不同破坏模式的钢筋混凝土框架节点动力性能比较

于 洁， 陈玲俐， 许 诺

(上海大学土木工程系，上海200072)

1 钢筋混凝土节点动力性能

20世纪60年代，美国、日本、新西兰等国的研究者对梁柱节点的抗震性能进行了大量实验研究，探索了提高节点延性和抗震性能的有效构造措施.Megget等［1］和唐九如［2］进行了边柱节点低周往复加载实验，并探讨了柱纵筋和水平箍筋对节点抗剪强度的影响.Uma等［3］针对欧洲、美国、日本各国混凝土结构设计的各种规范进行了比较分析.但众多的研究及现行的规范中始终没有统一的节点破坏模式设计方法.

节点研究发现，影响节点抗弯、抗剪及耗能能力的主要因素有十几个.研究者相继提出了近10种节点破坏机理模型及节点极限破坏分析方法，如斜压杆模型、桁架模型、拉压杆模型、组合块模型、四机构模型、压力场分析方法等.众多的节点影响因素都是通过节点破坏模式的分化最终影响节点的变形机制和耗能能力［4］.

节点实验发现，节点在水平动力荷载下的破坏模式除锚固破坏外，主要有节点剪切破坏、梁铰破坏、柱端破坏等破坏类型，通常认为节点性能没有明显退化的梁铰破坏模式是设计中可取的耗能模式［1］.多数节点破坏机理模型限定节点发生梁铰破坏，进而预测节点的抗弯抗剪强度.Tsonos［5］基于现行欧洲规范Eurocode2，Eurocode8及希腊规范Greek codes设计了4个尺寸相同的边柱节点，在节点的低周反复加载实验中，2个节点发生梁铰破坏、2个节点发生节点剪切破坏.这个实验说明，目前的设计方法不能规避节点剪切破坏的发生.

在2008年四川汶川地震混凝土框架结构震害调查中发现，框架节点出现了多种破坏模式.按照我国最新结构抗震规范，新建的一框架结构中，底层框架节点在地震中发生了柱端破坏和梁铰破坏2种破坏模式［6］.由于不同破坏模式的节点变形、耗能差别很大，本研究选取Tsonos实验模型中的2个节点及文献［6］中的实际节点进行有限元分析，其中4个节点对应3种节点破坏模式——梁铰破坏、节点剪切破坏及柱端破坏.本研究的目的是分析考察不同破坏模式节点的变形和滞回特性差异.

2 基于civilFEM模块的钢筋混凝土节点有限元分析

混凝土作为一种非线性特性复杂的脆性材料，其材料参数较为复杂，且同时具有开裂、压碎、塑性等诸多复杂力学行为.目前，多借助有限元工具对其进行模拟分析，其中ANSYS软件是应用最广泛的有限元分析软件之一，它内含三维实体单元形式——solid 65，可针对混凝土材料进行模拟，而针对钢筋的模拟则有多种 link，pipe和 beam单元供选择［7］.ANSYS软件最新拓展的civilFEM土木工程模块，使ANSYS在复杂应力条件下的钢筋混凝土结构或构件的非线性动力特性的分析功能变得更加强大.本研究采用civilFEM模块对2类不同破坏模式下的钢筋混凝土框架节点进行往复加载模拟，以确定节点的动力性能差异.

2.1 钢筋混凝土节点建模方法及参数设定

钢筋混凝土构件弹塑性分析包括单元类型选择、单元划分、材料属性定义、计算参数设定等主要步骤.本研究中混凝土采用solid 65单元，钢筋采用beam 188单元;缩尺模型单元尺寸控制在2 cm，足尺模型单元尺寸为5 cm.在开发civilFEM模块之前，采用ANSYS进行钢筋混凝土构件弹塑性分析时，一般需要先定义混凝土和钢筋的本构模型.开发civilFEM模块后，不仅使有限元分析的前处理过程大大简化，还提高了后续计算的稳定性.本研究采用civilFEM模块内嵌的材料本构模型.

要准确模拟钢筋混凝土开裂破坏过程，通常需考虑钢筋和混凝土之间的粘结和滑移，一般采用分离式建模方法.常用的分离式建模方法有：① 在混凝土单元(solid 65)和钢筋单元(link)之间引入界面单元(combine 39)［7］;②采用solid 65+beam 188的建模方法［8］.由于在进行足尺构件或大型结构分析时，引入界面单元会极大地增加计算时间，并增加计算收敛难度，从而降低分析效率.本研究采用第二种分离建模方法，由于beam 188每个节点有6个自由度，比solid 65的每个节点多3个，可以保证周围混凝土开裂或压碎时，solid 65仍能对beam 188的节点提供足够的约束，从而有效地模拟钢筋和混凝土之间粘结滑移的力学作用.beam 188较link有较大优势及分析准确性，这种建模方式的优势已经在一些算例中［8］得到体现.

在往复加载过程中，混凝土裂缝处于反复的开裂闭合过程，为反映裂缝闭合后的传力作用，一般需引入裂面剪力传递系数.在ANSYS前处理的参数设定中，裂面剪力传递系数包括裂缝张开剪力传递系数和裂缝闭合剪力传递系数，通常剪切传递系数的范围为0.0～1.0.目前，裂缝闭合剪力传递系数通常取0.9～1.0;而裂缝张开剪力传递系数对计算结果影响很大，取值存在较大争议.文献［7］对梁、深梁和剪力墙给出了裂缝张开剪力传递系数的经验取值方法.文献［9］建议在一般情况下先取0.3～0.5的开裂剪力传递系数进行计算.在计算中可以发现，在混凝土强度一定的情况下，开裂剪力传递系数取值过大(≥0.5)时，计算将不容易收敛，或者所得出的滞回曲线杂乱无章.经过大量试算工作，本研究建议将开裂剪力传递系数的值取为0.25～0.30，与文献［9］中对深梁的对应取值相当.闭合剪力传递系数对计算结果影响不大，因此，本研究取0.9.

2.2 第一组节点模型

Tsonos［5］按照强柱弱梁设计原则设计了4个截面尺寸完全相同的钢筋混凝土框架边柱节点缩尺试件(E1，E2，A1，G2).E1，E2满足欧洲规范(Eurocode2，Eurocode8);A1满足美国规范(ACI318-05，ACI318R-02);G2 满足希腊规范 (Greek Earthquake Resistant Code，Greek Code for the Design of Reinforced Concrete Structures).4个试件的设计不同点如表1所示.

表1 试件设计参数Table 1 Parameters of specimen

实验加载方案是对柱端预先施加200 kN的轴力，并在梁端进行加载时保持柱子轴力不变，梁端采用位移控制反复加载.试件模型尺寸如图1所示，位移加载制度如图2所示.

ANSYS软件自带的 civilFEM 模块提供了Eurocode2(欧洲规范2)、ACI318(美国混凝土学会规范318)和中国规范等多国规范.因此，在第一组节点分析中所选取的混凝土规范为Eurocode2，钢筋规范为Eurocode3;应力应变曲线为Short-term loads;对应的混凝土模块E1为EC2 C25/30，E2为EC2 C35/45;混凝土本构模型为KINH.

2.3 第二组节点模型

本研究选取了四川省都江堰市在汶川地震中受到震害的某商业建筑作为分析实例［5］.该建筑是一栋按照我国最新建筑结构设计规范设计建造的框架结构，其结构安全等级二级、抗震设防烈度7度、框架抗震等级三级.在地震中，该建筑第一层框架节点遭到严重破坏，角柱和边柱损伤程度比中柱更为严重.受强烈地震作用的影响，在弯矩和压力的共同作用下，框架柱端位置损伤严重，竖向受力钢筋被压屈服或被拉断，柱顶出现水平裂缝;边柱梁由于承受较大的剪力作用，出现斜裂缝.

图1 试件模型尺寸(E1，E2)Fig.1 Specimen model size(E1，E2)

图2 位移加载制度Fig.2 Lateral displacement history

本研究选取该结构底层破坏模式不同的2个边柱节点进行分析，节点的主要设计参数如表2所示，模型尺寸配筋如图3所示.

表2 试件设计参数Table 2 Parameters of specimen

图3 试件模型尺寸(C1，C2)Fig.3 Specimen model sizes(C1，C2)

在该组节点分析中所选取的混凝土规范为中国规范GB 5001—2002，钢筋级别为Q235及Q335;应力应变曲线为GB 5001—2002规范下的标准钢筋本构曲线;对应的混凝土模块C1，C2为civilFEM模块材料库中GB 5001—2002规范下的C30混凝土模块;柱端预加轴力5 000 kN，该值是由设计软件PKPM自动导荷载得到的.

3 不同破坏模式下的钢筋混凝土节点动力性能比较

本研究基于ANSYS软件中的civilFEM模块模拟表1和表2中的2组边柱节点.不同破坏模式节点对应的滞回曲线有很大的差异，分析结果如下.

3.1 第一组节点的有限元分析结果

图4 模型E1和E2实测与有限元分析滞回曲线对比Fig.4 Comparison of finite element analysis and experimental hysteretic curves of model E1 and E2

3.2 第二组节点有限元分析结果

模型C1，C2的破坏情况及有限元模拟结果如图6所示.从裂缝云图可以看出，模型C1的裂缝发生的是柱端破坏，梁端也出现了裂缝分布，与实际震害情况相符.

3.3 不同破坏模式节点的动力性能比较

对比图4中的滞回曲线和图5的破坏模式可以看出：①E1破坏模式为节点剪切破坏，E2破坏模式为梁端破坏，有限元分析结果与实验破坏情况完全吻合;②E1的抗剪强度高于E2，但是二者对应的极限变形很接近;③ 从滞回曲线上看，E1达到极限强度后，在后续往复加载中强度在快速衰减，而E2在达到极限强度后强度衰减不明显，耗能性能极为优越.

图5 模型E1和E2的有限元分析结果及实测曲线对比Fig.5 Comparison of finite element analysis results and experimental situations of model E1 and E2

图6 模型C1和C2的实际震害及有限元分析结果对比Fig.6 Comparison of finite element analysis results and seismic damage of model C1 and C2

在第二组模型C1，C2的滞回曲线(见图7)及破坏云图中可以看出：① C1的抗剪强度与C2接近，但是C2的极限变形大于C1的极限变形;②从图7可以看到，模型C1达到极限强度后有明显的强度衰减，C2在达到极限强度后有短暂的强度稳定阶段，之后也快速衰减，其耗能能力略好于C1.

虽然模型E2，C2的破坏都集中在梁端，但是从裂缝分布看，E2为梁端弯曲破坏，C2为梁端斜截面剪切破坏;从滞回曲线看，C2的耗能能力远不如E2.虽然据此一例还不能断言欧洲规范(Eurocode8)优于我国的混凝土结构设计规范，但是可以说明我国目前的设计方法不能保证节点发生延性破坏.

4 结论

图7 模型C1和C2有限元分析滞回曲线的对比Fig.7 Comparison of hysteretic curves of finite element analysis of model C1 and C2

本研究基于ANSYS软件中的civilFEM模块分析了不同破坏模式下钢筋混凝土框架节点的抗震性能差异，得到以下结论：

(1)通过试算发现，基于civilFEM模块的有限元分析所适用的节点的裂缝张开剪力传递系数为0.25～0.30.

(2)目前世界各国的混凝土框架节点设计方法多基于强度设计方法，这种设计方法无法避免节点破坏模式的多样性，且不同的节点破坏模式耗能能力差别很大.

(3)除梁铰破坏模式外，发生节点剪切破坏和柱端破坏的节点的变形能力均较差;在节点达到极限承载能力后，节点抗剪强度会快速衰减.梁端破坏中的弯曲破坏耗能能力最为优越.

(4)不同破坏模式下节点的耗能能力差别很大，节点耗能能力与强度无关联，因此，改进现有基于强度的混凝土节点设计方法显然是必要的.如何在设计中控制选择节点破坏模式，可以通过节点设计参数影响分析、建立节点破坏模式分化控制参数来实现，这部分研究可参见文献［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.部分预应力砼框架节点的受剪承载力［C］∥预应力混凝土现况与发展——中国土木工程学会混凝土及预应力混凝土学会后张预应力混凝土结构委员会第一届第三次学术交流会文集.南京：东南大学出版社，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］ 傅剑平.钢筋混凝土抗震框架节点抗震性能与设计方法研究［D］.重庆：重庆大学，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］ 张伟平.四川省都江堰市天恒商厦汶川地震后房屋质量检测报告［R］.上海：同济大学房屋质量检测站，2008.

［7］ 陆新征，江见鲸.利用ANSYS solid 65单元分析复杂应力条件下的混凝土结构［J］.建筑结构，2003，33 (6)：22-24.

［8］ 张卫东，王振波.基于ANSYS的钢筋混凝土框架试验及有限元分析［D］.南京：南京工业大学，2005：54-61.

［9］ 江见鲸.钢筋混凝土非线性有限元分析［M］.陕西：陕西科学技术出版社，1994：86-87.

［10］ 陈玲俐，于洁.钢筋混凝土框架节点破坏模式影响因素分析及分化参数研究［EB/OL］.［2009-12-29］.http：//www.paper.edu.cn/paper.php?serial_number =200912-1090.