图1 节点试件截面尺寸
Fig.1 Section sizes of joint specimens
马 辉1，李三只1，李 哲1，王振山1，梁炯丰2
(1．西安理工大学土木建筑工程学院，西安 710048；2．东华理工大学建筑工程学院，南昌 330013)
摘 要：为研究型钢再生混凝土柱-钢梁(SRRC柱-S梁)组合框架节点的抗剪承载力，该文对8个组合框架节点试件进行低周反复荷载试验，观察试件破坏过程及破坏形态，获得各加载阶段试件中型钢和钢筋的应变，分析再生粗骨料取代率和轴压比对节点抗剪承载力的影响规律。结果表明：节点抗剪承载力随取代率的增大而降低，但降低幅度不大；适当增大轴压比可以提高节点的抗剪承载力；试件屈服前，节点剪力主要由核心区再生混凝土承担；屈服后型钢腹板和箍筋起主要抗剪作用。在此基础上，分析节点区受力机理，推导型钢腹板、箍筋和再生混凝土各部分抗剪计算方法，最后通过叠加法建立该节点的抗剪承载力公式，计算结果与试验结果吻合较好，研究结果可为型钢再生混凝土柱-钢梁组合框架节点的工程应用提供参考。
关键词：型钢再生混凝土柱；钢梁；框架节点；抗震性能；抗剪承载力
再生混凝土是将废弃混凝土块经破碎、筛分、清洗等处理后制备成再生粗骨料，部分或全部代替天然骨料配置而成的一种绿色混凝土[1]。再生混凝土的研究与应用，一方面可以解决大量废弃混凝土处理困难以及由此造成的生态环境污染等问题；另一方面，可以降低天然骨料的消耗和减少砂石自然资源大量开采对生态环境的破坏，符合可持续发展要求。目前对再生混凝土材料性能的研究较多[2－5]，结果表明，与普通混凝土相比，再生混凝土材料性能有所降低，但通过合理配比设计的再生混凝土可用于实际工程。与此同时，国内外学者也对钢筋再生混凝土结构构件、钢管再生混凝土结构构件和型钢再生混凝土结构构件等进行了一定的研究[6－10]，这对于再生混凝土的工程应用具有积极意义。
本课题组前期对型钢再生混凝土柱的抗震性能进行了较为系统的研究[11]，结果表明，与钢筋再生混凝土柱相比，型钢再生混凝土柱具有承载力较高和力学性能好等优点。鉴于此，本文结合钢梁受力性能好、质量较轻和施工简便等特点，提出了型钢再生混凝土柱-钢梁(SRRC柱-S梁)组合框架结构。该新型结构不仅利用了型钢再生混凝土柱和钢梁两者的优点，也融合了再生混凝土节能环保的特点，是一种新型绿色环保结构，因而具有广阔的发展应用前景。另外，节点是结构中连接梁柱的关键部位，结构受外荷载作用时，节点受到压、弯、剪复合力作用，受力十分复杂，故节点在设计中需重点考虑。目前，国内外对钢筋再生混凝土节点、钢管再生混凝土节点和型钢再生混凝土节点等进行了一定研究[6－9]，但这些研究主要集中在抗震性能等方面，而对其抗剪性能及抗剪承载力计算等研究较少，尤其是对型钢再生混凝土柱-钢梁组合节点的抗剪性能研究尚未报道。
因此，本文以SRRC柱-S梁组合框架节点为研究对象，考虑轴压比、再生骨料取代率两个设计参数，对8个节点试件进行低周反复荷载试验，研究节点的抗剪性能及受力机理，提出该节点抗剪承载力计算方法，为该节点工程应用提供参考。
设计制作了8个SRRC柱-S梁组合框架节点，主要考虑再生粗骨料取代率和轴压比两个设计参数，如表1所示。型钢采用Q235级工字钢，纵筋及箍筋分别采用直径为14 mm和8 mm的HRB335级带肋钢筋。试件柱中配实腹工字钢、纵筋和箍筋，纵筋中心距柱型钢翼缘的垂直距离为30 mm，如图1(c)所示，箍筋配置沿柱高分为两部分，节点区配两道箍筋，间距为80 mm，上、下柱箍筋加密，间距为40 mm。梁为实腹工字钢梁，柱中型钢整体贯通，而钢梁在两侧与柱型钢翼缘焊接，在与钢梁上下翼缘相平行的柱型钢腹板两侧各设置一道加劲肋，试件截面尺寸及配筋见图1和图2。再生混凝土强度等级为C40，配置过程中加入适当的高效减水剂，以改善再生混凝土的施工和易性，再生混凝土材料配合比和基本力学性能指标见表2和表3，钢材的力学性能指标见表4。
图1 节点试件截面尺寸
Fig.1 Section sizes of joint specimens
图2 节点试件配筋图
Fig.2 Reinforcements of joint specimens
表1 节点试件设计参数
Table 1 Design parameters of joints specimens
表2 再生混凝土材料配合比设计
Table 2 Mix ratio design of recycled concrete
表3 再生混凝土材料基本力学性能
Table 3 Mechanical properties of recycled concrete
表4 钢筋及型钢力学性能指标
Table 4 Mechanical properties of rebars and steel
对组合框架节点进行低周反复荷载试验，模拟其在水平地震作用下的极限破坏和抗剪性能，试验加载装置如图3所示。加载前，将试件放于绞支托盘上对中固定，然后推动作动器端头与试件顶部平齐并紧抱试件，最后将两侧钢梁经链杆连于地梁。加载时，首先根据轴压比在试件柱顶部施加竖向荷载至预定值，然后保持轴压力值不变，通过 MTS伺服液压作动器对试件加载点施加往复水平荷载，加载点距试件中心垂直距离为 650 mm，柱底距试件中心垂直距离为 750 mm，绞支座中心距柱底垂直距离为170 mm，试验现场加载图如图 5和图 6所示。根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101-2015)规定，试验采用荷载与位移混合加载方式，试件屈服前按荷载分级施加，试件屈服后，按屈服位移的倍数进行位移循环加载，每级循环3次，直至试件水平荷载下降到峰值荷载的 85%或试件不能再承担预定轴压力时结束试验，试验加载制度如图4所示。
图3 节点试验加载装置
Fig.3 Test set-up of joints
图4 节点试验加载制度
Fig.4 Load rules of jointin the test
图5 中节点试验现场照片
Fig.5 Typical scene test photograph of middle joints
图6 边节点试验现场照片
Fig.6 Typical scene test photograph of side joints
在节点区域、柱顶、柱中以及梁端、梁底布置位移计，以测量不同位置的位移变形情况。此外，在节点核心区型钢腹板、翼缘、箍筋以及梁端、柱端的型钢和纵筋上布置应变片和应变花，以测量节点试件相应部位的应变情况，通过分析应变，了解节点核心区的受力特征、破坏形态以及截面应力变化规律，试件位移计和应变片布置如图7所示。
图7 节点试件位移计及应变片布置
Fig.7 Arrangements of strain gauges and displacement meters in joints
在低周反复荷载作用下，节点核心区均发生剪切斜压破坏，经历弹性阶段、带裂缝工作阶段、极限阶段及破坏阶段四个阶段，再生粗骨料取代率和轴压比对节点试件破坏过程及破坏形态影响不大。本文以CFJ5和CFJ7为例来描述试件的裂缝和破坏形态，如图8所示。
图8 典型节点的各阶段破坏形态
Fig.8 Failure mode of each stage of joints
1) 弹性阶段。加载初期，节点区无明显裂缝，节点各组成部分应变很小，荷载与应变呈线性变化；当荷载增加至50 kN时，节点区下侧东北角与梁平齐处首先出现细微水平裂缝；随着荷载的继续增加，下柱端新裂缝不断出现，同时原有裂缝逐渐延伸，但裂缝宽度很小，此时型钢、纵筋和箍筋均未屈服，试件基本处于弹性受力阶段。
2) 带裂缝工作阶段。当荷载加载至80 kN时，节点区中部出现斜裂缝，此荷载为试件的开裂荷载；随着荷载继续增大，节点区不断有新裂缝产生，同时原有的斜裂缝向四角延伸发展；当荷载加载至100kN时，节点区出现多条交叉斜裂缝，裂缝不断延伸，宽度增大；随着荷载继续增大，节点区中部出现“X”形交叉主裂缝，使得节点区再生混凝土被分割成许多菱形块体，此时，试件达到屈服，之后采用位移加载。
3) 极限阶段。当位移循环增至24 mm时，原有斜裂缝不断发展且变宽，节点区再生混凝土发出撕裂的声音，节点保护层开始起皮剥落；当位移控制为32 mm时，节点区中部斜裂缝交叉处出现小块再生混凝土脱落，型钢腹板及箍筋逐渐达到屈服状态，试件水平承载力开始下降。
4) 破坏阶段。当水平荷载下降至试件峰值荷载的85%时，节点核心区被交叉斜裂缝分割成的菱形再生混凝土块体脱落严重，型钢腹板屈服，箍筋大部分屈服外露，此时认为节点试件丧失承载力而宣告破坏。
通过分析节点区域中型钢腹板、翼缘、纵筋和箍筋的应变，研究节点的应变规律和受力特征，探究节点区各部分承担的剪力，型钢和钢筋各阶段应变如图9～图12所示。在柱顶恒定轴压力和反复水平推力共同作用下，各阶段节点区承担的水平剪力试验值
由式(1)计算；核心区型钢腹板承担的剪力
和箍筋承担的剪力
由式(2)和式(3)计算；节点区再生混凝土承担的剪力Vrc由式(4)计算。
其中：
式(1)～式(4)中，Mbl和Mbr分别为节点左、右两侧梁端弯矩；hb和hf分别为钢梁高度和翼缘厚度；Vc为各阶段水平推力值；tw和Iw分别为柱型钢腹板的厚度和截面惯性矩；Sw为柱型钢腹板截面中心轴以上面积矩；τw为柱型钢腹板中心处剪应变；Gw为柱型钢剪切弹性模量；E柱型钢腹板的弹性模量；γw为柱型钢腹板剪应变，由应变花实测数据按照材料力学公式求得；μ为柱型钢腹板泊松比；a为同一截面内箍筋总肢数；Esv和
分别为箍筋的弹性模量和平均应变；Asv1为同一截面内单肢箍筋截面面积。各阶段剪力试验值和主要抗剪元件承担的剪力比重如表5所示。
表5 各阶段节点主要抗剪元件承担的剪力比重
Table 5 Shear strength ratio of main elements in joints
图9 节点核心区型钢腹板应变
Fig.9 Strain of steel web in joints area
图10 节点区箍筋应变
Fig.10 Strain of stirrups in joints area
图11 节点区型钢翼缘应变
Fig.11 Strain of steel flanges in joints area
图12 节点区纵筋应变
Fig.12 Strain of longitudinal reinforcement in joints area
由图9～图12和表5可知，在开裂荷载前，试件均处于弹性阶段，型钢和钢筋的应变很小，均未达到屈服应变，这说明此时型钢和钢筋只承担很小一部分剪力，而再生混凝土承担了节点大部分剪力；试件屈服时，节点核心区型钢及箍筋的应变增长较快，型钢和箍筋承担的剪力比重逐渐增加，起到主要抗剪作用；当达到峰值荷载时，节点核心区型钢腹板基本处于屈服状态，箍筋应变增长迅速但并未完全屈服；当试件达到破坏状态时，核心区发生剪切破坏，型钢腹板屈服并进入强化阶段，此时节点核心区大部分箍筋达到屈服状态，翼缘与纵筋局部屈服，再生混凝土开始大面积脱落，导致节点试件承载力不断下降，但下降较为平缓，这表明节点在加载后期仍具有较高的抗剪承载力和变形能力。
骨架曲线是连接结构或构件荷载-位移曲线每级峰值点的包络线。它反映了结构或构件的强度、刚度、延性及耗能情况，是结构抗震性能分析的重要依据，节点试件的骨架曲线如图13所示。
图13 各试件骨架曲线
Fig.13 Skeleton curve of specimens
由图13可得出以下结论：
1) 加载初期，各试件的骨架曲线几乎呈线性关系，表明试件处于弹性状态；随着荷载的增加，试件节点区裂缝不断增大，此时骨架曲线变为非线性，表明试件刚度逐渐下降，此时试件处于弹塑性状态；峰值何在之后，试件的骨架曲线开始下降，但总体降幅较缓，这表明加载后期试件仍具有良好的延性和抗变形能力。
2) 由图 13(a)可知，试件处于弹性状态时，具有不同取代率的三个试件的骨架曲线基本重合，这表明再生骨料取代率对试件初试刚度影响较小；弹塑性阶段时，三个试件的骨架曲线表现出一定的差异性，具体为随取代率的增加骨架曲线逐渐偏离荷载坐标，这表明再生骨料对试件的刚度及承载力有了一定的影响；峰值荷载后，取代率大的试件，其骨架曲线下降略变陡峭，且延性相对较差。造成骨架曲线后期分离的原因可能是废弃混凝土破碎成再生骨料时，对再生骨料本身造成了一定损伤，使其内部存有一些微裂缝或再生骨料表面附着一些旧砂浆，导致新旧砂浆界面粘结不足等。
3) 由图13(b)、图13(c)可知，轴压比对节点试件的骨架曲线影响较为明显。加载初期，具有不同轴压比试件的骨架曲线基本重合；随着荷载的增加，骨架曲线开始表现出较大的差异性，具体为随轴压比增加骨架曲线逐渐偏于位移轴，这说明轴压比对节点试件的刚度影响较大，能有效地提高节点试件的水平承载力；峰值荷载后，大轴压比试件承载力衰减较快，延性较差，表现出较差的抗震性能，因此在结构设计中，应选择适当的轴压比。
研究节点受力机理可以揭示节点对荷载的传递和分配途径，可为节点承载能力公式提供合理的理论假设和计算模式。由图9～图10及表5可知，节点区剪力主要由再生混凝土、型钢腹板和箍筋承担，与普通型钢混凝土框架节点抗剪相似，可考虑以下三部分对节点抗剪承载力的贡献：① 节点区再生混凝土抗剪
；② 核心区型钢腹板抗剪
；③ 节点区箍筋抗剪
。因此，SRRC柱-S梁组合框架节点抗剪承载力
可表示为：
试件开裂前，由于柱端弯矩和梁端弯矩传递到节点的压力作用，使得节点区再生混凝土沿节点对角线方向形成受压带，并在受压带边缘垂直受压带长度方向产生拉应力；随着荷载的增加，沿节点对角线方向产生斜裂缝，形成再生混凝土斜压杆，节点再生混凝土的抗剪能力取决于斜压杆的抗压能力，因此可以认为节点再生混凝土的抗剪机理是斜压杆受压机理，其受力示意图如图 14所示，将节点区内的斜压杆分为核心区和非核心区两部分。
图14 节点区再生混凝土斜压杆模型
Fig.14 Diagonal strut model of recycled concrete in joints area
根据斜压杆模型原理，可得节点区再生混凝土抗剪计算公式：
式中：θ为斜压杆与水平方向的夹角；Ne为节点斜压杆抗压强度，可按下式计算：
其中：bi、bo分别为核心区和非核心斜压杆宽度，各自取值如图15所示；frc,i、frc,o分别为核心区和非核心区再生混凝土斜压杆的有效抗压强度。
图15 再生混凝土斜压杆的宽度
Fig.15 Width of diagonal strut of recycled concrete
核心区再生混凝土由于受箍筋和型钢的约束，能有效提高核心区再生混凝土的抗压强度，用提高系数kc表示。Elnashai和Elghazouli[12]提出kc=2作为型钢约束普通混凝土的下限值，本文保守地取其下限值；Vecchio和Collins[13]对普通混凝土的研究表明，混凝土开裂后，与主压应力垂直的主拉应力会对混凝土抗压强度产生不利影响，并提出了降低系数β，其公式为：
式中：ε1和cε分别为主拉应变和主压应变。
Parra和James[14]定义系数tc 1/ck =-ε ε ，则有：
其中，系数ktc取值主要受节点约束情况的影响，节点约束较好时，系数ktc取值较小；约束较差时，拉应变比压应变增加快，导致系数ktc取值较高。节点区混凝土产生较大裂缝后，其平均主拉应变主要由混凝土裂缝宽度来控制，Parra[14]取 ktc=3，得降低系数β≈0.6，并将该值作为裂缝影响其抗压强度的下限值。考虑再生混凝土离散性较大，本文取β≈0.6；另外，由图14可知，斜压杆压应力并不是均匀分布的，可用不均匀系数Ψ表示，参考文献[15]对普通型钢混凝土规定，Ψ可取值为0.75。
综上可得，核心区再生混凝土斜压杆的有效抗压强度为：
非核心区再生混凝土仅受箍筋的约束，文献[14]提出，当节点区混凝土仅受箍筋约束时，提高系数 kc=1.1；降低系数和不均匀系数按上述取值，故非核心区再生混凝土斜压杆的有效抗压强度为：
B为斜压杆的高度，根据文献[6]，B可表达为节点区对角线的某一比值，得：
式中：hj为节点截面高度，通常取柱截面高度hc；hb为梁截面高度，可表示为柱截面高度的某一比值，即hb=ωhc，则有：
令
则由式(6)～式(13)可得节点区再生混凝土的抗剪承载力为：
式中，α为待定系数，可认为是抗剪影响系数，该系数受轴压比影响较大，无法直接求出，但可以用试验实测值由式(15)求得，计算公式如下：
由式(15)求得不同轴压比下节点的抗剪影响系数α，然后通过线性回归和拟合得节点抗剪影响系数α与轴压比n的关系，如图16所示。
图16 节点抗剪影响系数与轴压比关系
Fig.16 Relation between shear influence coefficient and axial compression ratio in joints
为了便于计算，将抗剪影响系数α与轴压比n关系式简化为：
由表5可知，随着取代率的增加，试件抗剪承载力具有降低的趋势，表明再生骨料对节点抗剪也有一定的影响，因此需考虑再生粗骨料取代率对节点抗剪承载力的影响，可用系数η来表示。通过CFJ1、CFJ2和CFJ3试件试验数据的线性回归和拟合，得到系数η和粗骨料取代率r的关系如下：
将式(16)～式(17)代入式(14)，可得节点区再生混凝土承担的剪力为：
式中：δj为节点形式系数，中节点取δj=1；边节点参考文献[16]取δj=0.8。
试件开裂以后，核心区型钢腹板逐渐加入承载体系，此时，可将核心区型钢看成“框架-剪力墙”体系[6]，如图17所示。
图17 节点核心区钢“框架-剪力墙”示意图
Fig.17 Diagram of steel of frame-shear wall in joints
节点柱内型钢腹板可视为“剪力墙”，而柱内型钢翼缘和腹板加劲肋可视为封闭钢“框架”，两者组成钢“框架-剪力墙”体系来共同承担剪力。在剪力作用下，钢“框架-剪力墙”体系将按两者的抗侧刚度比来分配剪力。由于柱型钢翼缘的抗侧刚度比腹板抗侧刚度小很多，因此型钢腹板起到主要抗剪作用。在轴压力下，型钢构成的框架体系处于压应力与剪应力共同作用的状态，如图18(a)所示。
图18 节点区型钢腹板的受力模型
Fig.18 Force model of steel web in joints area
当型钢处于弹性状态时，其主应力为：
其中：σ为型钢腹板的轴压力；σ1是第一主应力；σ2是第二主应力；σ3是第三主应力。
当节点达到极限状态，型钢腹板处于剪切流动状态，根据Mises屈服条件，则有：
其中，fy为型钢腹板单向拉伸屈服强度。
将式(19)～式(21)代入式(22)，求得型钢腹板屈服时的剪切应力为：
由式(23)可知，轴向力的存在会使型钢腹板抗剪承载能力有所降低，对节点型钢腹板的抗剪不利，但根据赵鸿铁教授研究成果[16]，认为轴向力对型钢腹板的不利影响较小，故节点抗剪承载力计算时，型钢腹板剪切屈服强度可按纯剪状态计算，即：
因此，节点核心区型钢腹板承担的剪力为：
式中：
为节点核心区型钢腹板的抗剪能力；tw、hw为节点核心区型钢腹板厚度和高度；fy为型钢腹板的单向拉伸屈服强度。
另外，上述分析中并没有考虑剪应变沿型钢腹板高度分布不均匀问题，研究表明[14]，腹板剪应变沿腹板高度不是均匀分布的。但由图9可知，试件达到极限承载力时，节点区腹板全部屈服，并进入强化阶段，故可认为试件达到极限承载力时型钢腹板已屈服，因此上述公式仍然成立。
型钢腹板屈服以后，节点区箍筋应变迅速增大，由此可知，箍筋除约束内部再生混凝土和防止纵筋压曲外，也具有抑制节点区再生混凝土裂缝开展和抵抗剪力的作用。节点区箍筋和纵筋共同作用形成桁架受力机制，如图19所示。
图19 节点核心区钢筋桁架受力机理
Fig.19 Mechanism of rebars in the core of joints
图 19 中，Bb′、Bt′和 Bb、Bt分别为梁弯矩分解后型钢翼缘承担的压力和拉力；Cb′、Ct′和Cb、Ct分别为钢筋所受的压力和拉力；Vbl、Vbr和Vcu、Vcd分别为梁和柱传递至节点区的剪力。
加载后期，由于纵筋与混凝土之间产生粘结滑移，对抗剪承载力影响较小，故水平剪力主要由箍筋承担，因此桁架机制所能承担的抗剪承载力为：
式中：fyv,e为节点区箍筋有效屈服强度；Asv为节点区箍筋截面积。
文献[17]对节点不同位置箍筋的抗剪效率进行了研究，认为靠近节点中部的箍筋比靠近梁纵筋附近的箍筋对节点抗剪更有效。文献[15]规定了节点中部50%节点高度范围内的箍筋，取箍筋的实际强度。结合本试验的研究，由于节点区箍筋全部位于50%节点高度范围内，且试件达到极限状态时，中节点箍筋平均应变为 1771 με，约为屈服应变的90%，边节点箍筋全部屈服。因此，可以相对简单的计算fyv,e：中节点取箍筋实际屈服强度的90%；边节点取箍筋的实际屈服强度。
综上所述，SRRC柱-S梁组合框架节点的抗剪承载力计算公式可表示为：
通过式(27)可计算得到本试验8个SRRC柱-S梁组合框架节点的抗剪承载力，表6为节点各抗剪元件承担的剪力值及总剪力计算值与试验值比较。由表 6可得，计算值和试验值比值的平均值为0.981，标准差为0.014，变异系数为0.014，表明两者吻合较好，满足SRRC柱-S梁组合框架节点抗剪承载力计算精度要求。
通过 8个型钢再生混凝土柱-钢梁组合框架节点低周反复荷载试验，分析了节点的破坏形态、破坏特征和抗剪机理；在此基础上，提出节点抗剪承载力公式，主要得到以下结论：
(1) 试件节点区均发生典型剪切斜压破坏，其破坏过程为弹性阶段、带裂缝工作阶段、极限阶段和破坏阶段。
表6 节点剪力计算值与试验值的比较
Table 6 Comparison of calculated values and experimental values of shear bearing capacity of joints
(2) 随着再生粗骨料取代率的增加，节点抗剪承载力逐渐降低，降幅最大为10.07%；合理增加轴压比对节点抗剪承载力是有利的，中节点与边节点承载力的最大增幅分别为16.6%和17.2%。
(3) 节点开裂前，剪力主要由节点区再生混凝土承担；节点开裂后，腹板和箍筋承担的剪力迅速增大，起到主要抵抗剪力作用；节点在加载后期仍具有较高的承载力和较好的变形能力。
基于节点抗剪机理分析，提出了该节点抗剪承载力计算公式，计算值和试验值吻合较好，可为该节点抗剪承载力计算提供参考。
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SHEAR BEARING CAPACITY OF STEEL REINFORCED RECYCLED CONCRETE COLUMN-STEEL BEAM COMPOSITE FRAME JOINTS
MA Hui1, LI San-zhi1, LI Zhe1, WANG Zhen-shan1, LIANG Jiong-feng2
(1. School of Civil Engineering and Architecture, Xi'an University of Technology, Xi’an 710048, China;2. Faculty of Civil and Architecture Engineering, East China University of Technology, Jiangxi 330013, China)
Abstract:In order to study the shear bearing capacity of SRRC column-Steel beam composite frame joints,eight joint specimens were subjected to low cyclic loading tests. The failure process and failure modes of the specimens were observed and the strain of steel and rebars at each loading stage were obtained. The influences of the axial compression ratio and recycled coarse aggregate replacement percentage on the shear bearing capacity of joints were analyzed in detail. The results show that the shear bearing capacity of the joints decreases with the increase of replacement percentage, but the reduced magnitude of shear bearing capacity is relatively small.Appropriate increase of the axial compression ratio can improve the shear bearing capacity of the joints. Before the specimens became yielded, the shearing bearing force was mainly undertaken by the recycled concrete in the core of joints. After being yielded, the shearing bearing force was mainly undertaken by the steel webs and stirrups. Based on the test findings, the failure mechanism of composite frame joints was analyzed, and the expressions of shearing force of steel webs, stirrups and recycled concrete were proposed. Finally, the formula of shear bearing capacity for SRRC columns-Steel beams composite frame joints was established by in term of the superposition method. The calculated results agree well with the test results. The work could be used as a reference for the construction practice of the SRRC columns-Steel beams composite frame joints.
Key words:steel reinforced recycled concrete columns; steel beams; frame joints; seismic performance; shear bearing capacity
中图分类号：TU398.9
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.03.0243
文章编号：1000-4750(2018)07-0176-11
收稿日期：2017-03-24；修改日期：2017-08-13
基金项目：国家自然科学基金项目(51408485)；住房和城乡建设部科学技术计划项目(2015-K2-011)；中国博士后科学基金项目(2015M572584)；陕西省自然科学基础研究计划项目(2016JQ5024)；陕西省住房城乡建设科学技术计划项目(2015-K129)；西安理工大学科学研究计划项目(2015CX016)
通讯作者：马 辉(1985―)，男，江西人，副教授，博士，主要从事钢与混凝土组合结构及再生混凝土结构研究(E-mail: mahuiwell@163.com).
作者简介：
李三只(1987―)，男，河南人，硕士生，主要从事再生混凝土结构研究(E-mail: 993429713@ qq.com);
李 哲(1965―)，女，辽宁人，教授，博士，主要从事钢与混凝土组合结构研究(E-mail: lizhe909700@qq.com);
王振山(1980―)，男，辽宁人，讲师，博士，主要从事钢结构研究(E-mail: wangzhenshan@xaut.edu.cn);
梁炯丰(1980―)，男，广西人，副教授，博士，主要从事钢与混凝土组合结构研究(E-mail: 34930741@qq.com).