钢纤维局部增强高强混凝土框架边节点抗震性能试验研究.pdf

2 0 1 1年 第 7期 ( 总 第 2 6 1期 ) Nu mb e r 7 i n 2 0 1 1 ( T o t a l No 2 6 1 ) 混 凝 土 Co n c r e t e 理论研究 T HEOR ETI CAL RES EARCH d o i ： 1 0 3 9 6 9 i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 1 0 7 0 0 5 钢纤维局部增强高强混凝土框架边节点抗震性能 试验研究 张军伟 ，王廷彦 ( 1 郑州大学 新型建材与结构研究中心，河南 郑州 4 5 0 0 0 2 ；2 华北水利水电学院 交通与土木学院，河南 郑州 4 5 0 0 1 1 ) 摘要： 通过 3 个钢纤维局部增强框架边节点的低周反复加载试验， 探讨了柱端轴压比对钢纤维高强混凝土框架边节点抗震性能的影响。 结果表明： 随着柱端轴压比的增加， 其对节点核心区混凝土的约束作用逐渐增大， 减缓了抗剪承载力和刚度的退化， 限制了节点核心区剪 切变形， 提高了节点核心区的抗剪承载力、 延性和耗能能力。 关键词： 钢纤维高强混凝土；框架边节点； 抗震性能；轴压比 中图分类号 ： T U5 2 8 0 1 文献标志码 ： A 文章编 号： 1 0 0 2 3 5 5 0 ( 2 0 1 1 ) 0 7 0 0 1 3 0 4 E xpe r i men t a l i nv e s t i g at i on on s ei s mi c beha v i o r o f h i gh s t r e ng t h c onc r e t e f r ame e x t er i or j o i n t s p a r t i a l ly r e i n f or c e d b y s t e e l f i b e r ZHANG J t m- we i WANG T i n g- y a n ( 1 R e s e a r c hC e n t e r o f Ne w S t y l e B u i l d i n gMa t e r i a l a n d S t r u c t u r e ， Z h e n g z h o uUn i v e r s i t y ， Z h e n g z h o u4 5 0 0 0 2 ， C h i n a ； 2 S c h o o l o f C i v i l E n g i n e e ri n g and C o mmu n i c a t i o n ， No r t h C h i n a Un i v e r s i t y o f Wa t e r R e s o u r c e s a n d E l e c t r i c P o we r ， Z h e n g z h o u 4 5 0 0 1 1 ， C h i n a ) Abs t r a c t ： By t h e e x p e r i me n t a l i n v e s t i g a t i o n and fi n i t e e l e me n t ana l y s i s o f t h e t h r e e s t e e l fib e r r e i n f o r c e d h i g h - -s t r e n g t h c o n c r e t e f r a me e x t e ri o r j o i n t u n d erthel o w c y c l e l o a d i n g ， d i s c u s s e dthe i n f l u e n c e o f a x i a l c o mp r e s s i v e r a t i o o n s e i s mi c c a p a c i t y o f t h e j o i n t T h e r e s u lt s h o ws t h a t ， thei n c r e a s e o f the a x i a l c o mp r e s s i v e r a t i o e n h a n c e s t h e r e s t ri c t i o n r o l e t o t h e j o i n t c o r e a r e a c o n c r e t e ， s l o w s d o wn the d e g e n e r a t i o n d e g r e e o f s h e a r i n g - r e s i s t a n c e c a p a c i ty a n d r i g i d i ty， l i mi t s the s h e a r i n g d e f o r ma t i o n o f t h ej o i nt C O re a r e a ， e nha n c e s the s h e a r i n g r e s i s t a n c e c a p a c i ty o f the c o r e a r e a ， t h e j o i n t d u c t i l i ty a n d t h e e n e r g y d i s s i p a t i o n c a p a c i ty K e ywo r d s ： s t e e l fi b e r r e i n f o r c e d h i g h s t r e n g t h c o n c r e t e ； f r a me e x t e r i o r j o i n t s ； s e i s mi cb e h a v i o r ； a x i a l c o mp r e s s i v e r a t i o 0 引言 在配筋密集的框架节点区域中掺人钢纤维不但可以显著 增强其受力性能， 而且还能够明显改善节点区域钢筋的拥挤状 况 ， 降低施工难度 ， 在高强混凝土框架节点 中掺人钢纤维已成 为一种有效的增强和增韧方法受到了极大的关注。 但是， 国内 外对低周反复荷载作用下钢筋钢纤维高强混凝土框架节点抗 震性能的研究很少 ， 尤其需要探讨不同柱端轴压比的钢筋钢纤 维高强混凝土框架节点的受力机理和抗震性能。 因此 ， 本研究 通过 3个钢纤维局部增强混凝土框架边节点试件在低周反复 荷载作用下的试验研究 ， 探讨了柱端轴压比对此类框架边节点 受力机理和抗震性能的影响。 1 试 验 概 况 选取承重框架中间层端部上、 下柱和梁反弯点之间的平面组 合体作为试件模型， 为实际结构尺寸的 1 2 。 按照G B 5 0 0 1 0 - - 2 0 0 2 钢筋混凝土结构设计规范 1 的有关规定， 采用的试件尺寸和 配筋如图 1 所示。 试件制作时的有关参数稍有变化 ， 分析时以每 个试件的实际参数为准。 小8 1 0 0 8 1 0 0 4 2 2 8 2 0 0 l l I 1 1 3 0 0 士 由 8 1 0 0 图 1 节点试件的尺寸和 配筋 图( 单位 ： mm) 试验以框架节点柱端轴压比为参数， 见表 1 所示。 节点核心 区及其梁端 1 2 梁高范围内采用体积率为 1 的 C F 6 0 钢纤维 高强混凝土， 其余部分用 C 6 0 高强混凝土。 试件制作时， 采用钢 锭铣削型纤维( AM1 0 4 3 2 6 0 0 ) ， 其长径比为 3 5 - -4 0 、 等效直径为 收稿 日期 ：2 0 1 1 _ J 0 l l 8 基金项目：国家自然科学基金( 5 0 6 7 8 1 5 9 ) ； 河南省创新型科技人才队伍建设工程( 0 9 4 1 0 0 5 1 0 0 0 9 ) 1 3 。 I ： 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 注 ： h为梁截面高度 ， h = 2 5 0 mm； 所有试件 柱端钢纤维掺 加范 围均 为 5 0mm。 0 9 4 n l l T I 、 抗拉强度7 0 0 MP a ； 4 2 5级高强硅酸盐水泥， 细度模 数为 2 9 1 的中粗砂， 最大粒径 2 0 rai n、 连续级配的石子； 减水剂 为 J K H一 1 型粉状高效减水剂( F D N) ， 减水率为 1 8 - - 2 5 。 同时， 在制作时每个试件均分别预留混凝土和钢纤维混凝土材性试 块各 1 2个 ， 用于测试试件的立方体抗压强度、 轴心抗压强度、 劈拉强度、 弹性模量和泊松比。 试验采用多通道电液伺服动态疲劳试验系统进行梁端低 周反复加载， 柱端采用固定在承力架上的 2 0 0 0 k N油压千斤顶 施加轴向荷载。 试验时先在柱顶用油压千斤顶对试件施加轴 向 荷载直至达到预定的轴压比值， 并在试验过程中保持不变， 然后 由梁端的电液伺服作动器施加低周反复荷载( 或位移) 。 试验的 前两个循环采用控制作用力加载 ， 其中第一循环加载至试件屈 服荷载计算值的 7 5 ， 用来模拟正常使用阶段的受力状况。 由于 研究的重点在于试件的塑性变形阶段， 第二循环直接加载至试 件屈服状态。 之后采用控制位移加载， 取梁端屈服时位移的倍数 逐级加荷， 在每一级位移值情况下循环 2次 ， 直至第 n次循环 的极大荷载值低于最高荷载值的 8 5 左右， 试件破坏。 2结果 分析 钢筋钢纤维高强混凝土框架边节点试件的试验结果， 见表 2 所示。 对比试件 C 一 1 和试件 B 2的试验过程， 试件 B 2梁端和核 心区的初裂荷载均要高于试件 C 1 ， 破坏时的裂缝宽度也均小于 试件 C 一 1 。 对比试件 C 一 2和试件 B 2的试验过程， 两者的梁端初 裂荷载相同， 但是试件 C 2 核心区的初裂荷载较小， 且试件 C 2 的裂缝宽度稍大于试件 B一 2 。 可见， 增大轴压比， 增强了对节点 核心区混凝土的约束作用 ， 提高了节点核心区的抗剪能力和延 性性能， 使得梁端塑性铰发生外移。 但是， 稍大的轴压比会造成 核心区未循环之前就产生了裂缝， 从而影响节点的抗震性能。 表 2 节点试 件试 验结果 试件 初 裂状态 屈服状态 极 限状态 编号 荷载 k N 位移 m m 荷载 k N 位移 n u n 荷载 k N 位移 m m 2 1 滞回曲线及骨架曲线 框架边节点滞回曲线和骨架曲线的对比如图2 4 所示。 结 果表明， 随着轴压比的增加 ， 滞回曲线更加饱满 ， 骨架曲线覆盖 面积也有所增大， 极限荷载、 极限位移和循环次数均有一定增 加。 例如 ， 试件 B 2的滞回曲线比试件 C 1的滞回曲线饱满， 其 骨架曲线覆盖面积也大于试件 C 一 1骨架曲线覆盖面积 ， 试件 B 一 2的极限荷载和极限位移分别是试件 C 1的 1 0 4和 1 4 0倍， 且试件 B 2的循环次数也多于试件 C 1 。 而试件 C 一 2的滞回曲 线比试件 B 2的滞回曲线饱满， 其骨架曲线覆盖面积也大于试 件 B 2骨架曲线覆盖面积， 试件 C 2的极限荷载和极限位移分 1 4 Z 糖 位移 ram 位移 mm ( a ) 滞 回曲线对 比 ( b ) 骨 架曲线 对 比 图 2 试件 C 一 1滞 回曲线和骨架 曲线 6 O 4 0 z 2 0 镉。 惶 一 2 0 40 - 60 位移 r n m 位移 mm ( a ) 滞 回曲线对比 ( b ) 骨架曲线对比 图 3 试 件 B 一 2滞 回曲线和 骨架 曲线 位 移 mm 位移 mm ( a ) 滞回曲线对比 ( b ) 骨架曲线对比 图 4 试件 C一 2滞 回曲线和骨架 曲线 别是试件 B 2的 0 9 6和 1 0 1 倍， 且试件 C 一 2的循环次数也多于 试件 B 一 2 。 分析表明， 提高柱端轴压比， 增强了对节点核心区混 凝土的约束作用 ， 提高了节点核心区的抗剪 、 变形和耗能能力 ， 从而改善了节点的抗震性能。 试件 C 2的极限荷载偏低 ， 主要 是因为试件的混凝土强度和弹性模量偏低， 造成其柱端在试验 加载之前由于较高轴压比的作用过早产生了裂缝。 2 2耗 能能 力 框架边节点试件耗能能力的对比见表 3所示 ， 其中耗散能 是卸载时荷载一 位移曲线与加荷曲线中所包围的面积( 滞回环面 积) ， 应变能是加荷阶段滞回曲线下所包围的面积。 结果表明， 尽 管试件耗散能与应变能之比基本相同， 但是随着轴压比的增加， 试件吸收的能量和耗散的能量也逐渐提高。 试件 B 2吸收和耗 散的能量分别是试件 C 一 1的 1 2 9和 1 2 8 倍 ； C 2吸收和耗散的 能量分别是试件 B 2的 1 2 2和 1 2 6 倍。 表 3 节点试 件的耗散 能力 试件 编号 耗 散能 ( k N mm)应变能 ( k N： mm) 耗散能 应变能 2 3位 移延 性 为了进行节点位移延性的对比分析， 框架节点位移延性系 数采用如下计算公式5 1 ： 一 一 最大允许位移 ， 1 、 一 一 丽瓣 框架边节点试件的位移延性见表 4所示。 结果表明， 提高柱 端轴压比， 提高了框架节点的位移延性。 随着轴压比从 0 2增加 到 0 3 ， 试件屈服位移、 极限位移以及位移延性系数均有提高。 试件 B - 2屈服位移、 极限位移以及位移延性系数分别是试件O - 1 的 1 0 1 、 1 4 O和 1 3 9 倍。 随着轴压比从 0 - 3 增加到 0 4 ， 试件 c 2 豪 主 一 一 一 一一 一。 。 。 一钢 一 一 一 吣 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 的屈服位移约为 B 一 2的8 2 ； 但是试件 C 一 2的极限位移是 B 一 2 的 1 0 1 倍； 且其位移延性是试件 B 2的 1 2 3 倍 。 表 4 节点试 件的位移延性 2 4曲率延 性 框架节点构件在弯矩作用下 ， 梁端发生弯曲变形， 曲率就 是指单位长度上两截面之间的转动( 转角) 。 框架节点曲率延性 采用如下计算公式： ， 碎 对于 0 1 6 0 mm范围内的梁截面平均曲率计算公式嘲 ( 2 ) 。 ： _ _ ( 3 ) h x l 对于 1 6 0 3 2 0 m m范围内的梁截面平均曲率计算公式嘲 ： 西 产 生 ( 4 ) hx l 式中： ， 梁上部测表的结果； ， 梁下部测表的结果， 测表布置如图5所示； 梁上下测表的距离， h = h + 2 5 0 mm+ ； z 梁上部预埋销钉间距， 取 1 6 0 mm。 图 5 曲率延性测量 参数 框架边节点的梁端平均曲率和曲率延性对比如图 6所示。 结果表明， 增大柱端轴压比， 增强了对节点核心区混凝土的约 束作用 ， 同时也增强了对节点梁端混凝土的约束作用 ， 使得梁 端的弯曲变形有所减小， 梁端曲率延性相应减小。 对比试件 C 一 1 、 B 2 和 C 2的试验结果可以看出， 在梁端 0 - 1 6 0 mm范围内， 试件 B一 2在第一次屈服时和极限状态时的梁端平均曲率均大于试件 C 一 1 ； 在梁端 1 6 0 3 2 0 mm范围内， 试件 B 一 2在第一次屈服时和 极限状态时的梁端平均曲率均小于试件 C 一 1 ； 在梁端 0 - 1 6 0 mm 和 1 6 0 3 2 0 i l l n范围内， 试件 B 一 2的曲率延性均小于试件 C 1 。 在梁端 0 1 6 0 mm范围内， 试件 C 一 2在第一次屈服时和极限状 态时的梁端平均曲率均小于试件 B 一 2 ； 在梁端 1 6 0 3 2 0 mm范围 内， 试件 C 一 2在第一次屈服时和极限状态时的梁端平均曲率均 大于试件 B 一 2 ； 而且在梁端 0 - 1 6 0 l i l m和 1 6 0 3 2 0 r n n l 范围内， 试件 B 2的曲率延性均大于试件 C 一 1 。 试件 C 一 1 在 1 6 0 3 2 0 ra i n 范围内的平均曲率大于其在 0 1 6 0 m m范围内的平均曲率， 说 明试件 C 1梁端的变形主要集中在 1 6 0 3 2 0 m m范围内。 试件 B 2 在 1 6 0 3 2 0 mm范围内的平均曲率小于其在 0 1 6 0 mm范围 内的平均曲率， 说明试件 B 一 2 梁端的变形主要集中在 0 1 6 0 m m 范围内。 试件 C 2在 1 6 0 3 2 0 m m范围内的平均曲率大于其在 试件 编号 ( b ) 1 6 0 3 2 0 mm ： _ t I L 式中： ， 位移延性系数为 时， 第 i 次加载循环的峰点荷 表 5 节点试件的承载力降低 系数对 比 1 5 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 2 6 剪切 变形 框架边节点试件的剪切变形对比见表 6 。 结果表明， 提高柱 端轴压 比， 增强了对节点核心区混凝土的约束 ， 限制了核心区 的剪切变形。 试件 C 一 1的屈服剪切角大于试件 B 2 ， 试件 C 一 1 的 极限剪切角稍小于试件 B 2 ； 试件 C 2的屈服剪切角小于试件 B 2 ， 试件 C 一 2的极限剪切角也小于试件 B 2 。 试件 C 一 2的剪切变 形较小的原因是由于试件的强度和弹性模量偏低 ， 试验加载之 前在较高轴压比作用下已经产生了裂缝。 表 6 不 同轴压 比作用 下的节点试件 的剪切延性 2 7 刚度 退化 环线刚度通常用来表示构件的刚度退化， 其计算公式为： = ( 6 ) i =l i =1 式中 ： K 环线 刚度 ； Q 位移延性系数为 时， 第 i 次循环的峰点荷载值 ； 位移延性系数为 时， 第 i 次循环的峰点变形值； n 循环次数。 框架边节点试件的环线刚度如图 7所示。 结果表明， 提高 柱端轴压比， 增强了对节点核心区混凝土的约束作用 ， 提高了 框架节点的抗剪能力 ， 降低节点的刚度退化。 在位移延性系数 * A = I的情况下 ， 试件 B 。 2的环线刚度 比试件 C 一 1 稍小， 在位移 延性系数 * a = 2的情况下 ， 试件 B 一 2的环线刚度高于试件 C 一 1 ， 而且试件 B 2经历了位移延性系数 3的循环过程， 此时试件 C 一 1 却已经发生了破坏。 可见， 试件 B 2的环线刚度高于试件 C 1 。 而在位移延性系数* a = l A = = 2和* a - 3的情况下， 试件 C 一 2的环 线刚度与试件 B 2基本相同。 目 吕 Z 婚 4 0 C一1 B一 2 C一 2 试件 编号 图 7 节点试 件的环 线刚度对 比 2 8 受剪承载力 试验所得钢筋钢纤维高强混凝土框架节点受剪承载力与 轴压 比的关系如图 8 所示。 由图可见 ， 随着轴压比的增大 ， 节点 核心区的受剪承载力得到了提高。 这是因为增大柱端的轴向荷 载， 增强了对节点区域混凝土的约束作用， 从而提高了节点核 心区的抗剪性能。 在节点核心区混凝土开裂之前 ， 柱端轴向压力 的作用使得节点受压区截面增大 ， 增强了混凝土斜压杆的抗剪 能力 ； 而在节点核心区混凝土开裂之后， 柱端轴向压力的作用 使得裂缝处混凝土之间的咬合力增大， 从而提高了节点核心区 混凝土的抗剪性能。 但是国内相关节点试验研究表明，过大的 柱端轴向荷载作用， 造成了节点核心区混凝土被压碎， 从而降 低了节点的抗剪强度。 本研究试验过程表明， 较大的轴压比造成 节点试件在正式加载之前已经产生了裂缝。 因此， 为了保证柱端 轴向荷载对框架节点受剪承载力的有利作用， 轴压比应控制在 一 定的范围之内。 O 2 5 O 2 4 o 2 3 0 22 O 2 l 02 O 0 3 0 4 NIf b h 。 图 8 受剪承载力与轴压比关系 3结 论 柱端轴压比的增大改善了对节点核心区混凝土的约束 ， 减 缓了抗剪承载力和刚度的退化， 限制了节点核心区剪切变形 ， 提 高了节点核心区的抗剪能力 、 延性和耗能能力。 柱端轴压比提高 0 1 ， 节点试件的受剪承载力可以提高 5 左右， 位移延性可以提 高 3 0 左右， 耗能能力可以提高 2 5 左右。 参考文献 ： 1 G B 5 0 0 1 0 - - 2 0 0 2 ， 混凝土结构设计规范【 s 北京： 中国建筑工业出版 社 ， 2 0 0 2 2 1 唐九如 钢筋混凝土框架节点抗震 M 南京： 东南大学出版社， 1 9 8 9 作者简介 联 系地 址 联 系电话 张军伟( 1 9 8 0 一 ) ， 男， 博士。 郑州市文化路 9 7 号 郑州大学工学院郑州大学新型建材 与结构研究中J ( 4 5 0 0 0 2 ) 0 3 71 6 3 88 6 5 9 5 国家工程标准 预防混凝土碱骨料反应技术规范 审查会议在京召开 0 由中国建筑科学研究院建材所主编的工程建设 国家标准 预防混凝土碱骨料反应技术规范 送审稿审查会于2 0 1 1 年 6 月 2 4日 在北京召开。审查会由住房和城乡建设部建筑工程标准技术归口单位李小阳工程师主持， 住房和城乡建设部标准定额司梁锋副处长 出席会议并讲话。会议成立了以姜福 田教授级高工为主任委员、 封孝信教授为副主任委员的审查委员会 ， 编制组成员出席了会议。 主编人丁威研究员代表编制组对标准编制过程、 主要 内容及编制依据作了全面汇报。审查委员会对送审稿逐章、 逐节、 逐条进 行了讨论和审查。审查委员会认为， 编制组在大量调查研究、 系统试验验证及工程应用实践的基础上， 参考了国内外相关标准， 结合 我国实际情况， 经过广泛征求意见， 对预防混凝土碱骨料反应提出了具体的技术规定。依据充分， 指标合理， 具有科学性、 先进性和 可操作性， 总体上达到国际先进水平。审查委员会一致同意 预防混凝土碱骨料反应技术规范 ( 送审稿 ) 通过审查。 碱骨料反应是导致混凝土破坏的主要因素之一， 其特点是破坏一旦发生 ， 往往是全局性、 崩溃性的， 且没有很好的办法进行治 理， 所以碱骨料反应有混凝土的“ 癌症” 之称， 可见其危害性之大。从世界各国的研究和经验来看， 解决混凝土碱骨料反应问题的最 好方法就是采取预防措施。本规范首次从工程建设国家标准的高度， 系统总结了国内外预防混凝土碱骨料反应研究成果和工程经 验， 对保证我国混凝土工程的耐久性和安全性具有重要意义。 1 6 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m