混凝土框架内节点受剪承载力计算模型和方法研究.pdf

第 43 卷 第 8 期 2013 年 4 月下 建筑结构 Building Structure Vol 43 No 8 Apr 2013 混凝土框架内节点受剪承载力 计算模型和方法研究 * 秦全， 王立成， 宋玉普 ( 大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室，大连 116024) 摘要对钢筋混凝土框架内节点受剪承载力计算模型， 即受剪通用分析模型和简化拉-压杆模型进行了系统的 总结和分析， 并利用国内已有的试验结果分析对比了两种模型预测结果的准确性。在框架内节点试验结果的基础 上提出了节点核心区名义剪力的改进计算方法。改进的节点名义剪力计算方法能够考虑梁端剪力的往复作用， 提 高了试验中内节点水平剪力实际值的精确性。对受剪通用分析模型从原理上进行了分析， 指出节点受剪通用分析 模型的改进需要考虑柱轴压力对核心区混凝土裂缝的约束作用。通过考虑梁端往复荷载作用下梁受压区混凝土 高度， 改进了简化拉-压杆模型设计方法; 与实际值的对比分析表明， 改进简化拉-压杆模型计算结果与实际值更为 接近且较为保守， 改进模型计算结果与试验结果的平均比值为 0. 85。 关键词钢筋混凝土梁柱内节点;节点名义剪力;受剪通用分析模型;简化拉-压杆模型 中图分类号: TU398 +. 7 文献标识码: A文章编号: 1002- 848X( 2013) 08- 0063- 06 Study on analytical models and improvement for the shear loading capacity of reinforced concrete beam- column interior joints Qin Quan，Wang Licheng，Song Yupu ( State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116024，China) Abstract: The shear capacity models，i e ，the general analytical model and the simplified softened strut-and-tie model， for reinforced concrete beam-column interior joints were systematically summarized The precision of predicted results by two models was compared with the available test data A improved calculation method for the pseudo shear of the beam- column interior joints under cyclic loading was proposed to increase the accuracy of real horizontal shear force of the joints， which can take into account the cyclic effect of shears on the beam ends Through the principle analysis of the general analytical model，it is suggested that the confining effect of the axial compressive force of the column on cracks of the core concrete should be considered to improve the general analytical model The simplified softened strut-and-tie model was improved by considering the height of compression zone of beams subjected to cyclic loading It has been proved by test data that predicted results with the improved simplified softened strut-and-tie model is consistent with the test data and conservative The average ratio of predicted results by the improved model and test results is 0. 85 Keywords: reinforced concrete beam-column interior joint;joint pseudo shear;general analytical model for nominal shear stress;simplified softened strut-and-tie model * 国家自然科学基金重大研究计划( 90815026) 。 作者简介: 秦全， 硕士研究生， Email: qinquan0622 163 com。 0引言 国内外多次大地震的震害表明， 钢筋混凝土框 架节点的受剪承载力是影响整体框架结构抗震能力 和延性的重要因素。因此， 钢筋混凝土框架节点的 抗震性能研究受到国内外学术界和工程界的普遍重 视。但在节点受剪承载力设计及传力机理的分析方 面， 各国学者一直存在争议。例如， 新西兰学者提出 的“桁架模型” 加“斜压杆模型” 的受剪机制和美国 ACI 352 委员会采用的“约束模型” 原理上截然不 同， 而中国混凝土结构 设 计规范 ( GB 50010 2011) 实际采用的设计公式是建立在大量试验基础 上的半经验公式。近年来， 各国学者提出了几种有 效的节 点 受 剪 承 载 力 计 算 模 型 和 传 力 机 理， 如 Attaalla 提出的节点抗剪通用分析模型 1， Hwang 等 2，3提出的软化拉-压杆模型， 季涛等在扁梁、 柱 节点试验基础上提出的节点受剪承载力公式等 4。 另外， Hwang 等于 2002 年对软化拉-压杆模型进行 了简化， 得到了简化拉-压杆模型 5， 并验证了简化 后模型的计算结果与试验数据吻合较好。 本文将其中较有影响力的节点受剪通用分析模 型和简化拉-压杆模型进行了对比， 并通过整理国内 试验结果， 考查了两种模型计算结果和国内试验数 据的吻合程度， 并在此基础上， 对简化拉-压杆模型 进行了改进。 建筑结构2013 年 1节点抗剪通用分析模型 Attaalla 于 1997 年提出节点受剪强度分析模 型: 该模型综合考虑了节点的平衡条件和变形协调， 认为框架节点核心区在地震引起的往复荷载作用下 处于平面应力状态。通过往复作用下节点核心区钢 筋和混凝土应力-应变曲线， 计算外荷载作用下节点 核心区的内部应力。2004 年 Attaalla1综合考虑节 点尺寸、 配箍率、 梁和柱的轴力、 混凝土强度、 直交梁 尺寸以及混凝土开裂的影响， 对此模型进行了修正 和简化， 得到了节点受剪通用分析模型。对一个平 面框架节点试件， 节点受剪通用分析模型可以根据 节点的混凝土强度及配筋情况， 计算节点的受剪承 载力。 节点受剪强度 vn的表达式如下: vn= vnj+ vtb( 1) vnj= 0450hfc ( tfyt Nb/bbhb ) ( lfyl Nc/bbhb 槡 ) tfyt + lfyl ( Nb/bbhb+ Nc/bbhb ) ( 2) vtb= 0 29fc 槡 btbhtb/hcbc( 3) 式中: vnj为节点自身受剪强度; 为节点类型系数， 内节点取 1. 0， 边节点取 0. 79; h为高强混凝土的强 度折减系数: h= 0 40 1 + 110 fc () 69 3 1( 4) t和 l分别为节点区的水平和竖向配筋率; fyt和 fyl 分别为节点核心区水平和竖向箍筋的屈服强度; Nb 和 Nc分别为梁、 柱的轴压力; b b和 hb分别为梁的横 截面的宽、 高; bc和 hc分别为柱的横截面的宽、 高; vtb 为由直交梁约束作用所提供的节点受剪应力; htb和 btb分别为直交梁的高、 宽; fc为混凝土的圆柱体抗压 强度。 图 1中间节点核心区三种机构 节点受剪通用分析模型综合考虑了影响节点受 剪承载力的诸多参数， 并且考虑了核心区混凝土在 拉、 压复合作用下的软化效应， 同时模型计算方法简 单， 无需复杂的迭代计算。但是该方法认为节点组 合体的最终破坏状态均为节点核心区斜压杆混凝土 被压溃， 未考虑节点在配箍量不足的情况下核心区 混凝土不能被压溃的情况。 2软化拉- 压杆模型 拉-压杆模型是在桁架模型理论基础上发展起 来的一种新模型， 该模型按照构件截面是否符合平 截面假定， 将钢筋混凝土构件分为紊乱区和非紊乱 区: 应力分布简单、 接近单向受力的区域称为非紊乱 区; 不符合平截面假定、 应力紊乱的区域称为紊乱 区。研究和工程实践表明， 拉-压杆模型方法对于紊 乱区的设计具有较好的精度， 在深梁、 剪力墙以及节 点等不符合平截面假定的区域尤为适合 5。 计算紊乱区的承载力时， 拉-压杆模型采用桁架 机构进行分析。其中， 位于荷载作用点和支撑点之 间的混凝土短柱为压杆， 钢筋为拉杆。进行结构设 计时， 需要选择合理的荷载传递路径， 保证桁架的任 何一部分应力都不超过其强度。如果设计时能确定 荷载分布情况， 则构件的实际强度应至少等于模型 计算强度。由于未考虑节点核心区混凝土在拉、 压 复合作用下受压强度的软化效应， 且传力路径的选 取不唯一， 故该方法在工程设计中一直得不到推广 应用。Hwang 和 Lee 将拉-压杆模型方法加以改进， 通过综合考虑节点核心区的平衡条件、 变形协调条 件以及混凝土的受压软化效应， 提出一种可以广泛 用于紊乱区承载能力设计的软化拉-压杆模型 2，3 及其简化形式 5。 软化拉-压杆模型认为框架内节点剪力由 3 种 机构承担， 即由主斜压杆混凝土构成的斜压杆机构、 由节点水平箍筋( 水平拉杆) 和混凝土水平压杆构 成的水平机构以及由节点内柱纵筋( 竖直拉杆) 和 混凝土竖向压杆组成的竖向机构( 图 1) 。通过平衡 条件、 考虑受压软化效应的混凝土本构关系以及变 形协调条件， 计算 3 种机构中混凝土压杆各自的极 限承载力， 然后将得到的 3 种机构的混凝土压杆极 限承载力在主斜压杆方向投影叠加， 得到斜压杆总 46 第 43 卷 第 8 期秦全， 等 混凝土框架内节点受剪承载力计算模型和方法研究 承载力， 总承载力水平方向的投影即为节点的水平 受剪承载力。 简化拉-压杆模型具体设计步骤如下: ( 1) 由节点区水平和竖向剪力的内力臂之比得 到斜压杆倾角: = arctan( hb/hc)( 5) 式中: 水平剪力内力臂 hb为梁顶部和底部最外排纵 筋的间距; 竖向剪力内力臂 hc为柱两侧最外排纵筋 的间距。 ( 2) 通过柱受压区混凝土高度得到节点核心区 内斜压杆的宽度和有效面积 内斜压杆的宽度: ac= ( 0. 25 + 0. 85N/fcbchc) hc( 6) 式中 N 为柱身轴压力。 内斜压杆的有效面积: Astr= asbs( 7) 式中:as为斜压杆的平面内宽度， as= ac; bs为节点 厚度。 ( 3) 计算水平箍筋和竖向纵筋屈服时所需的水 平和竖向内力 Fyh， Fyv ( 4) 由混凝土强度得到斜压杆混凝土强度折减 系数 : = 3 35 /fc 槡 0 52( 8) ( 5) 计算斜压杆的拉-压杆系数 K 首先确定水平和竖向机构的拉-压杆系数 Kh， Kv。水平和竖直箍筋达到屈服时的拉-压杆系数: 珔 Kh= 1 / 1 0 2( h + 2 h) ( 9a) 珔 Kv= 1 / 1 0 2( v + 2 v) ( 9b) 然后计算斜压杆混凝土破坏时水平拉杆和竖直 拉杆受力: 珔 Fh= h珔Kh A strfccos ( 10a) 珔 Fv= v珔Kv A strfcsin ( 10b) 当拉杆未屈服时， 按线性内插得到 Kh， Kv。其 中: h为水平拉杆拉力与节点水平剪力的比值; v为 竖直拉杆拉力与节点水平剪力的比值: h= ( 2tan 1) /3( 11a) v= ( 2cot 1) /3( 11b) 斜压杆的拉-压杆系数为: K = Kh+ Kv( 12) ( 6) 计算斜压杆承载力: Cd， n= K fcAstr( 13) ( 7) 计算节点水平受剪承载力: Vjh= Cd， ncos( 14) 式中 为折减系数， 通常取 0. 85。 简化拉-压杆模型具有明确的传力机理， 合理地 反映了钢筋混凝土框架节点的受剪机制， 适用于节 点的受剪承载力计算。 3节点名义剪力 框架节点在梁端往复荷载作用下水平剪力试验 值往往难以直接获得， 一般通过计算得到。传统的 节点水平剪力试验值计算方法由 Hanson 和 Connor 于 1967 年提出。在图 2 所示的内节点核心区中， 节 点水平剪力 Vjh可以通过节点核心区一侧拉力 T( 梁 受拉纵筋拉力) 与另一侧压力( 混凝土受压区压力 Cc和受压纵筋压力 Cs之和) 之和减去柱端所受剪 力 Vc得到。由平衡条件， 受压区混凝土压力与受压 纵筋压力之和又可以用梁下部纵筋 拉力 T 来表 示 6。于是， 传统的节点水平剪力可表示为: Vjh= T + Cs + Cc Vc= T + T Vc( 15) 图 2RC 梁-柱中间节点水平剪力 通过测量梁上、 下部纵向钢筋的应变， 再由钢筋 的应力-应变曲线可计算钢筋拉力或压力。传统的 节点水平剪力在应用中存在缺陷: 首先， 采用局部测 得的钢筋应变计算钢筋受力会造成一定的试验误 差; 其次， 由于试验条件限制， 通常在梁顶部和底部 某一根纵筋上布置应变片， 并假定同层纵筋应力相 同， 然而试验过程中， 即使同层的钢筋应力也不一定 完全相同， 因此采用该方法获得的节点水平剪力值 的精度是有限的 6。 由于梁、 柱交界处的梁弯矩 Mb可表示为纵筋拉 力 T 与内力臂 jb的乘积， 因此将式( 15) 改写为: Vjh= Mb/jb+ Mb /jb Vc( 16) Shiohara7认为: 式( 16) 中假定内力臂 jb取单调 加载时梁、 柱交界面处梁截面的内力臂值， 没有考虑 梁截面有效高度在加载过程中不断退化的现象; 实 际情况是在往复荷载作用下梁、 柱交界面处梁受压 区混凝土会发生剥落， 受压区高度不断退化; 故称这 种方法得到的节点水平剪力为名义节点剪力。对于 框架梁、 柱内节点组合体， Shiohara 在总结大量试验 56 建筑结构2013 年 结果的基础上考虑梁端荷载的往复作用， 提出内力 臂 j b取 7h0/8( h0为梁截面有效高度) 的经验值来计 算名义节点剪力。 用经验值来计算名义节点剪力缺乏足够的理论 依据。本文从延性框架梁、 柱节点的设计控制准则 ( 结构达到强震变形之前， 节点不发生非延性的剪 切失效) 出发， 推导建立作用在节点核心区的水平 剪力 Vjh的计算方法。傅剑平8通过总结国内外地 震震害和试验结果指出， 对于一般延性钢筋混凝土 结构， 大约在梁端位移延性系数达到 4. 0 6. 0 时， 节点核心区发生剪切破坏。文献 7提出在梁端反 复荷载作用下， 梁破坏时达到的曲率延性系数与受 压区混凝土高度相关; 对延性框架梁、 柱节点， 建议 的公式为: = 1 + 1 3lp l ( 1 0 5lp l ) ( 17) 式中: 为梁的曲率延性系数; 为延性框架梁的 位移延性系数， 可取 4. 0; lp为梁的塑性铰长度， 建议 采用 Mattock 等提出的 Corley 改进方法计算， lp= 0. 5h0+ 0. 05l;l 为梁最大弯矩截面到反弯点之间的 距离。 反复荷载作用下曲率延性系数与受压区高度的 关系为: = 1 0 035 + 0 65 ( 18) 通过式( 17) 和式( 18) 的计算可得梁的相对受压区 高度 为 0. 195， 近似可取为 0. 20。则梁、 柱交界面 处梁内力臂即为: jb= h0 h0/2 = 0. 9h0( 19) 将测得的梁端荷载和计算得到的内力臂 jb结果 代入式( 16) 便可得到作用在节点核心区的水平剪 力 Vjh。改进后的名义节点剪力从可直接测得的梁 端荷载和截面高度出发计算作用于节点核心区的实 际水平剪力， 更加具有实时效果， 并且考虑了荷载的 往复作用， 精度更高。 4模型验证 为检验节点抗剪通用分析模型和简化拉-压杆 模型对国内试验结果的适用性， 本文收集整理了国 内有关的试验数据， 并与模型计算结果进行了对比 分析， 见表 1。 试验值与两种模型计算结果的对比如图 3， 4 所 示， 由图可知， 抗剪通用分析模型受剪承载力计算结 果与试验值的平均比值为 1. 086， 简化拉-压杆模型 抗剪 承 载 力 计 算 结 果 与 试 验 值 的 平 均 比 值 为 模型计算受剪承载力结果与试验值对比表 1 参考 文献 实测混凝 土强度 fcu150/MPa 试件 编号 柱轴压比 n 节点水平剪力 /kN 抗剪通用 分析模型 简化拉- 压杆模型 试验值 834. 3J- 30. 05622. 0369. 3403. 7 9 44. 2 35. 0 29. 3 J- 5 J- 9 J- 10 0. 05 0. 05 0. 25 877. 1 757. 8 613. 5 409. 0 352. 0 613. 5 709. 8 572. 0 603. 0 10 30. 6 36. 9 J- 6 J- 7 0. 36 0. 05 643. 4 796. 0 532. 0 370. 4 670. 1 549. 8 11 30. 7 27. 4 26. 2 25. 4 J- 16 J- 17 J- 18 J- 19 0. 45 0. 25 0. 45 0. 40 646. 0 596. 0 549. 0 542. 0 626. 8 418. 0 543. 0 626. 8 628. 0 660. 8 639. 1 552. 5 12 33. 6 29. 3 34. 7 29. 6 J- 8 J- 12 J- 13 J- 15 0. 25 0. 25 0. 15 0. 15 714. 3 643. 0 755. 2 643. 4 489. 3 508. 0 625. 0 372. 0 463. 5 541. 0 752. 1 670. 1 13 44. 1 37. 3 SJ- 1- 2 SJ- 1- 4 0. 40 0. 61 372. 6 322. 7 264. 8 361. 1 292. 0 428. 0 14 36. 0 36. 0 36. 0 ZHJ4 ZHJ5 ZHJ6 0. 33 0. 33 0. 33 221. 7 218. 8 230. 3 190. 0 187. 7 198. 0 212. 3 204. 0 220. 7 注: 1) 节点核心区剪力试验值由采用改进节点名义剪力方法得 到; 2) 部分试件由于试验数据不完整或组合体发生的不是节点剪切 破坏， 本文未列出。 0. 782。从而表明， 简化拉-压杆模型计算结果总体 偏小， 而抗剪通用分析模型计算结果略大; 两种模型 的计算结果与试验值较为接近。 图 3抗剪通用分析模型计算结果与试验值对比 5理论模型的改进 5. 1 改进的节点抗剪通用分析模型 一方面由于国内外混凝土强度测量方法不同， 我国采用棱柱体抗压强度作为混凝土强度的代表 值， 而国外多采用圆柱体抗压强度， 这会对模型的计 算结果带来一定的误差; 另一方面模型未考虑轴压 力的增加可以使节点核心区约束效应增强， 抑制核 心区混凝土斜裂缝的开展。曹忠民等 15对该模型 进行了研究， 经过参数分析表明， 节点抗剪通用分析 模型得到的柱轴压比对节点抗剪强度的影响趋势与 66 第 43 卷 第 8 期秦全， 等 混凝土框架内节点受剪承载力计算模型和方法研究 图 4简化拉-压杆模型计算结果 与试验值对比 图 5改进的受剪通用分析模型 计算结果与试验值对比 图 6改进的简化拉-压杆模型 计算结果与试验值对比 试验结果不符， 因此， 他整理了部分国内试验数据， 对抗剪通用分析模型做出了修正， 修正后的节点抗 剪强度表达式为: vn= vnj+ vtb( 20) vnj= 0390hfc ( tfyt Nb/bbhb ) ( lfyl Nc/bbhb 槡 ) tfyt + lfyl ( Nb/bbhb+ Nc/bbhb ) ( 21) vtb= 0 29fc 槡 btbhtb/hcbc( 22) 式中 边 节 点 的 节 点 类 型 系 数 由 0. 79 修 正 为 0. 70， 其余参数含义及取值同式( 1) ( 3) 。 5. 2 改进的拉- 压杆模型 由第 4 节可知， 简化拉-压杆模型计算结果与试 验值的平均比值为 0. 782， 计算结果偏小。节点组 合体的设计破坏形式为: 梁端产生塑性铰且达到一 定的位移后， 节点核心区发生剪切破坏。此时梁、 柱 交界面处梁截面由于受压区混凝土剥落脱离导致受 压区高度退化， 因此忽略了梁端受压区混凝土对斜 压杆宽度 as的贡献。这种考虑对于框架内节点是 偏于安全的。 然而， 对于一个典型的平面框架内节点， 在梁端 产生塑性铰后， 节点两侧梁对节点核心区仍有较好 的约束作用， 从模型的精确性角度考虑， 笔者认为这 种约束作用是不可忽略的。Hwang 等在对软化拉- 压杆模型简化时也提出对于框架内节点可以适当考 虑梁端受压区混凝土高度， 并给出了 0. 2hb的建议 值 5。式( 17) 和式( 18) 通过理论推导得出了梁的 受压区高度 ab可近似取 0. 2h0。考虑梁受压区高度 ab对斜压杆宽度的影响， 斜压杆宽度取由梁受压区 和柱受压区组成的直角三角形的斜边长度， 斜压杆 宽度可以改进为: as=a2 b + a2 槡 c ( 23) 用式( 23) 得到的斜压杆宽度 as代替式( 7) 中斜 压杆宽度 as， 即为本文给出的改进的拉-压杆模型。 5. 3 改进模型的验证 对表 1 中各参考文献的试件采用改进抗剪通用 分析模型、 改进简化拉-压杆模型计算节点水平受剪 承载力， 结果见表 2。两种改进模型的节点受剪承 载力计算结果与试验值的对比如图 5， 6 所示。由图 5 可知， 改进受剪通用分析模型节点水平剪力计算 结果与试验值的平均比值为 0. 941， 说明改进后的 模型计算结果与试验值吻合较好， 且偏于安全。由 图 6 可以看出， 改进简化拉-压杆模型计算结果与试 验值的平均比值为 0. 847， 表明改进后的模型计算 结果与试验结果吻合更好。 两种改进模型计算的节点水平受剪承载力表 2 试件 编号 节点水平剪力 /kN 改进抗剪 通用分析 模型 改进简化 拉-压杆 模型 试件 编号 节点水平剪力 /kN 改进抗剪 通用分析 模型 改进简化 拉-压杆 模型 J- 3539. 1390. 4J- 8619. 1524. 0 J- 5760. 2523. 6J- 12549. 5566. 0 J- 9656. 8413. 5J- 13654. 5476. 0 J- 10531. 7445. 5J- 15561. 2580. 7 J- 6557. 6434. 6SJ- 1- 2322. 9306. 9 J- 7689. 9463. 0SJ- 1- 4279. 7383. 8 J- 16559. 9667. 2ZHJ4192. 2207. 0 J- 17516. 6468. 0ZHJ5189. 6198. 0 J- 18475. 8580. 8ZHJ6199. 6216. 3 J- 19469. 7667. 2 值得注意的是， 改进受剪通用分析模型的改进 仅仅是在部分试验结果上提出的， 并没有真正解决 轴压比对节点承载力的影响， 因此该模型中柱轴压 比对于节点抗剪强度的影响还需要进一步研究。 Hwang 等在大量试验基础上给出的梁柱交界面处梁 的受压区高度为 0. 2hb的建议值非常接近本文给出 的 0. 2h0的结果， 这也验证了本文改进方法的适用 性。改进简化拉-压杆模型计算结果与试验值的平 均比值为 0. 847， 这与简化拉-压杆模型中式( 14) 为 考虑设计安全性所选取的折减系数 值( 0. 85) 非 76 建筑结构2013 年 常接近， 从另一面验证了改进简化拉-压杆模型计算 方法的精确性。 6结论 ( 1) 节点受剪通用分析模型综合考虑了影响节 点受剪强度的诸多因素。然而， 关于轴压比对节点 受剪承载力的影响仍有缺陷， 该模型忽略柱轴压力 对核心区混凝土的约束效应， 柱轴压比对节点抗剪 强度的影响规律与试验结果不符。 ( 2) 简化拉-压杆模型具有明确的传力机理， 合 理反映了节点核心区的受剪机制， 设计方法较为实 用。但是该方法忽略梁端受压区混凝土高度的影 响， 只考虑柱受压区混凝土对斜压杆宽度的贡献， 导 致对框架内节点的计算结果偏于保守。 ( 3) 通过计算结果与试验值的对比分析得出: 框架内节点斜压杆宽度计算时， 需要考虑梁混凝土 受压区高度的影响， 并通过考虑地震作用下梁端剪 力的往复作用， 建议梁截面受压区高度近似取为 0. 2h0。改进后的模型计算结果与试验值更为吻合。 参考文献 1 ATTAALLASAYEDGeneralanalyticalmodelfor nominal shear stress of type 2 normal-and high-strength concrete beam-column jointsJ ACI Structural Journal， 2004，101( 1) :65- 75 2 HWANG SHYH JIANN，LEE HUNG JENAnalytical model for predicting shear strengths of exterior reinforced concrete beam-column joints for seismic resistanceJ ACI Structural Journal，1999，96( 5) :846- 857 3 HWANG SHYH JIANN，LEE HUNG JENAnalytical model for predicting shear strengths of interior reinforced concrete beam-column joints for seismic resistanceJ ACI Structural Journal，2000，97( 1) :35- 44 4 季涛， 钱在兹， 庄一舟 钢纤维钢筋混凝土扁梁柱节点 极限抗剪承载力的计算方法J 建筑结构， 2000， 30 ( 9) : 49- 52 5 HWANG SHYH JIANN， LEE HUNG JENStrength prediction for discontinuity regions by softened strut-and- tie modelJ ASCE Journal of Structural Engineering， 2002，128( 12) :1519- 1526 6 SHIOHARA HITOSHI New model for shear failure of RC interior beam-column connectionsJ ASCE Journal of Structural Engineering， 2001， 127( 2) : 152- 160 7 赵国藩 高等钢筋混凝土结构学M 北京:机械工 业出版社，2008 8 傅剑平 钢筋混凝土框架节点抗震性能与设计方法研 究D 重庆:重庆大学，2002 9 傅剑平，陈小英，陈涛，等 中低剪压比框架节点抗 震机理的试验研究J 重庆建筑大学学报，2005， 27 ( 1) :41- 47 10 傅剑平，张川，陈涛，等 钢筋混凝土抗震框架节点 受力机理及轴压比影响的试验研究J 建筑结构学 报，2006，27( 3) :67- 77 11 傅剑平，朱爱萍，陈小英，等 框架高剪压比中间层 中节点抗震性能试验研究J 重庆建筑大学学报， 2006，28( 1) :40- 46 12 傅剑平，张笛川，陈涛，等 中等偏高剪压比抗震节 点传力机理及性能试验J 重庆建筑大学学报: 自然 科学版，2005，28( 6) :84- 90 13 框架节点专题研究组 低周反复荷载作用下钢筋混凝 土框架梁柱节点核心区抗剪强度的试验研究J 建 筑结构学报，1983，4( 6) :61- 75 14 吕西林，郭子雄，王亚勇 RC 框架梁柱组合件抗震性 能试验研究J 建筑结构学报， 2001， 22( 1) : 2- 7 15 曹忠民， 李爱群 钢筋混凝土梁柱节点最新抗剪通用 分析模型的修正J 铁道工程学报， 2005( 6) : 28- 31 ( 上接第 39 页) 栓处于偏心受力状态， 所以刚性带颈法兰的应用性 能有待于进一步的研究。因此建议输电线路钢管塔 选用柔性高强带颈锻造对焊法兰。 3结论 ( 1) 柔性设计的 Q420， Q460 带颈对焊法兰未发 生锻造法兰、 对接焊缝的破坏以及连接螺栓的拉断 破坏， 说明 Q420， Q460 柔性带颈对焊法兰和对接焊 缝是可靠的， 能够满足工程需要。 ( 2) 对于大小管对接法兰， 在整个加载过程中， 法兰节点及钢管的变形均主要集中在小管径一侧， 因此建议对于大小管对接的法兰， 小管径一侧在设 计时应予以加强。 ( 3) 焊缝上侧主管局部、 带颈法兰的直颈段及 连接螺栓等部位均为偏心受力状态， 在法兰设计时 应予以考虑。 ( 4) 根据试验结果发现， Q460 柔性和刚性两种 带颈对焊法兰的法兰板均有一定的撬起， 今后可继 续深入研究刚性带颈法兰板的合理厚度， 目前输电 线路钢管塔推荐选用柔性高强带颈锻造对焊法兰。 参考文献 1 刘振亚 特高压电网M 北京: 中国电力出版社， 2005 2 送電用鋼管鉄塔製作基凖S 東京: 日本鉄塔恊会， 平成 7 年 3 月 3 GB/T 9115. 12000 平面、 突面对焊钢制管法兰S 北京: 中国标准出版社， 2005 4 DL/T 51542002 架空送电线路杆塔结构设计技术规 定S 北京: 中国电力出版社， 2002 5 1000kV交流特高压同塔双回线路杆塔结构研究R 北京: 中国电力科学研究院， 2008 6 特高压钢管塔高颈法兰和偏心节点优化设计研究R 北京: 中国电力科学研究院， 2009 86