陳建偉,邊瑾靚,王　寧,蘇幼坡

(1.華北理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院,河北 唐山 063009; 2.河北省地震工程研究中心,河北 唐山 063009)

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考慮不同配筋率影響的板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切性能分析①

陳建偉1,2,邊瑾靚1,王寧1,蘇幼坡1,2

(1.華北理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院,河北 唐山 063009; 2.河北省地震工程研究中心,河北 唐山 063009)

沖切破壞是鋼筋混凝土板柱結(jié)構(gòu)的主要破壞形式。通過(guò)對(duì)ACI318-08、Eurocode 2、GB50010-2010等規(guī)范中關(guān)于板柱節(jié)點(diǎn)受沖切承載力計(jì)算公式的對(duì)比分析,發(fā)現(xiàn)對(duì)于板中配筋率的影響可否忽略以及影響程度等問(wèn)題的考慮并不統(tǒng)一。為深入研究配筋率對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切性能的影響,在考慮材料和幾何非線(xiàn)性的基礎(chǔ)上,通過(guò)有限元軟件OpenSEES對(duì)5個(gè)配筋率分別為0.5%(2個(gè))、0.99%、2.0%及3.0%的板柱節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行數(shù)值模擬和參數(shù)分析,對(duì)比分析各試件的承載力、剛度變化過(guò)程及破壞特征,發(fā)現(xiàn)模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。研究表明:配筋率是進(jìn)行板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切設(shè)計(jì)不可忽略的影響因素,建議在規(guī)范修訂中考慮此參數(shù)。最后還分析了其抗震性能及混凝土強(qiáng)度對(duì)抗沖切承載力的影響。

板柱結(jié)構(gòu); 配筋率; 抗沖切性能; OpenSEES

0　引言

板柱結(jié)構(gòu)是建筑結(jié)構(gòu)中常用的形式之一,它可將荷載由樓板直接傳遞到柱上,而不需要設(shè)置主梁和次梁,因此被廣泛應(yīng)用于工業(yè)廠房、商場(chǎng)、車(chē)庫(kù)、辦公樓及住宅等建筑[1-2]。由于其具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、降低層高等特點(diǎn),在國(guó)外高層公寓的建設(shè)中得到快速發(fā)展。通常板上的均布荷載均較小,在正常配筋下板的抗彎能力均可保證,但當(dāng)板柱節(jié)點(diǎn)要承受板傳來(lái)的較大集中力作用時(shí),節(jié)點(diǎn)抗沖切強(qiáng)度通常難以保證。因此板柱結(jié)構(gòu)中,節(jié)點(diǎn)沖切破壞形式起到控制作用成為這種結(jié)構(gòu)體系設(shè)計(jì)中的關(guān)鍵問(wèn)題之一。

國(guó)內(nèi)外對(duì)鋼筋混凝土板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切承載力計(jì)算理論的研究成果頗多,運(yùn)用各種理論與方法(如屈服線(xiàn)理論、剛塑性理論、極限平衡理論等)對(duì)鋼筋混凝土板的受沖切承載力問(wèn)題進(jìn)行了研究,但總的來(lái)說(shuō),由于節(jié)點(diǎn)受力的復(fù)雜性,理論上并沒(méi)有得到統(tǒng)一,尤其體現(xiàn)在各國(guó)規(guī)范中對(duì)于沖切承載力的計(jì)算基本屬于經(jīng)驗(yàn)公式,缺乏有力的理論支持。Zineddin等[3]研究了不同配筋以及不同沖擊能量的板的動(dòng)力反應(yīng)和鋼筋混凝土板的抗沖擊性能,發(fā)現(xiàn)配筋率與沖擊高度極大地影響了板的破壞模式。Stefano等[4]對(duì)11個(gè)低配筋率的板柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)分析,并通過(guò)3組1/2縮尺、全尺寸、雙倍尺寸試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱芯苛斯?jié)點(diǎn)抗沖切性能中的尺寸效應(yīng)。在美國(guó)ACI318-08、歐洲Eurocode 2、我國(guó)GB50010-2010等規(guī)范中發(fā)現(xiàn)對(duì)于板中配筋率的影響可否忽略以及影響程度等問(wèn)題的考慮并不統(tǒng)一。因此,為深入研究配筋率對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切性能以及破壞特征的影響,對(duì)5個(gè)配筋率分別為0.5%(2個(gè)試件)、0.99%、2.0%及3.0%的板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切性能以及破壞特征進(jìn)行數(shù)值模擬和參數(shù)分析,對(duì)比分析各試件的承載力、剛度變化過(guò)程及破壞特征。

1　相關(guān)規(guī)范對(duì)比分析

1.1Eurocode 2中抗沖切強(qiáng)度的計(jì)算

歐洲混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 2[5]中提出的板抗沖切強(qiáng)度計(jì)算公式為:

(1)

(2)

1.2ACI318-08中抗沖切強(qiáng)度的計(jì)算

(3)

圖1　配筋率對(duì)板沖切強(qiáng)度影響示意圖Fig.1　The effect of reinforcement ratio on punching strength of slabs

由式(3)可知,該計(jì)算方法忽略了配筋率對(duì)沖切強(qiáng)度的影響,再根據(jù)圖1可以看出,在配筋率較大的情況下,采用該方法會(huì)略低估沖切強(qiáng)度。

1.3GB50010-2010中抗沖切強(qiáng)度的計(jì)算

自上世紀(jì)八十年代以來(lái),我國(guó)進(jìn)行了大量的自主性板柱構(gòu)件試驗(yàn),在此基礎(chǔ)上,混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范幾經(jīng)修訂。最新規(guī)范GB50010-2010中規(guī)定[7],在局部荷載或集中反力作用下不配置箍筋或彎起鋼筋的板,其受沖切承載力應(yīng)符合下列規(guī)定:

Fl≤0.7βhftηumh0

(4)

式中:βh為截面高度影響系數(shù);ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;η為系數(shù),可由GB50010-2010規(guī)范公式確定;um為計(jì)算截面周長(zhǎng);h0為截面的有效高度。

我國(guó)在TJ10-74規(guī)范制定之前,對(duì)于沖切方面的試驗(yàn)研究基本上是空白的,且74規(guī)范主要借鑒前蘇聯(lián)的混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范,后在此基礎(chǔ)上逐步進(jìn)行修訂。從式(4)可以看出,該公式也沒(méi)有考慮配筋率對(duì)沖切承載力的影響。

綜上所述,各國(guó)混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范中,計(jì)算沖切強(qiáng)度時(shí)考慮配筋率的影響并不統(tǒng)一,ACI318-08和GB50010-2010中都沒(méi)有考慮配筋率的影響。從圖1可以看出,對(duì)于低配筋率板的破壞形式主要是沖切破壞,根據(jù)ACI318-08所確定的沖切強(qiáng)度或多或少地保守于由Eurocode 2所確定的沖切強(qiáng)度,并且隨著板厚的增加,這種低估程度會(huì)增加,而ACI318-08所確定的沖切強(qiáng)度又會(huì)高估沖切強(qiáng)度。在高配筋率的情況下,根據(jù)ACI318-08所確定的沖切強(qiáng)度較為保守。因此,考慮配筋率對(duì)沖切強(qiáng)度的影響就顯得尤為必要。深入研究不同配筋率對(duì)沖切強(qiáng)度計(jì)算的影響及影響程度,可為我國(guó)混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)規(guī)范修訂提供必要的理論參考依據(jù)。

2　試件及試驗(yàn)簡(jiǎn)介

Elstner等[8]進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究,尤其是考察了配筋率、柱尺寸、邊界約束等因素對(duì)鋼筋混凝土板抗沖切性能的影響,其試件與配筋如圖2、3所示。

圖2　加載試驗(yàn)裝置Fig.2　Testing arrangement

圖3　板柱結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)配筋圖Fig.3　Reinforcement drawing of slab-column connections

為考察不同配筋率對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切性能的影響,在試驗(yàn)第Ⅷ系列中選擇五個(gè)試件進(jìn)行研究,其中部分試件的混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度、板有效高度、柱橫截面的尺寸及邊界約束條件等基本參數(shù)均相同。該組試件能夠準(zhǔn)確反映配筋率對(duì)力學(xué)性能的影響。

選取5個(gè)板柱節(jié)點(diǎn)試件,均采用上下雙層配筋(圖3),板的厚度均為152.4 mm,但配筋率不同,其基本參數(shù)如表1所列。試件放置在一個(gè)914 mm高的混凝土框架上,有利于觀測(cè)到受拉表面裂縫的出現(xiàn)過(guò)程及形式。如圖2所示的試驗(yàn)裝置,在試件與混凝土試驗(yàn)裝置的接觸部位加50.8 mm×25.4 mm的木墊塊,然后通過(guò)圖2所示的柱頭施加豎向荷載。

表1　板柱結(jié)構(gòu)試件的基本參數(shù)

3　數(shù)值分析模型

3.1OpenSEES計(jì)算平臺(tái)

OpeSEES是以“太平洋地震工程研究中心”為主導(dǎo),由加州大學(xué)伯克利分校開(kāi)發(fā)的非線(xiàn)性有限元計(jì)算平臺(tái)[9-10]。OpenSEES 主要用于土木工程和巖土工程領(lǐng)域結(jié)構(gòu)的地震性能模擬,具有易于改進(jìn)和開(kāi)發(fā)的優(yōu)點(diǎn),能夠使用最新的材料模型、單元模型、分析方法等模型參數(shù)。其在國(guó)內(nèi)正在逐步引起結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域相關(guān)人員的關(guān)注和重視。

3.2三維網(wǎng)格梁模型的建立

3.2.1三維網(wǎng)格梁有限元模型

國(guó)內(nèi)外對(duì)板柱結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值分析的研究成果已經(jīng)很多,比如采用極限平衡法、剛塑性理論、等代框架法等方法[11]。Coronelli[12]、Ying[13]和陳建偉[14-15]等提出的網(wǎng)格梁模型是在Yettram等[16]的基礎(chǔ)上提出的,即將板柱結(jié)構(gòu)用一些橫向和縱向相互垂直的網(wǎng)格梁來(lái)代替,交點(diǎn)即為網(wǎng)格梁的節(jié)點(diǎn)。本文對(duì)Coronelli提出的網(wǎng)格梁模型進(jìn)行如下的改進(jìn)和約定:選取網(wǎng)格梁的長(zhǎng)度為柱截面尺寸或整數(shù)分之一,保證梁與柱連接處的梁?jiǎn)卧獋€(gè)數(shù)不少于兩個(gè)。經(jīng)過(guò)模擬分析證明,通過(guò)以上選取后,模擬結(jié)果的精度和穩(wěn)定性均有顯著提高。另外,經(jīng)計(jì)算鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移對(duì)柱沖切承載力影響并不顯著,故文中未考慮此參數(shù)。

3.2.2節(jié)點(diǎn)與單元設(shè)置

板柱節(jié)點(diǎn)試件尺寸如圖4所示。以柱截面尺寸為網(wǎng)格梁長(zhǎng)度建立模型,其節(jié)點(diǎn)設(shè)置如圖5所示。

模型共劃分了64個(gè)節(jié)點(diǎn),OpenSEES中節(jié)點(diǎn)命令為“node *”。試驗(yàn)荷載施加在柱上,圖5中304、305、404和405節(jié)點(diǎn)采用equalDOF命令,保證加載與試驗(yàn)一致。為保證約束條件和試驗(yàn)一致,在節(jié)點(diǎn)4、5、301、401、704、705、308和408上施加約束,約束試件平動(dòng)能力,不約束其轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

圖4　試件尺寸(單位:mm)Fig.4　Specimen size (Unit:mm)

圖5　節(jié)點(diǎn)設(shè)置Fig.5　Node setting

模型以橫向(圖5中X方向)和縱向(圖5總Y方向)劃分單元,即形成了橫向和縱向相互垂直的網(wǎng)格梁?jiǎn)卧?文中統(tǒng)一為“網(wǎng)格梁模型”。單元命令采用“element nonlinearBeamColumn *”,單元的積分點(diǎn)個(gè)數(shù)為5。

3.2.3截面與材料本構(gòu)

由于采用柱截面尺寸為網(wǎng)格梁長(zhǎng)度建立模型,所以網(wǎng)格梁的截面長(zhǎng)度和高度分別為柱截面尺寸和板的厚度。劃分出來(lái)的梁?jiǎn)卧孛娣殖蓛?nèi)部單元截面尺寸為254 mm×152.4 mm和邊緣單元截面尺寸為152.4 mm×152.4 mm兩種,即內(nèi)節(jié)點(diǎn)與外節(jié)點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的單元截面是不同的,如圖6所示。本文單元梁截面先分別定義Steel01鋼筋本構(gòu)模型、Elastic彈性本構(gòu)模型和Hysteretic模型[17],再采用Section Agrregator將3種材料本構(gòu)模型進(jìn)行聚合定義。其中Steel01鋼筋本構(gòu)模型與Hysteretic模型的本構(gòu)關(guān)系如圖7(a)和(b)所示。Elastic彈性本構(gòu)模型是不考慮材料屈服段的完全彈性應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)。

圖6　內(nèi)外節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.6　Diagram of internal and external nodes

圖7　本構(gòu)關(guān)系Fig.7　Constitutive relation

圖7(a)中b為剛度衰減系數(shù),E0為初始彈性模量,bE0是鋼筋屈服后衰減的彈性模量,fy為受拉鋼筋屈服強(qiáng)度。

3.2.4模型計(jì)算

積分類(lèi)型定義為Displacement Control,迭代計(jì)算采用Newton,選用能量準(zhǔn)則為收斂準(zhǔn)則,自由度數(shù)目控制選項(xiàng)設(shè)為Plain。

4　數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

4.1數(shù)值分析結(jié)果

基于三維網(wǎng)格梁有限元分析模型,對(duì)表1中的5個(gè)代表性試件按照改進(jìn)模型的建議和方法分別進(jìn)行建模計(jì)算,數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖8所示。

圖8　試件的荷載位移曲線(xiàn)Fig.8　Load-displacement curves of specimens

圖8中,最大荷載值除B14的誤差超過(guò)了10%外,其余均小于10%,這表明三維網(wǎng)格梁模型模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

4.2配筋率影響分析

5組試件中,混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度均為44.8 MPa,而B(niǎo)2、B4、B9及B14的主要區(qū)別是板的配筋率分別為0.5%、0.99%、2%及3%。將5組試件進(jìn)行對(duì)比分析,以探究配筋率對(duì)板抗沖切性能的影響,結(jié)果如圖9所示。

由圖9可以看出,試件B14的最大荷載約為試件B2的3.13倍,且試件配筋率越高,試件的延性相對(duì)降低,配筋率對(duì)于板沖切承載力的影響是十分顯著的。表2將4組試件的最大荷載進(jìn)行歸納并給出與中國(guó)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(GB 50010-2010)、美國(guó)規(guī)范(ACI 318-08)、歐洲規(guī)范(EC 4)所計(jì)算出的抗沖切承載力進(jìn)行對(duì)比分析。

圖9　配筋率對(duì)比分析Fig.9　Comparative analysis of reinforcement ratio

表2對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),由于中國(guó)規(guī)范中沒(méi)有考慮配筋率對(duì)板沖切性能的影響,所得到的抗沖切承載力較模擬所得到的最大荷載,其離散性較大。

表2　模擬和規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比分析

4.3混凝土影響分析

試件B1和B2的配筋率均為0.5%,混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度分別為13.8 MPa和44.8 MPa。對(duì)2組試件進(jìn)行對(duì)比,觀察混凝土強(qiáng)度對(duì)于板抗沖切性能的影響,結(jié)果如圖10所示。

圖10　混凝土強(qiáng)度對(duì)比分析Fig.10　Comparative analysis of concrete strength

由圖10可以看出,試件B2的最大荷載約為B1的1.01倍,基本相等?；炷翉?qiáng)度對(duì)于試件加載初期影響較為顯著,但對(duì)于板最大沖切承載力值影響不大。

通過(guò)對(duì)配筋率和混凝土強(qiáng)度對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),混凝土強(qiáng)度對(duì)于板最大沖切承載力的影響并不大,而配筋率的影響顯著,我國(guó)規(guī)范在規(guī)定抗沖切承載力設(shè)計(jì)值時(shí)應(yīng)該考慮配筋率對(duì)板抗沖切性能的影響。

5　變形分布與屈服節(jié)點(diǎn)模擬

5.1變形分布模擬

國(guó)內(nèi)外試驗(yàn)研究中,通過(guò)數(shù)值分析模型對(duì)節(jié)點(diǎn)變形分布進(jìn)行很好模擬的并不多見(jiàn)。文中網(wǎng)格梁模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,運(yùn)用OpenSEE有限元軟件對(duì)試件的節(jié)點(diǎn)變形分布進(jìn)行模擬。在網(wǎng)格梁模型中取一條直線(xiàn)1,直線(xiàn)通過(guò)201～208節(jié)點(diǎn),觀察8個(gè)節(jié)點(diǎn)的變形分布,如圖11所示。對(duì)5組試件進(jìn)行變形分布模擬,如圖12所示,其中試件B1、B2及B4選取柱變形yc分別是5.08 mm、10.16 mm及15.24 mm時(shí)直線(xiàn)1上各節(jié)點(diǎn)變形情況,B9和B14選取柱變形yc分別是2.54 mm、5.08 mm、7.62 mm時(shí)直線(xiàn)1上各節(jié)點(diǎn)變形情況。

圖11　變形模擬的節(jié)點(diǎn)選取Fig.11　Node selection of deformation simulation

由圖12可知,當(dāng)中柱變形均為5.08 mm時(shí),5組試件的各節(jié)點(diǎn)變形分布基本相似。高配筋率試件(B9、B14)的中柱變形與試件B1、B2、B4的差值與各節(jié)點(diǎn)變形差值也基本相似,說(shuō)明配筋率對(duì)于板各節(jié)點(diǎn)的變形發(fā)展模式影響不大。

5.2屈服節(jié)點(diǎn)模擬

網(wǎng)格梁模型也可以對(duì)試件的屈服節(jié)點(diǎn)進(jìn)行模擬,模擬以單元為單位,圓點(diǎn)表示此單元內(nèi)相應(yīng)節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生屈服。模擬發(fā)現(xiàn)試件B1、B2、B4的屈服節(jié)點(diǎn)相同,如圖13(a)所示。圖13(b)為試件B9屈服節(jié)點(diǎn)圖,試件B14未發(fā)生屈服。

圖12　試件變形分布Fig.12　Deformation distribution of specimens

圖13　試件屈服節(jié)點(diǎn)模擬Fig.13　Yield node simulation of specimens

通過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)板柱結(jié)構(gòu)的屈服總是先發(fā)生在板柱交界處,然后由交界處向外傳播。試件B9屈服節(jié)點(diǎn)并未向外傳播,但圖13(a)所示3個(gè)試件的屈服節(jié)點(diǎn)都由交界處向外傳播,虛線(xiàn)所表示的屈服線(xiàn)與Elstner[8]所列出屈服線(xiàn)模式相吻合。

6　抗震性能模擬

2008年Ying等[18]對(duì)不同形式荷載下的板柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,包含配筋率對(duì)板柱節(jié)點(diǎn)抗震性能影響,認(rèn)為配筋率的提高將顯著提高板柱節(jié)點(diǎn)的側(cè)向剛度。在文中模型與試驗(yàn)?zāi)M吻合較好的基礎(chǔ)上,對(duì)試件進(jìn)行抗震性能研究,驗(yàn)證側(cè)向剛度是否會(huì)顯著提高。選取混凝土強(qiáng)度相同、配筋率分別為0.99%和3%的B4和B14試件,將兩個(gè)構(gòu)件都填加長(zhǎng)度為10 mm且剛度無(wú)限大的柱頭,在柱頭上分別施加步長(zhǎng)2.5、5和10 mm的水平往復(fù)荷載,得到滯回曲線(xiàn)如圖14所示。不同步長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的最大水平荷載如表3所示。從表3中可以看出,B14的側(cè)向剛度顯著大于B4,即配筋率的提高顯著提高了板柱節(jié)點(diǎn)的側(cè)向剛度。

圖14　試件的滯回曲線(xiàn)Fig.14　Hysteretic curves of specimens

工況最大水平荷載/kN2.5mm5mm10mmB4(0.99%)B14(3.00%)141.9319.4155.7373.7174.6447.4

《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》規(guī)定采用等效黏滯阻尼系數(shù)來(lái)衡量抗震試驗(yàn)中試件耗能能力的大小,系數(shù)越大則耗能能力越好,阻尼系數(shù)的計(jì)算公式如式(5)所示,示意圖如圖15所示。取B4及B14一個(gè)步長(zhǎng)的滯回曲線(xiàn),運(yùn)用式(5)對(duì)其進(jìn)行計(jì)算,得到B4的阻尼系數(shù)he=0.4,B14的he=0.35,配筋率較小的B4所得等效黏滯阻尼系數(shù)略大。

(5)

圖15　耗能能力計(jì)算示意圖Fig.15　Diagram of energy dissipation capacity calculation

7　結(jié)論

(1)通過(guò)OpenSEES建模分析表明模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,說(shuō)明了網(wǎng)格梁模型對(duì)板柱結(jié)構(gòu)模擬的合理性。文中所采用的節(jié)點(diǎn)、單元、截面的劃分以及材料本構(gòu)的定義較為合理,網(wǎng)格梁模型可以參照其建立。

(2)板柱節(jié)點(diǎn)隨著配筋率的提高,其側(cè)向剛度將顯著提高。

(3)配筋率對(duì)于板承載力和延性均有影響,配筋率越大,板的延性相對(duì)降低,其最大沖切承載力值增加,但配筋率對(duì)于板各節(jié)點(diǎn)的變形發(fā)展模式影響不大。

(4)混凝土強(qiáng)度對(duì)板最大抗沖切承載力值影響不大,配筋率是進(jìn)行板柱節(jié)點(diǎn)抗沖切設(shè)計(jì)不可忽略的影響因素,歐洲規(guī)范考慮了配筋率對(duì)抗沖切承載力的影響,建議我國(guó)在規(guī)范修訂中也應(yīng)充分考慮此點(diǎn)。

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Punching Shear Capacity Analysis of a Slab-column Connection Considering the Effect of Different Reinforcement Ratios

CHEN Jian-wei1,2,BIAN Jin-liang1,WANG Ning1,SU You-po1,2

(1.College of Civil and Architectural Engineering,North China University of Science and Technology,Tangshan 063009,Hebei,China;2.Earthquake Engineering Research Center of Hebei Province,Tangshan 063009,Hebei,China)

A slab-column structure is a bearing system,which is composed of a plate and a column.Because there are no ribs,force transfer is simple,that is to say,the load passes to the foundation directly through the column.This structure has some advantages such as optimization of space and steel plate use,layout flexibility,and quick construction.To improve the punching shear capacity of the concrete slab and to reduce its span,we often set the column head on top of the column.Punching shear has been the object of intense experimental effort since the 1950s.Some codes account for size or membrane effects,or the ratio of column size to the depth of the slab.Here,comparative analysis of formulas for punching shear strength calculations following ACI318-08,Eurocode 2,and GB50010-2010 is carried out.The research shows that the effect of the reinforcement ratio is not always uniform.Using five samples with different reinforcement ratios,which is 0.5% (two),0.99%,2.0%,and 3.0%,respectively,the numerical simulation and parameter analysis is performed with Open System for Earthquake Engineering Simulation (OpenSEES)considering the material nonlinearity and geometric nonlinearity.The proposed numerical method successfully simulates the punching shear capacity of slab-column connections in terms of the load-deformation curve,stiffness variation,and failure characteristics.The research results show that the reinforcement ratio is the key factor in punching shear resistance and should be considered appropriately in any code revision.Finally,the analysis of punching shear strength is also presented with regard to concrete.

slab-column structure; reinforcement ratio; punching shear capacity; OpenSEES

2015-07-23

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51278164);河北省重點(diǎn)基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(14965406D)

陳建偉(1978-),男,副教授,主要從事工程抗震與防災(zāi)減災(zāi)方面的研究。E-mail:heuu2010@163.com。

TU375.2

A

1000-0844(2016)04-0525-08

10.3969/j.issn.1000-0844.2016.04.0525