2020, Vol. 41
2. 河北省土木工程技术研究中心，天津 300401
2. Civil Engineering Technology Research Center of Hebei Province, Tianjin 300401, China
在钢筋混凝土结构中，梁柱节点是传递梁柱之间荷载的关键构件.为使框架结构在地震荷载作用下具有充足的延性，混凝土规范规定结构设计应遵循“强节点弱构件”的设计原则.目前提高节点强度的方法通常是在节点核心区增加箍筋，但这同时又出现节点区域配筋过密的问题，不利于混凝土的浇筑[1].高强钢筋是一种经济、环保的高性能钢材，应用高强钢筋可提高梁柱节点的安全储备，减轻节点区域配筋过密的问题[2-4]，傅健平等[5]提出随着钢筋强度等级的提高，框架梁端进入塑性铰阶段会减缓，且梁端塑性铰数量也会减少.高强钢筋与普通混凝土结构结合会使钢筋的锚固性能降低[6-7]，不能完全发挥高强钢筋的优良性能，Hwang等[8]发现配置HRB600高强钢筋会增大梁筋的滑移，所以探索一种与高强钢筋相匹配的高性能混凝土是目前仍需解决的一个热点问题.
钢纤维混凝土是一种性能优良的混凝土[9-11]，将钢纤维加入到混凝土中不仅提高了混凝土的整体性，同时也提高了混凝土的抗拉强度和与钢筋之间的黏结性能，在节点核心区应用钢纤维混凝土，也能减少节点核心区的配箍量，削弱节点核心区的破坏[12-13].鞠彦忠等[14]进行了24个钢纤维活性粉末混凝土梁柱节点的试验研究，研究了钢纤维活性粉末混凝土的抗裂影响因素.王德弘等[15]进行了8个钢纤维活性粉末混凝土梁柱中节点的试验研究.Abbas等[16]利用ABAQUS软件探究了钢纤维混凝土对节点抗震性能的改善效果.以上研究主要单独集中在高强钢筋或钢纤维混凝土梁柱节点方面，尚未发现采用钢纤维混凝土整体增强配置HRB600钢筋的梁柱节点.本文对应用HRB600高强钢筋和钢纤维混凝土整体/局部增强的梁柱节点(6个梁柱中节点、4个梁柱边节点)进行低周往复试验，分析了各试件的破坏形态、滞回性能、延性性能、耗能能力、累积损伤，对比分析了采用中国规范GB 50011—2010和美国规范ACI 352—02计算梁柱节点的受剪承载力，为HRB600高强钢筋钢纤维混凝土梁柱节点的抗震性能研究提供参考.
1 试验概况 1.1 构件设计本次试验共设计和制作10个梁柱节点，包括6个中节点试件和4个边节点试件.JZ1试件为HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱中节点，JZ2~JZ5试件为HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱中节点，JZ6试件为HRB600高强钢筋钢纤维关键区域局部增强混凝土梁柱中节点，其增强区域为节点核心区及向左右梁端延伸350 mm.JB1试件为HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱边节点，JB2与JB3试件为HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱边节点.JZ4试件为HRB600高强钢筋钢纤维关键区域局部增强梁柱边节点，其增强区域为节点核心区及向梁端延伸350 mm.各试件柱子的截面尺寸为350 mm×350 mm，梁的截面尺寸为250 mm×400 mm，试件高为2 800 mm，其中梁柱中节点试件长为3 550 mm，梁柱边节点试件的长为1 950 mm，混凝土保护层厚度为25 mm.试验的主要变量参数为轴压比、剪压比、配箍率、混凝土种类和钢纤维混凝土的应用范围，试件尺寸及配筋如图 1所示，各试件参数如表 1所示.
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图 1 试件尺寸及配筋(mm) Fig.1 Dimensions and reinforcement of specimens (a)—JZ1; (b)—JZ2~JZ5; (c)—JZ6; (d)—JB1; (e)—JB2, JB3; (f)—JB4. |
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表 1 各试件参数 Table 1 Parameters of specimens |
试验所用普通混凝土强度等级为C55，实测抗压强度平均值为55.60 MPa，钢纤维混凝土的制备方式是将钢纤维按体积比为1.2%的掺量加入，钢纤维的长径比为60，抗拉强度约为1 000 MPa，实测钢纤维混凝土抗压强度平均值为57.30 MPa.试件梁柱纵筋为HRB600钢筋，箍筋为HRB400钢筋，各钢筋的实测力学性能如表 2所示.
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表 2 钢筋的实测力学性能平均值 Table 2 Average values of measured mechanical properties of reinforcement bars |
本次试验采用拟静力加载方案，加载装置如图 2所示.加载过程采用力和位移混合控制.试验首先在柱顶采用竖向千斤顶施加恒定荷载，然后在梁端通过拉压千斤顶施加往复荷载.在梁筋屈服之前采用力控制，每级循环1次，当梁筋屈服后，试验改为位移控制，每级循环3次，直至试件破坏.当梁端荷载下降到峰值荷载的85%时，试验停止.
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图 2 试验加载装置 Fig.2 Test setup (a)—JZ; (b)—JB. |
各试件的最终破坏形态如图 3所示.在加载初期试件处于弹性阶段，梁端首先出现弯曲裂缝.随着加载的进行，试件进入弹塑性阶段，核心区开始出现剪切裂缝，梁端裂缝持续扩展，试件从塑性阶段直到破坏，节点核心区剪切裂缝不断发展，部分试件核心区混凝土保护层剥落.
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图 3 各试件最终破坏模式 Fig.3 The final failure mode of each specimen (a)—JZ1; (b)—JZ2; (c)—JZ3; (d)—JZ4; (e)—JZ5; (f)—JZ6; (g)—JB1; (h)—JB2; (i)—JB3; (j)—JB4. |
对比配置HRB600钢筋钢纤维整体增强梁柱中节点JZ2和JZ3试件可以发现，轴压比较高的JZ3试件在破坏时的最大裂缝宽度小于轴压比较小的JZ2试件，且核心区柱端裂缝相对较少，但梁柱交界处混凝土脱落量有所增加，表明在地震荷载作用下，增大轴压比会增加梁柱交叉处混凝土破坏.与钢纤维整体增强的HRB600钢筋中节点JZ5试件和边节点JB3试件相比，剪压比较大的钢纤维整体增强的HRB600钢筋中节点JZ4试件和边节点JB2试件呈现明显的核心区剪切破坏特征，核心区混凝土保护层的剥落位置主要集中在主应力线上.尤其是中节点JZ4试件，其剪压比为0.273，是中节点JZ5试件的1.33倍，其核心区混凝土剥落量和最大裂缝宽度均大于剪压比较小的JZ5试件，这表明当剪压比超过0.25后，会在一定程度上增加HRB600钢筋钢纤维混凝土梁柱节点核心区混凝土剥落，加大核心区裂缝宽度，对抗震不利.
相较于HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱中节点JZ1试件和HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱边节点JB1试件，HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱中节点JZ2试件的破坏阶段核心区交叉贯通裂缝数量比JZ1试件多60%，而相同加载工况下的裂缝宽度只有JZ1试件的50%左右，且在最终破坏阶段，JZ2试件核心区几乎无剥落，JZ1试件的核心区剥落量约占总面积的25%.HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱边节点JB3试件与普通混凝土JB1试件相比具有相似的破坏特征，均出现裂缝增多、宽度降低的现象，且在破坏阶段，JB3试件的混凝土剥落量仅为JB1试件的10%左右，表明无序分布的钢纤维能够有效抑制核心区裂缝的开展，使混凝土内的拉应力分布更为均匀，破坏时开裂路径多但斜裂缝宽度小，能够细化混凝土裂缝，显著提高试件混凝土的抗剥落效果，进而显著改善试件的破坏形态.与HRB600高强钢筋钢纤维混凝土关键区域局部增强梁柱中节点JZ6试件和HRB600高强钢筋钢纤维关键区域局部增强梁柱边节点JB4试件相比，钢纤维整体增强的JZ2和JB3试件的破坏过程与前者基本相同，但JZ6试件和JB4试件的核心区裂缝数量更多，混凝土剥落量稍多，主要集中在核心区主应力线上，因此从破坏形态和施工便易性上考虑，认为钢纤维整体增强节点试件更有优势.
2.2 滞回性能根据梁端实测的试验数据，各试件的荷载-位移滞回曲线如图 4所示.各试件滞回曲线在加载正反方向基本对称，弹性阶段滞回曲线呈线性分布，弹塑性阶段，滞回曲线呈“梭形”分布；塑性到破坏阶段，滞回曲线出现捏拢现象，此时滞回环面积最大，耗能最大.
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图 4 荷载-位移滞回曲线 Fig.4 Load-displacement hysteresis curves (a)—JZ1; (b)—JZ2; (c)—JZ3; (d)—JZ4; (e)—JZ5; (f)—JZ6; (g)—JB1; (h)—JB2; (i)—JB3; (j)—JB4. |
对比JZ2和JZ3试件，在轴压比较大的HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱中节点JZ3试件的滞回曲线循环次数更少，承载力下降更快，耗能更小.对比中节点JZ4，JZ5试件和边节点JB2，JB3试件，剪压比较大的中节点JZ4试件和边节点JB2试件的极限承载力更高，而滞回环面积减小，滞回环的捏缩现象更加严重，这主要是由于JZ4和JB2试件发生了明显剪切破坏所致.与普通混凝土JZ1和JB1试件相比，HRB600高强钢筋钢纤维增强的梁柱中节点JZ2，JZ6试件和HRB600高强钢筋钢纤维增强的梁柱边节点JB3，JB4试件的滞回曲线更加饱满，屈服荷载、极限荷载和破坏位移均有提高，尤其对边节点试件的滞回效应改善明显.与关键区域局部增强混凝土梁柱节点JZ6和JB4试件相比，在轴压比和剪压比等条件不变的情况下，钢纤维整体增强中节点JZ2试件滞回性能稍有改善，同时钢纤维整体增强的边节点JB3试件极限承载力明显提高，且耗能增加明显.
2.3 延性性能各试件的延性性能一般采用延性系数进行评价.试件的位移及延性系数如表 3所示，其中延性系数的定义为破坏位移与屈服位移之比.
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表 3 试件的位移及延性系数 Table 3 Displacement and ductility coefficient of specimens |
相比于JZ3试件，轴压比较低的JZ2试件的屈服位移、破坏位移及延性系数平均值分别比JZ3试件高7.4%，19.4%和11.2%，这表明增大试件的轴压比，会降低试件的变形能力.对比JZ4，JZ5试件和JB2，JB3试件可以看出，JZ4，JB2试件的剪压比分别比JZ5，JB3试件高33.2%和16.7%；中节点JZ4试件的开裂位移和延性系数平均值分别比JZ5试件低14.6%和2.7%，而屈服位移和破坏位移平均值分别比JZ5高15.6%和11.1%；边节点JB2试件的开裂、屈服和破坏位移及延性系数平均值分别比JB3低14.7%，10.0%，12.6%和4.2%，表明增大剪压比会加重节点核心区混凝土的破坏程度，从而降低试件的延性性能.
普通混凝土梁柱中节点JZ1试件与边节点试件JB1试件相比，HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱中节点JZ2试件的开裂位移、破坏位移和延性系数平均值分别比JZ1试件高40.5%，17.2%和10.3%；HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱边节点JB3试件的开裂、破坏位移和延性系数平均值分别比JB1试件高19.4%，11.1%和8.0%.说明钢纤维混凝土能显著提高试件的开裂位移、破坏位移和延性系数，主要是因为钢纤维的桥接作用能有效抑制核心区裂缝的开展，同时无序分布的钢纤维使混凝土内的拉应力分布更为均匀，破坏时开裂路径多但斜裂缝宽度小，从而有效增强节点核心区混凝土的整体性.对比中节点JZ2，JZ6试件和边节点JB3，JB4试件的位移延性系数(表 1)可知，钢纤维整体增强与关键区域局部增强试件的延性性能和变形能力区别不明显.
2.4 骨架曲线骨架曲线绘制方式是将滞回曲线的各滞回环正负顶点坐标通过平滑的曲线相连，各试件的骨架曲线如图 5所示.
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图 5 骨架曲线 Fig.5 Skeleton curves (a)—JZ; (b)—JB. |
通过对比HRB600高强钢筋梁柱中节点和边节点骨架曲线发现，钢纤维增强试件的骨架曲线更加饱满，试件初始刚度、承载力更高，屈服后试件的强度下降更缓，平台段更长，展现出更强的延性和耗能.相较于钢纤维整体增强的试件，普通混凝土JZ1和JB1试件承载能力偏弱，试件达到峰值荷载后承载力下降较快，且试件骨架曲线的初始刚度较低，在边节点试件中尤为明显，这主要是因为普通混凝土不能很好地控制混凝土的损伤，应用普通混凝土不会使HRB600高强钢筋的性能得到充分发挥.整体来看，HRB600高强钢筋钢纤维整体增强的梁柱中节点JZ4试件和HRB600高强钢筋钢纤维整体增强的梁柱边节点JB2试件的初始刚度、承载力最高，但是峰值荷载后其承载力下降较快，破坏位移降低，表明随着剪压比的增大，试件的承载能力增加，变形能力降低；同时其节点核心区破坏较为严重，从而其累积耗能较大.
2.5 刚度退化试件的刚度退化是衡量节点抗震能力的另一个重要指标，各试件的刚度退化曲线如图 6所示.
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图 6 刚度退化曲线 Fig.6 Stiffness degradation curves (a)—JZ; (b)—JB. |
对比梁柱中节点JZ2，JZ3试件，轴压比较高的JZ3试件刚度退化率显著高于JZ2试件，这主要是由于随着轴压比的增加，往复加载下核心区混凝土损伤加重，出现刚度退化过快的情况.对比梁柱中节点JZ4，JZ5试件和梁柱边节点JB2，JB3试件，剪压比较小的JZ5和JB3试件的刚度退化率显著小于JZ4和JB2试件，表明增大剪压比，试件承载力虽稍有提高，但刚度退化速率会显著增加.对比中节点JZ1，JZ2试件和边节点JB1，JB3试件，钢纤维整体增强JZ2，JB3试件的刚度退化率均低于普通混凝土JZ1，JB1试件，这说明应用钢纤维混凝土能够增强混凝土的整体性，减缓裂缝的发展，进而缓解刚度退化.对比中节点试件JZ2，JZ6和边节点JB3，JB4试件，钢纤维整体增强梁柱中节点JZ2试件的刚度退化率低于关键区域局部增强混凝土梁柱中节点JZ6试件，钢纤维整体增强的边节点JB3试件与钢纤维关键区域局部增强梁柱边节点JB4试件刚度退化率在加载初期和加载后期相差不明显，在加载中期钢纤维整体增强的刚度退化率较小，刚度退化较为缓慢，这说明钢纤维整体增强在减缓节点的刚度退化方面优于关键区域局部增强的节点.
2.6 耗能能力试件的耗能可以通过累积耗能曲线进行评价，试件在某点的累积耗能为从试验开始到该点所有滞回环面积之和，各试件的累积耗能曲线如图 7所示.
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图 7 累积耗能曲线 Fig.7 Cumulative energy dissipation curves (a)—JZ; (b)—JB. |
对比分析JZ2和JZ3试件可知，相同位移条件下，轴压比较小的JZ2试件的耗能高于JZ3试件，这表明减小试件轴压比会增加耗能.对比JZ4，JZ5试件和JB2，JB3试件可知，中节点JZ4，JZ5试件的加载初期累积耗能曲线基本重合，但由于JZ4试件剪压比较高，所以梁端配筋量增加，最终导致耗能增加、破坏加重.相同位移条件下，剪压比较小的JB3试件的耗能小于JB2试件，这是因为剪压比增加，导致相同位移阶段试件损伤加重；但最终耗能JB3大于JB2，这主要是由于剪压比降低，破坏位移增大，试件循环加载次数增加，耗能增加.对比JZ1，JZ2试件和JB1，JB3试件，JZ2试件的耗能明显高于JZ1试件，JB3试件的耗能明显高于JB1试件，这表明应用钢纤维整体增强试件可以显著提高梁柱节点的耗能.对比JZ2，JZ6试件和JB3，JB4试件，在位移相同的条件下，钢纤维整体增强JZ2，JB3试件的累积能量耗散分别大于关键区域局部增强JZ6，JB4试件，且最终能量耗散JB3大于JB4试件，这说明钢纤维整体增强试件的耗能大于关键区域局部增强试件的耗能，以及提高钢纤维混凝土的应用范围会增加试件的能量耗散.
2.7 累积损伤各试件在试验的不同阶段，刚度退化和耗能主要通过试件的累积损伤指标评价，各试件的累积损伤指标如表 4所示.
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表 4 试件累积损伤指标 Table 4 Cumulative damage indexs of specimens |
对比中节点JZ2，JZ3试件，轴压比较高的JZ3试件开裂阶段的累积损伤指标比JZ2试件高15.0%，破坏节点高1.2%.与中节点JZ5试件相比，在开裂、屈服和破坏阶段，剪压比较高的JZ4试件的累积损伤指标分别比JZ5高37.2%，2.7%和0.8%，与边节点JB3试件相比，剪压比较高的JB2试件的各个阶段累积损伤指标分别比JB3高1.1%，17.7%，9.0%和0.3%，表明增大剪压比，增加梁端纵向钢筋的配筋量会使节点核心区剪力增加，加重节点核心区的剪切破坏，从而导致试件的累积损伤指标增加.相比于钢纤维整体增强的JZ2，JB3试件，在开裂、屈服、极限和破坏阶段，普通混凝土JZ1试件的累积损伤指标分别比JZ2高23.2%，1.6%，0.6%和0.9%，普通混凝土JB1试件的累积损伤指标分别比JB3高6.7%，14.9%，10.4%和2.4%，这主要是由于钢纤维减小了试件的裂缝宽度，增强了混凝土在开裂后的整体性，减缓了试件的累积损伤.对比JZ2，JZ6试件和JB3，JB4试件，关键区域局部增强混凝土梁柱中节点JZ6试件在开裂阶段的累积损伤指标比JZ2试件高16.9%，而边节点JB3比JB4试件开裂阶段的累积损伤指标稍高，其他阶段相差不明显，主要是因为钢纤维能够很好地限制裂缝的开展.
3 节点剪力承载力利用梁端拟静力作动器读取正负梁端荷载极限值，依据《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) [17]中节点核心区剪力计算公式计算出核心区剪力试验值Vt，Vc, GB和Vc, ACI，分别为根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)和美国ACI 352—02[18]给出的节点核心区剪力设计值计算得到的理论值，见表 5.本次试验主要探究了轴压比、剪压比、混凝土种类及钢纤维混凝土应用范围对梁柱节点抗震性能的影响.为了削弱混凝土因实际强度不同导致节点核心区承载力的影响，将试验值Vt除以混凝土实际强度fc与核心区有效面积bjhj的乘积，可得表示试件核心区单位面积受剪承载力数值的剪压比Vt/(fcbjhj).
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表 5 各试件节点核心区受剪承载力试验结果和规范设计值 Table 5 Experimental values and calculation values of shear bearing capacity of specimens |
由表 5的试验和计算的数据可知，轴压比较大的HRB600高强钢筋钢纤维整体增强节点JZ3试件与轴压比较小的HRB600高强钢筋钢纤维整体增强的节点JZ2试件相比，无论是核心区剪力试验值和剪压比均基本相同，仅规范设计值Vc, GB存在些许差异，这说明在一定的范围内提高HRB600高强钢筋钢纤维混凝土节点试件轴压比并不能显著增加节点核心区混凝土的受剪承载力.
当节点核心区配箍率一定时，节点核心区的受剪承载力和核心区剪压比随梁端纵筋的增加而增大.中节点JZ4，JZ5试件的配箍率相同，边节点JB2，JB3试件的配箍率也相同，而JZ4，JB2试件的梁纵筋截面积分别比JZ5，JB3试件高33.3%和16.7%，中节点JZ4的核心区剪力试验值和剪压比分别比JZ5的高7.7%和8.0%，边节点JB2的核心区剪力试验值和剪压比分别比JB3的高6.8%和6.8%，表明节点核心区剪力不仅可以由核心区箍筋和混凝土承担，梁端的贯穿纵筋也对核心区抗剪有着积极的提升作用.
钢纤维可以分担混凝土部分剪应力，提高混凝土的抗剪作用，用钢纤维混凝土制作梁柱节点可以提高节点核心区抗剪效果.HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱边节点JZ1试件和HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱边节点JZ2试件相比，JZ2比JZ1在核心区剪力试验值高3.3%.HRB600高强钢筋普通混凝土梁柱边节点JB1试件和HRB600高强钢筋钢纤维整体增强梁柱边节点JB3试件相比，JB3的核心区剪力试验值比JB1高8.0%，剪压比高4.7%.钢纤维混凝土整体增强HRB600高强钢筋JZ2试件与钢纤维混凝土关键区域局部增强的JZ6试件相比，剪力试验值和剪压比几乎相同，表明钢纤维混凝土应用范围对中节点核心区抗剪影响可以忽略不计.而钢纤维混凝土整体增强HRB600钢筋JB3试件比钢纤维混凝土关键区域局部增强的JB4的剪力试验值高约7.9%.
基于钢纤维混凝土和钢材的材性试验，依据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)和美国ACI 352—02规范，分别得出各试件的规范计算值(见表 5)，除边节点JB1和JB4试件外，其他试件的受剪承载力试验值均大于《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)公式计算值，所有试件受剪承载力试验值均大于美国ACI 352—02公式计算值，受剪承载力试验值是中国规范公式计算值的1.11倍，是美国ACI公式计算值的1.21倍，与美国规范相比中国规范的核心区剪力的计算值更加准确，相应的富余度更小.除JZ4，JZ5试件外，中国规范的核心区剪力计算值均大于美国ACI规范计算值，这主要是因为《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)公式考虑了核心区箍筋作用，因此在核心区配筋较少的试件中，中国规范计算更为保守，而美国规范不考虑箍筋作用，增大核心区箍筋不会提高核心区抗剪计算结果，加大核心区箍筋配筋率会使得中国规范计算值显著提高，富余度较小，可能偏于不安全.在中节点试件中，平均核心区受剪承载力试验值是《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)公式计算值的1.16倍，是美国ACI规范的1.14倍，两者相差不多；而在核心区配箍较密的边节点试件中，平均核心区受剪承载力试验值是《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)公式计算值的1.03倍，是美国ACI规范的1.32倍，且存在中国规范试验值小于计算值的情况.这说明边节点核心区配箍率较高的试件，中国规范可能高估了实际箍筋的承载力，造成理论值偏高.
4 结论1) 钢纤维混凝土能够减少配置HRB600钢筋梁柱节点核心区的混凝土裂缝宽度，增加裂缝数量，保证试件破坏阶段完整性，能够显著改善试件的破坏形态.钢纤维关键区域局部增强与钢纤维整体增强HRB600钢筋梁柱节点试件的破坏情况基本相似.增加轴压比会增大配置HRB600钢筋梁柱节点试件的梁柱交界处混凝土损伤，加剧梁柱交界处混凝土剥落.增加HRB600钢筋梁柱节点的剪压比会加重节点核心区混凝土的破坏程度.
2) 增加轴压比会使配置HRB600钢筋梁柱节点试件滞回环循环次数减少、承载力下降更快、变形性能降低、刚度退化加快、加重节点的累积损伤指标.增加剪压比，滞回环剪切破坏特征更突出、延性降低、刚度退化加快、试件累积损伤加重.采用钢纤维混凝土配置HRB600钢筋节点试件的滞回曲线更饱满、延性性能较好、刚度退化较为缓慢.钢纤维整体增强HRB600钢筋梁柱节点试件在耗能、刚度退化方面效果更优.
3) 应用《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)计算配置HRB600钢筋钢纤维混凝土梁柱节点的受剪承载力时，对于配箍率较低的中节点偏于保守，对于配箍率较高的中节点和部分边节点的计算结果更接近于试验值，对于配箍率较高的部分边节点试件偏于不安全.美国ACI 352—02规范比中国《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)的受剪承载力计算值的安全储备高，其富余度约为10%~43%.
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