂缝的形成和扩展与普通混凝土相似，等效黏滞系数与普通混凝土相差较小，耗能能力能够较好地维持。100%煤矸石取代率的等效黏滞系数下降明显。
图16等效黏滞阻尼系数
Fig.16Equivalent viscous damping coefficient
2.6 梁纵筋应变
纵向钢筋应变突然增大时表明在此监测通道附近混凝土发生开裂。数据采集系统中时间轴同步，相同时刻梁端伺服作动器的反力即为开裂荷载。图17为加载过程中纵筋应变曲线。梁柱交界位置梁纵筋表现出较高的拉应力，在试验初期，梁纵筋处于一端受压、一端受拉的状态，随着位移荷载的增加，梁纵筋拉应变逐渐增大，受压侧的压应力逐渐减小，越来越多的梁纵筋变成受拉状态，后期由于混凝土的剥落，应变片逐渐失效。
钢筋与混凝土之间的黏结性能，可通过单位长度上钢筋的应变斜率体现[22-23]。对比PCC-0-0.67、CGC-30-0.67和CGC-100-0.67上部钢筋梁柱界面处应变可以看出，CGC-100-0.67钢筋应变变化率小，屈服后黏结滑移严重，高煤矸石取代率的梁的混凝土剥落得更多，导致梁纵筋与混凝土之间的黏结状况变差。
钢筋屈服后有不同程度的黏结退化现象，随着荷载正向、负向加载的变化，黏结应力方向也会变化，屈服区向节点的渗透交替进行，节点两端应变差也在逐渐变小，贯穿段的黏结性能将持续退化，受拉端附近黏结退化程度最严重。当试件进入破坏阶段，大部分应变片数值变为正数，表明钢筋被拉长，产生了残余拉应变。
图17梁纵筋钢筋应变
Fig.17Steel strain of longitudinal reinforcement of beam
3 结论
1）在低周往复荷载作用下，掺入煤矸石后对钢筋混凝土梁柱节点的破坏模式影响较小，而由于煤矸石轻质多孔承载力弱的特性，煤矸石混凝土梁柱节点破坏较普通混凝土的破坏程度严重；适当增大梁纵筋配筋率可以促成梁端裂缝多而密的分布形式，抑制裂缝的扩展，改善煤矸石混凝土的剥落现象。
2）低配筋率下，100%煤矸石取代率的节点较普通混凝土节点承载力降低了8.01%，高配筋率条件下，50%煤矸石取代率较30%煤矸石取代率承载力降低了28.8%。相同煤矸石取代率的节点，高配筋率较低配筋率的承载力提高了165.9%，梁纵筋配筋率高的试件极限承载力更大，适当增大配筋率可以增强节点的强度和刚度。
3）低取代率煤矸石混凝土梁柱节点对耗能能力的影响较小，100%取代率煤矸石混凝土梁柱节点耗能降低了22%；适当增大梁纵筋配筋率可以提高节点的耗能能力，但配筋率过大会导致传入节点剪力增大，诱发剪切破坏，节点的耗能能力反而降低。
4）钢筋屈服后钢筋屈服点向节点区延伸，节点两侧钢筋应变差减小，上、下部钢筋最大的拉应变均出现在节点区附近，破坏阶段节点附近纵筋会塑性伸长；往复荷载作用下混凝土剥落严重，高取代率煤矸石混凝土不适用于节点关键部位。
