王德弘， 鞠彥忠， 鄭文忠

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150090；2.東北電力大學(xué) 建筑工程學(xué)院，吉林 吉林 132012)

普通混凝土和高強(qiáng)混凝土抗拉強(qiáng)度低，韌性差，混凝土框架節(jié)點(diǎn)的延性主要取決于箍筋的配置，但過密的配置箍筋給節(jié)點(diǎn)區(qū)的施工帶來了困難，造成節(jié)點(diǎn)混凝土澆筑不密實(shí)，影響節(jié)點(diǎn)的抗震性能[1-2]。在地震荷載作用下，由于混凝土自身的脆性以及鋼筋與混凝土之間的變形不協(xié)調(diào)，節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼筋與混凝土的黏結(jié)宜發(fā)生劣化，甚至在界面處產(chǎn)生劈拉破壞。鑒于此，本文擬采用具有較高強(qiáng)度、韌性和耐久性的活性粉末混凝土代替普通混凝土，以期改善混凝土框架節(jié)點(diǎn)的受力和變形性能，降低箍筋用量、便于施工，同時提高框架結(jié)構(gòu)的使用壽命。

活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete， RPC)是一種新型超高強(qiáng)度超高性能的水泥基復(fù)合材料，具有優(yōu)異的力學(xué)性能和耐久性[3-5]。近年來國內(nèi)外從理論研究、性能試驗(yàn)等方面，都對RPC進(jìn)行了廣泛地研究。目前，對RPC材料的制備技術(shù)已比較成熟，其基本力學(xué)性質(zhì)已比較清楚，梁、柱受力性能方面的研究已經(jīng)開展[6-10]，但對于活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)的研究尚未見相關(guān)研究資料。目前制備比較成熟的活性粉末混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度一般為100～200 MPa，極限壓應(yīng)變可達(dá)4 000×10-6～ 5 500×10-6，拉應(yīng)變可達(dá)250×10-6～ 850×10-6，均顯著高于普通和高強(qiáng)混凝土。已有研究表明，現(xiàn)有的相關(guān)設(shè)計理論、規(guī)范(規(guī)程)不完全適用于活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)[11-12]，因此有必要對活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)的受力性能、破壞機(jī)理等進(jìn)行深入的研究和分析，為RPC材料的抗震設(shè)計和工程應(yīng)用提供依據(jù)?；诖?，本文對活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，對活性粉末混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的受剪破壞過程、承載力、延性、耗能、強(qiáng)度和剛度退化等性能進(jìn)行了研究，分析核心區(qū)箍筋和軸壓比對活性粉末混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響規(guī)律，其研究成果可以為活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)的抗震設(shè)計提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

性粉末混凝土水膠比為0.22，鋼纖維體積摻量為1.3%，活性粉末混凝土配合比見表2，活性粉末混凝土抗壓強(qiáng)度通過同批次澆筑的100 mm×100 mm×100 mm立方體試件抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)測得，各試件活性粉末混凝土抗壓強(qiáng)度平均值見表3。

表1 鋼筋力學(xué)性能

表2 活性粉末混凝土配合比

表3 活性粉末混凝土抗壓強(qiáng)度

1.2 試驗(yàn)裝置與加載方案

本試驗(yàn)主要考察活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)核心區(qū)在反復(fù)荷載作用下的性能，故采用梁端加載的方式，試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

柱端軸向壓力通過2 000 kN液壓千斤頂施加。施加軸向荷載時，為消除加載的不均勻性，先將軸向荷載加載至設(shè)定值的30%，然后卸載到0，再施加荷載至設(shè)定值，并在試驗(yàn)過程中保持荷載恒定。梁端往復(fù)荷載通過數(shù)控電液伺服作動器施加，采用荷載、變形混合控制的加載制度[14]。加載初期采用荷載控制的方式，每級荷載循環(huán)一次，并注意觀察試件及鋼筋應(yīng)變的變化，當(dāng)試件核心區(qū)開裂或梁內(nèi)鋼筋達(dá)到屈服時改為位移控制，此時的位移記為Δy，以Δy為增量逐級加載，每級荷載步循環(huán)三次，加載至構(gòu)件承載能力下降到峰值荷載的85%時停止試驗(yàn)。梁端往復(fù)荷載的加載制度如圖3所示。左、右梁端反向等速率同步加載。

圖1 試件尺寸及截面配筋圖Fig.1 Specimen size and reinforcement section

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Loading equipment

圖3 試驗(yàn)加載制度Fig.3 The test loading process

1.3 量測內(nèi)容及方法

試驗(yàn)量測內(nèi)容主要包括柱端、梁端荷載，梁端位移，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形，核心區(qū)梁內(nèi)縱筋應(yīng)變，核心區(qū)箍筋應(yīng)變，核心區(qū)活性粉末混凝土應(yīng)變等。

柱端軸向壓力由2 000 kN壓力傳感器測得；梁端往復(fù)荷載及位移由MTS數(shù)控電液伺服加載系統(tǒng)采集。核心區(qū)剪切變形的測量是在核心區(qū)的兩個主對角線方向設(shè)置位移計，如圖2所示，通過位移計測得的位移換算得到核心區(qū)剪切變形。

梁縱筋、核心區(qū)箍筋的應(yīng)變由布置在相應(yīng)位置的應(yīng)變片測得。鋼筋應(yīng)變片布置如圖4所示。梁縱筋同一測點(diǎn)對稱布置兩個應(yīng)變片，以測得的平均應(yīng)變作為該處的應(yīng)變值。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)活性粉末混凝土應(yīng)變由電阻應(yīng)變片測得。

圖4 鋼筋應(yīng)變片布置Fig.4 Location of strain gauges on reinforced bar

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與分析

4個試驗(yàn)試件均發(fā)生了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞，所有試件的破壞過程比較相似，大致可以分為初裂、通裂、極限和破壞4個階段。下面以試件J-1-0.5為例描述4個階段的試驗(yàn)現(xiàn)象，

荷載控制階段，當(dāng)梁端荷載不超過15 kN時，梁端及核心區(qū)均未出現(xiàn)裂縫。當(dāng)梁端加載至20 kN(右梁加載端下壓荷載為20 kN)時，右梁受拉區(qū)出現(xiàn)3條裂縫。左梁受拉區(qū)出現(xiàn)2條裂縫。反向加載至-20 kN時，左、右梁受拉區(qū)分別出現(xiàn)2條和3條裂縫。當(dāng)荷載增加至30 kN時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)一側(cè)中心偏下50 mm處對角線方向出現(xiàn)第一條斜裂縫，裂縫長度40 mm，此時的RPC最大拉應(yīng)變達(dá)到了334×10-6，核心區(qū)箍筋應(yīng)變?yōu)?20×10-6。當(dāng)加載至-30 kN時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)另一個對角線方向未出現(xiàn)裂縫，梁端裂縫向中部延伸，無新增裂縫出現(xiàn)。當(dāng)加載至35 kN時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)另一側(cè)面出現(xiàn)裂縫。當(dāng)加載至-35 kN時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)另一個對角線方向出現(xiàn)斜裂縫，最大裂縫寬度為0.06 mm，裂縫長度55 mm。此時轉(zhuǎn)為位移控制，Δy=20.55 mm。1Δy加載階段，沒有新增裂縫，原裂縫未發(fā)生明顯變化。當(dāng)2Δy第1個循環(huán)加載完成，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主斜裂縫延伸至對角點(diǎn)，主裂縫兩側(cè)出現(xiàn)多條平行的細(xì)小裂縫，兩個對角線方向的裂縫交叉將混凝土分割成若干個菱形塊。此時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的最大裂縫寬度為0.68 mm。2Δy第2個循環(huán)結(jié)束時，裂縫數(shù)量沒有增加，裂縫長度和寬度明顯增大，裂縫向上、下柱端延伸，延伸長度約50 mm，最大裂縫寬度為2.28 mm。2Δy第3個加載循環(huán)結(jié)束時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)形成明顯的交叉裂縫，菱形塊邊緣出現(xiàn)少量掉渣現(xiàn)象。3Δy第1個加載循環(huán)結(jié)束時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫寬度顯著增大，最大裂縫寬度達(dá)5.80 mm，核心區(qū)中部活性粉末混凝土鼓起約3 mm。臨近柱邊的梁端裂縫寬度也明顯增大，最大裂縫寬度達(dá)1.52 mm。當(dāng)進(jìn)行3Δy第2個循環(huán)加載時，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)主裂縫寬度繼續(xù)增大，部分鋼纖維被拔出，活性粉末混凝土被壓碎，節(jié)點(diǎn)中心交叉裂縫處出現(xiàn)活性粉末混凝土剝落，核心區(qū)靠近柱邊位置新增多條水平短裂縫，裂縫長度約30～40 mm，試件破壞形態(tài)如圖5所示。與普通混凝土節(jié)點(diǎn)的破壞相比，活性粉末混凝土節(jié)點(diǎn)破壞過程中，裂縫開展路徑較多，且多為細(xì)小裂縫，卸載后多數(shù)裂縫能夠閉合?；钚苑勰┗炷廖闯霈F(xiàn)大面積脫落，僅在主裂縫邊緣出現(xiàn)少量剝落，試件整體性較好。

圖5 試件J-1-0.5的破壞形態(tài)Fig.5 Failure mode of J-1-0.5

2.2 滯回曲線

圖6為活性粉末混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的梁端荷載-位移滯回曲線。由圖可知，試驗(yàn)加載初期，滯回曲線的加載和卸載曲線的斜率比較接近，殘余變形較小，滯回環(huán)呈狹長的梭形。隨著荷載的增加，靠近柱的梁端和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)相繼出現(xiàn)裂縫，滯回曲線的斜率有所下降，但斜率下降的速率較為緩慢。隨著荷載和加載循環(huán)的繼續(xù)增加，加載曲線的斜率持續(xù)減小，卸載曲線在剛開始卸載時斜率較大，荷載接近0時，斜率變小，殘余變形較大，滯回環(huán)由初始狹長的梭形逐漸轉(zhuǎn)變成“弓”形或反“S”形，滯回環(huán)面積增大。

試件J-0-0.3、J-1-0.3和J-1-0.5在2Δy第1個循環(huán)時達(dá)到最大荷載，隨著循環(huán)次數(shù)的增加和加載位移的增大，試件的承載力開始下降，但下降速度較慢。試件J-0-0.5在3Δy第1個循環(huán)時達(dá)到最大荷載， 其它3個試件在3Δy第1個循環(huán)時的峰值與最大荷載比較接

近，約為最大荷載的93%～97%。

4個試件的正向最大荷載比較接近，負(fù)向最大荷載存在一定差異，試件J-0-0.5-R的荷載值最大，比試件J-0-0.3-R的高31%，這種差異可能是由試件柱偏心受壓引起的。由于試件安裝時的不同初始偏心及試驗(yàn)過程中的偏心無法避免，且試件截面偏小，偏心受壓的影響相對較大，導(dǎo)致了梁端荷載的差異。

2.3 骨架曲線

圖7為各試件的荷載-位移骨架曲線，4個試件開裂、峰值和破壞各階段荷載和變形試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以看出，4個試件的骨架曲線變化趨勢比較接近，大致可以分為上升段、承載力保持階段和下降段。由于配筋率相差不大，梁端及核心區(qū)的開裂荷載均比較接近，梁端開裂荷載為17～19 kN，與預(yù)估值比較接近。核心區(qū)開裂荷載約為25～30 kN，約為最大荷載的36%～76%，高于高強(qiáng)混凝土節(jié)點(diǎn)的初裂強(qiáng)度[15]。與相同截面的高強(qiáng)混凝土及纖維混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)相比，活性粉末混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)具有更高的受剪承載力[16-17]，這是由于相同抗壓強(qiáng)度條件下，活性粉末混凝土具有更高的抗拉強(qiáng)度，且活性粉末混凝土抗剪強(qiáng)度的增加與其抗拉強(qiáng)度的增加呈線性關(guān)系[18]，故具有更高的抗剪強(qiáng)度。當(dāng)達(dá)到最大承載力后，承載力下降比較緩慢，表現(xiàn)出了較好的延性；當(dāng)達(dá)到極限破壞時，核心區(qū)剪切變形約為峰值荷載時變形的2.23～8.56倍，體現(xiàn)了活性粉末混凝土良好的變形性能。

圖6 荷載-位移滯回曲線Fig.6 Load-displacement hysteresis curve of specimens

相同配筋條件下，試件的受剪承載力隨著軸壓比的增大而增大，這是由于在一定軸壓比范圍內(nèi)，增加軸壓比可以提高混凝土的抗裂能力，混凝土受拉張開的裂縫可以重新閉合，有利于混凝土受剪承載力的提高。因此，進(jìn)行受剪承載力計算時應(yīng)該合理地考慮軸壓比對節(jié)點(diǎn)受剪承載力的有利作用。相同軸壓比條件下，核心區(qū)配置箍筋試件的承載力略高于無箍筋試件。雖然達(dá)到峰值荷載時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的箍筋已經(jīng)屈服，但箍筋對活性粉末混凝土的約束作用仍然存在，能夠提高其抗壓強(qiáng)度，故配置一定數(shù)量的箍筋能夠有效提高節(jié)點(diǎn)的受剪承載力。

圖7 試件荷載-位移骨架曲線Fig.7 Skeleton curve of specimens

2.4 延 性

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性大小可用延性系數(shù)來衡量，本文采用位移延性系數(shù)μΔ來表示鋼筋活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)的延性?？紤]到試件滯回曲線的不完全對稱，定義試件的位移延性系數(shù)

μΔ=(|+Δue|+|-Δue|)/(|+Δye|+|-Δye|)

(1)

式中：Δue為極限位移，對應(yīng)的荷載為極限荷載Pue；Δye為屈服位移，采用能量法確定，屈服位移對應(yīng)的荷載為屈服荷載Pye[19]。表5為各試件的位移延性系數(shù)，本試驗(yàn)的4個試驗(yàn)試件均為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞，其延性系數(shù)偏小，μΔ= 1.64～2.29，與相同破壞類型的普通混凝土接近[20]。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配置1個箍筋的試件J-1-0.3和J-1-0.5表現(xiàn)出來的延性并

不比節(jié)點(diǎn)核心區(qū)未配置箍筋試件的延性高。這是由于本試驗(yàn)試件箍筋配置數(shù)量較少，在試件達(dá)到最大承載力之前，箍筋發(fā)生了屈服，本試驗(yàn)中箍筋過早的屈服導(dǎo)致其對試件延性的改善作用較小。核心區(qū)箍筋屈服后，節(jié)點(diǎn)的剪力主要由活性粉末混凝土承擔(dān)，無箍筋約束的活性粉末混凝土在多次反復(fù)荷載作用后發(fā)生剪切破壞，展現(xiàn)出較好的抗剪延性和變形性能。因此，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用活性粉末混凝土材料，可以減少箍筋用量，降低工程成本，便于施工。

2.5 耗 能

結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耗能能力是其抗震性能的一個重要指標(biāo)，通常采用滯回環(huán)的飽滿程度來體現(xiàn)。本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來表示。等效黏滯阻尼系數(shù)的計算方法如圖8所示，he定義為

(2)

式中：SABC+SCDA為滯回曲線上、下兩半部分的面積；S△OBE和S△ODF分別為三角形OBE、ODF的面積。

表6為活性粉末混凝土各節(jié)點(diǎn)試件的耗能及等效黏滯阻尼系數(shù)，各試件等效黏滯阻尼系數(shù)he= 0.127 ～ 0.159，高于普通混凝土和高強(qiáng)混凝土節(jié)點(diǎn)的黏滯阻尼系數(shù)[21-22]，表明活性粉末混凝土框架節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

表4 試件各階段的荷載、變形特征值

表5 延性系數(shù)

圖8 等效黏滯阻尼系數(shù)計算Fig.8 Calculation for equivalent viscous damping factor

節(jié)點(diǎn)的耗能能力隨軸壓比的增大而提高；相同軸壓比條件下，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配置箍筋對節(jié)點(diǎn)耗能有一定提高。其原因在于軸向壓力和箍筋減緩了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土斜裂縫的開展，同時軸向壓力的作用提高了核心區(qū)梁縱筋與混凝土間的摩阻力。

表6 等效黏滯阻尼系數(shù)

2.6 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化是指在位移幅值不變的條件下，結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的承載力隨往復(fù)加載循環(huán)次數(shù)的增加而降低的特性，可采用強(qiáng)度退化系數(shù)表示，計算式為

(3)

各試件強(qiáng)度退化與加載位移關(guān)系如圖9所示，從圖中可以看出，1Δy位移加載階段，強(qiáng)度退化現(xiàn)象不明顯；從2Δy位移循環(huán)開始，各試件出現(xiàn)不同程度強(qiáng)度退化。隨著軸壓比的增加，強(qiáng)度退化現(xiàn)象略有改善，這是由于本試驗(yàn)軸壓比較小，軸壓比的增大提高了柱截面受壓面積，增大了斜壓桿的承載能力，并且在一定范圍內(nèi)軸向壓力可以提高混凝土的抗剪強(qiáng)度；核心區(qū)箍筋的配置對構(gòu)件早期的強(qiáng)度退化影響不大，臨近破壞階段，箍筋能夠一定程度上改善構(gòu)件強(qiáng)度退化的現(xiàn)象，這是由于加載位移較小時，節(jié)點(diǎn)的剪力主要由混凝土斜壓桿提供，反復(fù)荷載作用下混凝土損傷引起強(qiáng)度下降；臨近破壞時，箍筋對活性粉末混凝土的約束作用減緩了混凝土損傷發(fā)展。

圖9 各試件的強(qiáng)度退化系數(shù)Fig.9 Strength degradation coefficient of specimens

2.7 剛度退化

試件的剛度可以用割線剛度表示。割線剛度Kp可按式(14)計算

(4)

圖10為4個試件的割線剛度隨位移的變化曲線?？梢钥闯?，隨著加載位移的增加，試件的割線剛度均逐步減小，且剛度退化規(guī)律比較相似。由于活性粉末混凝土的開裂和鋼筋的損傷，試件在正向加載時的初始剛度明顯大于反向加載時的剛度，隨著加載位移的增大，兩個方向的剛度差逐漸減小。在本試驗(yàn)軸壓比范圍內(nèi)，高軸壓比試件的剛度大于低軸壓比試件，但剛度退化現(xiàn)象也更加明顯。本試驗(yàn)中核心區(qū)箍筋對剛度及剛度退化影響不明顯，這是由于配箍率較低，箍筋對混凝土的約束效應(yīng)不明顯。實(shí)際工程設(shè)計中，核心區(qū)箍筋數(shù)量應(yīng)滿足構(gòu)造要求，以保證對節(jié)點(diǎn)混凝土的有效約束。

2.8 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)箍筋應(yīng)變分析

圖11為試件J-1-0.3和J-1-0.5核心區(qū)箍筋應(yīng)變與荷載的關(guān)系曲線，圖中編后后面的字母“-P”和“-V”分別表示平行于梁方向和垂直于梁方向的箍筋應(yīng)變。節(jié)點(diǎn)區(qū)活性粉末混凝土開裂之前，箍筋應(yīng)變增加緩慢，應(yīng)變值較小，小于800×10-6，且卸載時應(yīng)變基本能夠恢復(fù)；混凝土開裂后，平行于梁方向箍筋應(yīng)變增長迅速，卸載后存在一定的殘余應(yīng)變，垂直于梁方向的箍筋應(yīng)變發(fā)展仍比較緩慢；試件J-1-0.3在2Δy位移第1次循環(huán)加載接近峰值時，平行于梁方向的核心區(qū)箍筋應(yīng)變迅速增大超過4 000×10-6而失效，表明該方向箍筋受拉屈服。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時另一方向的箍筋應(yīng)變值約為1 100×10-6，試件J-1-0.5在2Δy位移第1次循環(huán)正向達(dá)到峰值荷載時，兩個方向的箍筋應(yīng)變分別約為2 550×10-6和500×10-6，反向加載接近峰值時平行于梁方向的應(yīng)變迅速增大而失效，另一方向的箍筋應(yīng)變約為1 200×10-6。當(dāng)達(dá)到極限破壞時，垂直于梁方向的箍筋應(yīng)變均超過了其屈服應(yīng)變。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，活性粉末混凝土具有較高的受拉變形能力，且能夠更好地與鋼筋協(xié)同工作，改善節(jié)點(diǎn)的變形能力。

圖10 各試件剛度-位移關(guān)系Fig.10 Rigidity coefficient versus displacement relations of specimens

圖11 核心區(qū)箍筋應(yīng)變Fig.11 Strain of stirrups in joints core

3 結(jié) 論

(1)活性粉末混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)具有較高的抗裂強(qiáng)度，開裂應(yīng)變?yōu)?82×10-6～365×10-6。開裂后裂縫充分發(fā)展，裂縫開展路徑較多，且多為細(xì)小裂縫，卸載后多數(shù)裂縫能夠閉合，節(jié)點(diǎn)破壞時，混凝土剝落較少，試件完整性較好。采用活性粉末混凝土材料，可以減少節(jié)點(diǎn)核心區(qū)箍筋用量，便于施工。

(2)活性粉末混凝土具有較高的抗剪強(qiáng)度和受拉變形能力，能夠更好地與鋼筋協(xié)同工作，改善節(jié)點(diǎn)的變形性能，提高其延性及耗能能力。試件破壞過程中，強(qiáng)度退化和剛度退化較為緩慢。

(3)在本試驗(yàn)軸壓比范圍內(nèi)，增加軸壓比可以提高節(jié)點(diǎn)的剛度及受剪承載力，進(jìn)行受剪承載力計算時應(yīng)該合理地考慮軸壓比對節(jié)點(diǎn)受剪承載力的有利作用。同時，軸壓比的增大，會降低節(jié)點(diǎn)的延性、加速剛度退化，對于活性粉末混凝土框架的軸壓比限值，有待進(jìn)一步研究。

[ 1 ] 唐九如, 楊開建, 周起敬. 鋼纖維砼對框架節(jié)點(diǎn)性能的改善[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 1989, 10(4): 37-44.

TANG Jiuru, YANG Kaijian, ZHOU Qijing. Improvement on behaviour of frame joints using steel fibrous reinforced conerete[J]. Journal of Building Structures, 1989, 10(4): 37-44.

[ 2 ] IBRAHIM H H A. Stud reinforcement in beam-column joints under seismic loads[D]. Calgary: University of Calgary, 2011.

[ 3 ] RICHARD P, CHEYREZY M. Reactive powder concretes with high ductility and 200-800 MPa compressive strength[C]∥ ACI Spring Convention: SP144-24. San Francisco: American Concrete Institute, 1994: 507-518.

[ 4 ] ROUX N, ANDRADE C, SANJUAN M A. Experimental study of durability of reactive powder concretes[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 1996, 8(2): 1-6.

[ 5 ] 鄭文忠, 呂雪源. 活性粉末混凝土研究進(jìn)展[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2015, 36(10): 44-58.

ZHENG Wenzhong, Lü Xueyuan. Literature review of reactive powder concrete[J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(10): 44-58.

[ 6 ] 曹霞, 彭金成, 金凌志. 預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土簡支梁受力性能試驗(yàn)研究[J]. 武漢理工大學(xué)學(xué)報, 2014, 36(1): 116-122.

CAO Xia, PENG Jincheng, JIN Lingzhi. Experimental research on mechanical performance of prestressed RPC beam[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2014, 36(1): 116-122.

[ 7 ] 鞠彥忠, 王德弘, 白俊峰. 活性粉末混凝柱抗震性能的試驗(yàn)[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2013, 45(8): 111-116.

JU Yanzhong, WANG Dehong, BAI Junfeng. Seismic performance of reactive powder concrete columns[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2013, 45(8): 111-116.

[ 8 ] MALIK A, FOSTER S. Behavior of reactive powder concrete columns without steel ties[J]. Journal of Advanced Concrete Technology, 2008, 6(2): 377-386.

[ 9 ] MALIK A, FOSTER S. Carbon fiber-reinforced polymer confined reactive powder concrete columns-experimental investigation [J]. ACI Structural Journal, 2010, 107(3): 263-271.

[10] 鄭輝, 方志, 劉明. 預(yù)應(yīng)力活性粉末混凝土箱梁抗剪性能試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2015, 48(6): 51-62.

ZHENG Hui, FANG Zhi, LIU Ming. Experimental study on shear behavior of prestressed reactive powder concrete box girders[J]. China Civil Engineering Journal, 2015, 48(6): 51-62.

[11] 鄭文忠, 李莉, 盧姍姍. 鋼筋活性粉末混凝土簡支梁正截面受力性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2011, 32(6): 126-134.

ZHENG Wenzhong, LI Li, LU Shanshan. Experimental research on mechanical performance of normal section of reinforced reactive powder concrete beam[J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(6): 126-134.

[12] 鄧宗才, 陳春生, 陳興偉. 混雜纖維活性粉末混凝土梁抗剪性能試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2015, 48(5): 51-60.

DENG Zongcai, CHEN Chunsheng, CHEN Xingwei. Experimental research on the shear behaviors of hybrid fiber reinforced RPC beams[J]. China Civil Engineering Journal, 2015, 48(5): 51-60.

[13] 唐九如. 鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)抗震[M]. 南京: 東南大學(xué)出版社, 1988.

[14] 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程： JGJ 101-96 [S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社, 1997.

[15] 趙成文, 張殿惠, 王天賜, 等. 反復(fù)荷載下高強(qiáng)混凝土框架內(nèi)節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 沈陽建筑工程學(xué)院學(xué)報, 1993, 9(3): 260-268.

ZHAO Chengwen, ZHANG Dianhui, WANG Tianci, et al. Experimental study on the aseismatic property of the beam-column joints in high-strength concrete frame under alternating load[J]. Journal of Shenyang Architectural and Civil Engineering Institute, 1993, 9(3): 260-268.

[16] 史科. 鋼筋鋼纖維高強(qiáng)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能及計算方法[D]. 鄭州: 鄭州大學(xué), 2016.

[17] GANESAN N, INDIRA P V, SABEENA M V. Behaviour of hybrid fibre reinforced concrete beam-column joints under reverse cyclic loads[J]. Materials & Design, 2014, 54(2): 686-693.

[18] 張浦. 基于軟化桁架理論的RPC梁斜截面抗剪承載能力研究[D]. 北京: 北京交通大學(xué), 2011.

[19] 朱伯龍. 結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)[M]. 北京: 地震出版社, 1989.

[20] 陳誠， 陳誠. 鋼筋混凝土框架邊節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2009.

[21] 中國建筑科學(xué)研究院. 混凝土結(jié)構(gòu)研究報告選集[C]∥ 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 1991

[22] 史慶軒, 王南, 昝帥, 等. 高強(qiáng)箍筋高強(qiáng)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué), 2015, 32(5): 102-110.

SHI Qingxuan, WANG Nan, ZAN Shuai, et al. Experimental study on seismic behavior of high-strength concrete frame joints with high-strength stirrups[J]. Engineering Mechanics, 2015, 32(5): 102-110.