袁 健， 易偉建

(1.中南林業(yè)科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410004；2.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410082)

鋼筋混凝土梁在沖擊、爆炸等動力荷載作用下會產(chǎn)生高應(yīng)變率，但由于慣性效應(yīng)的存在導(dǎo)致難以評估材料應(yīng)變率對其力學(xué)性能的影響[1]。采用接觸式單調(diào)加載方式并以較快的速率進(jìn)行鋼筋混凝土梁破壞試驗，不僅可使構(gòu)件產(chǎn)生與動力荷載作用效應(yīng)相當(dāng)?shù)牟牧蠎?yīng)變率，還能避免慣性效應(yīng)的干擾，是一種較好的試驗手段。

Mahin等[2]進(jìn)行了4根鋼筋混凝土梁受力性能試驗研究，結(jié)果表明加載速率的增大會使鋼筋混凝土梁中鋼筋首次屈服時對應(yīng)的正截面受彎承載力提高，但對構(gòu)件極限承載力、延性和耗能能力的影響不大。Takeda等[3]、Mutsuyoshi等[4]發(fā)現(xiàn)靜載作用下鋼筋混凝土梁發(fā)生彎曲破壞，而加載速率較快時卻發(fā)生剪切破壞；Kulkarni等[5]的試驗研究卻得到了相反的結(jié)論，解釋其主要原因為：不同試驗所采用鋼筋材料的應(yīng)變率敏感性存在差異，從而導(dǎo)致出現(xiàn)相反的試驗現(xiàn)象。Otani等[6]對4根鋼筋混凝土懸臂梁的試驗研究發(fā)現(xiàn)，加載速率的提高引起縱向受拉鋼筋應(yīng)變率的增大，從而使梁正截面受彎承載力提高7%～20%，但梁的破壞模式未發(fā)生改變。Adhikary等[7-9]進(jìn)行了不同加載速率下72根鋼筋混凝土梁受力性能的試驗研究，其中最大加載速率為2.0 m/s，縱向受拉鋼筋和箍筋應(yīng)變率的變化范圍為10-5～100/s。結(jié)果表明，梁的極限承載力、剛度和耗能能力隨加載速率的增大而提高；相同速率作用下梁的極限承載力隨配箍率的增大而提高；加載速率對梁極限承載力的影響程度隨配箍率增大而降低。李敏[10]采用兩種不同速率(5.0×10-5m/s和3.0×10-2m/s)進(jìn)行的16根鋼筋混凝土梁正截面受彎性能試驗研究發(fā)現(xiàn)，梁的承載力隨加載速率的增大而提高；隨著加載速率的提高，梁的延性和剛度會下降；加載速率未改變梁的破壞模式，但改變了裂縫的分布；材料應(yīng)變率效應(yīng)是梁的承載力隨加載速率增大而提高的主要原因，而慣性效應(yīng)可以忽略。肖詩云等[11]以1.0×10-4m/s～1.0×10-2m/s的速率進(jìn)行了5根鋼筋混凝土梁力學(xué)性能試驗，結(jié)果表明不同加載速率下所有梁的破壞形態(tài)基本一致，均為彎曲破壞；隨著加載速率的提高，梁的開裂荷載、極限荷載、耗能能力、跨中位移以及位移延性系數(shù)均明顯增大。由此可見，關(guān)于加載速率對鋼筋混凝土梁破壞模式影響的問題存在分歧，以致結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震設(shè)計及分析時一般未考慮該因素的影響。

為此，本文采用單調(diào)加載的方式開展不同速率下6根無腹筋和12根有腹筋矩形截面簡支梁受剪性能試驗，主要研究加載速率對梁破壞形態(tài)和極限承載力的影響，并結(jié)合已有的試驗數(shù)據(jù)分析加載速率對鋼筋混凝土梁受剪承載力影響的規(guī)律。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本試驗設(shè)計了六組不同的試件，每組包括3根試驗參數(shù)完全相同的梁，主要試驗參數(shù)見表1。其中，試件底部配置3根直徑為20 mm的HRB400級縱向受拉鋼筋，豎向箍筋采用實測直徑為6.3 mm的HPB300級鋼筋。

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

通過試配確定混凝土配合比，澆筑試件時嚴(yán)格控制材料用量并在同一天內(nèi)完成。每批混凝土留置6個邊長為150 mm的立方體試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)至試驗階段。按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》[12](GB/T 50081—2002)的規(guī)定，以0.6 MPa/s的加載速率實測出混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m=46.2 MPa。基于《金屬材料拉伸試驗—第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)[13]的相關(guān)規(guī)定，實測得到縱向受拉鋼筋和箍筋試樣的準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度分別為455 MPa、327 MPa，統(tǒng)一取彈性模量Es=2.0×105N/mm2，則相應(yīng)的屈服應(yīng)變分別為2 275 με、1 635 με。

受試驗設(shè)備加載能力的限制，僅實測了準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變率下混凝土和鋼筋試樣的力學(xué)性能參數(shù)，而材料的動態(tài)強(qiáng)度則根據(jù)下列經(jīng)驗公式進(jìn)行推算。

文獻(xiàn)[15]的研究結(jié)果表明，應(yīng)變率對鋼筋彈性模量的影響不大，動態(tài)屈服強(qiáng)度可按下式進(jìn)行換算：

(1)

cf=0.170 9-3.289×10-4fym,s

(2)

1.2 試驗裝置和數(shù)據(jù)量測

為避免產(chǎn)生沖擊效應(yīng)，將作動器前端與梁的上表面完全接觸后再進(jìn)行加載，加載裝置如圖1所示。

經(jīng)調(diào)試發(fā)現(xiàn)，在作動器前端與梁之間增設(shè)“墊塊”(見圖2)，可在一定程度上提高梁受力過程中的平均加載速率。其中，墊塊由蝶形彈簧、20 mm鋼板和5 mm橡膠片組成。為考察墊塊的受力性能，將墊塊放置在混凝土立方體試塊上并利用萬能試驗機(jī)進(jìn)行加載。結(jié)果表明，當(dāng)加載至18.0 kN時，墊塊中的蝶形彈簧大致被壓平，墊塊的總變形約為2.5 mm。此外，還設(shè)計了一套平衡支座用于測試梁的支座反力，如圖3所示。圖3中支座底板兩端各設(shè)置一個圓孔，導(dǎo)向軸伸至圓孔深度的一半處并預(yù)留一定的間隙。支座直接放置在荷載傳感器上，上部荷載全部由荷載傳感器承擔(dān)，導(dǎo)向軸僅起限位作用。

圖1 試驗裝置Fig.1 Test set-up

圖2 墊塊Fig.2 Block

圖3 平衡支座Fig.3 Balance support

以電液伺服試驗系統(tǒng)的最佳性能進(jìn)行梁的預(yù)試驗，得到梁跨中位移時程曲線，如圖4所示。結(jié)果表明，當(dāng)加載至8.8 ms時，梁所受到的荷載為18.0 kN，此時蝶形彈簧已被壓平，梁跨中位移僅0.14 mm。經(jīng)分析，梁的主要受力過程(A～B點之間曲線)的平均加載速率為3.5×10-1m/s。

圖4 預(yù)試驗梁的跨中位移時程曲線Fig.4 Midspan displacement-time curve of trial test beam

在梁的上表面且距跨中h0/2處粘貼混凝土應(yīng)變片，縱向受拉鋼筋的跨中處及箍筋的一半高度處布置鋼筋應(yīng)變片，在跨中處安裝電子尺測量梁跨中截面的實際位移。試驗過程中，采用高速攝像機(jī)記錄破壞形態(tài)，本試驗設(shè)置為1 000幀/秒。試驗采用位移控制進(jìn)行接觸式單調(diào)加載，加載波形為三角波，目標(biāo)位移設(shè)置為30 mm，試驗時采用的加載速率和采樣頻率見表2。其中，準(zhǔn)靜態(tài)速率、中等速率和快速加載分別采用S、M和H進(jìn)行標(biāo)識。

表2 加載速率及采樣頻率Tab.2 Loading rate and sampling frequency

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 加速度響應(yīng)及慣性效應(yīng)分析

為考察快速荷載作用下梁的慣性效應(yīng)，在剪跨比為2.3的無腹筋梁側(cè)面安裝7個加速度傳感器測試梁的豎向加速度，如圖5所示。

圖5 加速度傳感器布置Fig.5 Arrangement of accelerometers

以蝶形彈簧被壓平的前1 ms為起點，通過低通濾波(上限頻率取1 000 Hz)得到加速度時程曲線，如圖6所示。其中，負(fù)值表示向下的加速度，正值表示向上的加速度。圖6表明，隨著測試截面距跨中距離的增大，加速度響應(yīng)依次出現(xiàn)了延時。盡管延時程度并不顯著，但在一定程度上反映了快速荷載作用下梁中應(yīng)力波的傳播過程。A2～A6的初始加速度方向向下，且傳感器距跨中越遠(yuǎn)，加速度峰值越大；A1、A7的初始加速度方向向上，當(dāng)達(dá)到峰值后下降并改變方向。10 ms以后，A3和A5產(chǎn)生了較大的加速度，這與測點附近出現(xiàn)了斜裂縫有關(guān)。

(a) A1～A4

(b) A4～A7圖6 加速度時程曲線Fig.6 Acceleration time history curves

將跨中荷載、支座反力和慣性力時程曲線進(jìn)行比較，如圖7所示。其中，跨中荷載指作動器在梁跨中處施加的集中荷載，以向下為正；支座反力指兩個平衡支座中壓力傳感器的讀數(shù)之和，以向上為正；慣性力以向上為正，并近似按下式計算：

A5(t))×0.20+(A2(t)+A6(t))×0.205+

(A1(t)+A7(t))×0.19]

(3)

圖7 跨中荷載、支座反力和慣性力比較Fig.7 Comparison of mid-span load, support reaction and inertia force

圖7表明，支座反力及慣性力之和能較好地與跨中荷載吻合。5 ms以內(nèi)，由于作動器處于加速過程而導(dǎo)致支座反力與跨中荷載相差較大；5 ms后至梁破壞，支座反力與跨中荷載吻合較好。經(jīng)比較，截止于跨中荷載達(dá)到峰值時刻(19.62 ms)，慣性力的變化范圍為-18.5～25.5 kN。其中，13.04 ms至19.62 ms階段，慣性力與跨中荷載之比恒小于5.0%。由此可見，快速荷載作用下梁的慣性效應(yīng)不顯著，可忽略不計。

2.2 無腹筋梁的試驗結(jié)果及分析

2.2.1 無腹筋梁的破壞形態(tài)

由于采用位移控制加載方式且目標(biāo)值遠(yuǎn)大于梁破壞時的位移，故需從錄像中截取梁的破壞形態(tài)，如圖8所示。受高速攝像機(jī)像素的限制，豎向彎曲裂縫幾乎看不清楚，但主要斜裂縫都非常明顯。其中，BN-3.0系列梁的一側(cè)剪跨段破壞時，另一側(cè)剪跨段內(nèi)還未出現(xiàn)任何斜裂縫，為典型的斜拉破壞。BN-2.3系列梁出現(xiàn)斜裂縫后，仍能繼續(xù)承載直到發(fā)生剪壓破壞。

此外，圖9所示試件BN-2.3-H的斜裂縫發(fā)展過程為：5 ms時，在加載點下方附近的梁腹部出現(xiàn)了“八字形”斜裂縫，但未向加載點和梁底貫通；8 ms時，又相繼在外側(cè)出現(xiàn)了兩條斜裂縫并向加載點和支座附近延伸，其中一條斜裂縫將發(fā)展成臨界斜裂縫；18 ms時，臨界斜裂縫已完全形成且受壓區(qū)混凝土也被嚴(yán)重壓碎，從而導(dǎo)致試件發(fā)生剪切破壞。

(a) BN-2.3系列

(b) BN-3.0系列圖8 無腹筋梁的破壞形態(tài)Fig.8 Failure modes of beams without web reinforcement

圖9 試件BN-2.3-H的斜裂縫發(fā)展過程

Fig.9 Development process of diagonal crack of specimen BN-2.3-H

2.2.2 無腹筋梁的主要試驗結(jié)果

不同加載速率下無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線如圖10所示，主要試驗結(jié)果見表3。自開始加載至峰值荷載，無腹筋梁跨中處縱向受拉鋼筋應(yīng)變與位移的關(guān)系,如圖11所示。

(a) BN-2.3系列

(b) BN-3.0系列圖10 無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線Fig.10 Load-midspan displacement curves of beams without web reinforcement

結(jié)合圖10和表3可知，達(dá)到峰值荷載前，不同加載速率下無腹筋梁的荷載-跨中位移曲線基本重合，峰值荷載及對應(yīng)的跨中位移均隨加載速率的提高而增大。實測得到的縱向受拉鋼筋應(yīng)變率量級為10-4～10-1/s、受壓區(qū)混凝土應(yīng)變率量級為10-5～10-2/s，相當(dāng)于從準(zhǔn)靜態(tài)荷載至地震作用下的材料應(yīng)變率[16-18]。相同量級的加載速率下，BN-2.3系列梁的受剪承載力增大系數(shù)CIF值高于BN-3.0系列梁，表明加載速率對剪跨比較小的無腹筋梁受剪承載力的影響更加顯著。

表3 無腹筋梁的主要試驗結(jié)果Tab.3 Test results of beams without web reinforcement

(a) BN-2.3

(b) BN-3.0圖11 無腹筋梁的縱向受拉鋼筋應(yīng)變-跨中位移關(guān)系

Fig.11 Relationship of strain of longitudinal tensile reinforcement and midspan displacement of beams without stirrups

圖11表明，當(dāng)達(dá)到峰值荷載時，試件BN-2.3-H的縱向受拉鋼筋已達(dá)到屈服強(qiáng)度，而其余試件的縱向受拉鋼筋均未屈服。縱向受拉鋼筋屈服引起較大變形使得混凝土裂縫進(jìn)一步發(fā)展并導(dǎo)致受壓區(qū)混凝土被壓碎而發(fā)生彎剪破壞，破壞時的剪力大小在一定程度上取決于梁的抗彎屈服能力。由此可見，加載速率的提高，已改變了無腹筋梁的抗剪機(jī)理。無腹筋梁受剪承載力隨加載速率的提高程度不能簡單地在準(zhǔn)靜態(tài)作用時的計算式中考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)后直接算出，而應(yīng)根據(jù)試驗結(jié)果確定。

2.3 有腹筋梁的試驗結(jié)果及分析

2.3.1 有腹筋梁的破壞形態(tài)

不同加載速率下鋼筋混凝土有腹筋梁的破壞形態(tài)，如圖12所示。與準(zhǔn)靜態(tài)速率相比，快速荷載作用下梁的斜裂縫數(shù)量增多且受壓區(qū)混凝土被壓碎的現(xiàn)象更加嚴(yán)重，其中剪跨比較小的梁中該現(xiàn)象尤為突出。由于箍筋的作用，臨界斜裂縫下端沿縱向受拉鋼筋撕脫的現(xiàn)象沒有無腹筋梁那么明顯。

(a) BS-2.3-1系列

(b) BS-2.3-2系列

(c) BS-3.0-1系列

(d) BS-3.0-2系列圖12 有腹筋梁的破壞形態(tài)Fig.12 Failure modes of beams with stirrups

2.3.2 有腹筋梁的主要試驗結(jié)果

不同加載速率下鋼筋混凝土有腹筋梁的荷載-跨中位移曲線見圖13，主要試驗結(jié)果見表4。當(dāng)荷載為1/4Pmax、2/4Pmax、3/4Pmax和Pmax時，有腹筋梁的縱向受拉鋼筋應(yīng)變-位移變化趨勢如圖14、圖15所示；箍筋應(yīng)變變化趨勢如圖16、圖17所示。圖14～圖17中的虛線表示鋼筋屈服應(yīng)變，圖16和圖17中的橫坐標(biāo)代表箍筋位置(箍筋距左支座中心的距離)。

(a) BS-2.3-1

(b) BS-2.3-2

(c) BS-3.0-1

(d) BS-3.0-2圖13 有腹筋梁的荷載-跨中位移曲線Fig.13 Load-midspan displacement curves of beams with stirrups表4 有腹筋梁的主要試驗結(jié)果Tab.4 Test results of beams with stirrups

試件編號Pmax/kNΔmax/mmV/(m·s-2)ε·s/(/s)ε·c/(/s)CIFBS-2.3-1-S280.34.283.9×10-41.5×10-4-9.0×10-5—BS-2.3-1-M328.85.133.2×10-22.1×10-2-8.6×10-31.15BS-2.3-1-H433.56.243.5×10-11.9×10-1-8.7×10-21.55BS-2.3-2-S316.24.593.8×10-42.1×10-4-8.3×10-5—BS-2.3-2-M359.15.393.3×10-21.9×10-2-8.6×10-31.14BS-2.3-2-H444.86.443.2×10-11.3×10-1-8.3×10-21.41BS-3.0-1-S205.15.434.1×10-41.5×10-4-9.6×10-5—BS-3.0-1-M238.26.304.0×10-22.1×10-2-9.2×10-31.16BS-3.0-1-H266.66.984.1×10-11.7×10-1-9.7×10-21.30BS-3.0-2-S237.56.144.4×10-41.5×10-4-9.3×10-5—BS-3.0-2-M272.57.374.2×10-21.7×10-2-9.5×10-31.15BS-3.0-2-H303.28.044.0×10-11.4×10-1-9.8×10-21.28

(a) BS-2.3-1-S

(b) BS-2.3-1-M

(c) BS-2.3-1-H

(d) BS-2.3-2-S

(e) BS-2.3-2-M

(f) BS-2.3-2-H圖14 BS-2.3系列梁的縱筋應(yīng)變-跨中位移曲線Fig.14 Strain of longitudinal tensile reinforcement-midspan displacement cures of specimen BS-2.3

由圖13～圖17和表4可知，有腹筋梁的峰值荷載和跨中位移均隨加載速率的提高而增大；當(dāng)荷載達(dá)到峰值后，有腹筋梁的荷載-位移曲線突然下降。加載點兩側(cè)的剪跨段都出現(xiàn)了斜裂縫，且箍筋均先于縱向受拉鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度，表明所有試件發(fā)生剪壓破壞。從整體上看，剪跨比較小的有腹筋梁受剪承載力隨加載速率增大而提高的幅度更顯著。

比較表3和表4可見，隨著加載速率的提高，大多數(shù)有腹筋梁的受剪承載力增大系數(shù)小于無腹筋梁的。從機(jī)理上看，加載速率對無腹筋梁受剪承載力的影響與剪切破壞形態(tài)及剪跨比有關(guān)，且混凝土材料的率敏感性高于鋼筋，導(dǎo)致無腹筋梁受剪承載力隨加載速率增大而提高的幅度更顯著。此外，盡管試件BS-2.3-1-S和BS-3.0-1-S的配箍率略小于最小配箍率，但其受剪承載力比相應(yīng)的無腹筋梁分別提高了63.8%、45.2%，說明箍筋較好地發(fā)揮了作用。

圖14和圖15表明，隨著加載速率的提高，峰值荷載對應(yīng)的縱向受拉鋼筋應(yīng)變呈增大趨勢。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時，有腹筋梁的縱向受拉鋼筋在準(zhǔn)靜態(tài)和中等速率荷載作用下均未屈服，而快速荷載作用下都達(dá)到屈服強(qiáng)度。從圖16和圖17可以看出，各試件中均有部分箍筋達(dá)到屈服強(qiáng)度，且箍筋應(yīng)變呈非均勻分布。部分箍筋受局部應(yīng)力或斜裂縫閉合的影響而處于受壓狀態(tài)，導(dǎo)致其應(yīng)變隨著荷載的增大反而減小，甚至出現(xiàn)壓應(yīng)變。對于準(zhǔn)靜態(tài)和中等速率荷載作用下的有腹筋梁，箍筋應(yīng)變基本上在剪跨段呈現(xiàn)出大致對稱的兩個峰值，而加載點附近的箍筋應(yīng)變相對較?。粚τ诳焖俸奢d作用下試件BS-2.3-1-H和BS-2.3-2-H，其箍筋應(yīng)變僅在跨中位置附近出現(xiàn)單峰，這是由于加載點附近的混凝土首先被壓潰，從而導(dǎo)致箍筋彎折而達(dá)到屈服強(qiáng)度。

(a) BS-3.0-1-S

(b) BS-3.0-1-M

(c) BS-3.0-1-H

(d) BS-3.0-2-S

(e) BS-3.0-2-M

(f) BS-3.0-2-H圖15 BS-3.0系列梁的縱筋應(yīng)變-跨中位移曲線Fig.15 Strain of longitudinal tensile reinforcement-midspan displacement cures of specimen BS-3.0

(a) BS-2.3-1-S

(b) BS-2.3-1-M

(c) BS-2.3-1-H

(d) BS-2.3-2-S

(e) BS-2.3-2-M

(f) BS-2.3-2-H圖16 BS-2.3系列梁的箍筋應(yīng)變分布Fig.16 Strain of stirrup-midspan displacement cures of specimen BS-2.3

3 加載速率對鋼筋混凝土梁受剪承載力的影響分析

文獻(xiàn)[9,19]收集整理的不同加載速率下鋼筋混凝土矩形截面簡支梁試驗數(shù)據(jù)中，F(xiàn)ujikake等[20]完成的6根沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁也被納入了。由于沖擊荷載試驗的慣性效應(yīng)顯著，在支座反力未知的情況下難以將其排除，故應(yīng)區(qū)別對待這兩類試驗。

本文按以下準(zhǔn)則進(jìn)行篩選試驗數(shù)據(jù)：①發(fā)生剪切破壞；②試驗參數(shù)完整，能滿足分析需要；③采用接觸式加載；④同條件的梁至少為兩根，采用兩種或多種不同速率進(jìn)行加載，且其中一根梁為準(zhǔn)靜態(tài)荷載試驗。整理得到無腹筋和有腹筋矩形截面簡支梁各27根，數(shù)據(jù)來源見表5。需要說明的是，Adhikary等[9]于2014年完成的24根梁均未直接給出峰值荷載值，本文通過量測荷載-跨中位移曲線確定其極限承載力。

經(jīng)整理，鋼筋混凝土梁受剪承載力增大系數(shù)CIF隨加載速率的變化趨勢，如圖18和圖19所示。結(jié)果表明，不論是無腹筋梁還是有腹筋梁，其受剪承載力增大系數(shù)都隨加載速率的提高而增大。當(dāng)其他條件相同時，剪跨比較小的梁受剪承載力增大系數(shù)明顯高于剪跨比較大的梁。除圖19(d)中ρsv=0.15%系列梁以外，其余試件的受剪承載力增大系數(shù)呈現(xiàn)出隨配箍率提高而減小的趨勢。

(a) BS-3.0-1-S

(b) BS-3.0-1-M

(c) BS-3.0-1-H

(d) BS-3.0-2-S

(e) BS-3.0-2-M

(f) BS-3.0-2-H圖17 BS-3.0系列梁的箍筋應(yīng)變分布Fig.17 Strain of stirrup-midspan displacement cures of specimen BS-3.0表5 不同加載速率下鋼筋混凝土梁受剪試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計

Tab.5Statisticsoftestdataofreinforcedconcretebeamsunderdifferentloadingrate

數(shù)據(jù)來源試件總數(shù)按準(zhǔn)則①～③篩選篩除數(shù)量未引用的依據(jù)不滿足準(zhǔn)則④的數(shù)量引用數(shù)量無腹筋梁有腹筋梁文獻(xiàn)[4]27141)6770文獻(xiàn)[5]1491)3220文獻(xiàn)[7]2481)—1688文獻(xiàn)[8]2472)—17611文獻(xiàn)[9]24121)—1248

(b) 文獻(xiàn)[7-9]的數(shù)據(jù)圖18 加載速率對無腹筋梁受剪承載力的影響

Fig.18 Effect of loading rate on shear capacity of beams without web reinforcement

4 結(jié) 論

(1) 采用電液伺服試驗系統(tǒng)以3.5×10-1m/s的速率進(jìn)行接觸式加載，實測得到鋼筋混凝土梁的慣性效應(yīng)不顯著，可忽略不計。

(a) 本文試驗數(shù)據(jù)

(b) 文獻(xiàn)[7]的數(shù)據(jù)

(c) 文獻(xiàn)[8]的數(shù)據(jù)

(d) 文獻(xiàn)[9]的數(shù)據(jù)圖19 加載速率對不同配箍率梁的影響

Fig.19 Effect of loading rate on shear capacity of beams without web reinforcement

(2) 隨著加載速率的提高，梁的峰值荷載及跨中位移均增大，材料的應(yīng)變率也隨之增大；梁的破壞形態(tài)出現(xiàn)從縱向受拉鋼筋屈服前的剪切破壞向彎剪破壞的轉(zhuǎn)變，同時也改變了裂縫的分布。材料應(yīng)變率效應(yīng)是快速荷載作用下梁受剪承載力提高的主要原因。

(3) 鋼筋混凝土梁受剪承載力增大系數(shù)隨加載速率的提高而增大。當(dāng)加載速率相同時，剪跨比較小的梁受剪承載力增大系數(shù)明顯高于剪跨比較大的梁，且受剪承載力增大系數(shù)總體上隨配箍率提高而減小。

(4) 由于抗剪機(jī)理發(fā)生變化，鋼筋混凝土梁受剪承載力隨加載速率的提高程度不能簡單地在準(zhǔn)靜態(tài)作用時的計算式中考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)后直接算出，而應(yīng)根據(jù)試驗結(jié)果確定。