不同破壞模式的鋼筋混凝土框架節點動力性能比較

于 潔， 陳玲俐， 許 諾

(上海大學土木工程系，上海200072)

1 鋼筋混凝土節點動力性能

20世紀60年代，美國、日本、新西蘭等國的研究者對梁柱節點的抗震性能進行了大量實驗研究，探索了提高節點延性和抗震性能的有效構造措施.Megget等［1］和唐九如［2］進行了邊柱節點低周往復加載實驗，并探討了柱縱筋和水平箍筋對節點抗剪強度的影響.Uma等［3］針對歐洲、美國、日本各國混凝土結構設計的各種規范進行了比較分析.但眾多的研究及現行的規范中始終沒有統一的節點破壞模式設計方法.

節點研究發現，影響節點抗彎、抗剪及耗能能力的主要因素有十幾個.研究者相繼提出了近10種節點破壞機理模型及節點極限破壞分析方法，如斜壓桿模型、桁架模型、拉壓桿模型、組合塊模型、四機構模型、壓力場分析方法等.眾多的節點影響因素都是通過節點破壞模式的分化最終影響節點的變形機制和耗能能力［4］.

節點實驗發現，節點在水平動力荷載下的破壞模式除錨固破壞外，主要有節點剪切破壞、梁鉸破壞、柱端破壞等破壞類型，通常認為節點性能沒有明顯退化的梁鉸破壞模式是設計中可取的耗能模式［1］.多數節點破壞機理模型限定節點發生梁鉸破壞，進而預測節點的抗彎抗剪強度.Tsonos［5］基于現行歐洲規范Eurocode2，Eurocode8及希臘規范Greek codes設計了4個尺寸相同的邊柱節點，在節點的低周反復加載實驗中，2個節點發生梁鉸破壞、2個節點發生節點剪切破壞.這個實驗說明，目前的設計方法不能規避節點剪切破壞的發生.

在2008年四川汶川地震混凝土框架結構震害調查中發現，框架節點出現了多種破壞模式.按照我國最新結構抗震規范，新建的一框架結構中，底層框架節點在地震中發生了柱端破壞和梁鉸破壞2種破壞模式［6］.由于不同破壞模式的節點變形、耗能差別很大，本研究選取Tsonos實驗模型中的2個節點及文獻［6］中的實際節點進行有限元分析，其中4個節點對應3種節點破壞模式——梁鉸破壞、節點剪切破壞及柱端破壞.本研究的目的是分析考察不同破壞模式節點的變形和滯回特性差異.

2 基于civilFEM模塊的鋼筋混凝土節點有限元分析

混凝土作為一種非線性特性復雜的脆性材料，其材料參數較為復雜，且同時具有開裂、壓碎、塑性等諸多復雜力學行為.目前，多借助有限元工具對其進行模擬分析，其中ANSYS軟件是應用最廣泛的有限元分析軟件之一，它內含三維實體單元形式——solid 65，可針對混凝土材料進行模擬，而針對鋼筋的模擬則有多種 link，pipe和 beam單元供選擇［7］.ANSYS軟件最新拓展的civilFEM土木工程模塊，使ANSYS在復雜應力條件下的鋼筋混凝土結構或構件的非線性動力特性的分析功能變得更加強大.本研究采用civilFEM模塊對2類不同破壞模式下的鋼筋混凝土框架節點進行往復加載模擬，以確定節點的動力性能差異.

2.1 鋼筋混凝土節點建模方法及參數設定

鋼筋混凝土構件彈塑性分析包括單元類型選擇、單元劃分、材料屬性定義、計算參數設定等主要步驟.本研究中混凝土采用solid 65單元，鋼筋采用beam 188單元;縮尺模型單元尺寸控制在2 cm，足尺模型單元尺寸為5 cm.在開發civilFEM模塊之前，采用ANSYS進行鋼筋混凝土構件彈塑性分析時，一般需要先定義混凝土和鋼筋的本構模型.開發civilFEM模塊后，不僅使有限元分析的前處理過程大大簡化，還提高了后續計算的穩定性.本研究采用civilFEM模塊內嵌的材料本構模型.

要準確模擬鋼筋混凝土開裂破壞過程，通常需考慮鋼筋和混凝土之間的粘結和滑移，一般采用分離式建模方法.常用的分離式建模方法有：① 在混凝土單元(solid 65)和鋼筋單元(link)之間引入界面單元(combine 39)［7］;②采用solid 65+beam 188的建模方法［8］.由于在進行足尺構件或大型結構分析時，引入界面單元會極大地增加計算時間，并增加計算收斂難度，從而降低分析效率.本研究采用第二種分離建模方法，由于beam 188每個節點有6個自由度，比solid 65的每個節點多3個，可以保證周圍混凝土開裂或壓碎時，solid 65仍能對beam 188的節點提供足夠的約束，從而有效地模擬鋼筋和混凝土之間粘結滑移的力學作用.beam 188較link有較大優勢及分析準確性，這種建模方式的優勢已經在一些算例中［8］得到體現.

在往復加載過程中，混凝土裂縫處于反復的開裂閉合過程，為反映裂縫閉合后的傳力作用，一般需引入裂面剪力傳遞系數.在ANSYS前處理的參數設定中，裂面剪力傳遞系數包括裂縫張開剪力傳遞系數和裂縫閉合剪力傳遞系數，通常剪切傳遞系數的范圍為0.0～1.0.目前，裂縫閉合剪力傳遞系數通常取0.9～1.0;而裂縫張開剪力傳遞系數對計算結果影響很大，取值存在較大爭議.文獻［7］對梁、深梁和剪力墻給出了裂縫張開剪力傳遞系數的經驗取值方法.文獻［9］建議在一般情況下先取0.3～0.5的開裂剪力傳遞系數進行計算.在計算中可以發現，在混凝土強度一定的情況下，開裂剪力傳遞系數取值過大(≥0.5)時，計算將不容易收斂，或者所得出的滯回曲線雜亂無章.經過大量試算工作，本研究建議將開裂剪力傳遞系數的值取為0.25～0.30，與文獻［9］中對深梁的對應取值相當.閉合剪力傳遞系數對計算結果影響不大，因此，本研究取0.9.

2.2 第一組節點模型

Tsonos［5］按照強柱弱梁設計原則設計了4個截面尺寸完全相同的鋼筋混凝土框架邊柱節點縮尺試件(E1，E2，A1，G2).E1，E2滿足歐洲規范(Eurocode2，Eurocode8);A1滿足美國規范(ACI318-05，ACI318R-02);G2 滿足希臘規范 (Greek Earthquake Resistant Code，Greek Code for the Design of Reinforced Concrete Structures).4個試件的設計不同點如表1所示.

表1 試件設計參數Table 1 Parameters of specimen

實驗加載方案是對柱端預先施加200 kN的軸力，并在梁端進行加載時保持柱子軸力不變，梁端采用位移控制反復加載.試件模型尺寸如圖1所示，位移加載制度如圖2所示.

ANSYS軟件自帶的 civilFEM 模塊提供了Eurocode2(歐洲規范2)、ACI318(美國混凝土學會規范318)和中國規范等多國規范.因此，在第一組節點分析中所選取的混凝土規范為Eurocode2，鋼筋規范為Eurocode3;應力應變曲線為Short-term loads;對應的混凝土模塊E1為EC2 C25/30，E2為EC2 C35/45;混凝土本構模型為KINH.

2.3 第二組節點模型

本研究選取了四川省都江堰市在汶川地震中受到震害的某商業建筑作為分析實例［5］.該建筑是一棟按照我國最新建筑結構設計規范設計建造的框架結構，其結構安全等級二級、抗震設防烈度7度、框架抗震等級三級.在地震中，該建筑第一層框架節點遭到嚴重破壞，角柱和邊柱損傷程度比中柱更為嚴重.受強烈地震作用的影響，在彎矩和壓力的共同作用下，框架柱端位置損傷嚴重，豎向受力鋼筋被壓屈服或被拉斷，柱頂出現水平裂縫;邊柱梁由于承受較大的剪力作用，出現斜裂縫.

圖1 試件模型尺寸(E1，E2)Fig.1 Specimen model size(E1，E2)

圖2 位移加載制度Fig.2 Lateral displacement history

本研究選取該結構底層破壞模式不同的2個邊柱節點進行分析，節點的主要設計參數如表2所示，模型尺寸配筋如圖3所示.

表2 試件設計參數Table 2 Parameters of specimen

圖3 試件模型尺寸(C1，C2)Fig.3 Specimen model sizes(C1，C2)

在該組節點分析中所選取的混凝土規范為中國規范GB 5001—2002，鋼筋級別為Q235及Q335;應力應變曲線為GB 5001—2002規范下的標準鋼筋本構曲線;對應的混凝土模塊C1，C2為civilFEM模塊材料庫中GB 5001—2002規范下的C30混凝土模塊;柱端預加軸力5 000 kN，該值是由設計軟件PKPM自動導荷載得到的.

3 不同破壞模式下的鋼筋混凝土節點動力性能比較

本研究基于ANSYS軟件中的civilFEM模塊模擬表1和表2中的2組邊柱節點.不同破壞模式節點對應的滯回曲線有很大的差異，分析結果如下.

3.1 第一組節點的有限元分析結果

圖4 模型E1和E2實測與有限元分析滯回曲線對比Fig.4 Comparison of finite element analysis and experimental hysteretic curves of model E1 and E2

3.2 第二組節點有限元分析結果

模型C1，C2的破壞情況及有限元模擬結果如圖6所示.從裂縫云圖可以看出，模型C1的裂縫發生的是柱端破壞，梁端也出現了裂縫分布，與實際震害情況相符.

3.3 不同破壞模式節點的動力性能比較

對比圖4中的滯回曲線和圖5的破壞模式可以看出：①E1破壞模式為節點剪切破壞，E2破壞模式為梁端破壞，有限元分析結果與實驗破壞情況完全吻合;②E1的抗剪強度高于E2，但是二者對應的極限變形很接近;③ 從滯回曲線上看，E1達到極限強度后，在后續往復加載中強度在快速衰減，而E2在達到極限強度后強度衰減不明顯，耗能性能極為優越.

圖5 模型E1和E2的有限元分析結果及實測曲線對比Fig.5 Comparison of finite element analysis results and experimental situations of model E1 and E2

圖6 模型C1和C2的實際震害及有限元分析結果對比Fig.6 Comparison of finite element analysis results and seismic damage of model C1 and C2

在第二組模型C1，C2的滯回曲線(見圖7)及破壞云圖中可以看出：① C1的抗剪強度與C2接近，但是C2的極限變形大于C1的極限變形;②從圖7可以看到，模型C1達到極限強度后有明顯的強度衰減，C2在達到極限強度后有短暫的強度穩定階段，之后也快速衰減，其耗能能力略好于C1.

雖然模型E2，C2的破壞都集中在梁端，但是從裂縫分布看，E2為梁端彎曲破壞，C2為梁端斜截面剪切破壞;從滯回曲線看，C2的耗能能力遠不如E2.雖然據此一例還不能斷言歐洲規范(Eurocode8)優于我國的混凝土結構設計規范，但是可以說明我國目前的設計方法不能保證節點發生延性破壞.

4 結論

圖7 模型C1和C2有限元分析滯回曲線的對比Fig.7 Comparison of hysteretic curves of finite element analysis of model C1 and C2

本研究基于ANSYS軟件中的civilFEM模塊分析了不同破壞模式下鋼筋混凝土框架節點的抗震性能差異，得到以下結論：

(1)通過試算發現，基于civilFEM模塊的有限元分析所適用的節點的裂縫張開剪力傳遞系數為0.25～0.30.

(2)目前世界各國的混凝土框架節點設計方法多基于強度設計方法，這種設計方法無法避免節點破壞模式的多樣性，且不同的節點破壞模式耗能能力差別很大.

(3)除梁鉸破壞模式外，發生節點剪切破壞和柱端破壞的節點的變形能力均較差;在節點達到極限承載能力后，節點抗剪強度會快速衰減.梁端破壞中的彎曲破壞耗能能力最為優越.

(4)不同破壞模式下節點的耗能能力差別很大，節點耗能能力與強度無關聯，因此，改進現有基于強度的混凝土節點設計方法顯然是必要的.如何在設計中控制選擇節點破壞模式，可以通過節點設計參數影響分析、建立節點破壞模式分化控制參數來實現，這部分研究可參見文獻［10］.

［1］ MEGGETL，PARKM.Reinforced concrete exterior beam-column joints under seismic loading［J］.New Zealand Engineering，1971，7(4)：341-353.

［2］ 唐九如.部分預應力砼框架節點的受剪承載力［C］∥預應力混凝土現況與發展——中國土木工程學會混凝土及預應力混凝土學會后張預應力混凝土結構委員會第一屆第三次學術交流會文集.南京：東南大學出版社，1992：56-73.

［3］ UMAS R，JAINS K.Seismic design of beam-column joints in RC moment resisting frames—review of codes［J］.Structural Engineering and Mechanics，2006，23 (5)：579-597.

［4］ 傅劍平.鋼筋混凝土抗震框架節點抗震性能與設計方法研究［D］.重慶：重慶大學，2002：22-34.

［5］ TSONOSA G.Cyclic load behavior of reinforced concrete beam-column sub assemblages of modern structures［J］.ACI Structural Journal，2007，104(4)：468-478.

［6］ 張偉平.四川省都江堰市天恒商廈汶川地震后房屋質量檢測報告［R］.上海：同濟大學房屋質量檢測站，2008.

［7］ 陸新征，江見鯨.利用ANSYS solid 65單元分析復雜應力條件下的混凝土結構［J］.建筑結構，2003，33 (6)：22-24.

［8］ 張衛東，王振波.基于ANSYS的鋼筋混凝土框架試驗及有限元分析［D］.南京：南京工業大學，2005：54-61.

［9］ 江見鯨.鋼筋混凝土非線性有限元分析［M］.陜西：陜西科學技術出版社，1994：86-87.

［10］ 陳玲俐，于潔.鋼筋混凝土框架節點破壞模式影響因素分析及分化參數研究［EB/OL］.［2009-12-29］.http：//www.paper.edu.cn/paper.php?serial_number =200912-1090.