纤维超高强混凝土框架短柱抗震性能的试验研究
低温状态下不同轴压比混凝土短柱的抗震性能试验研究
低温状态下不同轴压比混凝土短柱的抗震性能试验研究0 引言通常把剪跨比λ≤2的柱子定义为短柱,短柱是多层和高层建筑发展的产物,易发生脆性剪切破坏,所以关于混凝土短柱抗震设计在规范中都有相关规定.低温状态下混凝土的研究,国内外学者也都做过大量研究,但大都集中在混凝土的冻害性能和钢筋混凝土粘结强度[1-3].据此本文对不同轴压比钢筋混凝土结构短柱在低温环境中受外荷载作用的性能展开研究.1 试验概况1.1 试件设计与制作根据《混凝土结构设计规范(GB50010-2010)》、《建筑抗震设计规范(GB50011-2010)》[4-5]设计了2个截面尺寸、配筋完全相同的钢筋混凝土短柱.柱子截面尺寸:300mm×300mm×950mm；支座截面尺寸:500mm×500mm×1 600mm,柱子采用对称配筋,共设置8根纵向受力钢筋,支座除了纵筋外另配有两根腰,试件具体参数和试件配筋图分别见表1和图1.表1 试件具体参数Table 1 Design parameters of specimensSpecimennumberCutacrossthanλAxialcompressionratioμTe mperature/℃Columnlongitudinalreinfo rcementratio/%Columnst irrupsMatchingrate/%Z11.580.3低温1.79Φ**************.580.1低温1.79Φ***********Note：The low temperature is about 30℃.图1 试件配筋图Fig.1 Specimen of reinforcement schemes表1中轴压比为设计轴压比,轴压比μ=N/(fc·A).其中,N为设计轴力；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；A为截面面积,试验时采用试验轴压比μ′,μ′=μ/1.68[6].1.2 材料性能试验选用的混凝土强度等级为C35，保护层厚度为30mm.混凝土拌合物是由水泥、沙、石、水按照配合比1∶1.14∶2.54∶0.42制成，用150mm×150mm×150mm立方体试块测得低温下立方体抗压强度为40.72MPa,轴心抗压强度为30.94MPa.本次试验短柱的纵向钢筋采用直径为16mm的HPB400级钢筋,箍筋直径为10mm的HPB300级钢筋,支座的纵向钢筋和腰筋均为直径22mm的HRB400级钢筋,支座箍筋采用直径为12mmHPB300级钢筋.钢筋的物理学性能见表2.表2 钢筋力学性能Table 2 Mechanical properties of reinforcementReinforcednameDiametre/mmYieldstrength/MPaUltimatestr ength/MPaElasticmodulus/×105(N.mm-2)HRB400Longitudinalbar16420.7573.92.00HPB300Strrup10367. 9485.82.10HRB400Longitudinalbar22457.3604.32.00HPB300Strr up12347.4449.52.101.3 加载装置及测量为研究抗震性能本试验采用拟静力试验,轴向压力和水平荷载共同作用.预加载后,轴向压力加载到轴压比,并保持竖向轴力不变,然后按照角位移控制加载,分别在 1 /900,1 /800,1 /700,1 /600,1 /500,1 /400的时候循环一次.角位移在1 /350,1 /300,1 /250,1 /200,1 /150,1 /125,1 /100 ,1/75时，每级反复荷载循环两次,此后改为等位移加载,直至试件荷载下降到峰值荷载的85%以下或丧失承载力.试件通过地锚固定于地面,人工绘制裂缝发展并由裂缝测宽仪量测缝宽.图2为-31℃下实验加载装置.图2 加载装置Fig.2 Test setup2 试验破坏Z1,Z2最终破坏形式见图3.为方便描述说明,柱子1,2,3,4面方位见图1.试验通过裂缝的出现、明显加宽、裂缝增长和贯通为观察点,试验均以推为正,拉为负.(1) 竖向荷载加载至630kN,没有试验现象. Z1在位移角为1/300,水平推力为21.47kN时出现了第一条裂缝,当位移角为1/150,水平推力44kN时出现了贯通裂缝并且出现十字交叉状,随着位移增大到20mm,混凝土出现剥落,当位移达到24mm时,水平荷载下降到了最大荷载的72.18%,认为试件破坏.(2) 竖向荷载加载至211kN,没有试验现象. Z2在位移角为1/200,水平推力为24.5kN时出现第一条裂缝并伴随有斜裂缝贯通,当水平位移加载到23.95mm时,混凝土出现剥落,位移加载到35mm,最大水平推力下降到了最大荷载的79.4%,认为试件破坏.Z1 Z2图3 试件的最终破坏形态Fig.3 Failure patterns of specimens2个试件的裂缝均首先出现在2,3面,即在低周反复荷载作用下直接受压受拉面,1,4面的裂缝一般都由2,3面发展而来,随着位移的增大,原有裂缝延伸,新裂缝出现,最终形成交叉斜裂缝.由发展过程可知,轴压比较低的试件Z2出现裂缝要晚于Z1,从短柱最终的破坏形态上可以看出,低温状态下的短柱均发生十字形交叉的剪切破坏,轴压比越大,其剪切破坏形态更加的明显.3 试验分析3.1 滞回曲线低周反复试验中,加卸载一周所得的荷载-位移曲线(P-Δ曲线)称为滞回曲线.一般情况下,滞回曲线可归纳为四种情况:梭形、弓形、反S形和Z形.试件的滞回曲线见图4.由滞回曲线可以得知:(1) 试验在加载初期基本可以认为是弹性阶段,力和位移大致呈线性关系,并且卸载时残余变形较小,刚度退化不明显,随着位移和加载次数的增加,混凝土开裂,钢筋屈服,构件刚度降低,表明试件刚度在不断退化.(2) 滞回曲线都出现捏缩现象,主要是因为剪切变形斜裂缝张合造成的,此过程会发生较大的滑移,相对而言,轴压比较大的试件Z1捏缩现象较Z2更明显,峰值荷载过后,滞回曲线比较稳定,刚度退化较为缓慢.(a)Z1 (b)Z2图4 试件的滞回曲线图Fig.4 Hysteretic loops of specimens3.2 骨架曲线骨架曲线是指将各次滞回曲线的峰值点连接后形成的包络线.骨架曲线能够分析构件的变形能力和承载能力,试件的骨架图见图5.(1) 在各试件的加载初期,骨架曲线都是呈直线,骨架曲线的初始刚度大,承载力高,但是骨架曲线的下降段大都比较陡峭,这是因为混凝土短柱通常发生脆性剪切破坏,试件承载力迅速下降导致的.(2) 随着轴压比的增加,骨架曲线对应的最大荷载是增大的,其他条件相同,轴压比为0.3的骨架曲线下降段比轴压比为0.1的骨架曲线下降段陡峭,这说明轴压比越大,骨架曲线下降段越陡,试件强度衰减越快,且幅度越大,延性越差.图5 骨架曲线Fig.5 Skeleton curves of specimens图6 刚度退化曲线Fig.6 Stiffness degradation of specimens3.3 刚度退化试件在低周往复荷载的作用下导致结构内部产生塑性损伤,随着塑性损伤的不断积累,试件的抗变形能力逐渐减弱,即试件产生刚度退化,为描述这种现象,本试验采用等效刚度K表示,见公式(1).刚度退化曲线见图6.(1)(1) 由图可以看出刚度退化曲线都是随着位移的增大而减小,曲线大致分为三个阶段,开始时下降阶段较为明显,说明短柱在开裂后刚度退化较快,而之后的曲线相对来说趋于平缓,说明试件的刚度退化较慢而进入弹塑形发展阶段,最后曲线又有一个相对较快的下降段,说明试件在达到最大承载力后刚度有所下降.(2) 轴压比越大,试件的初始刚度越大,并且在试验初期,轴压比大的试件刚度退化较慢,随着试验的继续进行,轴压比小的反而越平缓,退化速率越慢.3.4 承载力及延性表3所示为试验所得各个试件的位移、荷载和延性系数.延性系数一般用μ=Δu/Δy来表示.其中,Δu为极限变形,是结构达到极限状态时试件的位移值;Δy是结构达到屈服荷载时所对应的位移值[6].由几何作图法得表3,其中开裂荷载和极限承载力取两个方向最大荷载的平均值(Cracking load and Ultimate bearing capacity).表3 试件承载力及延性系数Table 3 The bearing capacity and ductility coefficient of specimenSpecimennumberYieldload/kNYielddisplacement/mmUltim ateload/kNLimitdisplacement/mmCrackingload/kNUltimatebear ingcapacity/kNDisplacementductilityratioZ168.5513.3073.5730.1 721.4788.102.10Z244.2914.5851.7033.5424.5060.882.53(1) 混凝土短柱的延性比都比较低,说明短柱延性差,容易发生剪切破坏.(2) 轴压比越大,混凝土短柱的延性比越小,试件的延性有随轴压比增大而降低的趋势,随着轴压比的增大,构件的延性系数降低且降低幅度较大,表现为抗震性能越差.(3) 轴压比为0.3的混凝土短柱较之轴压比为0.1的混凝土短柱,其开裂荷载相对增加了12.37%,极限荷载约下降30.9%.当然轴压比也不是越大越好,实际工程中一定要选择合理的轴压比.3.5 耗能能力当结构进入弹塑性阶段时,其抗震性能主要取决于构件的耗能能力.结构吸收能量的能力强弱,可以用滞回曲线所包围的滞回环面积及其形状来衡量.本文用数据处理软件Origin8.0计算试件滞回环[7]的累计耗能.当位移达到28mm时,试件Z1的累计耗能为19 743.728 5k N·mm;试件Z2的累计耗能为14 560.266 7kN·mm.试件Z1的耗能能力比Z2提高了约26%,综合情况来说,轴压比越低,结构的耗能能力越差.4 结论通过对两个低温状态下钢筋混凝土短柱拟静力试验,对试验现象和结果综合分析,得出以下结论:(1) 钢筋混凝土短柱的破坏形态为脆性剪切破坏,成十字交叉状,轴压比越大,破坏形态越明显.(2) 低温环境对试件的抗震性能有显著的影响,低温环境下,试件更容易发生剪切破坏,混凝土容易出现剥落现象,极限承载力明显下降,耗能能力也比较差.(3) 随着轴压比的增加,混凝土短柱的极限承载力和刚度增加,裂缝发展有所减缓,延性能力及开裂荷载是有下降趋势,所以工程中要控制合理的轴压比.参考文献[1] 王珏.施工期受冻混凝土与钢筋的力学性能研究[D].大连:大连理工大学,2010.[2] 刘丽霞.早期受冻对钢筋混凝土构件性能影响的试验研究[D].大连:大连理工大学,2010.[3] 高松,程力,王天佑.寒冷地区负温混凝土早期强度发展的试验研究[J].新型建筑材料,2007(9):85-87.[4] 混凝土结构设计规范(GB50010-2010)[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.[5] 建筑抗震设计规范(GB50011-2010)[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.[6] 钱小龙.钢筋混凝土短柱低温状态下抗震性能的试验研究[D].长春:吉林建筑大学,2016.[7] 刘良林,王全凤,沈章春.基于损伤的累积滞回耗能与延性系数[J].地震,2008,28(4):13-49.。
FRP约束钢筋混凝土柱的抗震性能研究现状
文章编号:100926825(2005)0320030202FRP 约束钢筋混凝土柱的抗震性能研究现状收稿日期:2004210227作者简介:李春雷(19732),男,1996年毕业于湖南大学工民建专业,工程师,深圳市市政工程总公司,广东深圳 518034李春雷摘 要:纤维增强聚合物(FRP )以其轻质、高强、抗腐蚀、耐疲劳及其温度稳定性而受到土木工程界的日益关注,近年来被广泛地用于各种形式结构的修复和加固。
从结构试验、计算理论和计算方法三个方面,阐述了国内外研究者对FRP 约束钢筋混凝土柱抗震性能的研究现状,分析了研究中存在的不足,并对FRP 约束钢筋混凝土柱的抗震性能今后的研究提出了展望。
关键词:FRP 约束混凝土,横向约束,滞回性能,延性,应力应变曲线中图分类号:TU352.1文献标识码:A引言大量研究表明,在框架结构柱或桥墩可能产生塑性铰的部位设计足够的横向约束,将有效地提高核心混凝土的抗压强度及极限压应变,从而显著改善钢筋混凝土柱的延性。
近年来,对钢筋混凝土柱进行附加约束的抗震加固研究已取得很多成果。
纤维增强聚合物(FRP )以其轻质、高强、抗腐蚀、耐疲劳及其温度稳定性而受到土木工程界的日益关注,近年来被广泛地用于各种形式结构的修复和加固。
FRP 抗震加固钢筋混凝土柱,多是用纤维布缠绕柱体,使混凝土处于三向受力状态。
由于FRP 材料具有极高的抗拉强度,同时与混凝土可产生较好的粘结,使得FRP 能有效约束混凝土,从而使其承载能力及延性性能有很大的提高。
研究FRP 约束混凝土柱的抗震性能,就是研究其在模拟地震荷载作用下的强度、刚度和延性等力学性能指标的变化规律。
目前,国内外的研究者已对FRP 约束混凝土构件在静力和动力荷载作用下的力学性能开展了大量的研究工作,并取得一定成果。
1 FRP 约束钢筋混凝土柱抗震试验研究现状抗震性能试验主要分三种:拟静力试验、拟动力试验及地震模拟振动台试验。
其中以拟静力试验的开展最为广泛,占全部动力性能试验的85%以上。
钢骨-纤维混凝土梁柱节点抗震性能的试验研究
土 实际强 度为 Ｃ２ 柱轴 压 比为 Ｏ３ ； 纤维 体 积 ５， ．７钢
率为 １ ， ％ 钢纤 维 的长度为 ４ ｍ， ０ｍ 长细 比为 ５ ； ０ 柱
１ 试 验 研 究
１ １ 试 验 内容 ．
中型钢为 １ ＃ 工字 钢 ， 质 为 Ｈ Ｂ ３ ； ０ 材 Ｐ ２ ５ 梁纵 向受
１２ 试 件设 计 ．
１ ）设计 原则 ． 试验 主要 用 于探 讨钢 骨 一钢纤 维混凝 土 梁 柱 节 点 的延 性 和 耗 能 性 能 等 抗 震 性
能， 同时分 析钢纤 维代替 部 分箍 筋抗 剪 的可行 性 ． 在试 验过 程 中 ， 求 试 件 在施 加 反 复荷 载过 程 中 要
完 全相 同 ， 分别 编号 为 Ｓ Ｐ一１ ｓ 和 Ｐ一２ 试 件尺 寸 ． 及 配筋如 图 所示 ， 加载 示意 图见 图 ２ 试 件 混凝 ．
称Ｓ Ｆ—Ｓ Ｃ 的概 念 ． Ｒ ） 钢骨 一钢纤 维混凝 土是指 在
钢骨 （ 文所提 到 的钢 骨仅指 实腹式 型钢 ） 本 混凝 土 中加入一 定量 的钢纤维 ． 本文 就 Ｓ Ｒ Ｆ Ｃ梁 一Ｓ Ｃ— Ｒ Ｓ Ｆ柱 的梁 柱节点形 式加 以研究 ．
维普资讯
第 ｌ ５卷
第 ｌ 期
兰州 工业 高 等专 科 学 校 学 报
Ｊ ｕ ｎ ｌｏ ｈ ｏ ｏｙｅ ｌ ｃ Ｃ ｌ ｇ ｏ ｒ ａ ｆＩ ＇ ｕ Ｐ ｌｔ ｍｉ ｏｌ ｅ Ａ ￣ｈ ｅ ｅ
Ｖ０ ． ５． １ １ Ｎｏ． １
２０ ０ ８年 ３ 月
试验 时 ， 使 用 油 压 千 斤顶 在 柱顶 施 加 轴 向 先
＋ 收稿 日期 ：０ ７— ８—３ ２０ ０ ｏ
作者简介 ： 贾淑明（９６一）男 ， １７ ， 甘肃 漳县人 ， 讲师 ， 硕士生 ．
型钢超高强混凝土柱节点抗震性能试验研究的开题报告
型钢超高强混凝土柱节点抗震性能试验研究的开题报告【开题报告】一、选题背景钢混凝土结构已成为现代建筑领域中的主流结构形式，而超高层建筑的兴起更是对其安全性和经济性提出了更高的要求。
其中，柱节点作为钢混凝土结构中的主要受力构件，其抗震性能直接影响到整个结构的耐震能力。
基于此，本研究将要对型钢超高强混凝土柱节点的抗震性能进行试验研究，从而探究其抗震能力，为现代钢混凝土结构的设计和实践提供理论依据。
二、研究内容与目标本研究主要针对型钢超高强混凝土柱节点的抗震性能进行试验研究。
具体而言，将通过构建型钢超高强混凝土柱节点的试件进行静力加载和地震模拟试验，研究该节点在地震作用下的承载能力、变形性能、破坏机理等。
研究目标为探究型钢超高强混凝土柱节点在地震作用下的抗震性能，为相关结构的设计和应用提供理论依据。
三、研究方法与流程本研究将采用试验研究的方法进行。
首先，将根据相关标准设计试验方案，并制作型钢超高强混凝土柱节点试件。
其次，将进行静力加载试验和地震模拟试验，并通过测试仪器收集试验数据。
最后，将对试验结果进行数据分析和处理，得出结论和建议。
具体流程如下：1.文献综述和理论分析2.试验方案的设计和试件制作3.静力加载试验和地震模拟试验4.试验数据收集和处理5.对试验结果进行分析和结论总结四、预期成果本研究预计能够得出型钢超高强混凝土柱节点在地震作用下的承载能力、变形性能、破坏机理等方面的重要数据和结论，从而为钢混凝土结构的设计和应用提供理论依据。
五、研究意义1.能为现代的钢混凝土结构的设计和实践提供重要的理论指导和参考。
2.能够提高型钢超高强混凝土柱节点在地震作用下的抗震能力和安全性。
3.能够推进国内钢混凝土结构领域的发展和创新。
六、研究进度安排1.前期工作：文献综述和理论分析（2个月）2.中期工作：试验方案设计和样品制作（3个月）3.后期工作：试验数据收集和分析，成果整理和论文撰写（4个月）4.预计论文撰写时间：3个月。
配置高强钢筋混凝土柱抗震性能试验研究
配置高强钢筋混凝土柱抗震性能试验研究张萍;陈晓磊;薛松;傅剑平【摘要】为研究配置高强钢筋混凝土柱的抗震性能及变形能力,进行了6个配置HRB600级钢筋混凝土柱的低周反复加载试验,分析了轴压比、体积配箍率、加载方向等因素对试件破坏形态、滞回性能、骨架曲线、正截面承载能力的影响.试验结果表明:配置HRB600级纵筋柱在高轴压比下仍具有较大的极限位移角,但随轴压比增大,试件抗震性能变差;配置高强箍筋柱,在低轴压比情况下,体积配箍率变化对柱的抗震性能影响较小;在高轴压比情况下,体积配箍率较大的柱,其骨架曲线下降段更加平缓,且极限位移更大,高强箍筋能够充分发挥作用.不同加载方向对柱的承载力及变形能力有较大影响,对试件初始刚度影响较小.在试件发生正截面破坏时,受压钢筋应力能够达到屈服强度.%To study the seismic behavior and deformation capacity of reinforced concrete columns reinforced with high-strength steel,a total of 6 concrete columns reinforced with HRB600 under reversed cyclic loading tests were carried out.The effects of axial compression ratio,volume ratio and loading direction on the failure pattern,hysteresis behavior,skeleton curve,and normal section strength of the specimens were analyzed.Experimental results showed that:the concrete columns reinforced with HRB600 under high axial compression ratio have a large ultimate displacement angle,but the larger the axial compression ratio,the seismic performance of the specimens is worse;For concrete columns with high-strength stirrups,the seismic performance was less affected by the stirrup rate changes in low axial compression ratio,but when in high axial compression ratio,with a larger stirrup ratio,the skeleton curve descendingmore slowly,and the ultimate displacement is larger,high-strength stirrup can be fully used.The different loading direction has greater influence on the bearing capacity and deformation of the specimens,and has little influence on the initial stiffness of the column.When the normal section failure occurred to the specimens,the stress of compressive longitudinal bars can reach the yield strength.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2017(033)003【总页数】9页(P147-155)【关键词】高强钢筋;钢筋混凝土柱;抗震性能【作者】张萍;陈晓磊;薛松;傅剑平【作者单位】山地城镇建设与新技术教育部重点实验室(重庆大学),重庆400045;重庆大学土木工程学院,重庆400045;山地城镇建设与新技术教育部重点实验室(重庆大学),重庆400045;重庆大学土木工程学院,重庆400045;重庆市设计院,重庆400015;山地城镇建设与新技术教育部重点实验室(重庆大学),重庆400045;重庆大学土木工程学院,重庆400045【正文语种】中文为有效利用矿产资源,降低能耗,推广使用高强高性能钢筋是我国土木工程今后的发展方向。
钢筋超强韧性混凝土柱抗震性能研究
2021年第2期北方交通—1—文章编号：1673-6052(2021)02-0001-05DOI：10.15996/ki.bfjt.2021.02.001钢筋超强韧性混凝土柱抗震性能研究于明鑫1,胡晓宇S杨楠J俞家欢'(1.沈阳城市建设学院土木工程系沈阳市110167；2.沈阳城市建设学院设计与艺术系沈阳市110167；3.沈阳建筑大学土木工程学院沈阳市110168)摘要：通过试验分析了钢筋PP ECC柱的抗震性能，钢筋PP ECC柱抗震性能优于普通钢筋混凝土柱,PP ECC柱的抗震耗能随配筋率的增大而提高，纤维掺量和龄期对抗震耗能影响有限。
同时通过理论分析和数值计算，计算出钢筋PP ECC柱抗震性能的相关特征参数，得出钢筋PP ECC柱理论骨架曲线模型，通过分析发现与实际值基本接近。
关键词：超强韧性混凝土柱;滞回试验;抗震性能;骨架曲线模型中图分类号：U442.5+5文献标识码：A0引言基于当前工程实际需求,本研究采用改性聚丙烯PP纤维,优化配合比,制作超强韧性混凝土(PP ECC)[1],其造价远远低于传统ECC[2],而力学性能、工艺性能等各项性能又基本接近ECC。
现阶段，超强韧性混凝土已能实现全部国产化，同时突破了价格的瓶颈,并且施工工艺简单,具有较好的工程前景叫根据超强韧性混凝土优良的性能,使应用其代替普通混凝土材料与钢筋协同工作成为可能。
例如在工业建筑加固修复、水利工程、市政工程等对结构开裂限制严格的领域，超强韧性混凝土将会有很好的工程应用。
由于超强韧性混凝土不同于混凝土，变形能力较强,在开裂后仍然继续承受荷载,因此需要对该种材料配筋结构的各项性能,尤其是抗震性能,进行深入研究⑷。
1试验概况11试件和加载情况试件参数见表1,尺寸配筋情况如图1所示,PP ECC的压缩和拉伸本构曲线⑸如图2所示。
表1试件的基本参数试件编号轴压比PP掺量(%)配筋直径(mm)配筋率(%)(MPa)龄期(d) C10.8 1.518 4.105660 C20.8 1.522 6.185660 C30.8 1.522 6.184030 C40.8 2.022 6.185660 C50.8 1.5258.065660 C60.8022 6.1860601200①22'200'D22\<X>22\^8@200图1试件尺寸及配筋图图2超强韧性混凝土压缩和拉伸应力-应变曲线※基金项目：2020年度沈阳市哲学社会科学规划课题(SY202007L)；2020年度沈阳城市建设学院科研发展基金项目(XKJ202002)—2 —北方交通2021年第2期研究采用滞回试验⑹，装置如图3所示,加载采用位移控制,加载制度如图4所示。
高强钢筋混凝土T形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究
西安建筑科技大学学报(自然科学版)J. Xi'an Univ, of Arch. 5 Tech. (Natural Science Edition)第53卷第1期2021年2月Vol. 53 No. 1Feb.2021DOI ： 10. 15986/j. 1006-7930. 2021. 01. 012高强钢筋混凝土 T 形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究张 洽，张品乐，陶 忠，贾 毅，刘俊雄，何尧琼（昆明理工大学 建筑工程学院，云南 昆明650500）摘要：对6片高强钢筋混凝土T 形截面短肢剪力墙进行了低周反复加载试验$各片墙体之间的差别主要是轴压比&剪跨 比、配箍率等变量的不同$研究了各试件在荷载作用下的破坏机理&滞回特性、承载力&变形能力&耗能能力等抗震性能 指标•研究结果表明：T 形截面短肢剪力墙破坏形态主要表现为腹板无翼缘端边缘约束构件受力纵筋压曲&核心混凝土碎裂，因此，有必要大力加强腹板无翼缘端边缘构件的抗震设计；在一定范围内增大轴压比，能明显提升构件的承载力，但 延性也随之下降；对比同截面尺寸普通短肢剪力墙，高强钢筋混凝土T 形截面短肢剪力墙承载力、耗能能力等抗震性能明显得到提升$峰值承载力普遍提升20%以上.关键词：短肢剪力墙；抗震性能；拟静力试验；刚度退化；承载力退化中图分类号：TU398 2文献标志码：A文章编号：1006-7930（2021）01-0086-09Experiment on seismic behavior of T-shaped short-leg shear wall withhigh8trengthreinforcedconcreteZHANG Ga" , ZHANG Pi"le $ TAO Zho+g , JIA Yi $ LIU Ju+xio+g , HE Yaoqio+g(SchoolofCivilEngineering $ Kunming UniversityofScience and Technology $ KunmingC50500$ China )Abstract : Experimental studies on 6 high-strength reinforced concrete under low-cycle repeated loading tests were carried out , considering different axial compression ratios , shear span ratios , and stirrup ratios , The seismic performance indicators of each specimen under load, such as failure mechanism , hysteretic characteristics , bearing capacity , deformation capacity, and energy dissipation capacity. Test results show that the failure form is mainly long)tud)nal rebar buckl ng of the web w)thout flange s)de edge restra)nt members and the core concrete crush)ng. so , strengthen)ng the se)sm)c des)gn oftheflangeless s)de edge members)s necessary.Increas)ng the ax)alcompress)on rato w)th)n a certa)n range can s)gn fcantly)ncrease the bear)ng capacty of the spec)men , butthe ductlty)paredwththeord)naryre)nforcedconcreteshort-legshearwa l , thebear)ngcapac)tyand theenergyd)ss)patoncapactyoftheh)ghstrengthre)nforcedconcrete , T-sectonshort-legshearwa l )sobv)ously )mproved. Its peak load capac ty)s genera l y)ncreased by more than 20% .Key words : short-leg shear wall ； seismic performance ； quasi-static test ； stiffness degradation ； bearing capacity degradation随着房屋高度的增加，人们提高了对于房屋使 用的功能需求$对剪力墙结构的性能需求也随之提高，出于建筑美学及房屋使用的需要，形成短肢剪 力墙结构体系.短肢剪力墙截面高度与宽度的比值通常在4〜8之间［1］. 1997年容柏生院士首先引入了这一新型建筑结构体系閃，其同时兼具异形柱与普通剪力墙的效能，力学特点独特，具有布置灵活，满足使用功能，得房率高的优点，但其抗震性能的优劣存在争议，《高层建筑混凝土结构技术规程》对其使用范围也作了严格的限定［1］ •近年来，与短肢剪力墙相关的试验和理论研究逐渐增多：纪晓东等［3］比较了美国ACI 318-14规范与混凝土结构设计规范中关于T 形剪力墙的设计条款，并对腹板无翼缘端约束构件设置长度进行了分析评价；董尧荣等⑷通过建立一套跨尺度的剪力墙损伤演化模型，更精确的反映结构的损伤；彭飞等［5］通过5W 对称双肢T 形短肢剪力墙模型试验，发现短肢剪力墙的受力性能与联肢剪力墙一致，并分析了规范中短肢剪力墙抗震等级规定的正确性；柯晓军等［6］、吕西林⑺等则通过对截面内配置型钢高强混凝土短肢剪力墙进行试验研究，揭示结构破坏机理，建立了实用的力学模型；于敬海等⑷通过试验收稿日期：2020-06-30修改稿日期：2021-01-12基金项目：国家自然科学基金资助项目（51568028，52068037）第一作者：张险（1996—），男，硕士，主要从事工程结构抗震研究.E-mail ： *********************通讯作者：张品乐（1975—），男，副教授，博士，主要从事高层建筑结构抗震的研究• E-mail ： zhangpinlezhang@163. com第1期张险，等：高强钢筋混凝土T形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究87研究配置高强钢筋高强混凝土的双肢剪力墙，研究结果表明：双可度高的，整体变形满足要求.T形截面作为一的结构形式，可减少梁柱的突出现象，且目前少有文献通过HRB500E[910]进行抗震试验研究，因此，本试验通过对6片配置HRB500E T形进行低周反复加载试验，观测其从加载到破坏的过程，系统研究轴压比、比、配箍等变量对构件的滞回、刚度、变形、承载、耗能能力的影响，揭示破坏机理.针对破坏，改进与设计建1试验概况1.1试件设计与制作按照1:2的比例缩尺，共制作6个T形截面试件，竖度H均1400mm,截面宽度“均100mm,截面高度a依次为500 mm、650mm、800mm，由此确定各试件剪跨比入为2.8、2.15、1.75.制作试件时，首先分别绑扎基座钢筋骨架和墙身骨架，然后将墙身纵向钢筋锚固到基座钢筋中，最后将上部加载梁钢筋骨架身绑扎成一筑，试所用HRB500E抗震钢，试图1，试数如表1，表2.试的等C40,浇筑，每个试留3组方体标准试块进行试验，Y表3表1试件参数表Tab.1Specimen's parameters试n缘构箍SDT500-1 2.80.1①6@100SDT500-2 2.80.3①6@50SDT650-1 2.150.3*6@100SDT650-2 2.150.3①6@50SDT800-1 1.750.1*6@100SDT800-2 1.750.2①6@50注：剪跨比X=H/a，宛为试验轴压比，表中列出了各试件主要变量表2钢筋实测力学性能指标Tab.2Mechnical properties of steel bars钢筋级别直径服度限度弹量/mm/MPa/MPa/MPa HRB5006538682 2.14X105 HRB50012550697 2.16X105表3混凝土实测力学性能指标Tab.3Mechanicalpropertesofconcrete等N cu/MPa N c/MPa N t/MPa C404131.1 2.442①1206^1004(>124012(a)SDT500-l(SDT500-2)650\d>6d>I00zsu060100(06050)—4012—060100(06050))()()彳90彳90网彳904012100(06050)0)6①1()()(c)SDT800-l(SDT800-2)0)60)10040>124Q12\<t>6Q100060100-06010040>120>60)l00(06050)(b)SDT650-l(SDT650-2)(P6CP1()()Wo0601404012^060100(06050)图1截面配筋布置图Fig.1Reinforcementarrangement1.2加载设备、制度图2置进行载，试验载照图3.竖向加载：按照试验轴压比在构件顶部加载，数不变，竖向荷载通过矩形加载梁至•水平加载位制，每工况量2mm，每级循环3次进行加载，当试件承载力载减小至85%峰值荷载止加载.理论上，水平作载方向通过截面剪心不扭转.实际试验时，操作的误差，可生轻微扭转，对试验结果影响不大，对试验加载方载时当腹板，与之相反1.3测试内容测试内容主要包括荷载、位移、应变三部分内容.88西安建筑科技大学学报(自然科学版)第53卷荷载：通过TDS数据采集系统采集水平荷载值大小•位移：位移计布置如图2所示，测量得到墙顶的水平位移及截面扭转角.应变：板部3cm的纵筋布置应变片，测量纵变，沿板表面呈“X”形在箍筋上布置应变片，测量箍变，应变置如图4.图2试验加载装置图Fig.2Loading device图3试验加载照片Fig.3Picture of test loading图4腹板钢筋应变片配置图Fig.4Straingaugesarrangementonwebreinforcement 2试验结果及分析2.1试验现象观察图5可知：各试件均表现为腹板无翼缘端核心混凝土被压溃，腹板下部出现贯穿斜向破碎带，究，是因为整个试件从腹板无翼缘端部到斜上部荷载端相当于一个斜向拉压杆，周反复荷载作，溃脱落，因此，腹板翼缘下端部是T形抗震薄弱部位，故建进行抗震设计时可通过箍I 大箍筋直径等核心作用、板表面设置“叉”形分布钢筋3来减I ，使之最终发生延性破坏.通过对比各试件破坏现象总结发现，对于SDT500-1和SDT500-2等较大剪跨比(>2.15)试件，试件破坏主要发生板无翼缘下端部核心混被压溃，箍服，腹板端部纵服，小面板表面斜裂纹，破坏程度较轻，其破坏表弯曲破坏；对SDT650-1、SDT650-2、SDT800-1、SDT800-2等四个剪跨比较小(#2.15)的试件，腹板下端部混凝土最终出现大落，第一排甚至第纵1断，箍服，腹板表面斜相•剪比较大试件(>2.15)数量更多，间距更小，几乎整个腹板表面，破坏重，破坏：表弯曲破坏主的弯破坏.2.2滞回特性各试件的滞回曲线，如图6所示，图中还列出了3个文献［13］中配置通T形［剪力墙试件的滞回曲线T500-2&T650-1&T800-2,进行抗震的对比.图可知：载初期，各试件滞回曲线成单调线性变化，几乎重合在一起，试件内部几；损，耗，不断加载，滞回曲线面积不断增大，腹板翼缘端部纵服，试件内部产生，累余变形增大，呈塑性特征.峰值荷载以后，滞回曲线形逐渐过渡至S 形，产生一定的捏缩现象；在同一工况下加载，下一循环的峰值荷载比上一循环峰值荷载有所减少，说明当试验不断地进行，试件产生强度衰减，且滞回曲线水平轴明显，刚度产生衰减，腹板端部承载作用.因为T 形试件在水平加载方向上的几何不对称性，故所有试件的滞回曲线个方向不对称.载时腹板受压，滞回环所包络范围大，变形J较第1期张？金，等：高强钢筋混凝土T形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究89强，但承载力较小；负向加载腹板受拉，滞回环包络相对较小，但承载大，变形相比正向更强，表明T形试板，冀缘受压更佳的抗震可，因是对试件，在反复荷载作，腹板无翼缘端部混凝土破坏，因此，承载小，变形，良好的弹塑性变形能力，在正向破坏后仍能继续承受荷载，故而负向承载大，变形相对.对比不同设计参数的短肢剪力墙，可发现：⑴试件SDT650-2相较于SDT650-1的区别是腹板缘构件箍筋进行加密的，从图6中可观察到，其滞回曲线更饱满，延更好，最终试验破坏程度明显轻于SDT650-1，说明加密腹板翼缘端边缘构件箍筋对于改变试件受及破坏形著的效果，因缘约束构件能够极大增强对核心的约束作用，使，从而减缓破坏进程，增大试的变形；(2)试件SDT800-1相对于SDT500-1(由于仪，载作，板端部严重，因此SDT500-1滞回曲线不，且承载小)的区别是比小，SDT800-1滞回曲线包络面积更大，承载220%，延性降4%，捏缩效更著，因：随试件的比减小，度一，腹板截面尺寸相对更大，故承载明显，比较小的试周反复荷载作之间剪重，从缩效更著；(3)对比轴压比不同对照组SDT500-1和SDT500-2、SDT800-1和SDT800-2可发现，轴压比越大的试件，承载著，滞回曲线也更饱满，轴比的试，SDT500-$、SDT800-2等试件，载后期承载力不趋于稳定，呈现“”降的特点•对比配置通滞回曲线可：滞回曲线饱满，承载力大，承载，残余变形较小，服后，有大的承载力余量可继续承载，通短彥滞回曲线残余变形大，捏缩重，呈“一头大一头小”的点，承载遍较小，钢筋屈服后，承载力提升潜遍较小•由此说明配置的综合抗震性能相对普通短好.(e)SDT800-1(f)SDT800-2 (a)SDT5OO-1(b)SDT5OO-2(c)SDT650-1 (d)SDT650-2图5试件破坏形态Fig.5Failure mode200SDT500-1SDT500-2SDT650-290西安建筑科技大学学报（自然科学版）第53卷N150T500-2T650-1N300T800-2图6试件顶点水平荷载位移滞回曲线Fig.6Top lateral force-displacement hysteretic loop 2.3线各试件骨架曲线如图7所示.从总体上看，在正向各曲线间斜率变化，SDT8001、SDT800-2刚过峰值点后就降,试件为脆性破坏，而各曲线散性不大，在该方延破坏，可T形板方向抗震薄弱，因此，建面设计大力加强腹板无翼缘侧的抗震设计•从图7可看出：SDT800-1相比SDT500-1，剪跨比相对更小，腹板截面尺寸更大,SDT800-1承载力远大于SDT500-1，初始刚度也更大，但荷载峰值点后承载力下降段更陡，说明试•跨比的减小，腹板面尺寸相对更大，作用的钢，因而能够增大极限承载力，但腹板更严重，因承载降较迅速，短的极限变形减小，延性变差•对比试SDT500-1、SDT500-2SDT800-1、SDT800-2,SDT500-2、SDT800-2等试件轴压比较大，开荷载提高，承载力分别81.9%、10.6%，表明轴压比在一围的增大，试件承载力能得到著，但轴比越大的试件，峰值荷载后承载降，延变形降低；试SDT650-1相比，SDT650-2为腹板无翼缘端边缘约束构件箍筋进行加密，2个试件承载力相近，但SDT650-1峰荷载后曲线降，SDT650-2曲线荷载下降段更平缓，说明腹板无翼缘端箍效减缓试件的承载力退化.试验结束后各试件仍的承载力，表明配置的高骨架相对通对结构抗倒塌-更明的作.■SDT500-1—SDT5OO-2▲SDT650-1图7试件顶点水平荷载位移骨架曲线Fig.7Top lateral force-displacement skeleton curves△y A图8屈服位移确定方法Fig.8Determination methods of yie0ddisp0acement2.4承载力与变形能力在骨架曲线上，当荷载减小到0.85倍峰值第1期张险，等：高强钢筋混凝土T形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究91荷载相对应的位移即为极限位移入，由能量等值法确定屈服位移鸟，如图8所示，位移延性系数"f,表4为高强钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果，表5为课题组前期在西建大所做的普通钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果［13］.由于极限位移值相比位移延性系数更能反映结构变形能力大小，故本文主要以极限位移来衡量结构的极限变形能力.由表可知，当试件的剪跨比从2.8减小到2.15，限荷载87.6%，限位降约&9%，当试件的剪跨比从2.15减小到1.75，限荷载27.6%，限位9.7%，同时位移延性系数在剪跨比为2.15时达到最大•由此可知对于高强钢筋混凝土短肢剪力墙构件，随着剪跨比减小，在试件高度一定时，腹板截面尺寸更大，故承载力大幅增加，但剪跨比较小时，剪切变形破坏成分增多，故承载力增加趋缓.试件SDT650-2相比于SDT650-1为墙体端部进行箍筋加密，SDT650-2极限位移值比SDT650-1增加约19.1%，位移延性系数比SDT650-1增大1.35%，说明腹板无翼缘端部约束边缘构件箍筋加密后，能加大对核心混凝土的围压效应，故试件变形能力有较显著的提升•试件SDT800-2相对于SDT800-1，轴压比较大且进行箍筋加密，极限承载力增加10.6%，极限位移值下降11.7%，延性下降12.1%，表明轴压比对T形截面高强钢筋混凝土短肢剪力墙影响趋势与普通短肢剪力墙类似，即在一定范围内，试件轴压比越大，承载力更高，变形能力降低，延性系数减小，脆性破坏特征越明显，因此应对轴压比限值进行合理限制；SDT800型试件破坏程度和范围均较SDT500型严重，因此试件当剪跨比较小时，更应严格控制轴压比限值，防止压弯剪耦合作用效应造成突然脆性破坏；试件SDT500-2相对于SDT500-1，轴比更大进行，限位加10.9%，位移延性系数增加约5.1%，表明箍筋对比大试SDT500-2限变形的相影响相对比小SDT800-2试更著，因为此时试件相当于一根悬臂梁，加密箍筋能大试的变形•对比配置高强钢筋的短肢剪力墙构件与表3普通短肢剪力墙构件［13］发现，配置高强钢筋的短肢剪力墙试件开裂位移和屈服位移值普遍远大于普通短肢剪力墙试件，说明高强钢筋改善了试件的抗裂性和提高了试件的屈服阶段，因此试件延性系数较小；同置试大的承载力和良好的变形能力，峰值承载力较同截面尺寸普通短肢剪力墙普遍提升20%以上.Tab.4Test results of high-strength reinforced concrete short-leg shear wall 表4高强钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果试加载方向开裂荷载点屈服荷载点峰值荷载点极限荷载点位延性系数"荷载/kN位移/mm荷载/kN位/mm荷载/kN位/mm荷载/kN位/mmSDT500-1正向52.2 5.5129.812.8149.321.712628.7 2.24负向33.6 2.882.611.3108.721.892.426.2 2.31SDT500-2正向96.7 5.4162.711.5219.921.6186.927.3 2.37负向97.3 4.5184.613.9249.529.921233.6 2.41SDT650-1正向92.7 3.1265.18.8331.316.1281.622.4 2.54负向116.6 2.7249.59.7333.220.1283.225.7 2.64SDT650-2正向139.35234.410.8331.723.9281.927.9 2.58负向168.2 6.8238.211366.427.7311.929.4 2.67SDT800-1正向174.37.9274.914.8363.329.8308.832.9 2.22负向249.88.4356.213.2462.625.7393.228.5 2.15SDT800-2正向191.8 5.1323.815.5399.725.8339.728.7 1.85负向231.2 4.8426.512.8513.921.9436.825.5 1.99表5普通钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果Tab.5Test results of ordinary reinforced concrete short-leg shear wall试载荷载点服荷载点峰荷载点限荷载点位方荷载/kN位/mm荷载/kN位/mm荷载/kN位/mm荷载/kN位/mm延性系数"T500-1正向负向84.360.22.53.2133.593.64.78.4193.6117.512.527.7163.9111.218.333.13.93.992西安建筑科技大学学报(自然科学版)第53卷续表5加载 开裂荷载点_________屈服荷载点_________峰值荷载点_________极限荷载点位移方向荷载/kN位移/mm荷载/kN位移/mm荷载/kN位移/mm荷载/kN位移/mm延性系数"T500-2 T650-1 T650-2 T800-1 T800-2向向向向向向向向向向正负正负正负正负正负20.5 3.7178.777.3 2.4136.544.6 2.04210.803.6 2.6215624.8 2.4714080 1.912007.8 1.83322.460.5 1.8280.932.5 3.49250.9122 4.1161.3773.635.5767320416.1186.318.8 2.65164.917.714637.9 5.181341.814.1298.818.1 4.81210.218.6196.639.2 6.45266.616.3239.322.5 6.414161.117.8153.434.9 6.88367.511.3312.312.8 2.25319.52131227 3.61394.418.1336.918.7 3.13230.635.7227.643.8 3.72・5冈1J6个T型短肢剪力墙的刚度随水平加载位移变化的曲线如图9所示，同变形的环线刚度k 来表示［12］，(1).从图9中可，载过程中，试载时比负向加载时刚度退化速度更快，表明破坏程度;从载前期到试服，刚度退化最快，约退化至初始刚度的70%，此后，刚度退化不断减缓.图9可知：轴比著地影响试件从加载到破坏的刚度退化，且轴比越大，破坏刚度减小越突然，无减，呈破坏的特点；腹板端部对核心的作，刚度退化越缓慢，说明在腹板端部箍效减试过程载的刚度退化度.应结构形式的改进.由图12可知，随着位移加载周数，各试件等效粘滞阻尼系数之增大,表明试件耗，进入塑后，试的耗度加快；临近加载结束，大部分试件等效粘滞阻尼系数增加至0.1〜0.2,SDT6501、SDT800-2等效粘滞阻尼系数增大至0.4〜0.5,与普通［13］耗对比，各试件累积耗能增加约125.6%〜486%,故本文这种新型短肢量耗散能力相比普通结构大大，表明配置的试•有良好的耗h e1S<BCD29S(2)k=—P i/(1)式中：P i表示同一位移幅值下多次加载循环的荷载值，△表示与荷载值对应的位•+S)OBEFig.10图10等效粘滞阻尼系数计算示意图Schematic diagram for calculation of equivalent viscousdampingcoe2icients图9试件刚度退化曲线Fig.9Stiffness degradation of specimens2.6耗试件滞回曲线，可以绘制相关耗能曲线和等效粘滞阻尼系数曲线h e，如式(2).图11可知，试的轴压比越大，耗曲线载末期：降，不满足抗震需求，因要进行相―■—SDT500-1•—SDT500-2SDT650-1SDT650-2SDT800-1SDT800-2 -40-30-20-10010203440半周数图11耗能-半周数曲线Fig.11Energyconsumedversusnumbero2hal2cycles第1期张 没，等：高强钢筋混凝土T 形截面短肢剪力墙抗震性能试验研究931212 12->--)-•>--•>--)-"I-()(()(5(5(()(()( 55 6 6 8 8 T T T T T T D D D D D D s s ss s s三三.5.4.3.2I-J .O510 1520 25 30 35 40周数图12等效粘滞阻尼系数-周数曲线Fig. 12 Equivalent hysteretic damping coefficient versus cycles2.7应变分析本文六个构件均为T 形截面，具有相似的受 力机理，故选取典型试件SDT650-1进行分析.2 .7.1截面纵筋应变纵 变沿试 板截面高度分布的特点见图13.11 00010 0009 0008 000b7 000f —6 000€5 0004 0003 0002 0001 000-1 000*裂服值限开屈峰极300 400 500600 700应变片位置图13 变 分布Fig.13 Strainof0ongitudina0reinforcementbars7 0006 0005 000三 4 000鳥 3 000珂 2 0001000G G G G G G G G开裂屈服 峰值 极限图14箍筋应变分布Fig.14 Strainofstirrup由图可知： 试验不断加载，纵筋应变数值逐渐增大，表明在水平荷载作 ， 纵：伸变形不断增大；、服 ，截面变.平截面假定，在峰，截面 变 似平截面假定，有些点稍偏离平截面假定. ：限 ，截面变已不 平截面假定，同时纵筋应变板无翼缘端部，应变数 大，在极限阶段，腹板端部纵 变 ，反映了此处为抗震薄弱部位， 到地震大 I 强此部位的抗震设计.2.7.2截面箍筋应变分布箍 变沿试 板截面高度分布的特点见 图14.图可知：试验不断 载， 箍 变数大， 表明 水平荷载作 ，板箍效的膨胀变形；腹板下端部箍 变始终大于中上部表明主要集板下部;板端部应变数值始终大 板端部一侧的应变，表明对边缘构件进行 改， 试整体抗震.3结论(1) 试件破坏主要发生在腹板无翼缘下端部，因此，建板无翼缘端部可通过 箍 I 距大箍筋直径等 核心 效应，板表面设置“叉”形对T 形截面短进行设计 改进；(2) 度一 ， 比减小，腹板截面截面尺寸增大，承载 明显， 幅逐渐减缓；轴压比明显的影响 的承载力,在一围内增加轴压比，承载所增加，但轴比过大 ， 破坏 明 ， 因 ， 对试轴 比限 进行 p ；(3) 对腹板端部进行箍 后，可使核心混凝土达到极限抗度，抗压能力的 ，使 限变形 明 ，延性得到改善；(4) 综合来看，剪跨比为2. 15的SDT650-2型试件承载，极限变形 ，延性最佳，抗震性能最优，可结构选型 ；(5) 通过 通承载力、极限变形 、耗 等试验数据对比，表明配置高的综合抗震 好 通 i.参考文献 References[1]中华人民共和国住房和城乡建设部•高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 3—2010[S ].北京：中国建筑工业出版社，2010.Ministry of Housing and Urban Rural Development ofThe People's Republic of China. 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超高分子量聚乙烯纤维对超高性能混凝土性能影响的研究
１ 前言 随着社会的进步和发展，各类超高层建筑、大跨度桥梁
不断出现，各类结构加固工程的增多，普通混凝土材料的各方 面性能已经无法满足现实的需求，这就要求其必须朝着更高强 度、高韧性、更好的工作性、更优的耐久性方向发展，因此各 类纤维增强水泥基材料应运而生，其中代表性的跨时代产品 UHPC（超高性能混凝土）更是在引领一场材料革命［1-2］。但 目前 UHPC 的广泛应用仍受限于其中的关键组分—纤维，如钢 纤维的高成本及其在混凝土中的分散、易沉底和锈蚀问题制约 着它在 UHPC 中的应用。因此，寻求一种能在 UHPC 中具有高 分散性、高粘接强度、高耐久性、高增韧效果的有机高性能纤 维以替代钢纤维于 UHPC 中应用具有极强的现实意义和经济效 益［3］。
江西建材
研究与应用
超高分子量聚乙烯纤维对超高性能混凝土性能影响的研究
习海平 1，揭晓东 1，霍书怀 2，李方全 3
（1. 江西省建筑材料工业科学研究设计院，江西 南昌 330001 ；2. 中国纺织科学研究院共青分院，北京 100025 ；3. 中国纺织科 学研究院有限公司，北京 100020）
摘 要 ：本文系统性的研究了超高分子量聚乙烯纤维不同长径比、体积掺量对超高性能混凝土性能的影响，得到两种规格纤维最 佳体积掺量分别是 6mm*1.5%、12mm*1.0%。综合评价了不同养护方式对纤维增强混凝土抗压强度的影响，结果表明蒸养效果优 于标准养护。同时研究了试件尺寸效应对纤维增强混凝土抗折强度的影响规律，得出 40mm*40mm*160mm 棱柱体非标准试件尺寸 换算系数在 0.794 左右。 关键词 ：超高分子量聚乙烯纤维 ；超高性能混凝土 ；蒸养 ；尺寸效应 中图分类号 ：TU528 文献标志码 ：A 文章编号 ：1006-2890（2019）08-0013-03
高强钢筋钢纤维混凝土梁受力性能试验研究
高强钢筋钢纤维混凝土梁受力性能试验研究目前,虽然国内外学者对钢筋钢纤维混凝土梁的受弯和受剪性能进行了大量的试验和理论研究,但关于高强钢筋钢纤维混凝土梁的受弯和受剪试验研究较少。
在钢纤维混凝土梁中采用高强钢筋,梁的受弯承载力、受弯刚度和受剪承载力能否仍采用中国规范和美国规范进行计算,需要通过试验研究来加以验证。
本文研究高强钢筋钢纤维混凝土梁的受弯和受剪性能,重点关注中国和美国规范对高强钢筋钢纤维混凝土梁受弯承载力、受弯刚度、受剪承载力的计算适用性,主要研究内容包括:(1)在纵筋配筋率为1.02%和2.99%的条件下,分别进行钢纤维体积率为0、1%、2%的受弯梁试验,调查钢纤维体积率和纵筋配筋率对梁的荷载-挠度曲线、开裂荷载、受弯承载力、受压区高度、最大裂缝宽度、受弯刚度、延性和破坏形态的影响。
(2)利用CECS38:2004计算方法对高强钢筋钢纤维混凝土梁的受弯承载力进行研究,并基于试验结果建立适用于高强钢筋钢纤维混凝土梁的受弯承载力计算公式。
(3)比较试验测得的荷载-挠度曲线与CECS38:2004刚度公式计算得到的荷载-挠度曲线,分析两者产生差别的原因,并对CECS38:2004的刚度计算公式进行修正;对比ACI318-14计算得到的全截面惯性矩、开裂截面惯性矩与试验值的差别,并在ACI318-14有效惯性矩计算公式的基础上,利用试验测得的结果,通过拟合分析建立高强钢筋钢纤维混凝土梁的有效惯性矩计算公式。
(4)对5根高强钢筋无腹筋梁和6根高强钢筋有腹筋梁进行受剪试验,测试钢纤维体积率和箍筋配筋率对荷载-挠度曲线、斜截面开裂荷载、受剪承载力、斜截面混凝土应变、箍筋应变、斜裂缝宽度及破坏形态的影响。
(5)对比受剪承载力试验值与中国规范CECS38:2004、美国规范ACI544.4R计算值的差异,分析规范计算值与试验值产生误差的原因,并对规范公式进行修正。
(6)借鉴《钢纤维混凝土》GJT472-2015的配合比设计原理,将裂缝处钢纤维等效为跨越裂缝截面的混凝土骨料进行研究分析,基于Collins修正压力场理论提出了裂缝处钢纤维具有剪应力和无剪应力的两种计算模型,并利用106根梁的试验数据证明了计算钢筋钢纤维混凝土梁受剪承载力可以忽略裂缝处钢纤维的剪应力。
钢骨超高强混凝土框架节点抗震性能研究的开题报告
钢骨超高强混凝土框架节点抗震性能研究的开题报告
一、项目背景与研究意义
钢骨超高强混凝土框架结构是近年来国内外建筑界普遍重视的一种新型抗震型结构体系，是将钢骨混凝土和超高性能混凝土融合在一起，采用节点配合技术连接的一种抗震型结构体系，具有优异的力学性能和抗震性能。
本研究旨在通过对钢骨超高强混凝土框架节点抗震性能的研究，提高建筑设计的合理性和抗震性，实现结构的更加安全可靠。
二、研究内容和方法
本研究的研究内容主要包括以下方面：
1. 分析钢骨超高强混凝土框架节点的基本构造和设计要求；
2. 研究钢骨超高强混凝土框架节点的抗震性能，包括节点的强度和刚度，及节点在地震作用下的变形性能；
3. 对比不同节点连接方式对抗震性能的影响；
4. 运用有限元分析软件建立模型，对节点抗震性能进行仿真分析，获取节点结构在不同工况下的力学性能以及受力效应的分析结果。
三、研究计划和预期成果
本研究计划的总时限为12个月，分为三个主要阶段，分别是理论分析、实验研究和数据处理、结论总结等。
预期成果：
1. 对钢骨超高强混凝土框架节点的抗震性能进行深入研究，全面掌握节点强度、刚度，以及节点在地震作用下的变形性能；
2. 对不同节点连接方式的抗震性能进行研究，深入了解不同组合方式对节点抗震性能的影响；
3. 运用有限元分析软件建立模型，对节点抗震性能进行仿真分析，获取节点结构在不同工况下的力学性能以及受力效应的分析结果。
本研究预期能为构建更加安全可靠的钢骨超高强混凝土框架结构提供支持，并在相应领域做出一定的贡献。
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ｃｅｅｓｏ ｏｕ ｍｓ ｈｅｒｓｌ ｓｏ ｓｔａ ｅ ｆ ｅ ａ ｎ ｒａｅｔｅｄ ｃｉｔ ｆｓ ｐ ｒ ｉ ｒｔ ｈｒ ｃ ｌｎ ，ｔ ｅｕｔ ｈ ｗ ｔ ｂ ｒｃ ｎｉｃｅ ｓ ｕ ｔｉ ｏ ｕ —ｈｇ ｔ ｈ ｔ ｉ ｈ ｈ ｌｙ ｅ ｈ—ｓ ｅ ｇｈ ｃｌｌｎ ｂ ｉ ｔ ｎ ｔ ｏｕｎ ｓｏ ｖ－ ｒ
剪切破坏， 延性差 ， 不能靠 大变形耗能而有效抵抗 地震作用＿ ２。而纤维则具有优 良的弯曲韧性 、 １ 短柱的承载力和抗震性能 的优势得以充分 发挥 ［ ６。 ３ ｌ — 为 Ｃ ０ ８ 的高强混凝土框架柱抗震性能的研究 ５ 一Ｃ０
ｏ ｔ ｈｏ ｇ ２ ｆ ｅ ｕ ｒ ｉｈ—ｓ ｅ ｇｈ ｃｎ ｒｔ ｓｏｔ ｒｍｅｃｌｍｎ ，Ｔ ｅｍａｎｆｃｏｓｓｃ ｓｆ ｅ ｏｕ ｅｃ ｎ ｕ ｒｕ ｈ １ ｂ ｒｓｐ —ｈｇ ｔ ｉ ｅ ｔ ｎ ｔ ｏ ｃｅｅ ｈ ｒ ｆ ｏｕ ｓ ｈ ｉ ａｔｒ ｕ ｈ ａ ｂ ｒｖｌｍ ｏ － ｒ ａ ｉ
ｔｎ ，ｗ ｉｈ ａｆｃ ｈ ｉｐａ ｅ ｎ ｕ ｔ ｉ ｆｆ ｅ ｕ ｅ —ｈｇ ｅ ｔ ｈｃ ｆ ｔ ｅｄｓ ｌ ｍｅ ｔ ｃｉｔ ｏ ｂ ｒｓ ｐ ｒ ｉｈ— ｓ ｅ ｇｈ ｃ ｎ ｒｔ ｏ ｌ ｌ ，Ｗ ｒ ｎ ｙｅ ， ｄ ｔｅ ｅ ｔ ｃ ｄ ｌｙ ｉ ｔ ｎ ｔ ｏ ｃｅｅｃ ｈｍｆ ｒ ｓ ｅｅａ ａ ｚｄ ａ ｌ ｎ ｈ ｄ ｆｒ ｂｌｙ ａ ｄｅ ｅｇ ｉｓ ａｉｎｗ ｒ ｌ ｉｃ ｓｅ ．Ｃ ｍｐｒｄｗｉ ｅｒｓ ｌ ｆ ｈ ｏｍ ｌ ｉｈ— ｓ ｅ ｇｈｃ ｎ ｅｏｍａ ｉｔ ｎ ｎ ｒｙｄｓｉ ｔ ｅｅａｓ ｄｓｕ ｓｄ ｉ ｐ ｏ ｏ ｏ ａｅ ｔ ｔ ｅｕｔ ｏ ｅｎ ｒ ａ ｇ ｈ ｈ ｓ ｔ ｈ ｔ ｎ ｏ － ｒ ｔ
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纤维 超 高 强混 凝 土 框 架 短 柱 抗 震 性 能 的试 验 研 究
贾金青， 姜 窖， 刘 毅 。 红 肖
（ 大连理工大学 土木水利学院结构实验室， 辽宁 大连 １６２ ） １ ４ ０
摘 要 ： 对 １ 根超 高强纤维混凝土框 架短柱在低周反 复荷载 作用 下的 力学性 能进 行试验 ， 析 了影 响纤维超 高强混 通过 ２ 分
维普资讯
第 ３卷 第 ５期 ２０ ０６年 ｌ Ｏ月
铁道科学 与工程学报
Ｊ ＯＵＲＮ Ｉ Ａ ＳＣＩ ＣＥＡＮＤ ＮＧｌ ＡＬ ＯＦＲＡＩＷ Ｙ ＥＮ Ｅ ＮＥＥＲｌＧ Ｎ
Ｖ Ｉ Ｎ ５ Ｏ． ３ ０．
Ｏｃ ．２ ｏ ｔ ｏ６
ｉ ｆ ｍａ ｃ ｍ ｃｐ ｒ ｒ ｎ ｅ ｅ ｏ
随着混凝土强度等级的提高（ Ｃ０ ）超高强 ＞ １ ， ０
混凝土突出的缺点是其力学性质呈现显著 的脆性 ，
工作 ， 取得 了一定的研究成果， 并在《 高强混凝土结 构设计 与 施 工 指南》 《 筑 抗震 设 计规 范》 、建
在地震作用下 ， 高强混凝土柱尤其是短柱往往发生
ｊＡ Ｊｎｑｎ ，Ｉ Ｇ Ｒｕ ， Ｉ ｉＸＩ ｎ Ｉ ｉ－ｉｇ ｊＡＮ ｉＬ Ｕ Ｙ ， ＡＯ Ｈｏ ｇ
（ ｈ ｔ ｃ ｒ ＬｂｒｔｙｏＤ ｌｎＵ ｉ ｒｔ ｏ ￣ｈｏ ｇ， ａａ １０４，ｈ ａ ＴｅＳｒ ｔ ｅ ａｏａ ｒ ｆ ａｉ ｎｖ ｓｙ ｆ ｕｕ ｏ ａ ｅ ｉ Ｔ ｎｌ ｙＤ ｌｎ１６２ Ｃ ｉ ） ｏ ｉ ｎ
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凝土短枉位 移延性的 因素 ， 探讨 了其 变形 与耗 能能力。将试验 结果与普通 高强混凝土短柱试验 结果相 比较 ， 结果表 明在超 高强混凝土短柱 中掺 入纤维是解决超 高强混凝土短柱脆性大 、 延性差的一个有效的途径 。 关键词 ： 高强混凝 土； 短柱 ； 钢纤 维； 乙烯醇纤维（Ｖ 聚 Ｐ Ａ纤维） 延性 ； ； 抗震性 能 中图分类号 ：Ｕ ２ ．１ Ｔ ５８ ３ 文献标识码 ： Ａ 文章编号 ：６ ２ Ｏ９２ ｏ ）５ ０ ５ —０ １７ —７２ （０ ６ ０ — ００ ５
收 稿 日期 ：Ｏ ６ ６— ６ ２ ０ —０ ２
（ Ｂ０ １一２ｏ ）和 《 凝 土 结 构 设 计 规 范 》 Ｇ ５０ ｌ ０ １ 混
（ Ｂ０ １－２０ ） Ｇ ５００ ０２等规范中规定了高强混凝土框架 － 柱的设 计 规则 ， 随 着纤 维 混凝 土 的 出现 又 于 伴 ２０ 年出版 了《 ０４ 纤维混凝土结构技术 规程》 从 而 ，
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