第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014 高延性纤维混凝土短柱抗震性能试验研究 邓明科，张辉，梁兴文，卜新星！
(1.西安建筑科技大学土本工程学院，西安710055：2.甘肃省城乡规划设计研究院，兰州730000) 摘要：提出采用高延性纤维混凝土（DFRC）改善短柱的抗震性能和变形能力，设计了5个剪跨比为2的DFRC 短柱和1个RC短柱对比试件，通过低周反复加载试验，研究其破坏机理、变形能力及耗能能力.
试验结果表明： （1）DFRC短柱破坏时，剪切斜裂缝开展缓慢，说明DFRC材料的受拉应变硬化和多裂缝开展性能可有效控制 孵切斜裂缝的开展：（2）与RC短柱相比，DFRC短柱的刚度退化缓慢，承载力、延性和耗能能力均明显提高： （3）DFRC短柱的开裂、屈服和极限位移明显高于RC短柱，表明采用DFRC短柱可显著提高构件的剪切变形能 为（4）采用DFRC可显著改善短柱的脆性剪切破坏模式，提高关键构件的抗震性能和耐损伤能力，减小或免去 强震后的修复费用.
关键词：高延性纤维混凝土：短柱：抗震性能：变形能力：延性 1引言 众所周知，钢筋混凝土短柱在水平荷载作用下以剪切变形为主，表现出明显的脆性破坏，在持续地震 作用下无法吸收足够的能量，给结构震后修复带来很大困难.
因此，改善钢筋混凝土短柱的变形能力和脆 性剪切破坏模式，控制结构的地震损伤程度具有重要意义.
高延性水泥基复合材料-1（Engincered Cementious Composite，简称ECC）是一种具有高强度、高韧 性和高耐损伤能力的新型建筑材料.
研究表明：ECC在拉伸和剪切荷载下能够表现出高延展性，具有 典型的多裂缝开展和应变硬化特征，能显著改善混凝土材料的韧性及抗裂能力，提高构件的抗剪性能和耐 损伤能力.
为改善短柱的抗震性能和变形能力，大连理工大学贾金青等[11-12]研究了高强混凝土短柱的抗剪性能 及PAV纤维高强混凝土短柱的延性，本课题组进行了塑性较区采用ECC材料的混凝土柱抗震性能研究[13]， 试验表明，塑性铰区采用ECC材料可以改善钢筋混凝土柱的延性和耗能能力.
本文在课题组前期开展的 高延性纤维增强混凝土（Ductile Fiber ReinforcedConcrete，简称DFRC）力学性能研究[15]的基础上，提出 采用DFRC良好的受拉应变硬化效应，改善短柱的抗震性能和变形能力，并通过低周反复荷载试验，探讨 高延性纤维混凝土短柱的破坏机理、变形能力及耗能能力，为短柱的延性抗震设计提供依据.
2试验概况 2.1试验目的 本次试验的主要目的：（1）考察DFRC短柱在低周反复水平荷载作用下的破坏过程及破坏形态：（2）研 究DFRC短柱的滞回特性、耗能能力及抗震变形能力：(3)探索采用DFRC改善短柱抗震性能和变形能力的 可行性.
2.2 试件设计 试验共制作了5个DFRC短柱和1个RC短柱作为对比试件，试件编号分别为RC1、DFRC2、DFRC3、 DFRC4、DFRC5、DFRC6.DFRC的强度等级按C60设计，柱截面尺寸为250mmx250mm，剪跨比为入=2， 基金项日：国家自然科学基金项日（51078305 51278402）：陕西省自然科学基金项目（2013UM7013) 作者简介：邓明科（1979-），男，博士，副数投
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 轴压比为n=0.2、0.3、0.4.
纵筋为622，配筋率为p=3.65%，箍筋采用8.具体试件参数见表1.
试件 尺寸及配筋情况如图1所示.
2.3材料力学性能 为满足较高的强度和延性，本次试验采用的DFRC配合比为，水泥：粉煤灰：砂：水=1:1:0.72:0.58.
其中，砂为漏河中砂，最大粒径为1.18mm，水泥为P.O42.5R普通硅酸盐水泥，粉煤灰为河南某电厂的1 级灰，减水剂为萘系高效减水剂，PVA纤维的体积掺量为2%.
纤维各项力学性能指标见表2，钢筋、RC 试块和DFRC试块测试强度平均值见表3.
本次试验的DFRC的单轴拉伸曲线如图2所示.
可见，DFRC 的极限拉应变可达到1.0%左右，具有明显的应变硬化效应.
表1试件参数 试件编号 剪跨比 薇直径及间距 箍筋配薇率/% 轴压比 竖向荷载/kN RC1 2.0 0808 1.26 0.3 9'S15 DFRC2 2.0 48080 1.26 0.2 343.7 DFRC3 2.0 8880 1.26 0.3 9'S15 DFRC4 2.0 48080 1.26 0.4 687.5 DFRC5 2.0 80100 1.01 0.3 9'S15 DFRC6 2.0 120 0.84 0.3 515.6 18013 250 1-1 拉应力 3822 40 1200 350 02 0.4 拉应变（%） 06 08 10 2-2 图1短柱试件尺寸及配筋图 图2DFRC 单轴拉伸试验 表2PVA纤维各项性能指标 纤维名称 长度/mm 直径/μm 长径比/10 抗拉强度/MPa 弹性模量/GPa 韩长率% 密度 KURARAY K-II 12 39 0.31 1600 40 7 1.3 2.4试验装置与测试内容 本试验在西安建筑科技大学结构与抗震实验室进 表3钢筋和试块的测试强度 行，采用反复水平加载，加载装置如图3所示.
钢筋种类钢防型号 J (MPa) f (MPa) 试块 f (MPa) 为了使竖向荷载作用点始终保持在柱顶中心处， 并在试验过程中与试件的变形同步同向，在反力梁上 HRB400 22 440 610 RC 689 安装了滑动支座，将1000kN干斤顶倒装固定在滑动支 HPB235 8 315 448 DFRC 259 座上.
在竖向千斤顶与试件之间设置刚性垫梁，以使 柱截面产生均匀的竖向压应力.
在柱顶部水平力作用点中心布置一个位移计，以测量其侧移.
在试件下部沿45度对角线方向各安装 一个位移计，以测量其剪切变形.
在底座梁端部安装一个百分表，以测试试件的整体水平滑移.
在柱塑性
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 较区的纵筋及约束箍筋上贴电阻应变片，测量纵筋和约束箍筋的应变.
试件屈服以前采用荷载控制：试件屈服以后采用位移控制加载，每一级位移循环3次，直至试件破坏 或荷载下降至最大荷载的85%以下为止.
3试验结果及分析 8 9 3.1试验现象 5 6 西东 （1）试件RC1 加载至80kN时，试件柱根部出现细微水平裂 4 4 缝.
加载至140kN时，出现剪切斜裂缝：加载至 3 220kN时，形成主斜裂缝，箍筋屈服.
加载至260kN 时，主斜裂缝变宽，对应的顶点位移为6.2mm，改 为按位移控制加载.
1.反力墙：2.试件：3.压梁：4.地错螺栓；5.作动添： 加载至8.5cm，受压区根部混凝土出现局部压 酥的现象，保护层开始剥落.
加载至9.2cm，纵筋 6.水平连接装置：7.千斤项：8.滑动支座：9.反力梁 图3试验装置图 达到屈服，水平承载力突然降低，，受压区混凝土 dn-pas 1s1 t 保护层剥落.
加载至14.5cm，混凝土保护层严重脱 落，受压区混凝土被压酥掉落，试件最终发生脆性 剪切破坏.
（2）试件DFRC2 加载至160kN，出现剪切斜裂缝：继续加载，新增数条细微斜裂缝.
加载至280kN，原有斜裂缝延伸 分叉后形成多条新斜裂缝，箍筋开始屈服.
改为按位移控制加载.
加载至11.2mm，荷载达到316kN，形成交叉裂缝，裂缝细而密.
加载至20.2mm，主斜裂缝宽度达5mm 左右，箍筋外露.
加载至26.2mm，荷载为，主斜裂缝宽度达8mm左右，荷载已下降至极限荷载的85%以 下，试件发生具有一定延性的剪切破坏.
（3）试件DFRC3和DFRC4 试件DFRC3和DFRC4的轴压比增大，构件屈服以前的裂缝出现和分布与试件DFRC2相似.
试件 DFRC3加载至200kN，出现多条斜裂缝：加载至320kN，形成交叉斜裂缝，箍筋和纵筋先后屈服，改为 按位移控制加载.
加载至10mm，形成主斜裂缝：随后主斜裂缝逐渐变宽，荷载下降：试件破坏以前，主 斜裂缝宽度达12mm，最终发生具有一定延性的剪切破坏.
试件DFRC4加载至200kN，出现斜裂缝：加载至320kN，形成交叉斜裂缝，纵筋和箍筋先后开始屈 服，改为按位移控制加载.
加载至13.2mm，受压区出现竖向裂缝，DFRC保护层外鼓：加载至-16.2mm， 形成主斜裂缝：试件破坏以前，主斜裂缝宽度达14mm，发生具有一定延性的剪切破坏.
（4）试件DFRC5和DFRC6 试件DFRC5和DFRC6的箍筋数量减少.
试件DFRC5加载至160kN，出现斜裂缝：加载至280kN， 形成交叉裂缝，箍筋和纵筋先后屈服，改为按位移控制加载.
加载至11.0mm，形成主斜裂缝：试件破坏 以前，主斜裂缝宽度达12mm，发生具有一定延性的剪切破坏.
试件DFRC6加载至160kN，出现斜裂缝：加载至240kN，箍筋开始屈服：加载至280kN时，形成主 斜裂缝和交叉裂缝，纵筋开始屈服，改为按位移控制加载.
加载至12.4cm，，受压区DFRC保护层出现竖 向裂缝：试件破坏以前，主斜裂缝宽度已达10mm左右，发生具有一定延性的剪切破坏.
试件的最终破坏形态如图4所示.
3.2变形能力和耗能能力分析 3.2.1变形能力分析
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 6个试件实测的荷载-位移滞回曲线，如图5所示.
根据荷载-位移滞回曲线可以绘出试件的骨架曲线，如图6所示.
各试件特征点以及位移比较见表4.
(a) RC1 (b) DFRC2 (c) DFRC3 (d) DFRC4 (e) DFRC5 (f) DFRC6 图4试件的最终破坏形态 Fig.4 Final failure patterns of specimens RC1 DFRC2 DFRC3 DFRC4 DFRC5 DFRC6 图5荷载-位移滞回曲线 18 /83 --DFC 位B/rms RCI DRCS DFRCS （a）试件RC1与 DFRC3 （b）试件DFRC2、DFRC3、DFRC4 （c）试件 DFRC3、DFRC5、DFRC6 图6骨架曲线 由图6和表4可得：
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014 （1）5个DFRC短柱的开裂位移角、屈服位移角、峰值位移角和极限位移角明显高于试件RC1，表 明采用DFRC能显著提高短柱的变形能力.
性系数提高了37%，极限位移角提高72%.
表明采用DFRC能大幅度地提高短柱的塑性变形能力，改善短 柱的脆性剪切破坏模式.
（3）试件DFRC2、DFRC3、DFRC4的配箍率相同，轴压比逐渐增大，其位移延性系数分别为2.42、 2.32、2.26，表明轴压比试验值在0.2~0.4范围内时，轴压比增大，DFRC短柱的延性有所降低，但轴压比 对DFRC短柱延性的影响程度较小.
（4）试件DFRC3、DFRC5、DFRC6的轴压比相同，配箍率依次减小，但其位移延性系数和极限位移 角变化较小.
可见，DFRC短柱的延性主要取决于DFRC自身的抗剪能力，随着配箍率增大，DFRC短柱 的延性一定范围内有所提高.
表4试件特征点及位移比较 试件 开裂 开聚 开裂 层服 图服 极限 峰值 峰值 载 位移 位移角 荷载 位移 位移角 荷载 位移 位移角 极限位移 延性系数极限位移角 编号 /mm 8=△/H PAN △mm 0=△ H P/kN 8=△/H △mm μ=△△ =△H P /AN m RC1 80 0:90 1556 240.05 5.42 1/92 289.49 8.51 1/59 9.17 1.69 1/55 FRC2 120 2.39 1/209 268.51 7.12 1/70 326.05 13.65 1/37 17.29 2.42 1/29 FRC3 130 2.24 1/223 270.62 6.65 1/75 358.20 11.23 1/45 15.43 2.32 1/32 FRC4 150 2.54 1/197 318.83 7.16 1/70 376.85 13.06 1/38 16.20 2.26 1/31 FRC5 130 2.34 1/214 279.74 6.72 1/75 342.39 11.55 1/43 14.39 2.14 1/35 FRC6 140 2.79 1/179 261.31 6.38 1/78 334.26 11.71 1/43 14.48 2.27 1/35 注：表中荷载、位移均取试件正、反两个方向加载的平均值.
3.2.2耗能能力分析 表5中列出了试件达到屈服荷载、峰值荷载和极限位移时的累积耗能.
表5短柱试件耗能计算 试件编号 RC1 DFBC2 DFRC3 DFBC4 IFRC5 DFRO6 屈服荷 241.63 747. 54 819.38 748.34 900. 75 720. 46 累积耗能 峰值荷载 1581 5492 02 4782.07 4204 59 4007 94 4251. 2 (kx *m) 极限位移 3547.57 15494.21 13868.88 12331. 63 12158.34 11981. 61 由表5可见 （1）试件DFRC3达到屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载对应的累积耗能分别为试件RC1的 3.4、3.0和3.9倍，说明采用DFRC代替混凝土，可有效提高短柱在不同性能水平下的耗能能力和耗能潜能， 尤其是构件在破坏阶段的耗能能力.
（2）DFRC短柱的耗能能力和耗能潜能随着轴压比的增大而降低，随着配箍率的增加而有所提高，但 DFRC短柱在不同性能水平下的耗能主要取决于DFRC自身的延性.
3.2.3刚度退化 根据滞回曲线、骨架曲线以及试验记录的数据，以割线刚度K来研究试件刚度的变化规律.
割线刚度K 定义为坐标原点与某次循环的荷载峰值（即骨架曲线上的点）连线的斜率.
本文按下式计算： K = P-A (1) |△ || | 式中，K是第i级加载下的刚度：P和-P是第i级加载下正、反向水平荷载值：△和-△是第i级加载下 正、反向水平荷载值对应的位移.
