SRHSHPC框架结构地震损伤试验研究_郑山锁(打印)
矿产资源开发利用方案编写内容要求及审查大纲
矿产资源开发利用方案编写内容要求及《矿产资源开发利用方案》审查大纲一、概述
㈠矿区位置、隶属关系和企业性质。
如为改扩建矿山, 应说明矿山现状、
特点及存在的主要问题。
㈡编制依据
(1简述项目前期工作进展情况及与有关方面对项目的意向性协议情况。
(2 列出开发利用方案编制所依据的主要基础性资料的名称。
如经储量管理部门认定的矿区地质勘探报告、选矿试验报告、加工利用试验报告、工程地质初评资料、矿区水文资料和供水资料等。
对改、扩建矿山应有生产实际资料, 如矿山总平面现状图、矿床开拓系统图、采场现状图和主要采选设备清单等。
二、矿产品需求现状和预测
㈠该矿产在国内需求情况和市场供应情况
1、矿产品现状及加工利用趋向。
2、国内近、远期的需求量及主要销向预测。
㈡产品价格分析
1、国内矿产品价格现状。
2、矿产品价格稳定性及变化趋势。
三、矿产资源概况
㈠矿区总体概况
1、矿区总体规划情况。
2、矿区矿产资源概况。
3、该设计与矿区总体开发的关系。
㈡该设计项目的资源概况
1、矿床地质及构造特征。
2、矿床开采技术条件及水文地质条件。
考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC剪力墙数值模型
第50 卷第 9 期2023年9 月Vol.50，No.9Sept. 2023湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC剪力墙数值模型荣先亮1，3，卢博辽2†，张琦玉2，黄炜元1，郑山锁3，张艺欣4［1.同济大学土木工程学院，上海 200092；2.先进土木工程材料教育部重点实验室（同济大学），上海 201804；3.西安建筑科技大学土木工程学院，陕西西安 710055；4.华侨大学土木工程学院，福建厦门 361021］摘要：为了合理评估严寒环境下在役钢筋混凝土（RC）剪力墙的抗震性能，采用相对动弹性模量为冻融损伤系数，结合修正Petersen模型构建了不均匀冻融损伤模型；基于经过准确性验证的既有公式建立了完好RC剪力墙剪切恢复力模型，进而通过分析冻融损伤RC剪力墙实测剪应变和剪力受参数影响的变化趋势，采用多参数回归建立了冻融损伤RC剪力墙剪切恢复力模型；基于既有材性实测数据建立了不均匀冻融损伤黏结强度模型，同时结合既有钢筋黏结滑移模型通过理论推导建立了不均匀冻融损伤纵筋滑移模型；结合所建立的不均匀冻融损伤模型、冻融损伤剪切滞回模型、冻融损伤不均匀的黏结强度-滑移模型，提出了冻融损伤剪力墙构件数值模型.最后采用8个不同参数冻融损伤RC剪力墙的拟静力实测数据对本文所提的数值模型的准确性进行了验证.结果表明：本文建立的数值模型可较准确地模拟冻融损伤RC剪力墙低周往复下的力-变形关系，可用于冻融环境下RC剪力墙的抗震性能评估.关键词：RC剪力墙；不均匀冻融损伤模型；剪切恢复力模型；不均匀冻融损伤黏结滑移模型；OpenSees；钢筋混凝土中图分类号：TU375.4 文献标志码：ANumerical Model of Non-uniform Freeze-thaw Damaged RC Shear WallConsidering Shear Effect and Bond SlipRONG Xianliang1，3，LU Boliao2†，ZHANG Qiyu2，HUANG Weiyuan1，ZHENG Shansuo3，ZHANG Yixin4［1.College of Civil Engineering， Tongji University， Shanghai 200092， China；2.Key Laboratory of Advanced Civil Engineering Materials of Ministry of Education （Tongji University）， Shanghai 201804， China；3.School of Civil Engineering， Xi’an University of Architecture and Technology， Xi’an 710055， China；4.College of Civil Engineering， Huaqiao University， Xiamen 361021， China］Abstract：To realize reasonable evaluation of the seismic behavior of in-service reinforced concrete （RC） shear ∗收稿日期：2022-09-14基金项目：国家重点研发计划项目（2019YFC1509302），National Key Research and Development Program of China（2019YFC1509302）；陕西省重点研发计划项目（2021ZDLSF06-10），Key Research and Development Program of Shaanxi Province（2021ZDLSF06-10）；福建省自然科学基金青年创新项目（2021J05051），Youth Innovation Fund of Natural Science Foundation of Fujian Province（2021J05051）作者简介：荣先亮（1993―），男，安徽六安人，同济大学博士研究生† 通信联系人，E-mail：********************文章编号：1674-2974（2023）09-0056-13DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2023102第 9 期荣先亮等：考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC剪力墙数值模型walls under a frost action environment，using the relative dynamic elastic modulus as the freeze-thaw damage coefficient and combining with the modified Petersen model，a non-uniform freeze-thaw damage model is constructed. With the existing formula by accurately verified， the shear hysteretic model of intact RC shear walls is established. Then， by analyzing the variation trend of shear strain and shear force of the frozen-thawed damaged RC shear wall affected by parameters， the shear hysteretic model of frost-damaged RC shear wall is established by multi-parameter regression analysis. Based on the existing material data， the bond strength model of uneven freeze-thaw damage is established. At the same time，combined with the existing bond-slip model，the slip model of uneven frozen longitudinal reinforcement is established through theoretical derivation. Combined with the established non-uniform freeze-thaw damage model， freeze-thaw shear hysteretic model， and freeze-thaw non-uniform bond strength slip model， a numerical model of freeze-thaw damaged shear wall components is proposed. Finally， the accuracy of the proposed numerical model is verified by using the quasi-static measured data of 8 freeze-thaw damaged RC shear walls with different parameters. The results show that the numerical model established in this paper can accurately simulate the load-deformation relationship of freeze-thaw damaged RC shear walls under low-cycle cyclic loading，and can be used to evaluate the seismic performance of RC shear walls under freeze-thaw environment.Key words：RC shear wall； nonuniform freeze-thaw damage model； shear hysteretic model； bond slip model of non-uniform freeze-thaw damage； OpenSees；reinforced concrete众所周知，寒冷地区的冻融循环作用是混凝土力学性能下降的主要原因之一［1-5］. 近几十年来，在加拿大的育空地区、美国北达科他州，冻融作用导致钢筋混凝土（Reinforced Concrete RC）构件（含梁、柱、剪力墙）的损伤引起了诸多学者广泛的关注，并针对其静力荷载作用下的力学性能（弯曲、剪切）展开了研究［3-4］. 与此同时，Yang等［6］、Rong等［1，7］的研究指出：位于严寒地区的在役钢筋混凝土（Reinforced Concrete RC）剪力墙亦处在抗震设防区中，面临巨大的地震灾害威胁［8］. 因此，对冻融损伤RC剪力墙展开抗震性能评估具有重要意义. 但据作者所知，目前关于RC剪力墙抗震性能评估的数值模型（纤维模型［9］、多垂直杆模型［10］、分层壳模型［11］、固角桁架杆模型［12］）均是基于完好构件的，鲜有可用于冻融损伤RC剪力墙抗震性能评估的数值模型. 鉴于此，有必要建立可准确评估冻融损伤RC剪力墙的数值模型.冻融循环作用后混凝土的力学性能及其与纵筋间的黏结性能降低，尤其是在较大冻融循环次数（Number of Freeze-thaw Cycles，NFTCs）下此种降低更加明显［1，3，5，7，13-14］. 与此同时，冻融损伤呈较为明显的不均匀分布特征，由混凝土构件表面开始逐渐渗透至构件内部［1，5-7，13］. 因此，在建立冻融损伤RC剪力墙数值模型时，首先需要进行的是不均匀冻融损伤的合理考虑，包括混凝土强度的不均匀冻融损伤和黏结滑移的不均匀冻融损伤. 此外，Rong等［1，7］、Yang 等［6］的研究表明：冻融作用可降低RC剪力墙的抗剪性能，增加其剪切变形；300次冻融循环后，剪跨比为2.14的RC剪力墙其峰值点的剪切占比由23.25%（NFTCs=0）上升至65.61%（NFTCs=300）［1］. 因此，在建立冻融损伤RC剪力墙数值模型时，还需充分考虑剪力墙的剪切效应.考虑到多垂直杆模型［10］、分层壳模型［11］、固角桁架杆模型［12］均未在剪力墙构件厚度方向进行精细划分，故其无法实现冻融损伤不均匀性的考虑. 纤维模型沿构件厚度方向将截面划分为诸多混凝土纤维和钢筋纤维，可依据冻融损伤分布的不均匀特征，建立损伤修正模型对不同截面处的混凝土纤维本构进行不同程度的折减，实现冻融损伤不均匀性的考虑. 然而，值得指出的是，传统的纤维模型未考虑黏结滑移和剪切作用［15］.针对未考虑剪切效应问题，一些学者［16-18］提出在截面层次添加剪切-剪应变（V-γ）恢复力模型形成组合剪切的纤维截面模型，实现了对剪切效应的考虑；进而利用此模型对剪切变形较为显著的完好RC 剪力墙展开模拟并取得了较为准确的模拟效果. 针对未考虑黏结滑移效应问题，Zhao等［19］提出采用钢筋黏结滑移模型替换纵筋本构，通过底部串联替换后的零长度纤维截面单元进行构件的模拟，实现了57湖南大学学报（自然科学版）2023 年对黏结滑移效应的考虑，并通过完好RC 结构对其准确性进行了有效验证. 然而，值得指出的是，Zhao 等［19］所提出的方法难以考虑因冻融作用所导致的黏结强度衰减，且关于滑移值的计算公式来源于经验回归，其准确性有待于进一步的验证与提升.综上，本文结合冻融损伤特征与冻融作用的影响依次建立了不均匀冻融损伤模型［5］、冻融损伤剪切恢复力模型、不均匀冻融损伤黏结强度和滑移模型（理论推导），并对所建各模型的准确性进行了验证. 利用不均匀冻融损伤模型对RC 剪力墙纤维截面所划分的混凝土本构进行折减实现了冻融损伤的合理考虑；在此基础上，组合剪切恢复力模型所表征的剪切效应实现了RC 剪力墙的抗剪；同时，在墙底串联包含纵筋黏结滑移模型的零长度截面单元从而建立了可综合考虑弯曲、剪切、黏结滑移效应的冻融损伤RC 剪力墙数值模型. 最后，通过8个既有冻融损伤RC 剪力墙的拟静力试验结果，从滞回曲线和骨架曲线两个方面验证了本文所提数值模型的准确性. 研究可为冻融损伤RC 剪力墙的抗震性能评估提供参考.1 试验简介为探究冻融循环作用下RC 剪力墙抗震性能的变化，对8根剪跨比为2.14的冻融损伤RC 剪力墙进行了拟静力试验. 剪力墙的参数设置见表1.试验墙几何尺寸及详细配筋布置见图1（a ）. 竖向分布筋和箍筋采用HPB235（直径6 mm ），其实测屈服强度为270 MPa ，极限强度为470 MPa ，弹性模量为2.1×105 MPa. 暗柱纵筋采用HRB335（直径12 mm ），其实测屈服强度为409 MPa ，极限强度为578 MPa ，弹性模量为2.0×105 MPa.采用人工气候模拟冻融环境对各RC 剪力墙进行冻融循环试验，待达到各设计NFTCs （见表1）时对其进行拟静力加载. 拟静力加载方案见图1（b ）；屈服前采用荷载控制加载，每级加载循环一次；屈服后采用位移控制加载，每级加载循环三次. 详细的位移计布置如图1（b ）所示，量测的特征点荷载与变形见（a ）几何图形和配筋（单位：mm ） （b ）加载方案图1 几何尺寸与加载方案Fig. 1 Geometry and loading scheme表1 剪力墙试件的关键参数Tab. 1 Key parameters of the shear wall specimens编号SW-9SW-10SW-11SW-12SW-13SW-14SW-15SW-16NFTCs 0100100100200200200300n 0.200.200.200.200.100.200.300.20f cu /MPa 55.0832.0040.3055.0855.0855.0855.0855.08开裂P c /kN120.1680.3680.8799.8880.8299.31129.4978.36Δc /mm 2.642.762.412.342.032.332.782.46γc0.19×10-30.19×10-30.21×10-30.20×10-30.17×10-30.22×10-30.27×10-30.23×10-3屈服P y /kN178.47121.80132.46152.73120.65142.37150.59116.33Δy /mm 7.267.935.977.066.657.076.505.86γy0.40×10-30.44×10-30.39×10-30.51×10-30.68×10-30.65×10-30.56×10-30.75×10-3峰值P m /kN213.45145.52157.65185.37140.32171.30176.27140.79Δm /mm 15.3713.6812.4014.3416.9815.348.6510.62γm5.10×10-36.19×10-36.53×10-37.62×10-310.16×10-39.79×10-36.89×10-39.95×10-3注：n 为压轴比；f cu 为混凝土立方体抗压强度；P c 、P y 、P m 分别为开裂、屈服、峰值点剪力试验值；Δc 、Δy 、Δm 分别为开裂、屈服、峰值点变形试验值；γc 、γy 、γm 分别为开裂、屈服、峰值点剪应变试验值.58第 9 期荣先亮等：考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC 剪力墙数值模型表1. 更为具体的试验细节参见Rong 等［1］的研究.2 建模思路Petersen ［5］基于相对动弹性模量E RDM 实测值验证了冻融损伤在构件截面内的分布具有不均匀性.Yang 等［6］、张德义等［2］和Rong 等［1，7］的试验亦观察到了冻融损伤在试件内部呈不均匀分布的现象. 鉴于冻融损伤的分布特征，本文选用纤维模型（见图2和图3），并通过建立不均匀损伤模型以实现冻融损伤的合理考虑. 图3显示了冻融损伤剪力墙的纤维截面划分，不同的颜色代表不同的冻融损伤程度，且冻融损伤程度由外向内逐渐减小. 此外，水平循环荷载作用下的墙顶总变形由三部分组成：弯曲、剪切和黏结滑移. 纤维模型只考虑了构件的弯曲性能，而忽略了构件的剪切性能与黏结滑移效应. 与此同时，已有研究均表明：冻融损伤削弱了钢筋与混凝土间的黏结强度以及剪力墙的抗剪能力，增大了剪切变形（见表1）与黏结滑移变形［1，6-7，13-15］. 为此，本文通过构建考虑冻融损伤的剪切恢复力模型，并在截面层次上将所建立的剪切恢复力模型添加到所建立的考虑不均匀冻融损伤的纤维截面上形成组合剪切效应的纤维截面［16-18］，实现了纤维单元剪切效应的考虑；对应的组合示意图如图2所示. 基于已建立的考虑冻融损伤与剪切的纤维模型，在墙底添加零长度截面单元［19］，实现了黏结滑移效应的考虑. 对应的建模示意图如图3所示. 具体的实现是通过建立考虑冻融损伤的钢筋滑移模型，然后将所建立的黏结滑移模型替换掉零长度截面弹簧单元中的普通钢筋本构. 整体模型的建立方法列于图3. 其中：两端暗柱箍筋约束范围内均为约束混凝土纤维，其余均为无约束混凝土纤维. 由此可见，准确建立不均匀冻融损伤模型、冻融损伤剪切恢复力模型以及冻融损伤纵筋滑移模型成为本文数值模型的关键. 因此，下文依次对其建立过程展开了详细的描述.3 不均匀冻融损伤模型本章以E RDM 为冻融损伤系数并作为联系冻融损伤混凝土强度和动弹性模量的桥梁，通过修正不同位置处完好混凝土本构建立了不均匀冻融损伤混凝土模型. 具体的实现是通过OpenSees 中的循环语句. 详细流程见图4，其对应的计算步骤如下：1）确定未冻融混凝土本构参数，包括弹性模量E c 、非约束（约束）混凝土峰值应力f c （f cc）、峰值应变εc （εcc ）以及极限应变εcu （εccu ）等.2）基于已建立的修正Petersen 模型（图5），计算图2 组合剪切的纤维截面Fig.2 Fiber section considering shear effect图3 冻融损伤RC 剪力墙模型Fig.3 Proposed model of frost-damaged RC shear wall59湖南大学学报（自然科学版）2023 年给定NFTCs 下不同截面位置处混凝土的冻融损伤系数E RDM . E RDM 取公式（1）和（2）的较大值，对应如下：E RDM =ìíî 1 ， N p ≤N′p ；1-0.011 4(N p -N′p ) ， N p >N′p .（1）E RDM =0.05.（2）式中：N p 为RILEM TC176-IDC ［20］冻融制度下的NFTCs ；N′p 为冻融循环次数临界值，其值由混凝土纤维所在截面的位置确定，具体计算式如式（3）：N′p =1.06d -0.24.（3）式中：d 为混凝土纤维位置与截面受冻边缘间的距离，取最小的冻融深度，如图6所示.3）通过多参数回归分析构建了冻融损伤后混凝土纤维强度模型. 其建立过程如下.Liu 等［21］的研究表明，提高混凝土初始强度可提高相对抗压强度，且提高的程度呈增加趋势. 因此，在建立冻融损伤混凝土强度计算式时将其假定为关于初始强度f c 的幂函数形式；同时，结合边界条件，将冻融损伤混凝土强度f c ，d 、冻融后的相对抗压强度R s 计算式假定为：f c ，d =R s ×f c .（4）R s =1-a (1-E RDM )f b c .（5）式中：a 、b 是拟合参数，其值通过对收集到的试验数据［21］进行多参数拟合得到，相应的计算式如式（6），对应的计算结果如图7所示.R s =1-3.007(1-E RDM )f -0.206c .（6）4）冻融后截面不同位置处的约束混凝土强度f cc ，d 折减系数β值与相同冻融深度处非约束混凝土强度折减系数相同. 鉴于此，得到：f cc ，d =βf cc .（7）β=f c ，df c.（8）5）依据张艺欣等［13］的研究计算未冻融混凝土的动弹性模量E dyn c ：E dyn c=4 000f ′c +15 200.（9）式中：f ′c 是圆柱体抗压强度.6）结合前述所得的E RDM 和E dyn c 即可计算得到不同截面位置处冻融损伤混凝土的动弹性模量E dyn c ，d ：E dyn c ，d =E RDM ×E dyn c .（10）7）根据式（1）~（2）即可得到冻融损伤混凝土的弹性模量：E c ，d =(0.9×E RDM -0.06)×E c .（11）图5 修正的Petersen 模型［5］Fig. 5 Modified Petersen model［5］图4 不均匀冻融损伤模型计算流程Fig. 4 Calculation flow of non-uniform freeze-thawdamage model冻融混凝土纤维d图6 混凝土纤维冻融深度Fig. 6 Freeze-thaw depth with concrete fibers图7 非约束混凝土冻融后强度计算结果Fig.7 Strength calculation results of unconstrained concreteafter freezing and thawing60第 9 期荣先亮等：考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC 剪力墙数值模型综上，给定N p 与x i ，根据未冻融混凝土本构参数，结合公式（1）~（11），即可计算出不同位置处的冻融损伤混凝土纤维本构参数，即构建了由表及里的不均匀冻融损伤模型.4 冻融损伤RC 剪力墙剪切恢复力模型OpenSees 中的Hysteretic 模型能较全面地反映剪力墙的剪切滞回特性. 基于此，利用该模型构建剪力墙的剪切滞回模型（见图8），从而实现纤维截面剪切效应的考虑.图8中V c 、V y 、V m 依次为剪力墙剪切骨架曲线的开裂剪力、屈服剪力、峰值剪力；K a 为剪力墙初始抗剪刚度.4.1 完好RC 剪力墙剪切恢复力模型基于前文试验结果得到的剪力与剪应变变化趋势，本文将完好与冻融损伤RC 剪力墙剪切骨架曲线简化为图8所示的三折线型. 其中，完好RC 剪力墙试件各特征点剪力V 、剪应变γ采用经准确性验证的公式进行计算［17-18，22］.1）c ［23］P c =（12）式中：f c 是轴心抗压强度，psi （原文公式中单位，1MPa=145 psi ）；N 是轴压力，Pa ；A 为试件截面面积，in 2（原文公式中单位，1 in 2=645.16 mm 2）.2）屈服剪力P y ［24］P mP y=2.05-0.31n +0.40λv -0.34λ.（13）式中：λv 为配箍特征值；λ为剪跨比；P m 为峰值剪力.3）峰值剪力P m ［25］P m =1λ-0.5(1.1912f t b w h w0+0.1447N Aw A )+f yh h w0A shs h.（14）式中：f t 是抗拉强度；h w0、b w 分别是构件截面有效高度和厚度；f yh 、A sh 、s h 分别是水平分布筋屈服强度、截面面积以及钢筋间距；A w 为剪力墙腹板面积.4）开裂剪应变γc ［26］γc =P c K a =P c()E s A s +E c A []2()1+νχ.（15）式中：K a 为剪力墙初始抗剪刚度；E s 是钢筋弹性模量；A s 是截面钢筋的面积；E c 是混凝土弹性模量；ν为泊松比（取0.2）；χ为形状系数.5）屈服剪应变γy ［26］γy =P y -P cαs K a+γc .（16）αs =0.14+0.46ρwh f wh f c .（17）式中：αs 为开裂后剪力墙刚度与初始剪切刚度K a 的比值；f wh 、ρwh 分别为水平分布筋强度和配筋率.6）峰值剪应变γm γm =P mK s.（18）式中：K s 是剪力墙塑性铰区抗剪切刚度，计算式见式（19）［22，27］.K s =ρwh E c t w h w1+4ρwh.（19）式中：h w 、t w 分别为墙宽和墙厚.4.2 冻融损伤RC 剪力墙剪切恢复力模型目前，已有诸多学者［1，5，7，13-14］采用E RDM 来定量表征混凝土的冻融损伤程度. Rong 等［1］以E RDM 为指标建立了可表征冻融损伤程度的冻融损伤参数D ：D =0.003 632f -0.449 4cu F .（20）式中：F 为基于人工气候冻融条件下的NFTCs.由表1的实测值可见：随NFTCs 、f c 、n 的增加，剪力和剪应变均发生不同程度的变化. 基于此，综合考虑NFTCs 、f c 、n 的影响，选取n 和D 为参数，对未冻融墙体的剪力和剪应变进行修正，对应公式如式（21）（22）：P ′i =f i (D ，n )P i .（21）图8 剪切恢复力模型Fig. 8 Shear hysteretic model61湖南大学学报（自然科学版）2023 年γi ′=r i (D ，n )γi .（22）式中：P i ′（P i ）、γi ′（γi ）分别为冻融损伤（完好）墙体特征点i 的剪力与剪应变；f i (D ，n )、r i (D ，n )分别为特征点i 的剪力与剪应变修正函数，由表1的试验值归一化后的系数经多参数非线性曲面拟合得到，详细的建立过程可参见郑山锁等［28］的研究.1）开裂剪力和剪应变P ′c =[()-1.473D 2-0.275D (-37.642n +10.762)+1]P c ， R 2=0.872.（23）γ′c =[(104.861n 2-37.388n +5.741)D +1]γc ， R 2=0.804.（24）2）屈服剪力和剪应变P ′y =[(-1.463D 2-0.350D )(-13.302n +5.948)+1]P y ， R 2=0.889.（25）γ′y =[(-52.103n +15.933)D +1]γy ，R 2=0.905.（26）3）峰值剪力和剪应变P ′m =[(1.915D 2+0.606D )(-5.585n -0.817)+1]P m ， R 2=0.953.（27）γ′m =[(-50.555n +15.995)D +1]γm ，R 2=0.940.（28）4.3 准确性验证利用4.1节的公式计算出完好RC 剪力墙特征点的剪力和剪应变，进而利用式（23）~（28）得到冻融损伤剪力墙特征点的剪力和剪应变. 依据计算数据绘制了图9的误差分布. 由图9可见：剪力和剪应变的计算值与试验值吻合良好，计算值的误差不超过20%. 其中：计算开裂、屈服、峰值剪力和试验比的均值是1.003、0.978、1.073，相应剪应变之比的均值是0.911、0.981、1.042，表明所提出的剪切骨架曲线特征点计算模型能较好地反映冻融损伤RC 剪力墙在低周往复下的剪切性能.5 不均匀冻融损伤黏结滑移模型图10显示了纵筋滑移转角. 本节首先结合既有材性实测数据与前文所建立的冻融损伤模型建立了不均匀冻融损伤黏结强度模型；依据已有未考虑冻融的纵筋滑移模型对锚固区不同深度处黏结应力进行冻融损伤修正，进而采用理论方法建立了考虑不均匀黏结应力分布的冻融损伤纵筋滑移模型，并对其进行了验证.（a ）荷载误差（b ）位移误差图9 误差分布Fig.9 Error distribution图10 端部纵筋滑移变形Fig.10 Slip of end longitudinal reinforcement62第 9 期荣先亮等：考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC 剪力墙数值模型5.1 不均匀冻融损伤黏结强度模型通过收集已有拉拔试验的黏结强度数据［14-15］（图11），对其进行回归分析并建立了相对黏结强度τd /τ0与E RDM 间的计算式，见式（29）. 结合冻融损伤程度随N FTCs 和纤维位置的关系，见式（1）~（3）. 构建了黏结强度τd /τ0随NFTCs 和纤维位置的计算关系，即不均匀冻融损伤黏结强度模型，见式（30）.τd /τ0={1， R ≥0.98；0.90E RDM +0.12， R < 0.98.（29）τd /τ0=ìíî1， N p ≤N ′p ； 1.02-0.010 3(N p -N p ′)， N p >N ′p .（30）式中：τ0为未冻融钢筋屈服前的平均黏结应力；τd 为冻融损伤后的黏结应力.5.2 未冻融纵筋滑移模型目前，宏观模型与微观模型均认为锚固区滑移是由端部纵筋受拉应力渗透至锚固区产生的，即应力渗透长度l d 内钢筋应变ε(x )的累积，相应计算式为：s =∫l d ε(x )d x .（31）同时，该范围内的钢筋应力f s 与混凝土提供的黏结应力相等，即：f s A s =πd b∫0l d τ(x )d x .（32）式中：d b 、A s 分别为纵筋直径和截面面积.宏观模型通过将式（31）中的核函数转变成近似的常数，显著简化了计算. 鉴于此，本文沿用Sezen 等［29］的宏观模型建立了完好纵筋滑移模型，见图12（a ）. 结合式（31）（32）解出纵筋屈服前、屈服后的滑移量s ：s =ìíîïïïïεs l d 2，εs ≤εy ；εy l d 2+(εy +εs )l ′d 2， εs >εy .（33）其中：l d 、l ′d 分别为钢筋屈服前、后的应力渗透长度，计算公式如式（34）（35）.l d =f s d b4τ0，εs≤εy .（34）l ′d =(f s -f y )d b4τ′0，εs >εy .（35）式中：εs 为钢筋应变；εy 为钢筋屈服应变；τ′0为钢筋屈服后的平均黏结应力.5.3 不均匀冻融损伤纵筋滑移模型依据前述构建的不均匀冻融损伤τd /τ0模型［见式（30）］，在一定锚固高度，冻融损伤黏结强度τd 和位置变量d 成线性变化. 为便于后文推导，依据锚固端边界条件，即应变和应力等于零（f s =0，εs =0，x =0）建立坐标系，则d 在此坐标系下为：d =l d ，d -x .（36）式中：l d ，d 是冻融损伤后的应力渗透高度. 基于此，黏结强度模型可表示为：图11 τd /τ0和E RDM 的计算关系［14］Fig.11 Calculation relationship between τd /τ0 and E RDM ［14］（a ）未冻融（b ）冻损后图12 纵筋滑移模型Fig.12 Longitudinal bar slip model63湖南大学学报（自然科学版）2023 年τd (x )={ax +b ， x ≤d 0；τ0， x >d 0.（37）式中：a 、b 是模型系数；d 0是与NFTCs 对应的冻融损伤深度，表征黏结强度仅在d 0内衰减. 依据式（3）解得：d 0=0.943N +0.226.同时结合前文所建的冻融损伤τd /τ0衰减模型解出：a =-0.010 9τ0，b =(0.010 9l d ，d -0.010 3N +1.018 7)τ0.钢筋进入塑性后，τ′0替代τ0. 同时，假定钢筋本构为双线型，其弹性模量为E s ，应变硬化率为E sh /E s ；对应的滑移模型见图12（b ）. 下文介绍钢筋屈服前、后s 的推导.1）屈服前由于在x 范围内黏结应力呈梯形分布，故前述力的平衡方程（32）可转变成：f s A s =12πd b (2τ0，d -ax )x .（38）式中：τ0，d 是弹性段冻融损伤端部截面钢筋黏结强度，依据式（37）计算. 可以看出，给定应力f s 下，式（38）是关于x 的一元二次方程. 对其进行求解，并舍去负解，即得出关于x 的唯一正解. 同时，在应力渗透高度内取长度d x 的微段，见图12（b ）. 该脱离体两端应力增量d f s (x )与周围黏结应力保持相等：d f s (x )d x=4d b τd (x ).（39）结合式（38）与边界条件（f s =0，x =0），对式（39）进行求解，得：f s (x )=2d b(ax 2+2bx ).（40）依据式（33）计算s ：s =∫x ε(x )d x =∫xf s (x )E s d x =23E s d b (ax 3+3bx 2).（41）上述理论推导均是基于应力渗透高度小于冻融损伤深度d 0的条件. 当应力渗透长度进入未冻融范围内时，转变成5.2节Sezen 模型［29］进行求解. 至此，屈服前钢筋s 归结为：s =ìíîïïïïïïïïïïï23E s d b(ax 3+3bx 2)，x <d 0； 23E s d b(ad 30+3d 20)+d b [f s -f s (d 0)]×[f s +f s (d 0)]8τ0E s ，x >d 0. （42）2）屈服后屈服后钢筋s d 的推导和屈服前相似. 首先基于力的平衡方程求解屈服后关于x′的一元二次方程：(f s -f y )A s =12πd b (2τ′0，d -ax ′)x ′.（43）式中：f s 为钢筋强度；f y 为钢筋屈服强度；τ′0，d 是塑性阶段冻融损伤后端部界面的黏结强度，可依据式（38）求解. 基于此，并舍去关于x′的负根，得x′的唯一正根. 总的s 是屈服后s y 与塑性段后的滑移量之和：s =s y +1E sh∫x ′f s (x ′)d x ′.（44）式中：E sh 为钢筋进入塑性阶段后的弹性模量；钢筋应力f s (x ′)采用和式（40）相同的方法对微段平衡方程两端积分，结合边界关系（f s =f s ，x ′=0）得：f s (x ′)=2d b(ax′2+2bx′)+f y .（45）结合式（43）~（45）得s 为：s =ìíîïïïïïïïïïï23E sh d b (ax ′2+3bx ′3)+εy x ′+s y ，x ′<d 0； 23E sh d b(ad 20+3bd 30)+εy d 0+s y +[f s -f s (d 0)]d b 8τ′0[f s +f s (d 0)-2f y E sh +2εy ]，x ′≥d 0. （46）5.4 试验验证选取文献［30］的黏结应力分布实测值，即在分级加载拉拔试验中量测了冻融损伤钢筋应变沿锚固长度的分布，从而依据钢筋本构计算钢筋应力分布，进而得到沿锚固长度各区间的黏结应力.该试验并未给出s 的实测值，但由于应变分布曲线和横坐标包围的面积即s ，因此，试验和模型所得应变相同，即应力相等，此亦是判别模型准确性的条件. 具体试验细节见文献［30］.以文献［30］中的两次加载为例验证模型的准确性，所得钢筋应力计算数据和试验结果见图13. 由图13可见，本文所建模型所得应力分布和试验量测的应力基本相同，且应力衰减为零时二者所需黏结长度接近，表明计算应变分布与实测值较好地吻合，证明了所提不均匀冻融损伤黏结滑移模型的准确性.64第 9 期荣先亮等：考虑黏结滑移与剪切效应的不均匀冻融损伤RC 剪力墙数值模型6 冻融损伤RC 剪力墙模型验证6.1 模型建立按照前文的建模思路，在纤维模型的基础上依次构建不均匀冻融损伤模型、冻融损伤RC 剪力墙剪切恢复力模型、不均匀冻融损伤黏结滑移模型即可建立本文所提出的冻融损伤RC 剪力墙数值模型.纤维模型中：采用含5个数值积分点的基于力的非线性梁柱单元；钢筋采用OpenSees 中的SteelMPF 本构；拉压屈服强度取相等值，拉压方向上的应变硬化率均取0.01，曲率参数初始值R0取15，曲率退化参数CR1、CR2取推荐值0.925、0.15；非约束混凝土、约束混凝土分别采用Concrete01与Con‑crete02本构，约束混凝土峰值应变ε00，i ｛ε00，i =ε0，i ×［1+5（K i -1）］｝和保护层混凝土的峰值应变ε0，i （ε0，i =2f c0，d i /E c0，d i ）分别由Mander 模型和Kent-Park 模型计算，并按照不均匀冻融损伤模型对其参数进行折减. 具体为：按照大小为10 mm 的方形混凝土纤维划分截面，划分示意图见图3. 利用不均匀冻融损伤模型对所划分的混凝土纤维进行参数赋值，具体本构参数值列于表2、表3.在考虑不均匀冻融损伤纤维截面的基础上通过OpenSees 中Section Aggregator 命令将Hysteretic Ma‑表2 不均匀冻融损伤非约束混凝土本构模型参数Tab. 2 Constitutive model parameters of nonuniform frost-damaged unconfined concrete （Concrete01）编号SW-9SW-10SW-11SW-12SW-13~SW-15SW-16NFTCs 0100100100200300冻融深度/MPa0~500~1010~2020~500~1010~2020~500~1010~2020~-500~1010~2020~500~1010~2020~3030~50峰值强度/MPa-41.860-38.349-41.918-42.990-23.083-24.619-24.977-37.341-40.816-41.860-35.703-39.177-41.860-33.735-37.210-40.685-41.860ε0，i /%-0.237-0.302-0.287-0.243-0.228-0.208-0.164-0.294-0.279-0.237-0.303-0.286-0.237-0.316-0.295-0.280-0.237E c /MPa 353 35.700260 37.751299 84.481362 89.761208 31.452242 32.172312 69.272253 53.209291 96.179353 35.700235 40.488273 83.457353 35.700213 65.222252 08.192290 51.16035 335.700表3 不均匀冻融损伤约束混凝土本构模型参数Tab. 3 Constitutive model parameters of nonuniformfrost-damaged confined concrete （Concrete02）编号SW-9SW-10SW-11SW-12SW-13~SW-15SW-16NFTCs 0100100100200300冻融深度/MPa10~5010~2020~5010~2020~5010~2020~5010~2020~5010~2020~3030~50峰值强度/MPa-44.403-44.465-45.602-26.115-26.494-43.296-44.403-41.557-44.403-39.471-43.157-44.403ε00，i /%-0.309-0.374-0.317-0.271-0.213-0.364-0.309-0.373-0.309-0.385-0.365-0.309极限强度/MPa-8.881-8.893-9.120-5.223-5.299-8.659-8.881-8.311-8.881-7.894-8.631-8.881（a ）荷载为20 kN（b ）荷载为24 kN图13 钢筋应力对比Fig.13 Comparison of reinforcement stress65。
高延性混凝土加固震损混凝土短柱小偏心受压性能试验研究
地震工程与工程振动EARTHQUAKE ENGINEERING AND ENGINEERING DYNAMICS Vo1.42No.1 Feb.2022第42卷第1期2022年2月文章编号：1000－1301（2022）01－0169－11高延性混凝土加固震损混凝土短柱小偏心受压性能试验研究寇佳亮1，2，赵丹丹1，黄琪1，周恒3（1.西安理工大学土木建筑工程学院，陕西西安710048；2.西安理工大学省部共建西北旱区生态水利国家重点实验室，陕西西安710048；3.中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司，陕西西安710065）摘要：通过5个高延性混凝土（HDC）加固震损混凝土短柱偏心受压性能试验，研究了HDC对加固震损混凝土短柱的偏压承载能力和变形能力的影响程度。
试验结果表明，采用HDC加固震损偏心混凝土短柱，可有效改善小偏心受压构件的脆性破坏，且受压承载能力有明显提高，峰值荷载提高了49%～63%，与峰值荷载对应地位移增大了34%～39%，极限位移提高了21%～63%。
同时，震损短柱粗糙的粘结面能够与HDC互相变形协调，在混凝土修复加固方面具有重要意义。
在理论分析和试验数据的基础上，总结出HDC约束震损混凝土短柱的承载力本构方程，提出了HDC约束震损混凝土短柱小偏心受压承载力公式，且承载力的计算值与试验值较吻合。
关键词：高延性混凝土；震损混凝土短柱；小偏心受压试验；承载能力；偏心受压承载力计算公式中图分类号：TU375.3文献标识码：AExperimental study on eccentric compression performance of seismic-damaged concrete short columns strengthened with high ductility concreteKOU Jialiang1，2，ZHAO Dandan1，HUANG Qi1，ZHOU Heng3（1.School of Civil Engineering&Architecture，Xi'an University of Technology，Xi'an710048，China；2.State Key Laboratoryof Eco-hydraulics in Northwest Arid Region，Xi'an University of Technology，Xi'an710048，China；3.Power China Northwest Engineering Corporation Limited，Xi'an710065，China）Abstract：Through five high ductility concrete（HDC）reinforced seismic-damaged concrete short columns eccen⁃tric compression performance test，the impact of HDC on the eccentric compression bearing capacity and deforma⁃tion capacity of the reinforced seismic-damaged concrete short columns was studied.The test results show that the use of HDC to strengthen the seismic-damaged eccentric concrete short columns can effectively improve the brittle failure of small eccentric compression members，and the compression bearing capacity is significantly improved. The peak load has increased by49%～63%，the displacement corresponding to the peak load has increased by 34%～39%，and the ultimate displacement has increased by21%～63%.At the same time，the rough bonding sur⁃face of the seismic-damaged short column can be deformed and coordinated with the HDC，which is of great signifi⁃cance in concrete repair and reinforcement.Based on the experimental data and theoretical analysis，the constitu⁃收稿日期：2021－01－28；修订日期：2021－07－06基金项目：国家自然科学基金项目（52079109，51408487）；陕西省自然科学基础研究计划项目（2020JM－454）Supported by：National Natural Science Foundation of China（52079109，51408487）；Basic Research Program of Natural Science in Shaanxi Province（2020JM－454）作者简介：寇佳亮（1979－），男，副教授，博士，主要从事高性能纤维混凝土力学性能研究.E-mail：***********************DOI：10.13197/j.eeed.2022.0116170地震工程与工程振动第42卷tive equation of bearing capacity of HDC confined seismic-damaged concrete is given，and the bearing capacity for⁃mula of HDC confined seismic-damaged concrete column is proposed，and the calculated value of bearing capacity is in good agreement with the experimental value.Key words：high ductile concrete；seismic-damaged concrete short columns；eccentric compression test；bearing capacity；calculation formula of eccentric bearing capacity引言建筑结构在地震作用下，不可避免地会出现各种损伤和缺陷，使其承载能力大大缩减，给结构带来安全隐患。
框筒结构在地震作用下剪力滞后及塑性耗能分析
ABSTRACTFirstly, the influence of curvature differential equation on the lateral stiffness distribution of high-rise frame-tube structures is studied by means of theoretical analysis. In addition, shear lag is an inherent characteristic of the frame-tube structure, which weakens the spatial effect of the structure and reduces the bearing capacity of the structure. This paper analyzes the factors (floor slab) that influence the shear lag effect from a new perspective, and draws a conclusion by comparing multiple sets of models. last but not least, the structure will be damaged under the action of rare earthquakes. In this paper, the relevant indexes of plastic energy dissipation and damage of the structure are analyzed by means of numerical simulation. The main research contents are as follows:In this paper, the plane flexural stiffness considering shear lag is introduced, and the variation law of the continuous lateral stiffness is analyzed by combining the differential equation of bending moment and curvature. The influence of the variation law of the lateral stiffness along the height on the lateral deformation of the structure under the elastic state is discussed.Previous literature mainly focused on the analysis of shear lag effect of frame-tube structure at the component level, and neglected the role of floor slab without considering the synergy of various components. The effect of floor slab is similar to the effect of mantang foundation on uneven settlement of foundation. Under the same condition, the edge warping of floor slab with different thickness is different. Theoretical analysis shows that the lag effect of shear force can be reduced when the floor slab reaches a certain thickness. In this paper, the influence of different plate thickness models on shear lag is analyzed.Using ABAQUS finite element analysis. the material model of concrete and steel are described in detail as well as the unit type, Seismic waves are selected according to the ing seismic waves to analyze plastic energy dissipation of structures under severe earthquake , and even the beam damage law, with PGA, AI index, earthquake with three parameters and specification methods to analyze the relationship and structural damage.The significance of this study lies in the systematic analysis of the factors influencing the structural performance and the elastic-plastic performance of the structure under the action of rare earthquakes from both·internal and external factors. The Internal causes can be concluded: In order to reduce the shear lag effect theivstiffness distribution of the structure itself should be gradually reduced from bottom to top according to the rule of cubic curve, and the uneven warping of the floor can be reduced by increasing the thickness of the floor. External causes are attributed to: the greater the peak acceleration of seismic waves are, the greater the energy input into the structure are causing greater damage to the structure. Besides, with the same peak acceleration, the shorter the effective duration of seismic waves are the greater the instantaneous input energy are and the adverse effect have on the structure ,which leads to the dispersion of time-history analysis structure.Key words: Frame tube structure，Lateral stiffness，The shear lag，Energy consumption ，Finite element analysisv目 录独创性声明 (i)关于论文使用授权的说明............................................................................................ i i 中文摘要................................................................................................................. i ii ABSTRACT ...................................................................................................................... i v 1. 绪论 (1)1.1 立题背景、研究意义及当下研究现状 (1)1.1.1 立题背景 (1)1.1.2 研究意义 (1)1.2 国内外研究现状 (3)1.3 高层结构体系分类 (3)1.4 当代我国高层的发展趋势和特点分析 (6)1.4.1 发展趋势 (6)1.4.2 高层结构的特点 (7)1.5 本文主要内容 (8)1.5.1 研究方法 (8)1.5.2 主要工具 (8)1.5.3 本文主要工作 (8)2. 变截面框筒的受力变形分析 (10)2.1 前言 (10)2.2 变截面框筒性能分析 (10)2.2.1 框筒的变形规律 (10)2.2.2 受弯承载力分析 (11)2.2.3 剪力滞后的浅析 (12)2.2.4 轴压比分析 (12)2.3 结构的变形分析 (13)2.3.1 弹性状态下的分析模型 (14)2.3.2 荷载效应 (16)2.4变截面框筒受力分析 (18)2.4.1 等效封闭筒壁厚线性变化的框筒结构受力分析 (18)2.4.2等效封闭筒壁厚二次变化的框筒结构分析 (22)2.4.3 等效封闭筒壁厚三次变化的框筒结构分析 (23)2.4.4 等效封闭筒壁厚不变的框筒结构分析 (25)2.5变截面框筒变形分析 (26)vi2.5.1 框筒结构顶点侧移计算 (26)2.5.2 框筒结构顶点位移角计算 (34)2.6 本章小结 (40)3. 框筒结构的剪力滞后分析 (42)3.1 前言 (42)3.2 剪力滞后理论分析方法 (42)3.2.1 基于能量的变分原理分析 (42)3.2.2 剪力滞后简化计算方法 (44)3.3 剪力滞后的机理分析 (44)3.4 剪力滞后相关因素分析 (46)3.4.1 剪力滞后因素分析 (46)3.4.2 楼板厚度对剪力滞后影响分析 (47)3.5 总结 (52)4. 框筒结构时程分析以及耗能损伤研究 (54)4.1 前言 (54)4.2 基本信息 (55)4. 2.1 研究方法 (55)4.2.2 地震波的选择 (56)4.2.3 选用材料模型 (60)4.2.4 钢筋与混凝土的共同作用 (62)4.2.5 时程分析理论 (63)4.3 有限元分析 (64)4.3.1 前言 (64)4.3.2 有限元模型 (64)4.3.3 罕遇地震荷载 (65)4.4 结构耗能能力影响分析 (66)4.4.1 时程分析结果 (66)4.4.2 时结构损伤分布 (67)4.5 连梁截面高度对结构的耗能影响 (69)4.5.1 塑性耗能 (70)4.5.2 损伤分布 (71)4.6 改变连梁分布对结构耗能的影响分析 (72)4.6.1 与幅值相关强度指标 (72)4.6.2 与耗能相关的强度指标 (74)4.6.3 有效持时影响分析 (75)4.7 本章小结 (76)vii5. 结论与展望 (77)5.1 结论 (77)5.2 展望 (77)参考文献 (78)致谢 (82)viii11. 绪论1.1 立题背景、研究意义及当下研究现状1.1.1 立题背景我国是人力资源丰富的大国，近年随着国家整体经济地腾飞，城市化发展迅速，一些大型城市出现了所谓的“城市病”，城市土地资源日益稀缺，但是大城市的聚集效应使得大量的人口涌入城市，这就催生了社会对于高层建筑的迫切需求，框筒结构作为高层结构形式之一逐渐受到青睐。
高层建筑钢-混凝土混合结构模型模拟地震振动台试验研究
( 同济大学土木工程学院， 上海 200092 )
摘要：本文对一典型的高层建筑钢 - 混凝土混合结构缩尺模型进行了模拟地震振动台试验研究，分析了混合结构的自振 特性、 结构的地震反应特征和破坏特征， 并对混合结构的抗震性能进行了深入探讨， 为提出高层混合结构体系抗震计算模 型和设计理论提供了试验依据。 关键词：钢 - 混凝土混合结构；模拟地震；缩尺模型试验；振动台 中图分类号：TU317 + . 1; TU973 + . 14 文献标识码：A
第 22 卷第 2 期 2001 年 4 月 文章编号： 1000 - 6869 ( 2001 ) 02 - 0002 - 06
建 筑 结 构 学 报 JOurnaI Of BuiIding Structures
VOI. 22 NO. 2 ApriI 2001
高层建筑钢 - 混凝土混合结构模型模拟地震 振动台试验研究
表!
力学参量 长度 Sl 时间 St 频率 Sf 速度 SU 加速度 Sa 位移 Su 相似系数 1 / 20 1/8 8 0. 4 3. 2 1 / 20
模型相似系数
力学参量 密度 S! 应变 S" 应力 S# 弹性模量 SE 集中力 SF 面分布质量 Sw 相似系数 4 1 0. 64 0. 64 1 / 625 1/5
图2
整体模型在振动台上
钢框架采用国产 @235 钢 ( 与原型结构相同 ) ，用 同批钢材制作了四组共十二个标准试件，并进行了材 性试验， 测得平均屈服强度 fy 为 236. 1Mpa， 平均极限 平均延伸率 $ 为 25. 43% 。原型 强度 fu 为 350. 5Mpa， 结构的芯筒混凝土设计强度等级为 C40，在浇筑过程 中用同批混凝土拌合物制作了多组立方体试块，并进 行 了 抗 压 试 验 ， 测 得 其 平 均 抗 压 强 度 fc 为 26. 51Mpa。 试验模型总质量为 13. 839I。 每层楼面附加质量为 模型总附加质量为 5. 500I。 模型设计时， 用设置 220kg， 配重的方法来模拟密度相似关系，同时考虑原型结构 一定的隔墙荷载以及恒载及活载的组合，将这两部分 荷载用楼面附加质量来模拟。
RC框架结构在地震作用下的抗侧刚度计算
［ ５ ］ 卢志青． 具有 双螺旋 悬挑 桁 架的筒体 结构性 能及设 计 方法
研究［ Ｊ ］ ． 武汉理工大学学报 ， ２ ０ ０ ９ （ ２ ） ： ６ ６ ． ６ ７ ．
参 考文献 ：
Ｔｈ ｅ ｏ ｐ ｔ ｉ ｍｉ ｚ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｓ ｅ ｌ ｅ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｃ ｒ ｏ ｓ ｓ ｓ ｔ ｒ ｕ ｃ ｔ ｕ ｒ ｅ ｏ ｆ ｌ ａ ｒ ｇ ｅ ｓ ｐ ａ ｎ ｃ ａ ｎ ｔ ｉ ｌ ｅ ｖ ｅ ｒ ｃ ｏ ｎ ｃ ｒ ｅ ｔ ｅ ｔ ｒ ｕ ｓ ｓ
满足安全承载力要求 ， 还能很好 控制结构 最大竖 向位移 。３ ） 悬 挑
性分析 ［ Ｊ ］ ． 工业建筑 ， ２ ０ ０ ４ （ ３ ） ： ２ ０ － ２ １ ． 反应分析 ［ Ｊ ］ ． 结构工程师 ， ２ ０ ０ ９ ， ２ ５ （ ４ ） ： １ ６ — １ ７ ． 抗震性能研究 ［ Ｊ ］ ． 结构工程师 ， ２ ０ ０ ６ ， ２ ２ （ ５ ） ： ６ ５ — ６ ７ ．
５６＿ ７ Ｏ．
树， 等． 内蒙古伊旗 全民健 身体 育 中心
索穹顶结构体 系设计研 究［ Ｊ ］ ． 建筑结构 学报 ， ２ ０ １ ２ ， ３ ３ （ ４ ） ： 珠， 郭秀华 ， 张 文芳 ， 等． 中国国家大剧 院结构 的动 力特
悬 挑部分最大挠 度、 悬挑部分桁 架 的最 大拉应力 及最 大压应 力等 ［ ２ ］ 李 指标， 从 而得出结构 悬挑 桁架 部分 桁架 腹杆 采用 米字 形布 置 、 悬
Ｏｃ ｔ ． ２ ０ １ ３
・３ ７・
Ｒ Ｃ框 架 结 构 在 地 震 作 用 下 的 抗 侧 刚 度 计 算
王 飞 娅
（ 重庆水利 电力职业技术学院 ， 重庆 ４ ０ ０ ０ ２ ０ ）
某损伤RC框架结构抗震性能分析
（ １ ．厦 门华呖建筑工程设计有限公 司 福建厦 门 ３ ６ １ ０ ０ ８ ； ２ ．厦门市房屋安全鉴定所 福建厦门 ３ ６ １ ０ ０ ０ ） 摘 要： 为了研究损伤 Ｒ ｃ框架结构抗震性能 ， 利用 Ｓ Ａ Ｐ ２ ０ ０ ０建立损伤结构和相应原结构的杆单元模型。对原结构和受损结构进行静力 弹塑性分析 （ ｐ ｕ ｓ ｈ ｏ ｖ ｅ ｒ 分析）， 得 到 目标性能点 ， 了解在 目标性 能点下结构 的顶点位移 、 层间位移角 、 以及塑性铰 的发展情况 ， 从而对 结构 抗震性能进行分析。数值分析结果表明 ， 在性能点状态下 ， 损伤框架 中柱子损伤程度高于原框架 ， 所 以有必要 对损 伤框架进行加 固使其 满足功能使用要求。 关键词 ： 损 伤； Ｒ Ｃ 框架 ； 抗震性能 ； 数值模型 ； ｐ ｕ ｓ ｈ ｏ ｖ ｅ ｒ 分析 中图分类号 ： Ｔ Ｕ ３ １ １ ． ４ １ 文献标识码 ： Ａ
ｔ ｈ ｅ ｕ ｎ ｄ ａ ｍ ａ ｇ ｅ ｄ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｕ ｎ ｄ ｅ ｒ ｔ ｈ ｅ ｖ ｅ ｒ ｔ ｉ ｃ ｌ ａ ｌ ｏ ａ ｄ ．Ｉ ｎ ｔ ｈ ｅ ｐ ｅ ｆ ｒ ｏ ｍａ ｒ ｎ ｃ ｅ ｐ ｏ ｉ ｎ ｔ ｓ ｔ ａ ｔ ｅ ，ｔ ｈ ｅ ｉ ｎ ｊ ｕ ｙ ｒ ｓ ｅ ｖ ｅ ｉ ｒ ｔ ｙ ｏ ｆ ｔ ｈ ｅ ｏ ｒ ｉ ｇ ｉ ｎ ｌ ａ ｆ ｒ ａ ｍ ｅ ｉ ｓ ｌ ｅ ｓ ｓ ｓ ｅ ｉ ｒ ｏ ｕ ｓ ｔ ｈ ａ ｎ ｔ ｈ ｅ ｄ ａ ｍａ ｇ ｅ ｄ ＲＣ
ｓ ｔ ｕｃ ｒ ｔ ｕ ｒ ｅ ｗ ｅ ｒ ｅ ｅ ｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｉ ｓ ｈ ｅ ｄ ｂ ｙ Ｓ Ａ Ｐ ２ ０ ０ ０ ．Ｔ ｈ ｅ ｎ ｏ ｎ ｌ ｉ ｎ ｅ ｒ ａ ｓ ｔ ｍｉ ｃ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ（ ｐ ｕ ｓ ｈ ｏ ｖ ｅ ｒ ａ ｎ ｌｙ ａ ｓ ｉ ｓ ）ｍｅ ｔ ｈ ｏ ｄ ｗ ａ ｓ ｃ ａ ｒ ｒ ｉ ｅ ｄ ｏ ｕ ｔ ．Ｔ ｈ ｅ ｔ ｏ ｐ ｄ ｉ ｓ ｐ ｌ ａ ｃ ｅ ｍ ｅ ｎ ｔ ， ｓ ｔ ｏ ｒ ｙ ｄ ｉ ｒ ｆ ｔ ａ ｎ ｄ ｓ ｔ ａ ｔ ｅ
填充墙框架结构在地震作用下的滞回特性与损伤分析
Ｅ （ ） Ｅ ｔ ＋ Ｅ＾ ｔ ＋ Ｅ ｆ 一 ＥＪ ｔ ｔ＋ （） （） （） （） （ ３）
征 及结构 的屈服 机制 ． 探讨 了砖 填充 墙框 架作 为一 个整 体结 构时 的非 线性 行 为和破 坏倒 塌机 制．
１ 地 震 损 伤 分 析 基 本 原理
１ １ 地 震 反 应 分 析 方 法 ．
采用 时程分 析方法 ， 系统 的地 震 反应 分析 方程 可写成 ： ［ ｛ ＋［ ］ ｊ｝ Ｋ］ ｝ 一［ ｛ Ｍ］ ｝ ｃ ｛ ＋［ ｛ 一 Ｍ］ ｝ （） １
Ｖ０． ＮＯ １ ４０ ．２
２０ ０ ８年 ４月
Ａｐｒ ２ ． ００８
填 充 墙 框 架 结 构 在 地 震 作 用 下 的滞 回特性 与损 伤分 析
田 洁 。 周 楠 。 ，
（ ． 安 建 筑 科 技 大 学 土 木 工 程 学 院 ， 西 西 安 ７ ０ ５ ；． １西 陕 １０ ５ ２ 西安 理 工 大 学 土 木 系 ， 西 西安 ７０ ４ ） 陕 １ ０ ８
摘
要 ： 充 墙 采 用 基 于 光 滑 滞 回模 型 的等 效 斜 压 杆模 拟 ， 立 了 填 充 墙 与 框 架 协 同 工 作 的 非 线 性 地 震 反 应 填 建
分 析模 型 ． 于 疲 劳 损 伤 模 型 ， 析 了 填 充 墙 框 架 结 构 的 滞 回反 应 和 损 伤 特 性 及 结 构 的屈 服 机 制． 算 结 果 表 基 分 计 明， 由于 填 充 墙 和 框 架 能 够 分 阶 段 释 放 地 震 能 量 ， 充 墙 框 架 在 罕 遇 地 震 作 用 下 具 有 良好 的耗 能 能 力 、 性 破 填 塑
地震易损性分析方法研究综述
图 1 地震风险评估和易损性分析的流程图 [ 1] F ig . 1 F low chart o f se ism ic r isk assessm ent and frag ility analysis[ 1]
1 . 3 连续易损性曲线 由于宏观地震动强度是一个非连续变量, 基于震害现场调查数据建立的连续易损性函数的提出稍晚于 [ 13 ] [ 14, 15] 破坏概率矩阵 ( DPM s) 。 Spence 、 O rsini等学者 通过提出使用无参数的地震动强度等级 ( PS I), 解决 了这个问题 , 同时通过使用 M SK 划分的破坏等级 , 在建筑震害现场调查的基础上, 成功地建立了易损性函 数。现在易损性函数主要通过三种方式建立: 专家观点 , 解析方法和震害现场的调查数据。 [ 16 ] 为了能建立易损性曲线 , Sabetta 等学者对意大利破坏性地震中大约 5000 栋建筑物进行了震害调研。 根据 M SK 划分的地震烈度等级, 从数据库中整理出三类结构类型和六类破坏水平。针对每一个市区和结构 类中产生破坏的位置 , 在每一破坏水平上频率加权的基础上计算得到的平均破坏指标。经验易损性曲线是 峰值地面加速度 ( PGA ) 、 爱氏地震动强度 ( A rias Intensity)或是有效峰值加速度的函数 。侯爽等针对多 层砌体房屋结构、 排架结构和多层钢筋混凝土结构等 3种结构类型 , 给出了该类单体建筑的地震结构经验易 损性分析方法, 然后对群体建筑的地震易损性分析方法, 以及群体建筑的易损性性分类方法进行了探讨, 为城 市典型建筑的地震灾害损失预测和评估提供参考, 并对宁波市抗震防灾规划的地震损失预测提供基础 。 经过几十年发展 , 研究人员相继提出了正态分布和对数正态分布易损性函数 , 函数采用结构基本周期对 应的谱加速度或是谱位移 , 而非地震烈度等级或是 PGA 来刻划地震动特性 。后者所起的重要推动作 用是它考虑了地震动的频率分量和建筑结构的基本周期之间的关系; 通过在地震动频率分量和结构基本周 期之间建立联系 , 地震动输入和结构破坏间能更好地建立易损性曲线。
钢-混凝土组合结构抗震性能研究进展
㊃综㊀述㊃钢结构(中英文),38(12),1-26(2023)DOI :10.13206/j.gjgS 23062902ISSN 2096-6865CN 10-1609/TF㊀㊀编者按:当前我国第五代GB 18306 2015‘中国地震动参数区划图“明确了基本㊁多遇㊁罕遇和极罕遇等四级作用的地震动参数确定方法并提高了工程结构抗震设防标准㊂组合结构适应国家新型城镇化建设重大需要,在城市人口密集区域和抗震设防高烈度区域具有广泛应用价值㊂由于钢管混凝土柱存在间接约束以及界面滑移等特性,其抗震能力可进一步挖掘,以提升强震下重要工程结构的安全性,或者在维持相同性能时节约材料用量㊂学者们通过模型试验㊁理论研究以及关键技术研发,所形成的系列成果在工程结构中得到了成功应用㊂为此,‘钢结构(中英文)“杂志特邀丁发兴教授为主编,系统组织了两期(本期及2024年第1期) 组合结构抗震性能与韧性提升 专栏,向读者介绍国内针对钢管混凝土柱㊁钢管混凝土柱-组合梁节点㊁组合框架以及组合框架-筒体结构等方面的最新研究成果,探讨各有效措施对抗震性能的影响规律,以期推动组合结构技术的完善与升级㊂钢-混凝土组合结构抗震性能研究进展∗丁发兴1,2㊀许云龙1㊀王莉萍1,2㊀吕㊀飞1,2㊀段林利1,2㊀余志武1,2(1.中南大学土木工程学院,长沙㊀410075;2.湖南省装配式建筑工程技术研究中心,长沙㊀410075)摘㊀要:钢-混凝土组合结构因具有抗弯刚度大㊁承载力高㊁延性好和施工便捷等优点,适应国家新型城镇化建设重大需要,在城市人口密集区域和抗震设防高烈度区域应用广泛㊂在提高工程结构抗震设防标准的背景下,研究钢-混凝土组合结构的抗震性能,进一步提升其抗震韧性,建立具有更高韧性的钢-混凝土组合结构抗震设计方法对促进建筑结构实现 双碳 战略目标具有重要意义㊂为此,归纳总结了钢-混凝土组合结构抗震性能的研究进展,包括钢-混凝土组合梁㊁钢管混凝土柱及钢管混凝土柱-组合梁节点的滞回性能试验研究,以及钢-混凝土组合结构体系的拟静力㊁拟动力及振动台试验研究,讨论并比较了各种抗震分析模型及其方法,提出了当前研究存在的一些问题和尚需深入研究的方向㊂基于现有研究成果总结得到:1)组合梁主要依靠钢梁耗能,可采取增大钢梁截面尺寸的措施提高耗能能力㊂钢管混凝土柱主要依靠钢管和混凝土耗能,可采取拉筋增强约束措施直接约束混凝土,使其由脆性向塑性转变从而提高框架柱的耗能能力㊂与其他类型组合节点相比,刚性连接组合节点具有更好的耗能能力㊂2)罕遇地震下框架结构以梁耗能为主,而在超罕遇地震下仍以梁作为主要耗能部件将使工程成本大幅增加㊂由于超罕遇地震发生概率极低,若采取适当的增强约束措施使柱也具备耗能能力并参与耗能,则可在适当增加工程建设成本的同时使结构具有抵抗超罕遇地震的能力,此时组合结构抗震设计理念可由罕遇地震时的 强柱弱梁,梁耗能为主 向超罕遇地震时的 梁柱共同耗能 推进㊂3)基于平截面假定的杆系纤维模型计算软件通常适用于弹性和弹塑性小变形阶段分析,而当组合结构处于塑性大变形阶段时,结构杆件便不再符合平截面假设㊂对强震下组合结构体系的动力响应仿真模拟需要克服弹塑性小变形阶段的假定条件,采用适用于塑性大变形阶段结构分析的混凝土三轴弹塑性本构模型及相应的体-壳元模型是一种有效的途径㊂4)剪力墙结构具有整体性好㊁侧向刚度大等优点,但传统构造下其抗震能力较弱,可通过提升连梁和墙肢等耗能构件的耗能能力以增强结构整体耗能能力,如采用钢-混凝土组合连梁㊁型钢混凝土连梁或合理构造钢板连梁,以及型钢-约束混凝土或钢管混凝土墙肢等㊂5)工程结构在使用阶段面临着诸多灾害考验,传统方法根据不同外荷载进行独立抵抗设计,忽视了多灾害耦合作用机制,使结构综合抗灾性能难以满足使用需求,故建立安全可靠的抗多灾害设计方法和结构体系是结构工程师在防灾减灾领域的一项重大课题㊂关键词:钢-混凝土组合梁;钢管混凝土柱;钢-混凝土组合结构;抗震性能;试验研究∗国家自然科学基金项目(51978664)㊂第一作者:丁发兴,男,1979年出生,博士,教授㊂通信作者:王莉萍,女,1987年出生,博士,副教授,wlp2016@㊂收稿日期:2023-06-290㊀引㊀言中国是世界上地震灾害最严重的国家之一,地震灾害给人类社会活动造成了不可估量的损失㊂大量建筑结构因抗震能力不足而倒塌,造成的人员伤1丁发兴,等/钢结构(中英文),38(12),1-26,2023亡和经济损失使得抗震减灾技术成为结构工程师们面临的主要考验㊂为提高建筑结构的抗震性能,研究者们在结构布置和局部构造等方面展开了大量的研究工作㊂钢-混凝土组合结构因充分发挥了两种材料的力学性能优势,提升了结构的刚度㊁承载力和耗能能力而在高层及超高层建筑结构中得到了广泛应用[1]㊂随着经济社会的发展,工程结构抗震设防标准也在不断提升,研究钢-混凝土组合结构的抗震性能,进一步提升其抗震韧性,建立具有更高韧性的钢-混凝土组合结构抗震设计方法,对促进建筑结构实现 双碳 战略目标具有重要意义㊂组合结构中,钢-混凝土组合梁和钢管混凝土柱的材料利用效率最高,其抗震性能提升明显㊂为此,笔者对国内外相关钢-混凝土组合结构的主要研究成果进行归纳总结,对组合结构抗震性能方面需要进一步深入研究的工作进行展望,以期为后续研究工作提供一些参考和建议㊂1㊀钢-混凝土组合构件及节点抗震性能1.1㊀钢-混凝土组合梁钢-混凝土组合梁由钢梁和混凝土板通过栓钉连接而成,发挥了混凝土的抗压性能和钢材的抗拉性能优势㊂Daniels等[2]对组合框架中的组合梁进行了抗震性能研究,并给出了组合梁的弹塑性分析方法㊂文献[3-5]先后对组合梁进行了低周往复试验研究,结果表明组合梁具有良好的耗能能力和延性,增设腹板加劲肋或增加腹板厚度能明显提高组合梁的极限承载力,改善构件延性㊂Gattesco 等[6-7]㊁Taplin等[8]和Bursi等[9-10]着重研究了剪力连接件对组合梁抗震性能的影响,指出剪力连接件的布置方式直接影响界面滑移量,进而影响组合梁极限承载力㊂国内聂建国等[11]首先进行了6组钢-混凝土叠合板组合梁低周往复荷载试验研究,结果表明钢-混凝土叠合板组合梁的滞回曲线饱满,且存在界面滑移,其剪力连接度直接影响构件正向极限抗弯承载力,而反向极限抗弯承载力则可依据简化塑性方法计算得出㊂此后,蒋丽忠等[12-16]和Ding等[17]先后对低周往复荷载下钢-混凝土组合梁的抗震性能进行了系列试验研究,分别探讨了剪力连接度㊁力比㊁栓钉直径㊁腹板厚度㊁纵向和横向配箍率对组合梁抗震性能的影响规律,并建立了恢复力模型[13]㊂Liu等[18]建立了三维实体-壳元模型,其中钢梁采用壳单元,混凝土采用实体单元,栓钉采用梁单元或弹簧单元,分析结果表明组合梁的抗震能力主要依靠钢梁翼缘,增大钢梁尺寸有利于提高抗震能力,而增大栓钉剪力连接度也有利于提高钢梁的耗能㊂1.2㊀钢管混凝土柱钢管混凝土柱由外钢管内部填充混凝土而成㊂自1965年日本九州大学学者Sasaksi和Wakaba-yashi对方钢管配筋混凝土柱进行拟静力试验后[19],Tomii等[20]也开展了圆钢管混凝土柱拟静力试验研究,表明钢管混凝土柱比钢筋混凝土柱具有更大的极限承载力,更好的延性和耗能能力,以及更小的刚度退化等特点㊂Elremaily等[21]最早根据试验结果和理论分析指出钢管约束作用提升了柱承载力和抗震性能㊂随后有关钢管混凝土柱抗震性能研究越来越丰富,研究者们分别从材料强度㊁轴压比㊁宽(径)厚比和长细比等方面探讨了钢管混凝土柱抗震性能规律㊂在材料强度方面,吕西林等[22]㊁韩林海等[23]和Liu等[24]先后研究了混凝土强度对钢管混凝土柱抗震性能的影响规律,结果显示随着混凝土强度的提升,试件初始刚度略有增大,极限承载力也有所提高,但其延性和耗能能力均下降,且刚度退化加快㊂游经团等[25]和Yadav等[26]的试验结果表明:增大钢管屈服强度能够明显提升极限承载力,但对初始抗弯刚度几乎无影响㊂Varma等[27-28]探讨了钢材强度对柱抗震性能的影响规律,低轴压比下柱的延性系数随钢材强度的增大而降低,而当轴压比较大时,该规律并不明显㊂在轴压比方面,吕西林等[22]㊁Liu等[24]㊁游经团等[25]㊁Varma等[27-28]㊁张春梅等[29]㊁李学平等[30]㊁李斌等[31]㊁聂瑞锋等[32]和Cai等[33]通过试验研究发现,轴压比是影响柱抗震能力的直接因素,增大轴压比导致水平承载力㊁延性和耗能能力下降,刚度退化明显㊂在宽(径)厚比方面,吕西林等[22]㊁Liu等[24]㊁Yadav等[26]和李学平等[30]的试验表明,试件水平极限承载力随着宽(径)厚比增大而降低㊂Varma 等[27-28]㊁李斌等[31]和余志武等[34]指出,提高宽(径)厚比可使其延性系数下降㊂聂瑞锋等[32]和Matsui等[35]指出,宽(径)厚比越大,耗能能力越弱㊂在长细比方面,李斌等[31]㊁聂瑞锋等[32]和邱增美等[36]通过试验研究表明,随着长细比的增加,钢管混凝土柱初始刚度明显降低,刚度退化加快,水平2钢-混凝土组合结构抗震性能研究进展承载力和耗能能力变弱,延性系数也明显下降,当长细比达到一定值时延性系数下降更快㊂为加强大宽(径)厚比钢管对混凝土的约束作用而提升其抗震性能,学者们陆续提出了诸多约束措施,如在柱端部焊接钢板或角钢[37],包裹纤维复合材料[38],设置约束拉杆[39]㊁栓钉[40]㊁加劲肋[41]或斜拉肋[42]等局部加强措施,如图1a ~1g 所示,这些局部加强构造一定程度上延缓了柱端塑性铰的形成与发展㊂a 钢板约束;b 角钢约束;c 纤维复合材料约束;d 拉杆约束;e 栓钉约束;f 加劲肋约束;g 斜拉肋约束;h 内拉筋约束㊂图1㊀各种约束方式下的钢管混凝土柱由于钢管对混凝土的约束作用为间接被动约束,丁发兴[43]在比较各种约束方式后提出了内拉筋约束钢管混凝土柱技术,如图1h 所示,并揭示了内拉筋直接约束混凝土的工作原理㊂此后,丁发兴课题组开展了端部拉筋钢管混凝土柱抗震性能试验研究,截面形式包括矩形[44]㊁圆形[45]㊁椭圆形[46]㊁圆端形[47]等,探讨了拉筋与钢管内表面接触方式的影响[48],试验结果表明,实际轴压比高达0.8的超高轴压比钢管混凝土柱仍呈现延性破坏,且钢管混凝土柱塑性铰展现出小偏压和大偏压两个阶段,其韧性得到进一步提升㊂同时,课题组基于体-壳元模型进行了有限元模拟,其中混凝土采用实体单元,钢管采用壳单元,拉筋采用杆单元,分析结果表明,压弯荷载下拉筋具有降低界面滑移㊁直接约束混凝土以及促进钢管抗弯等效果,从而提高抗弯刚度㊁承载力和耗能能力,其中拉筋大幅度提高了混凝土的耗能能力[49]㊂1.3㊀钢管混凝土柱-组合梁节点作为钢-混凝土组合结构的关键传力部位,组合节点的剪力主要通过钢梁腹板传递,其次通过节点区混凝土和钢管壁间的黏结力和摩擦力传递,而弯矩则主要由加强环板㊁内隔板等构件传递[50]㊂现有节点试验不少是以钢管混凝土柱和纯钢梁的连接为研究对象,而相关组合框架及组合节点的试验研究结果表明,钢梁与楼板在进入弹塑性阶段之后仍能发挥明显的组合效应[51],这种组合效应能显著提高结构的刚度㊁强度及耗能能力,抑制钢梁上翼缘屈曲,增强钢梁的稳定性[52]㊂另外,当节点区域受正向弯矩作用时,楼板与钢梁的组合效应更为显著[53-54],楼板的存在将使中性轴上移,导致钢梁下翼缘应变明显增大,从而促使下翼缘更易发生屈服及破坏,降低组合梁的转动能力[55]㊂鉴于钢筋混凝土楼板对节点区域及结构体系具有重要影响,笔者仅对考虑楼板的组合节点抗震性能试验进行梳理㊂组合梁节点及框架试验表明负弯矩区钢梁下翼缘由于受压易过早出现局部屈曲和失稳的问题,李杨等[56]在普通组合梁负弯矩区下翼缘增设一块混凝土板,开展了钢-混凝土双面组合梁节点的抗震性能试验,与普通组合梁节点相比,双面组合梁节点具有更高的刚度和承载力,但在刚度退化㊁延性系数和耗能能力等方面无明显优势㊂在削弱式节点方面,Xiao 等[57]和Li 等[58]对带楼板的狗骨式节点进行了拟静力试验,结果表明,减小梁截面可促进削弱区域塑性铰的形成,有效避免节点核心区焊缝撕裂㊂在传统刚性节点方面,聂建国课题组先后完成了内隔板式节点[59]㊁栓钉内锚固式节点㊁外隔板式节点[60]和内隔板贯通式节点[61]的拟静力试验研究㊂研究发现:内隔板式节点表现出较强的极限承载能力,但其位移延性系数低;而栓钉内锚固式节点具有较强的变形能力,但极限承载力较低;相比之下,外隔板式节点和内隔板贯通式节点在极限承载能力㊁位移延性系数和耗能能力等方面均具有良好的性能[60-61]㊂此外,聂建国等[62]建立了组合节点剪力-剪切变形曲线的恢复力模型,提出了组合节点屈服抗剪承载力和极限抗剪承载力计算公式㊂韩林海课题组[63-64]采用外环板式节点对圆钢管混凝土柱-组合梁节点进行拟静力试验研究,提出了节点的抗剪承载力公式和核心区剪力-剪切变形恢复力模型㊂周期石等[65]提出了楼板钢筋和钢梁翼缘削弱穿入钢管混凝土柱的刚接节点,发现楼板钢筋的穿入增强了节点区域钢梁抗弯刚度和楼板的组合效应,而钢梁翼缘削弱的穿入降低了穿入钢梁对浇筑柱中混凝土的影响㊂研究表明,对于钢梁翼缘削弱穿入钢管混凝土柱的刚接节点,当削弱程度不大时,节点具有良好的抗震性能,但仍将降低节点的刚3丁发兴,等/钢结构(中英文),38(12),1-26,2023度㊁承载力和耗能能力㊂在半刚性节点方面,Mirza等[66]分别对半刚性单边螺栓节点进行了静力和拟静力试验,并根据有限元分析结果给出了构造设计方法㊂王静峰等[67-69]进行了半刚性单边螺栓节点试验,包含圆㊁方钢管和带纵向加劲肋钢管的拟静力试验以及带纵向加劲肋钢管混凝土柱的拟动力试验㊂试验结果表明,圆钢管混凝土柱-组合梁节点的承载力和弹性刚度要大于方截面[67];外伸端板连接节点的承载力和弹性刚度要大于平齐端板连接,而其转动能力和延性性能要低于平齐端板连接[68-69]㊂Yu等[70]提出了上焊下栓式的节点连接方式,即钢梁上翼缘与柱隔板焊接,下翼缘与柱隔板通过螺栓连接,螺栓连接处板件的滑移有利于降低钢梁下翼缘应力,避免出现过早断裂的现象㊂欧洲规范[71]中,根据初始转动刚度大小,将节点分为铰接㊁半刚性连接和刚性连接;根据抗弯承载力大小,将节点分为铰接㊁部分强度和全强度㊂Ding 等[72]认为该分类标准对于半刚性连接节点的定义较为宽泛,难以准确判定试件的类型,应根据节点的初始转动刚度㊁抗弯承载力和耗能能力等性能指标综合定义,并将其细化为半刚接㊁准刚接㊁Ⅰ类刚接和Ⅱ类刚接四类㊂据此,丁发兴等[73]完成了端板螺栓连接和加强环连接组合梁节点的拟静力试验,利用柱内拉筋 强柱 构造和加劲肋 强梁 构造技术实现了节点核心区强连接,显著提升了螺栓连接节点的初始转动刚度㊁抗弯承载力和耗能能力,使栓连节点达到了刚性节点的性能要求㊂同时,内拉筋 强柱 构造技术实现了轴压比高达0.8时,组合节点梁端发生弯曲破坏的失效模式㊂除了以上相关平面框架组合节点抗震性能试验研究外,樊健生等[74-75]从加载路径㊁混凝土楼板㊁柱类型及节点位置等方面对空间组合内隔板贯通式节点进行了拟静力试验,结果表明空间受力的节点在承载力和延性性能等方面均有明显下降,因此平面荷载作用不能完全反映其抗震性能,在节点设计中应考虑空间荷载的耦合作用㊂2㊀钢-混凝土组合结构体系抗震性能组合梁㊁柱及其组合节点等构件的研究最终以在结构体系中的应用为落脚点,因而各类组合构件集成后的体系响应是工程实践重要的关注点之一㊂笔者以钢-混凝土组合框架结构为主要对象,根据不同试验方法分别梳理了研究者在有关结构体系抗震方面的研究成果㊂2.1㊀试验研究2.1.1㊀拟静力试验Matsui[76]㊁Kawaguchi等[77-78]㊁马万福[79]㊁钟善桐等[80]㊁李斌等[81]㊁王来等[82]㊁李忠献等[83]和王先铁等[84]对钢-混凝土组合框架模型进行了系列抗震性能试验研究,指出钢-混凝土组合框架结构的抗震性能要优于钢筋混凝土框架和钢框架结构㊂为研究混凝土楼板在框架结构中的组合效应,聂建国等[85]完成了4层单跨纯钢框架和组合框架结构的拟静力试验㊂结果表明:与整体性较差的纯钢框架相比,组合框架的抗侧刚度因混凝土楼板空间作用而大幅提升㊂Tagawa等[86]㊁Nakashima 等[87]和聂建国等[52,88]分别进行了足尺框架子结构拟静力试验,探讨了混凝土楼板对结构刚度㊁强度㊁耗能及变形能力的影响规律,确定了在结构设计中楼板组合效应的有效计算宽度㊂王文达等[89]㊁王先铁等[90]和余志武等[91]以柱截面形状㊁材料强度㊁含钢率㊁轴压比和梁柱线刚度比等为研究对象,对组合框架结构开展了往复荷载作用下的试验研究,探讨了各参数对组合框架结构抗震性能的影响规律,提出了钢管混凝土框架荷载-侧移实用恢复力模型及位移延性系数简化计算方法㊂王静峰等[92-94]和王冬花等[95]研究了往复荷载作用下半刚性单边高强螺栓连接组合框架的抗震性能和破坏机理,分析了滞回及骨架曲线㊁强度和刚度退化规律㊁延性及耗能能力等力学性能指标,并建立了半刚性钢管混凝土框架的弹塑性地震反应分析模型,提出了一种适用于半刚性钢管混凝土框架的P-Δ关系曲线的简化二阶方程和弹塑性层间位移的简化计算方法㊂此外,赵均海等[96]提出了装配式复式钢管混凝土框架结构及其极限承载力简化计算方法,阐述了柱-柱拼接节点和加强块梁柱节点在此类结构中的应用效果㊂Ren等[97]和王波等[98]在钢管混凝土框架中增设屈曲约束支撑装置,研究水平反复荷载作用下耗能减震部件对结构抗震性能的影响㊂结果表明:增设屈曲支撑不仅对结构的刚度和承载力有提升作用,还能延缓塑性铰的形成,增强结构延性和耗能能力㊂丁发兴等[99]完成了2层2跨组合框架对比试验研究,结果表明:内拉筋强柱构造措施提升了框架结构的刚度和承载力,延缓了柱端塑性铰的形成,增强了结构延性和耗能能力㊂由此可见,内拉筋提升框架柱的刚度㊁承载力和耗能能力,其效果相当于增4钢-混凝土组合结构抗震性能研究进展设屈曲支撑㊂2.1.2㊀拟动力试验宗周红等[100]通过对缩尺比例为1/3的半刚性两层空间组合框架的拟动力试验,从层间刚度㊁自振频率㊁加速度反应㊁位移反应和滞回曲线等方面评估了该结构的动力响应和耗能性能,研究了峰值加速度㊁频谱特性和强震持续时间对结构动力响应和力学性能的影响,建立了组合框架结构动力分析模型㊂Herrera等[101]按照3/5的比例对一幢节点采用T型连接方式的4层组合框架进行了拟动力试验,结果表明此类节点的组合框架满足美国相关设计标准㊂在半刚性节点组合框架方面,He等[102]对缩尺比例为4/7的端板螺栓连接组合框架子结构模型先后进行了拟动力㊁拟静力和静力推覆试验,从层间位移及剪力㊁应变㊁转角和耗能等方面分析结构在多遇地震㊁设防地震㊁罕遇地震和超罕遇地震水准下的动力响应㊂完海鹰等[103]对节点采用长螺栓式双腹板顶底角钢半刚性连接的钢管混凝土框架进行拟动力试验研究,探讨不同峰值加速度下结构的受力特征㊁刚度退化㊁动力响应及耗能能力㊂王静峰等[104-105]通过两组拟动力试验分别研究了钢管混凝土柱-组合梁框架和钢管混凝土柱-钢梁框架的动力性能和破坏特征,探讨了柱截面形式和端板类型对结构性能的影响㊂试验结果表明,圆形柱组合框架的最大位移响应和累积耗能均大于方形柱组合框架,但其初始刚度和承载力则弱于方形柱组合框架㊂此外,王静峰等[106]还采用混合试验方法对装配式中空夹层钢管混凝土组合框架开展了拟动力试验研究,分析了该组合框架结构在峰值加速度为0.62g和1.24g时的动力响应和破坏机理㊂在屈曲约束支撑组合框架方面,Tsai等[107-108]完成了多级地震作用下3层3跨足尺钢管混凝土柱屈曲约束支撑框架拟动力试验研究,探讨了屈曲约束支撑对结构整体抗震性能的影响,并从有效刚度㊁耗能和位移延性系数等方面评估了支撑构件连接方式的有效性㊂郭玉荣等[109]完成了防屈曲支撑组合框架子结构拟动力试验,提出了防屈曲支撑可增强结构的抗侧刚度和变形恢复能力㊂2.1.3㊀振动台试验黄襄云等[110-111]利用振动台试验对5层2跨2开间钢管混凝土空间框架结构的动力特性㊁加速度反应和位移反应进行了分析,并分别按等强度㊁刚度㊁截面积的原则将钢管混凝土柱换算成钢筋混凝土柱进行试算,综合评定了该结构的抗震性能㊂杜国锋等[112]采用单输入㊁单输出方式对8层单跨2开间钢管混凝土柱-钢梁框架进行动力特性试验,并通过3种不同地震波作用分析了结构的最大地震作用力㊁层间剪力㊁位移和应变反应㊂邹万山等[113]通过振动台试验得出,不同频谱特性的地震波对模型结构的加速度和位移反应分布曲线形状影响较小,且模型各层绝对加速度主要由前两阶振型决定,其他高阶振型的影响可以忽略㊂罗美芳[114]研究了不同工况下4层钢-混凝土组合框架结构的动力响应及破坏模式,评价了该结构的抗震性能㊂童菊仙等[115-116]设计并制作了有㊁无侧向耗能支撑的5层单跨2开间的方钢管混凝土柱框架模型,利用振动台试验对两种框架的动力特性和地震响应进行分析,得到了结构的振型㊁周期和阻尼比等基本属性,以及地震波作用下的位移㊁加速度和应力响应㊂结果表明:即使没有楼板的组合作用,结构仍具有较好的抗震性能;侧向支撑可承担部分水平地震作用,减小了结构的动力反应㊂陈建斌[117]和吕西林等[118]完成了国内首个方钢管混凝土高层组合框架-支撑结构振动台试验㊂试验中发现结构支撑体系的破坏较为严重,试验结果表明:该结构的动力性能介于钢筋混凝土结构和钢结构之间且更倾向于钢结构,其塑性㊁韧性和抗震性能表现良好,并通过计算结果显示阻尼器对加快结构峰值反应后的振动衰减具有较大作用㊂为研究地震作用下半刚性连接组合梁框架的动力特性以及破坏模式,李国强等[119]进行了1个足尺半刚性连接组合梁框架结构模型振动台试验研究㊂结果显示:当峰值加速度高达1.2g时,结构整体仍未发生明显损坏,表明该结构形式可满足高烈度区域的抗震设防要求㊂Han等[120]对两个由组合框架结构和钢筋混凝土剪力墙混合形成的高层建筑模型进行了振动台试验,对比分析了圆钢管混凝土柱和方钢管混凝土柱对该混合结构体系整体性能的影响,验证了组合框架结构与核心剪力墙结构在地震作用下优良的复合效应和抗震性能㊂2.2㊀理论分析静力弹塑性分析法是以反应谱为基础,首先依据抗震需求谱和结构能力谱得到地震作用下建筑结构所产生的目标位移,随后在建筑结构上施加稳定的竖向荷载,同时施加单调递增的水平荷载直至达到目标位移,最后评估结构最终状态下的抗震性能㊂通过该方法可以评估地震作用下结构的内力和变形5。
再生轻质砌块填充墙再生混凝土框架抗震性能的试验研究_孙跃东
第25卷第5期2005年10月地 震 工 程 与 工 程 振 动E ARTHQUAKE E NGI N EER I N G AND E NGI N EER I N G V I B RATI O NVol .25,No .5Oct .2005收稿日期:2005-07-19; 修订日期:2005-08-20 基金项目:上海市科学技术委员会资助项目(编号:02DZ12104) 作者简介:孙跃东(1962-),男,副教授,博士研究生,主要从事混凝土结构的科研和教学工作.文章编号:100021301(2005)0520124208再生轻质砌块填充墙再生混凝土框架抗震性能的试验研究孙跃东1,2,肖建庄1,周德源1,张鹏2(1.同济大学,上海200092; 2.山东科技大学,山东青岛271019)摘要:本文通过对1∶2比例模型的普通混凝土框架和两榀再生骨料掺量为50%的再生混凝土框架(其中一榀再生混凝土框架用再生轻质砌块作填充墙),在恒定的竖向轴压荷载和水平低周反复荷载作用下进行了抗震性能的对比试验,研究了再生混凝土框架和再生砌块填充墙再生混凝土框架在低周反复荷载作用下的破坏机制、承载力、滞回特性、延性、强度退化、刚度退化和耗能等问题,并和普通混凝土框架进行对比分析,为再生轻质砌块和再生混凝土结构的深入分析研究和实际应用提供了理论基础。
关键词:再生混凝土;框架;填充墙;抗震性能;延性;刚度退化中图分类号:P315.952.1 文献标识码:AExper i m en t a l research on se is m i c behav i or of recycled concrete fram ef illed w ith recycled li ghtwe i ght ma sonry blocksSun Yuedong 1,2,Xiao J ianzhuang 1,Zhou Deyuan 1,Zhang Peng2(1.Tongji University,Shanghai 200092,China; 2.Shandong University of Science and Technol ogy,Q ingdao 266510,China )Abstract:Seis m ic behavi ors of one ordinary concrete fra me and t w o recycled concrete fra mes whose scales are 1∶2entirely are studied and compared under l ow reversed cyclic lateral l oading in this paper .One of the recycled con 2crete fra mes in which the recycled aggregate rep lacement rati os are 50percent is filled with light w eight recycled ma 2s onry bl ocks .E mphasis was put on the evaluati on of the failure mechanis m ,hysteresis l oop s,dis p lace ment ductili 2ty,deteri orati on of strength and stiffness and energy dissi pati on of recycled concrete fra mes under seis m ic l oads .This work p r ovides theoretical base f or the further study and p ractical app licati on of light w eight recycled mas onry bl ocks and recycled concrete structure .Key words:recycled concrete;fra me;filled 2wall;seis m ic behavi or;ductility;deteri orati on of stiffness引言随着城市改造、旧建筑物的拆除和建筑物的淘汰换新速度不断加快,建筑拆除垃圾的产量将越来越大。