袁 方，陳夢(mèng)成，王文波

(1.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013；2.中國(guó)鐵建電氣化局集團(tuán)有限公司，北京 100044)

框架結(jié)構(gòu)的抗震性能取決于梁、柱和節(jié)點(diǎn)等主要受力構(gòu)件的延性，在地震荷載作用下，期望這類構(gòu)件在承受較大塑性變形的情況下，承載力仍能夠維持不變或降幅很小。以往對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件抗震性能的研究主要集中在柱和節(jié)點(diǎn)等構(gòu)件，期望框架結(jié)構(gòu)能夠獲得延性變形體系[1]。鋼筋混凝土梁若能具備足夠的抗剪承載力，在地震荷載作用下充當(dāng)?shù)谝坏婪谰€，形成塑性鉸并發(fā)生延性破壞，對(duì)于框架結(jié)構(gòu)的能量耗散至關(guān)重要。以往地震災(zāi)害表明，鋼筋混凝土梁通常因抗剪承載力不足而發(fā)生剪切脆性破壞[2]。增加橫向鋼筋的配置能夠有效避免剪切脆性破壞的發(fā)生，但致密的箍筋不僅會(huì)給現(xiàn)場(chǎng)澆筑帶來困難，還會(huì)影響混凝土的澆筑質(zhì)量?；炷猎诶旌图羟泻奢d下的脆性破壞特征易造成鋼筋混凝土構(gòu)件劈裂裂縫和混凝土剝落現(xiàn)象的出現(xiàn)，削弱鋼筋與混凝土的協(xié)同作用。另外，因建筑設(shè)計(jì)需要，深梁(如連梁)的設(shè)置有時(shí)不可避免，這類構(gòu)件在地震荷載作用下極易發(fā)生剪切脆性破壞，能量耗散能力低。

文獻(xiàn)[3-4]從較高延性水泥基復(fù)合材料(ECC)的細(xì)觀力學(xué)特性出發(fā)，基于細(xì)觀力學(xué)和微觀結(jié)構(gòu)，提出了ECC的基本設(shè)計(jì)理論。ECC是基于微觀結(jié)構(gòu)和細(xì)觀力學(xué)進(jìn)行設(shè)計(jì)、具備超高韌性和多裂縫開展機(jī)制的新型建筑材料，在2%的纖維體積摻量下極限拉應(yīng)變穩(wěn)定地超過3%，極限拉應(yīng)變下對(duì)應(yīng)的平均裂縫寬度在100 μm以下，用于工程結(jié)構(gòu)能夠有效提高結(jié)構(gòu)的安全性、耐久性和可持續(xù)性[5-6]，是當(dāng)前高性能混凝土的一個(gè)重要研究領(lǐng)域。文獻(xiàn)[7]研究結(jié)果表明，鋼筋與ECC在拉伸荷載作用下的協(xié)調(diào)變形能夠降低界面黏結(jié)應(yīng)力，有效防止縱向劈裂裂縫和基體剝落現(xiàn)象的發(fā)生。關(guān)于鋼筋增強(qiáng)ECC構(gòu)件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，連梁[8]、柱[9]、梁-柱節(jié)點(diǎn)[10]、框架[11]和預(yù)應(yīng)力橋墩[12]等均表明，ECC替代混凝土能夠有效提高構(gòu)件的抗震能力和完整性。國(guó)內(nèi)外已有專家學(xué)者對(duì)鋼筋增強(qiáng)ECC梁在靜載下的力學(xué)性能進(jìn)行了研究[13-14]，但針對(duì)往復(fù)荷載下鋼筋增強(qiáng)ECC的試驗(yàn)，還未見相關(guān)報(bào)道。

本文對(duì)鋼筋增強(qiáng)ECC(R/ECC)短梁進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，并與鋼筋混凝土(RC)梁進(jìn)行對(duì)比，考慮配箍率和基體材料類型對(duì)梁構(gòu)件破壞形態(tài)、承載力、延性及耗能等抗震性能指標(biāo)的影響，對(duì)構(gòu)件抗震性能進(jìn)行綜合評(píng)估。對(duì)R/ECC梁進(jìn)行有限元模擬，討論剪跨比、箍筋直徑及箍筋間距對(duì)R/ECC梁抗剪承載力的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料性質(zhì)

為了提高ECC的環(huán)境可持續(xù)性， 在ECC配置過程中，將80%的水泥替代為工業(yè)廢料粉煤灰。試驗(yàn)材料主要有水泥、精制石英砂、粉煤灰、減水劑、自來水、PVA纖維等，PVA纖維的體積摻量為2%。為了測(cè)試ECC的延性，對(duì)ECC進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，試件的尺寸為350 mm×50 mm×15 mm。圖1為3個(gè)試件的ECC單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從圖1可以看出，ECC的抗拉強(qiáng)度超過5 MPa，極限拉應(yīng)變也接近或超過4%，表現(xiàn)出良好的延性性能。同時(shí)對(duì)高200 mm、直徑100 mm的混凝土和ECC圓柱體進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。試驗(yàn)測(cè)得ECC和混凝土的抗壓強(qiáng)度分別為38.3 MPa和47.2 MPa，彈性模量分別為15.50 GPa和34.49 GPa。試驗(yàn)中采用了3種直徑的鋼筋，其力學(xué)參數(shù)見表1。

圖1 ECC材料單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

直徑/mm屈服強(qiáng)度fy/MPa極限強(qiáng)度fu/MPa彈性模量Es/GPa84606002002047061520425460605206

1.2 試件設(shè)計(jì)及試驗(yàn)方案

為了研究低周反復(fù)荷載作用下ECC對(duì)短梁力學(xué)性能的影響，共設(shè)計(jì)3根梁構(gòu)件，包括1根鋼筋增強(qiáng)混凝土梁(B1)、1根鋼筋增強(qiáng)ECC梁(B2)和1根作為對(duì)比的未配箍的鋼筋增強(qiáng)ECC梁(B3)。試件基本信息情況見表2。所有試件的截面尺寸均為200 mm×300 mm，試件長(zhǎng)度為1 750 mm，設(shè)計(jì)剪跨比為1.83。對(duì)于每個(gè)試件，在梁底和梁頂分別配置2根直徑25 mm和20 mm的縱向鋼筋。除了B3，其余試件均在彎剪段配置了間距為200 mm、直徑為8 mm的箍筋。

表2 試件參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)采用四點(diǎn)彎加載方法，兩支座間距為1 450 mm，兩側(cè)剪跨段長(zhǎng)度均為550 mm，試驗(yàn)加載及配筋如圖2所示。在距離跨中375 mm和675 mm兩箍筋上間隔75 mm設(shè)置應(yīng)變片，用來觀測(cè)箍筋應(yīng)力變化情況。試驗(yàn)在100 t MTS機(jī)上進(jìn)行，循環(huán)荷載采用位移控制加載方式，位移加載幅值增幅為2 mm，每級(jí)荷載循環(huán)兩次。通過試驗(yàn)機(jī)內(nèi)置的荷載和位移傳感器獲取荷載-位移曲線。加載過程中，通過數(shù)據(jù)采集儀記錄荷載傳感器、位移計(jì)以及應(yīng)變片的數(shù)據(jù)。當(dāng)荷載降至峰值荷載的80%時(shí)停止加載，認(rèn)為此時(shí)試件已經(jīng)破壞。

圖2 梁試件加載及截面布置(單位：mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)和裂縫發(fā)展模式

試件B1為剪跨比1.83的普通鋼筋混凝土梁。荷載為80 kN時(shí)純彎區(qū)出現(xiàn)初始裂縫，位移為2 mm時(shí)，跨中出現(xiàn)3條細(xì)裂縫；隨后兩側(cè)彎剪區(qū)各出現(xiàn)2條彎剪裂縫，并隨著荷載的增加沿梁高向加載點(diǎn)延伸，位移達(dá)到4 mm時(shí)，剪切裂縫貫穿整個(gè)梁截面；當(dāng)位移達(dá)到6 mm時(shí)，剪切裂縫的寬度達(dá)到1 mm。試件B1的極限荷載為348.5 kN，對(duì)應(yīng)的位移為8.0 mm。在位移達(dá)為10 mm時(shí)，加載點(diǎn)下方的一條裂縫從加載點(diǎn)延伸到支座處，且裂縫寬度突然變大，造成承載力迅速下降，試件進(jìn)入破壞狀態(tài)。試件B1的最終破壞形態(tài)如圖3(a)所示。由于剪跨比較小，構(gòu)件的抗剪承載力決定了梁的極限破壞狀態(tài)。

試件B2的剪跨比與B1相同，基體由ECC整體替代混凝土。荷載為98.0 kN時(shí)，純彎段出現(xiàn)初始裂縫。隨著荷載的增加，梁的變形隨著梁身細(xì)密裂縫的不斷出現(xiàn)而增大。由于上部縱向鋼筋直徑較小，試件在反向位移為9.5 mm時(shí)發(fā)生屈服，屈服荷載為298.1 kN。隨著荷載的繼續(xù)增加，純彎段裂縫不斷增大，彎剪段裂縫間距也不斷變小，例如位移為10 mm時(shí)，整個(gè)梁段出現(xiàn)了數(shù)百條細(xì)密裂縫，裂縫間距為5 mm左右。當(dāng)正向位移為12.0 mm時(shí)，彎剪段出現(xiàn)了一條主斜裂縫，試件到達(dá)極限承載力，極限荷載為509.4 kN。但此時(shí)由于箍筋和縱筋的存在，主裂縫寬度未迅速增大且主裂縫尚未貫穿整個(gè)截面。隨著位移的繼續(xù)增大，承載力保持不變，新裂縫不斷出現(xiàn)，直至梁身裂縫達(dá)到飽和狀態(tài)。當(dāng)位移達(dá)到15.9 mm、荷載為489.7 kN時(shí)，彎剪段2條斜裂縫的寬度迅速增大，荷載繼續(xù)下降，試件迅速達(dá)到極限狀態(tài)。試件的最終破壞形態(tài)如圖3(b)所示。與B1相比，B2的承載力提高46.2%，極限變形提高43.2%。盡管試件B2最終出現(xiàn)剪切破壞形態(tài)，但構(gòu)件表現(xiàn)出了明顯的延性破壞特征。

試件B3的基體類型和縱向配筋與B2相同，但全梁未配置箍筋。在荷載為100 kN時(shí)，純彎區(qū)開始出現(xiàn)裂縫。隨著荷載的增大，純彎段裂縫數(shù)量不斷增加，彎剪段也不斷有新裂縫產(chǎn)生。在位移達(dá)到6 mm時(shí)，彎剪段裂縫明顯增多，裂縫間距約為10 mm。試件在反向位移達(dá)到7.9 mm時(shí)，出現(xiàn)了主斜裂縫，此時(shí)反向荷載為283.0 kN。此后，正向荷載仍隨著位移增加持續(xù)增大，正向峰值承載力為386.0 kN，比合理配箍的混凝土梁試件B1高10.8%。試件最終的破壞形態(tài)如圖3(c)所示。

圖3 各試件破壞形態(tài)及裂縫模式

2.2 荷載-位移曲線及承載力分析

圖4為各試件荷載-位移滯回曲線及骨架曲線。從圖4可以看出，在構(gòu)件尺寸和配筋均相同的情況下，ECC梁構(gòu)件的極限承載力明顯高于混凝土梁，試件B2極限承載力比試件B1高46.2%，說明用ECC替代混凝土能有效提高梁的抗剪承載力。假定未配箍筋的ECC梁抗剪承載力由ECC獨(dú)自承擔(dān)，配置箍筋的ECC梁/混凝土梁抗剪承載力由ECC/混凝土和箍筋共同承擔(dān)，因此便可近似得出混凝土提供的抗剪承載力Vc、ECC提供的抗剪承載力Ve和箍筋提供的抗剪承載力Vs隨位移的變化關(guān)系，如圖5所示?；炷撂峁┑目辜舫休d力隨位移的變化曲線可以分為3個(gè)階段?；炷亮洪_裂前，即位移達(dá)到2 mm前，ECC和混凝土提供的抗剪承載力幾乎相同；混凝土開裂后，混凝土抗剪承載力增加幅度明顯小于ECC；位移達(dá)到8 mm時(shí)，混凝土梁斜裂縫逐漸貫穿整個(gè)梁截面，混凝土提供的抗剪承載力因裂縫的延伸和裂縫寬度的發(fā)展急劇下降，而此時(shí)ECC梁由于裂縫截面處纖維的橋連作用，仍具備穩(wěn)定的抗剪承載力。

ECC梁較混凝土梁更容易獲得延性變形模式。從圖4可以看出，試件B2的變形能力明顯優(yōu)于試件B1，破壞狀態(tài)下試件B2的位移是試件B1的1.43倍，并且試件B2在箍筋屈服后，荷載-位移曲線出現(xiàn)了類似于彎曲延性破壞的平緩段。雖然試件B2最終發(fā)生剪切破壞，但其破壞過程可以認(rèn)為是延性的。

圖4 各試件荷載-位移骨架曲線

圖5 混凝土、ECC和箍筋提供的抗剪承載力對(duì)比

2.3 耗能分析

對(duì)于某一個(gè)滯回環(huán)而言，滯回環(huán)包圍的面積是荷載正反交變一次時(shí)構(gòu)件消耗的塑性能量，可用來表征構(gòu)件的耗能能力。圖6為梁試件在低周反復(fù)荷載作用下累計(jì)耗能隨位移變化的關(guān)系曲線。

圖6 各試件累計(jì)耗能情況

從圖6可以看出，在極限荷載之后試件B1由于剪切脆性破壞迅速喪失能量耗散能力，而直至破壞位移(18 mm)之前試件B2都表現(xiàn)出了穩(wěn)定的能量耗散能力；B2的最大累計(jì)耗能為22.5 kN·m，大約是B1耗能(4.5 kN·m)的5倍，表明使用ECC代替混凝土，能夠明顯提高剪切梁的耗能能力。對(duì)于混凝土梁B1，外力做的功一部分儲(chǔ)存在鋼筋和混凝土的彈性變形能中，另一部分通過混凝土開裂和塑性變形耗散。由于混凝土中的裂縫較少，耗散的塑性能較少，而彈性能在卸載時(shí)將得以恢復(fù)，因此構(gòu)件總塑性耗能較低，其滯回環(huán)的“捏攏”效應(yīng)較明顯。對(duì)于ECC梁B2，ECC的細(xì)密裂縫開展能夠耗散較多塑性變形能，因此ECC梁較混凝土梁耗能能力更強(qiáng)，抗震性能更好。值得注意的是，未配置箍筋的ECC梁B3其累計(jì)耗能仍比配置箍筋的混凝土梁B1高，表明ECC在短梁中的使用能夠代替箍筋的使用效果，并且在地震作用下，ECC梁比合理配箍的混凝土梁表現(xiàn)出了更好的抗震性能。

2.4 剛度退化

本文取每一級(jí)位移水平第一個(gè)滯回環(huán)的等效剛度分析整個(gè)試驗(yàn)過程中梁構(gòu)件的剛度退化。等效剛度可以表示為

( 1 )

各構(gòu)件的剛度變化情況如圖7所示。從圖7可以看出，在整個(gè)加載過程中，與RC試件(B1)相比，R/ECC試件(B2、B3)剛度退化更平緩。對(duì)于配筋相同但基體不同的試件B1和B2，在同級(jí)位移下，R/ECC梁(B2)的等效剛度均大于RC梁(B1)。

圖7 各構(gòu)件剛度退化情況

3 有限元模擬分析

3.1 模型建立

采用通用有限元軟件ABAQUS對(duì)帶箍筋的RC梁(B1)和R/ECC梁(B2)進(jìn)行模擬分析?？紤]到模型的對(duì)稱性，選取半結(jié)構(gòu)分析，跨中方向設(shè)置滾軸，只允許y方向的位移，支座處限制y方向的位移，有限元模型如圖8所示。模型分析所需的本構(gòu)模型包括混凝土、ECC、鋼筋及混凝土/ECC-鋼筋黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系。ABAQUS材料及接觸模塊庫中包含了分析所需的本構(gòu)模型。

圖8 有限元模型

3.1.1 混凝土/ECC模擬

本文采用8節(jié)點(diǎn)正方體單元C3D8R對(duì)混凝土及ECC進(jìn)行模擬，單元尺寸接近粗骨料最大粒徑，設(shè)置為10 mm?；w材料本構(gòu)模型選用混凝土塑性損傷模型，該模型采用各向異性塑性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表達(dá)混凝土/ECC的非線性行為。混凝土和ECC最明顯的區(qū)別表現(xiàn)在拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，本文通過斷裂能表征混凝土或ECC開裂后的拉伸行為?；炷恋臄嗔涯苋?70 N/m[15]，ECC的斷裂能取30 000 N/m[16]。對(duì)于單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，ABAQUS中需輸入的是非線性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，因此應(yīng)將ECC和混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線扣除彈性部分。

ECC在單軸拉伸和單軸壓縮荷載下的典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖9中的紅線所示。由圖9可知，ECC開裂后，曲線的剛度迅速下降，但仍表現(xiàn)出穩(wěn)定的應(yīng)變硬化性能。因此，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，用雙折線模型表征ECC單軸拉伸力學(xué)性能，并認(rèn)為ECC達(dá)到極限拉應(yīng)變之后承載力降至0，如圖9(a)中黑實(shí)線所示。因此，ECC單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系由式( 2 )表示。

圖9 ECC簡(jiǎn)化應(yīng)力-應(yīng)變曲線

( 2 )

式中：σtc和εtc分別為ECC初始開裂應(yīng)力和對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；σtu和εtu分別為ECC極限拉應(yīng)力和對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

ECC在單軸壓縮荷載作用下的上升段應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)[17]提出的模型，該模型由大量ECC圓柱體單軸壓縮荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到。ECC在單軸壓縮荷載作用下的應(yīng)力變化過程為：加載初始階段，ECC應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加非線性增大，達(dá)到峰值應(yīng)力之后，隨著應(yīng)變的繼續(xù)增加應(yīng)力迅速降低至峰值應(yīng)力的50%；之后隨著應(yīng)變的增加應(yīng)力緩慢降低，直至承載力消失。ECC在單軸壓縮荷載作用下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖9(b)中的黑實(shí)線所示，可以通過式( 3 )表述。

( 3 )

式中：E0為ECC的彈性模量；σc0和εc0分別為ECC峰值壓應(yīng)力和對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；εcu為ECC極限壓應(yīng)變；ε0.4為上升段40%峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，ε0.4=0.4σc0/E0；a、b為通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合所得常數(shù)，分別為0.308和0.124。

3.1.2 鋼筋模擬

本文采用兩節(jié)點(diǎn)桁架單元T3D2對(duì)鋼筋進(jìn)行模擬，單元尺寸為10 mm。根據(jù)鋼筋拉伸試驗(yàn)結(jié)果，通過材料彈塑性強(qiáng)化模型對(duì)鋼筋的受力行為進(jìn)行表征，其表達(dá)式為

( 4 )

式中：σs和εs分別為鋼筋的應(yīng)力和應(yīng)變；Es和Esh分別為鋼筋初始彈性模量和強(qiáng)化段彈性模量。

3.1.3 鋼筋-混凝土/ECC黏結(jié)滑移關(guān)系模擬

鋼筋與混凝土/ECC之間的黏結(jié)滑移對(duì)裂縫的開展至關(guān)重要，因此也直接影響構(gòu)件的抗剪承載力。本文采用ABAQUS中的Spring2單元表達(dá)鋼筋與基體之間的相互作用。鋼筋節(jié)點(diǎn)與混凝土或ECC節(jié)點(diǎn)設(shè)置在同一空間位置，兩者通過彈簧連接，在鋼筋的環(huán)向設(shè)置剛度較大的彈簧，彈性模量取為3×1013Pa，以保證此方向鋼筋與基體的同步變形；在鋼筋的徑向設(shè)置非線性彈簧，界面單元的黏結(jié)滑移關(guān)系采用CEB-FIB黏結(jié)滑移模型[18]描述，其表達(dá)式為

( 5 )

3.2 模擬結(jié)果與分析

試件B1與B2的荷載-位移曲線試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖10所示。對(duì)于試件B1，在開裂荷載(38.5 kN)前，荷載隨位移線性增大；超過開裂荷載后，位移迅速增加，但承載力增長(zhǎng)緩慢；位移為7.3 mm時(shí)，構(gòu)件因抗剪承載力不足而失效，極限荷載為156.4 kN。對(duì)于R/ECC梁(B2)，模擬所得的荷載-位移曲線可以分為三段：在開裂荷載(45.2 kN)前，荷載隨位移線性增大，荷載-位移曲線的斜率逐漸降低，但荷載增加幅度仍然較大；直至縱向鋼筋發(fā)生屈服，位移迅速增加，荷載幾乎保持不變；最后，構(gòu)件發(fā)生剪切破壞，導(dǎo)致承載力急劇降低。極限荷載和對(duì)應(yīng)的位移分別為230.8 kN和17.1 mm。由于ECC承載力較混凝土高，因此R/ECC梁在發(fā)生剪切破壞前經(jīng)歷了一段因縱筋屈服引起的荷載-位移平緩段，承載力和變形能力均較RC梁高。

圖10 荷載-位移曲線試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

從圖10還可以看出，計(jì)算結(jié)果能夠較準(zhǔn)確預(yù)測(cè)RC梁和R/ECC梁的抗剪承載力和極限位移。RC梁和R/ECC梁的極限位移計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差分別為7.6%和7.5%，抗剪承載力計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)結(jié)果分別低4.7%和8.5%。在初始加載時(shí)期，模擬得到的抗剪剛度略大于試驗(yàn)值，但總體來講，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差在合理范圍內(nèi)，驗(yàn)證了ECC材料簡(jiǎn)化本構(gòu)模型的合理性和數(shù)值分析模型的有效性。

圖11為極限狀態(tài)下試件B1和B2的裂縫分布模式和主拉應(yīng)變?cè)茍D。對(duì)于RC梁和R/ECC梁，拉應(yīng)變主要集中在彎剪段，且最大拉應(yīng)變值均大于0.03，說明兩者均因過大的剪切裂縫而發(fā)生了剪切破壞。從圖11還可以看出，RC梁彎剪段主要有2～3段主拉應(yīng)變帶，主拉應(yīng)變較大； R/ECC梁彎剪段的應(yīng)變分布較分散，且主拉應(yīng)變較小，說明R/ECC的裂縫數(shù)量明顯大于RC梁，裂縫寬度卻明顯小于RC梁，這主要是由ECC材料更大的斷裂韌度決定的，與觀測(cè)到的試驗(yàn)現(xiàn)象一致。

圖11 極限狀態(tài)下試件的裂縫分布模式和主拉應(yīng)變?cè)茍D

3.3 R/ECC梁抗剪承載力參數(shù)分析

為了了解R/ECC梁抗剪承載力的影響因素，本文進(jìn)行了參數(shù)分析。在參數(shù)分析中，基準(zhǔn)梁的截面尺寸為200 mm×400 mm，剪跨段長(zhǎng)度為800 mm，縱筋配筋率為4%(避免發(fā)生彎曲破壞)，材料參數(shù)與B2梁相同。選取對(duì)R/ECC梁抗剪承載力影響較大的參數(shù)進(jìn)行分析，包括剪跨比(1～3，箍筋直徑和間距分別為8 mm和200 mm)、箍筋直徑(4～14 mm，剪跨比為2，箍筋間距為200 mm)及箍筋間距(100～400 mm，剪跨比為2，箍筋直徑為8 mm)。

圖12為各參數(shù)對(duì)R/ECC梁抗剪承載力的影響。從圖12(a)可以看出，抗剪承載力隨著剪跨比的增加呈現(xiàn)出明顯的下降趨勢(shì)，下降速率隨著剪跨比的增加而減小，當(dāng)剪跨比大于2.5，下降速率基本保持不變。用指數(shù)函數(shù)表達(dá)式能夠較好表達(dá)抗剪承載力隨剪跨比的變化規(guī)律。

V=582.89e-0.25λ

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式中：V為抗剪承載力；λ為剪跨比。

圖12 各參數(shù)對(duì)R/ECC梁抗剪承載力的影響

從圖12(b)可以看出，整體上，抗剪承載力隨著箍筋直徑的增加而增大，這主要與配箍率的減小有關(guān)。從圖12(c)可以看出，抗剪承載力隨著箍筋間距的增加階梯式減小，這主要是由裂縫的開展決定的：主裂縫穿過箍筋的數(shù)量是階梯式變化的，造成箍筋對(duì)抗剪承載力的貢獻(xiàn)也呈現(xiàn)階梯式變化。

4 結(jié)論

本文對(duì)鋼筋增強(qiáng)ECC短梁進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)研究，并對(duì)其斜截面抗剪性能進(jìn)行了有限元模擬，得出以下結(jié)論：

(1)與鋼筋混凝土梁相比，同等配筋條件下的鋼筋增強(qiáng)ECC梁峰值抗剪承載力提高了46.2%，極限變形提高了43.2%，耗能能力提高了400%，且沒有出現(xiàn)基體剝落現(xiàn)象，說明ECC的使用能夠有效提高短梁的抗震性能。

(2)構(gòu)件承載力的差異與斜裂縫開展密切相關(guān)，當(dāng)變形較大時(shí)，混凝土梁斜裂縫寬度增大，逐漸貫穿整個(gè)梁截面，混凝土提供的抗剪承載力因裂縫的延伸和寬度的發(fā)展逐漸消失，而ECC梁由于裂縫截面處纖維的橋連作用，在開裂后仍具備穩(wěn)定的抗剪承載力。

(3)未配箍筋的鋼筋增強(qiáng)ECC梁最終破壞模式為剪切破壞，但其極限承載力和變形比合理配箍的鋼筋混凝土梁分別高出10.8%和1.7%，并且由于ECC的應(yīng)變硬化特性，表現(xiàn)出了延性破壞過程。

(4)通過有限元參數(shù)分析可知，鋼筋增強(qiáng)ECC梁抗剪承載力隨著剪跨比的增加呈指數(shù)下降趨勢(shì)，隨著箍筋用量的增加呈現(xiàn)階梯上升趨勢(shì)。