钢筋钢纤维高强混凝土框架边节点抗震性能试验研究和有限元分析.pdf

2 0 1 1 年 第 4 期 (总 第 2 5 8 期 ) Nu mb e r4i n 2 01 1 ( To t a l No 2 5 8) 混 凝 土 Co nc r e t e 理论研究 THE0RETI CAL RES EARCH d o i ： 1 0 3 9 6 9 j i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 1 0 4 0 0 9 钢筋钢纤维高强混凝土框架边节点抗震性能 试验研究和有限元分析 张军伟 ，王延彦 ( 1 郑州大学 土木T程学院，河南 郑州 4 5 0 0 0 2 ；2 华北水利水 电学院 土木与交通学 院，河南 郑州 4 5 0 0 1 1 ) 摘要 ： 通过 4个钢筋钢纤维混凝 土框架边节点的低周反复加载试验研究和有限元分析 ， 探讨了钢纤维体积率和配箍率对该类型节点抗 震性能的影 响。 结果表明， 随着钢纤维体积率的增大 ， 加强 _ 对节 点核心 区混凝土 的约束作用 ， 增强了节点核心区抗剪 能力 ， 减慢 了节点抗 剪承载力退化速率 ， 减缓了节点刚度退化 程度 ， 增大 了节点延性 ， 提高 了框架节点的耗 能能力 。 关键词 ： 钢纤维高强混凝土 ；框架边节点 ；抗震性能 ；试验研究 ；有限元分析 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 4 0 0 3 3 0 5 E xp er i m en t al i n ve s t i g a t i on a nd f i ni t e e l em e nt an al y si s on s e i sm i c beh a vi or of s t e el f i be r r e i nf o r c ed 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 Z HANG J u n we i ， W ANG Ti n g- y a n ( 1 S c h o o l o f C i v i l E n g i n e e ri n g ， Z h e n g z h o u Un i v e r s i ty， Z h e n g z h o u 4 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 r i n g a n dC o mmu n i c a t i o n， No r t hC h i n aU n i v e r s i tyo f Wa t e r R e s o u r c e s a n dE l e c t r i c P o w e r ， Z h e n g z h o u4 5 0 0 1 1 ， C h i n a ) A b s t r a c t ： B y e x p e ri me n t a l i n v e s t i g a t in g a n d fi n i t e e l e me n t a n a l y s i s t h e f o u r 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 ri o r j o i n t u n d e r t h e l o w c y c l e l o a d i n g ， d i s c u s s e d t h e i n fl u e n c e o f s t e e l fi b e r v o l u me r a t i o a n d s t i r r u p r a t i o o n s e i s mi c c a p a c it y o f t h e j o i n t o f t h i s t y p e T h e r e s u i t s h o ws t h a t ， wi t h t h e i n c r e a s e o f t h e s t e e l fi b e r v o l u me r a t i o ， i t e n h a n c e s t h e r e s t r i c t i o n r o l e t o t h e c o n c r e t e o f t h e c o r e a r e a t h e j o i n t ； i n c r e a s e s t h e s h e a rin g r e s i s t a n c e c a p a c i t y o ft h e c o r e a r e a o ft h e a r e a； s l o ws d o wn t h e s h e a rin g r e s i s t a n c e c a p a c i t y a n d r i g i d i ty d e g e n e r a t i o n d e g r e e ； i n c r e a s e s t h e j o i n t d u c t i l i t y s t r e n g t h and i mp r o v e s t h e e n e r g y d i s s ip a t i o n c a p a c it y K e y wo 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 c c a p a c i ty ； e x p e r i me n t a l i n V e s t i g a t i o n ； 6 n i t e e l e me n t ana l y s i s 0 引 言 节点区域在框架 结构中不但起 着传 递和分配内力的作用 ， 而且还对保 证框架结构的整体 性发挥着 重要 作用。 周内外多次 震害研究表明 ， 节点区域是框架结构 中最容易发生破坏 的部分 ， 一 旦发生破 坏就难以修 复。 而且 我国抗震 规范规定 节点 区域 要 存进入弹塑性 阶段后仍能够维持荷载的传递。 因此 ， 对节点区域 的抗震性 能进行 分析具有重要 的理论意 义和研究价值 。 但是 同 内外缺乏钢筋钢纤 维高强混凝 土框架边节 点的抗震试 验研究 和数值分析 ， 无法对其受力机理进行系统的研究分析 。 因此 ， 试 验通过 4个钢筋 钢纤维高强 混凝 ： t 框 架边 节点试件在 反复低 周荷载作用下 的试验研究和数值分析 ， 探 讨了钢纤 维体积率 和 核 心区配箍率对钢 筋钢纤维高 强混凝土框 架边节点抗震 性能 的影响。 1试 验 概 况 本试验选取了承重框 架中间层 端部 上 、 下柱和梁 反弯点之 间的平而组合体作为试件模型。 由于受到试验设备容许空间的 制约， 试件选取实际结构尺寸的 1 2缩尺模型 ， 按 照 GB 5 o 0 1 0 一 收稿 日期 ：2 0 1 0 - l 1 2 8 基金项 目：国家 自然科学基金 ( 5 0 6 7 8 1 5 9) 2 0 0 2 ( 钢筋混凝土结构设计规范 设计的试件尺寸和配筋如图 1 所示 ， 其他试 件根据参数不 同稍作变化。 根据试验目的， 本次框架节点抗震试验考虑了钢纤维体积率和 核心区配箍率 2 个主要试验参数的影响， 具体参数见表 1 所示。 钢 纤维体积率分别为 0 ， 0 5 ， 1 0 和 1 5 ， 配箍率分别为0和 0 6 。 本次试验所用钢纤维系钢锭铣削型纤维( A M1 0 4 3 2 _ _ 16 0 0 ) ， 长径 比为 3 5 - 4 0 ， 等效直径为 0 9 4 mm， 抗拉强度 7 0 0 MP a 。 所用水 泥为 4 2 5级硅酸盐水泥 ， 石子最大 粒径 为 2 0 i n i n ， 中粗砂 细度 模数为 2 9 1 ， 骨料级配良好。 混凝土强度为C 6 0 ， 减水剂为 J K H 1 型粉状高效减水 II ( F D N) ， 减水率为 1 8 2 5 。 每个试件在制作 时分别预留了混凝土和钢纤维混凝 土材性试块各 l 2个 ， 以便 在 试验过程 当中及时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。 本试验加 载装置采用 郑州大 学新型建材 与结构研 究 中心 实验室多通道电液伺服动态疲劳试验系统 。 由试验机 电液伺 服 作动器控制梁端荷载 ， 柱端采用 同定在承力架上 的 2 0 0 0 k N油 压千斤顶施加轴 向荷载。 该加载方案 比较简便 ， 柱端一直保持在 垂 直状态 ， 可 以在梁 自由端施 加反 复荷 载( 或位移 ) ， 不再考虑 柱端位移产生的 P 一 8 效应对框架节点受力性能的影响。 3 3 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 击8 1 0 0 8 1 0 0 4 2 2( b 8 2 0 0 广一广一厂一 臣 1 l 1 上 ： 5 8 = f = 出 8 1 0 0 图 1 节点试件的尺寸和配筋 图 表 1 试件主要参数 注 ： h为梁截 面高度 ， h = 2 5 0 mm； 所有构件柱端钢纤维掺加范 围均为 5 0mm 。 本试验采用低周反复加载方案， 如图2所示。 首先在柱顶用 油压千斤顶对试件施加轴向荷载达到预定轴压比值， 在整个试 验过程 中要确保梁端作用的电液伺服作动器处于自由伸缩状 态 ， 以免在梁端产生附加内力。 此后的整个试验过程中柱端轴 向荷载保持不变 ， 由梁端的电液伺服作动器施加低周反复荷载 ( 或位移) 。 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 ， 故屈服前 的荷 载循环不必过多， 第二循环直接加载至试件屈服状态。 之后采用 控制位移加载法， 取梁端屈服时位移的倍数来逐级加荷， 在每 一 级位移值情况下循环 2次， 直至破坏。 即第 n次循环试件的极 搽 垛 划 34 八 l J 循环 次数 V 1 V 1U 荷 载 位移 控 制 控制 图 2 加载方案 大荷载值已逐渐低于最高荷载值的 8 5 左右， 此时认为试件的 承载能力下降过低， 强度已不能满足要求， 视为破坏。 2 非线性有限元分析模型 2 1 材料的本构关系模型 高强混凝土受拉 应力一 应变关 系采 用上升段为直线 、 下降 段为指数形式 的表 达式 。 开裂前混凝土 的弹性模 量与受压 时的 初始弹性模量 相同 ； 开裂后 的混凝土按 非脆性材料考虑 ， 即裂 缝面上的混凝土抗拉强度并不立即下降到零， 而是随着裂缝的 加宽而逐渐下降。 高强混凝土轴心受压应力一 应变曲线采用我 国现行 G B5 0 0 1 0 - - 2 0 0 2 混凝土结构设计规范 建议的表达式， 即： 当 1 时 ： ， ， 。 + ( 3 2 o r ) + ( 0 一 2 ) ( 1 ) 当 x l 时 ： O t ( 2 ) d( 一 1 ) 式中： = s 居。 ； 。 、a 广混凝土单轴受压应力一 应变曲线上升段和下降 段的参数值 ； 一 混凝土轴心抗压强度 ， MP a 。 由试验测得 ， s 。 为与 相应的混凝土峰值压应变。对于高 强混凝土 ， 采用文献 2 】 的建议参数计算公式 ： 2 4 - 0 01 ( 3) a d = 0 1 3 2 0 一 0 9 0 5 ( 4 ) s = ( 7 0 0 + 1 7 2 、 7 ) x l 0 ( 5 ) 式中 高强混凝 土立方体抗压强度 ， MP a 。 钢筋的几何尺寸、 物理性质根据试验结果取值。 试验表明， 纵 筋的弹性模量 E = 2 0 x l 0 MP a ， 箍筋的弹性模量 E = 2 1 x l 0 I V I P a ， 泊松比均为 = 0 _ 3 ； 屈服阶段的钢筋应力变化不大， 但应变急剧 增加 ， 应力一 应变 曲线视为斜率为 0 0 1 E的直线 。 由于钢筋混凝 土结构形成塑性 铰之后 ， 其塑性区段混凝 土的极 限变形很少超 过 0 0 0 6 ， 所以钢筋受拉变形进入强化 阶段不会很大 ， 因此 强化 阶段简化为斜率为E 的直线， 取 ， _ 0 0 1 。 数值分析时， 取切向 斜率 E T = 0 0 1 E 。 钢纤维作为金属材料 ， 同钢筋一样采用理想的弹 塑性应力一 应变关系 。 因为钢纤维混凝 土的破坏主要是由于钢纤 维从混凝土中拔出， 而不是钢纤维被拉断 ， 因此取钢纤维拔出 时的拉应力作为钢纤维的抗拉强度， 本文分析时取 2 5 0 MP a 。 2 2 混凝土破坏准则及裂缝处理 ( 1 ) 混凝 土破坏准则。混凝土破坏准则采用 的是 Wi l l i a m Wa r n k e五参数模型， 其表达式为： F f 0 一 s 0 ( 6 ) 式 中 ： 一主应力 1 、 、 3 的函数 ； s 主应力 、 ： 、 与 f o 、 五个参数定义的破 坏面 ； 一 混凝土的单轴抗拉强度； 混凝土的轴心抗压强度； r d 一混凝土的等压双轴抗压强度 ； 混凝土的静水压力下双轴抗压强度； 静水压力下多轴抗压强度。 当静水压力较小时 ， 失效面可以仅仅通过两个参数 和 来 确定 ， 其他 3个参数取为 1 = 1 4 5 0 、 = 1 7 2 5 f 0 。 口 口 4 ， 2 0 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 混凝土压碎选项开关 的选择 ， 一般视分析 的具体情况而定。 不考虑混凝土压碎选项， 难以模拟混凝土的破坏过程 ， 而正常 的破坏 面又会造成混 凝土 的过早 压碎失效 。 因此 ， 本 文充分考 虑了钢纤 维和箍筋对混凝土 的约束效应 ， 选用 扩大 的压碎 面 ( 破坏准则 的轴心抗压强度参数取 1 2 f 2 f ) 得出 的分析结果 与 试验结果较吻合。 ( 2 ) 裂缝处理 。 分析时采用弥散式裂缝模型处理框架节点开 裂过程 。 当裂缝产生后 ， 后继荷载 的作用会在裂缝表面产生滑动 或剪切 ， 程序引入裂缝 张开时的裂面剪力传 递系数 卢 和闭合时 的裂面剪力传递 系数 来模 拟开裂引起 的混凝 土抗剪 能力 的 损失 。 P t 对裂缝出现以后的计 算结果影响较大 ， 需要合适选取 ， 本文在分析时选取 【= 0 3 。 对单调加荷载的受力构件的结果影 响甚微 ， 一般取 0 9 1 0 ， 本研究取 卢 c = 0 9 。 2 3 单元 选择 和 荷载施 加 混凝土采用 S o l i d 6 5 单元 ， 钢筋采用 L i n k 8 单元 ， 而钢纤维 由 于数量众多且为乱向分布， 不可能准确模拟每一根钢纤维的作用， 故将钢纤维等效为微钢筋 ， 按 钢纤 维体 积率 均匀分布在混凝土 s o l i d 6 5 单元中， 与混凝土组成整体式模 型， 即钢纤维沿坐标轴三 向分布 ， # e t - 方向按单元边长比例分配体积率 ， 并考虑钢纤维分布 和取向有效系数的影响。 此外 ， 由于以钢纤维拔 出时的拉应力作为 钢纤维的抗拉强度 ， 故不冉考虑钢纤维和混凝土之 间的黏结滑移。 钢纤维混凝土和钢筋采用分离式模型建模 ， 两者之间的黏结滑 移采用 C o mb i n 3 9 单元来模拟， 黏结一 滑移本构关系采用文献 f 4 给 出的模式规范C E B F I P MC 9 0 建议的4 线段式模型。 对节点进行建模分析时， 单元网格划分的尺寸和形状都会 影响模拟分析结果。 对于混凝土 ， 较合适的单元尺寸是 5 c m左右 。 由于建模时要考虑梁柱的保护层厚度 ， 故本 文选 取的单元尺寸 除 了 5 0 c m， 还有 3 5 、 4 0 c m等 。 单 元划分如 图 3所示 。 梁柱节 点模型 的边界约束条件与试验一致 ， 柱 上下端部两侧面施加 x 向平动位移约束， 柱底部施加x、 Y、 z二个方向的平动位移约束， 柱顶部施加 Y方向轴 向力， 梁端部施加 Y方向的反复力或反复 位移 。分析时采用 Ne w t o n R a p h s o n方法进行非线性迭代 ， 采取 位移收敛准则， 收敛精度取为 1 。 f a 1 混凝 土单元 ( b ) 钢筋单元 图 3 框 架节点有 限元模型 3 结果分析 试验研究结果与有限元分析结果的对 比见表 2 。 初裂荷载 的试验值与分析值之比的平均值为 1 1 3 4 6 ， 标准差为 0 1 1 8 1 ， 变异系数为 0 1 0 4 1 ； 初裂位移的试验值与分析值之比的平均值 为 1 5 3 9 0 ， 标准差 为 0 4 2 6 5 ， 变异系数 为 0 2 7 7 1 ； 屈服荷 载的 试验值与分析值之比的平均值为 1 0 1 1 8 ， 标准差为 0 0 2 4 9 ， 变 异系数为 0 0 2 4 7 ； 屈服位移的试验值与分析值之比的平均值为 0 9 6 7 5 ， 标准 差为 0 1 6 2 1 ， 变 异系数 为 0 1 6 7 5 ； 极 限荷载 的试 验值与分析值之比的平均值为 1 0 8 1 7 ， 标准差为 0 0 8 8 1 ， 变异 系数 为 0 0 8 1 4 ； 极 限位移 的试验值 与分析 值之 比的平均值 为 1 0 1 3 ， 标 准差 为 O 0 4 9 5 ， 变异系数为 0 0 4 8 8 。 可见 ， 非线性有限 元分析结果与试验结果吻合较好。 两者存在一定误差的主要原 因是： 有限元分析所选用的材料本够模型与实际材料模型的差 异 、 单元尺 寸的大小对 计算精度 的影响 、 加载子 步的大小 和计 算收敛 准则的影 响等 ； 而试验 的离 散性 、 人为误差 和加载偏 心 等也都会造成一定的偏差。 根据试验研究和数值模拟结果 ， 下面 重点分析配箍率 、 钢纤维体积率 、 轴压 比和钢纤维掺加范围对 钢筋钢纤维高强混凝土框架边节点受力性能的影 响。 表 2节点试 件试验 结果与有 限元分析结果对比 3 1 滞 回 曲线及 骨 架 曲线 不 同钢纤维体积率情况下 的节点试件荷载一 位移滞 回曲线 如图 4所示 。 可 以看 出， 试件 B 1和试件 A 一 2的破坏形态相似 ， 但 是试件 B 一 1比试 件 A一 2的滞 回 曲线 饱满 ， 且试 件 B 一 1的循 环次数明显增多 ， 说明试件 B 一 1 的耗能能力高于试件 A一 2 。 可见 ， 增大节点 区域的钢纤维体积率 ， 可以提高节点 区域的抗 剪能力 ， 改善节点区域的变形能力， 增强节点区域梁筋的黏结锚 固性 能 ， 提高节 点区域 的耗 能能力 。 而试件 B 1比试 件 B 一 2的滞 同 曲线饱 满 ， 且试 件 B 一 1 的循环 次数 明显较 多 ， 说 明试 件 B 1的 耗能能力高 于试 件 B 一 2 。 可 见 ， 增 加体积率 为 O 5 的钢纤维并 不足以取代配箍率为 0 6 的箍筋。 试件 B 一 3的滞回曲线 比试 件 B 一 2显得饱满， 说明试件 B 一 3的耗能能力高于试件B 一 2 。 可见 ， 增大钢纤维体积 率 ， 增强 了节点 区域 的耗 g t a R e_, 力 ， 提高 了滞 回 曲线 的稳定性 。 试 验得到 的不同钢纤维 体积率情 况下 的节 点试件 骨架 曲 线如图 5 所示。 可以看出， 试件 B 一 1 的极限荷载值大于试件 A 一 2 ， 试件 B 一 1的竖向位移也大 于试 件 A 2 ， 试 件 B 1 的骨架 曲线 比 试件 A一 2覆盖 的面积 更大 ； 试件 B 1 的极限荷载值 与试件 B 2 相差不多， 但是试件 B 1 的竖向位移远大于试件 B 2 ， 试件 B 1 的骨架 曲线 比试件 B 一 2覆盖 的面积更大 ； 试件 B 一 3的极 限荷 载 值小于试件 B 一 2 ， 但是试件 B 一 3的竖向位移远大 于试 件 B 一 2 ， 试 件 B 一 3的骨架断线比试件 B 一 2覆盖的面积更大。 可 见， 增大钢纤 维体积率， 可以增强对节点核心区混凝土的约束作用 ， 提高节 点核心区的抗剪能力和延性性能， 改善节点核心区的变形能力， 构件耗能能力增大， 在核心区掺入适量的钢纤维可以取代部分 箍 筋。 3 5 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m Z 柩 辖 Z 棵 挺 位移 ram 位移 ram ( c ) B一 2 Z 柱 Z 耨 柱 位移 mm ( b ) B一1 图 4节点试 件滞回曲线对比 羹 0 - 20 Z 柩 握 位移 ram f c 1 B一2 Z Z 耱 位移 ram f d ) B一 3 位 移 mm ( b ) B一1 图 5 节点试件骨架 曲线对比 3 2耗 能能力 反复荷载作用下的构件能量耗散能力通常用荷载一 变形滞 回曲线所包围的面积来衡量。 加荷阶段滞回曲线下所包围的面积 反映了结构构件吸收能量的大小( 即应变能) ； 而卸载时荷载一 位移 曲线 与加荷 曲线 中所 包 围的面积( 滞 回环面积 ) 为结构构件耗 散能量 ， 因此， 荷载一 变形滞回曲线所包围的面积( 滞回环面积) 是被用来评定结构耗能的重要指标。 钢筋钢纤维高强混凝土边节点试件耗能能力的有限元 分析结果 与试 验结果对 比见表 3 。 试件 B一 1 吸收 的能量 和耗散 位移 mm (d ) B一 3 的能量均远大 于试件 A 一 2 ， 试件 B 一 1 耗散 能与应变 能之 比也远 大 于试件 A 一 2 ； 试件 B 2吸收 的能量 和耗散 的能 量均 远 大于 试件 B 一 1 ， 试件 B 2耗散能与应变能之比也远大于试件 B 1 ； 试件 B 3吸 收的 能量 和耗散 的能 量均 远 大于试 件 B 2， 试 件 B 一 3耗散 能与应 变能之 比也远 大于试 件 B 一 2 。 可见 ， 增 大钢纤 维体 积率 ， 增强 了对节 点核 心 区混凝 土 的约束 作用 ， 提 高了 框架 节点 的抗剪性 能 ， 增强 了框 架节点 吸收能量 和耗散 能量 的能力， 但是只有在核心区掺人适量的钢纤维才可以取代箍 筋 的作 用 。 表 3节点试件 的耗散能力 3 6 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 3 3位移 延性 通过反复荷载作用下的节点荷载一 挠度滞回曲线， 可以分别 求得梁端荷载 ( 向上或向下 ) 的两个可能不等 的位移延性 系数 。 为了能够进行各节点位移延性的对 比分析 ， 框 架节 点位移延性 统一采用如下计算公式q ： 最 大允许位移 ， 第一次屈服时的位移 框架边 节点试件 的位移延性 见表 4所示 。 试件 B 一 1 的屈服 位移和极限位移均大于试件 A一 2 ， 试件 B 一 1的位移延性系数也高 于试件 A 一 2 ； 试件 B 一 2的屈服位移和极限位移均小于试件 B 一 1 ， 试件 B 一 2的位移延性 系数也 小于试件 B 一 1 ； 试件 B 一 3的屈服位 移和极限位移均大于试件 B 一 2 ， 试件 B 一 3的位移延性系数也高于 试件 B 一 2 。 可见， 在节点 区域掺入钢纤维可以捉 高框架节点的延 性。 试件 B 1 的位移延性系数高于试件 B 一 2 ， 表明只有在核心区 掺人适量的钢纤维才可以取代箍筋的作用。 3 4 承 载 力退化 承载力退 化是 指结 构构 件在循环加载过程 中， 其峰值荷载 随着循环次数的增加而逐渐降低的现象。 试验结构构件 的承载 力退化一般可以用承载力降低系数表示， 承载力降低系数的计 算公式 ： A ( 8 ) 式中： ， 位移延性系数为 时， 第 i 次加载循环的峰点荷 载值 ； 一位移延性系数为 时， 第一次加载循环的峰点荷 载值 。 表 4 节点试件的位移延性 试验研究和有限元分析得到的节点试件承载力降低系数 见表 5 。 试件 B 一 1 的屈服荷载稍大于试件 A 2 ， 试件 B 一 1的极限 荷载小 于试件 A一 2 ， 在位移延性 系数 z C1 和 I z - 2的情况下 ， 试 件 B 一 1 的承载力降低系数高于试件 A 2 ， 在位移延性系数 3 的情况下， 试件 B一 1的承载力仍有所降低 ， 而试件 A一 2已经发 生破坏 ， 试件 B 1的承载力退化速率较试件 A 一 2明显减缓 。 试 件 B 一 2的屈服荷载与试件 B 一 1 基本相同 ， 而试件 B一 2的极 限荷 载大于试件 B一 1 ， 在位移延性 系数 肚 fl 的情况下 ， 试件 B 2的 承载力降低系数稍低于试件 B 一 1 ， 在位移延性系数 2的情况 下 ， 试件 B 一 2的承载力降低系数小 于试件 B 一 1 ， 在位移延性 系数 3的情况下， 试件 B 1 的承载力仍有所降低， 而试件 B 一 2已 经发生破坏， 试件 B 1 的承载力退化速率较试件 B 一 2明显减缓。 试 件 B 3的屈服荷 载和极限荷 载小于试件 B 一 2 ， 在位移延性 系 数 f1 的情况下， 试件 B 一 2的承载力降低系数稍高于试件 B 一 3 ， 在位移延性系数 2的情况下， 试件 B 一 2的承载力降低系数高 于试件 B 一 3 ， 在位移延性系数 z a - 3的情况下 ， 试件B 3的承载 力 仍有所降低， 而试件 B 一 2已经发生破坏， 试件 B 一 3的承载力退化 速率较试件 B 一 2明显减缓。 可见， 增大钢纤维体积率， 增强了对混 凝土的约束作用， 提高了框架节点的抗剪能力， 使得框架节点承 载力的退化速率减缓 。 表 5 节点试件 的承载力 降低 系数对比 3 5刚度 退化 环线刚度通常用来表示 试验结构构件的刚度退化。 在位移 不变的条件 下 ， 随着荷载循环 次数的增加 ， 节点 的刚度有所 下 降 ， 降低率 越小 ， 环线 刚度越 大 ， 滞 回曲线越 稳定 ， 节点 的耗 能 能力越强 。 环线 刚度的计算公式 ： 式中 ： 。 环线刚度 ； 位移延性系数为 时， 第 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 。 试验研究所得不同钢纤维体积率的节点环线刚度与有限 元分析结果 的对 比如 图 6所示 。 在位移延 x a - 1和 x a = 2 的情况下 ， 试件 B 一 1 的环线 刚度低 于试件 A一 2 ， 但是试件 B一 1 经 历了位移延性 系数 a = 3和p a = 4的循环过程 ，而试件 A 一 2已经 发生破坏。 因此 ， 试件 B 1比试件 A一 2的耗能能力更好 ， 即增大 钢 纤维体积 率 ， 增 强 了框架 节点 的耗 能能力 ， 改善 了节点 区域 的刚度退化状况。 虽然试件 B 一 2的环线 刚度 高于试件 B l ， 但是 试件 B 一 1 经历 了位移延性系数 4的循环过程 ， 而试件 B 一 2已 经发生破坏， 因此， 试件 B 一 1的耗能能力更强， 可见只有在核心 区掺入适量的钢纤维才可以取代箍筋的作用。 试件 B 一 3比试件 B 一 2的环线刚度低， 主要是凶为试件 B 一 3的? 昆 凝土和钢纤维混凝 土强度及弹性模量均低于试件 B 一 2 。 4结 论 通过 4个钢筋钢 纤维混凝 土框架边 节点在低 周反复 荷载 作用下的试验研究 和有 限元分析 ， 可以得 出如下结论 ： 下转第 4 2页 3 7 K 学兔兔 w w w .x u e t u t u .c o m 性能退化引起的脆性破坏。 四分点集中荷载作用下考虑黏结退 化 的钢筋混凝土梁 截面 的界 限相 对受压 区高度 在钢筋锈蚀 率 小于 2 0 之前， 随钢筋锈蚀率的增大而减小， 在锈蚀率大于2 0 之后， 随钢筋锈蚀率的增大而有所增大。 因而， 受四分点集中荷 载作用的配筋率较高的适筋梁可能会发生由黏结性能退化引 起的脆性破坏。 为保证钢筋混凝土梁在钢筋锈蚀后不发生这种 脆性破坏 ， 取表 4中截 面界 限相对受压区高度 的最小值 0 4 5 0 ， 由下式得到初始最大截面配筋率p ， 见表 5 。 文 表 5 考虑黏结性能退化 的截面界限配筋率 ( 3 7 ) 由表 5 可知， 在常用配筋率 n 2 哆 2 范围内， 钢筋混凝土梁在 钢筋锈蚀后能达到屈服。 在计算锈蚀钢筋混凝土梁抗弯承载力时， 只需考虑钢筋本身的强度和有效受力面积，按照G B 5 0 0 1 1) - - 2 0 0 2 混凝土结构设计规范 【 l 3 公式进行计算， 即协同工作系数为 1 。 5结 论 本文对锈蚀 钢筋混凝 土梁的抗 弯承载力进行 了分 析 ， 得 出 了以下结论 ： ( 1 ) 荷载类型对于锈蚀钢筋混凝土梁截面的变形协调条件 有重要影响 ， 因而对锈蚀钢筋在梁破坏时能否达到屈服有重要 影响。 ( 2 ) 根据锈蚀钢筋和混凝土问的黏结性能和荷载类型建立 了锈蚀钢筋混凝土梁截面的变形协调表达式， 并以此提出了锈 蚀钢筋混凝土梁抗弯承载力计算公式。 ( 3 ) 在常用配筋率 0 2 2 范围内， 钢筋混凝土梁在钢筋 锈蚀后能达到屈服 ， 因而在计算锈蚀钢筋混凝土梁时 ， 只需 上接第 3 7页 越 R 酶 考 虑钢筋本 身的强 度和有效 受力面积 ， 按 照 G B 5 0 0 1 0 -2 0 0 2 混凝土结构设计规范 1 3 式进行计算， 即协同工作系数为 1 。 参考文献 ： 1 A L S UL A I MA N I G J ， K A L E E MUL L A H M， B A S U N B UL I A， e t a 1 I n flu e n c e o f c o r r o s i o n a n d c r a c k i n g o n b o n d b e h a v i o r a n d s t r e ng t h o f r e i ,ff o r c e d c o n c r e t e m e m b e r s 忉A C I S t r u c t u r a l J o u r n a l ， 1 9 9 0 ， 8 7 ( 2 ) ： 2 2 0 2 31 2 全明研 老化和损伤的钢筋混凝土构件的性能f J 1 _ 工业建筑， 1 9 9 0 ， 2 0 ( 2 ) ： 1 5 1 9 3 惠云玲j 昆 凝土基本构件钢筋锈蚀前后性能试验研究【 J 工业建筑， 1 9 9 7 ， 2 7 ( 6 ) ： 1 4 1 8 4 金伟良， 赵羽习 锈蚀钢筋混凝土梁抗弯强度的试验研究 J 1 工业建 筑 ， 2 0 0 1 ， 3 1 ( 5 ) ： 9 - 1 1 5 5 张伟平 混凝土结构的钢筋锈蚀损伤预测及其耐久性评估【 D 1 上海： 同济大学 ， 1 9 9 9 6 牛荻涛 混凝土结构耐久性与寿命预测 M 】 E 京： 科学出版社， 2 0 0 3 7 7 C E C S 2 2 0 ： 2 0 0 7 ， 混凝土结构耐久性评定标准 s 【 8 徐善华， 曾柯， 牛荻涛 锈蚀钢筋混凝土受弯构件正截面承载力计算 模型 J 建筑结构 ， 2 0 0 6 ， 3 6 ( 1 0 ) ： 7 9 8 1 ， 9 7 9 王小惠 ， 刘西拉 基于黏结强度变化的锈蚀钢筋混凝土梁受弯承载 力的研究l J J 四川建筑科学研究， 2 0 0 6 ， 3 2 ( 5 ) ： 1 - 7 1 O 】 张喜德， 韦树英， 彭修宁 钢筋锈蚀对混凝土抗压强度影响的试验研 究f J 1 工业建筑 ， 2 0 0 3 ， 3 3 ( 3 ) ： 5 - 7 1 1 1 张喜德 ， 蓝文武， 韦树英， 等 冈 筋混凝土受弯构件受压区钢筋锈蚀 影响的试验研究I J I _工业建筑， 2 0 0 5 ， 3 5 ( 7 ) ： 4 6 4 9 1 2 张伟平， 商登峰， 顾祥林锈蚀钢筋应力一 应变关系研究 J 1 同济大学 学报： 自然科学版， 2 0 0 6 ， 3 4 ( 5 ) ： 5 8 6 5 9 2 1 3 G B 5 0 0 1 0 -2 0 0 2 ， 混凝土结构设计规范 s 】 作者简介： 晏育松( 1 9 8 0 一 ) ， 男， 工程师， 工学硕士。 联系地址： 江西南昌市红谷滩万达星城望月庭 l 一 4 8 0 2 ( 3 3 0 0 3 8 ) 联系电话 ： 1 3 8 0 7 0 9 6 3 6 3 试件 编号 试件编 号 ( a 1 试验结 果 ( b ) 分析结 果 图 6 不同钢 纤维体积率的节点试件的环线刚度对 比 ( I ) 在节点核心区掺加适量的钢纤维可以取代部分箍筋的 约束作用 ， 减 小节 点核心 区钢 筋的密集状况 。 随着 钢纤维体积 率的增大， 加强了对节点核心区混凝土的约束作用 ， 增强了节 点核心区抗剪能力 ， 减慢了抗剪承载力退化速率， 减缓了节点 刚度退化程度， 增大了节点延性， 提高了框架节点的耗能能力。 ( 2 ) 有限元数值模拟方法分析钢筋钢纤维高强混凝土框架 边节点抗震性能 的结果与试验结果吻合较好 ， 验证 了有 限元 分