王玉鐲, 黃 穎, 王慧敏, 傅傳國

(1. 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院, 山東 濟(jì)南 250101; 2. 山東協(xié)和學(xué)院建筑工程學(xué)院, 山東 濟(jì)南 250107; 3. 山東職業(yè)學(xué)院鐵道工程與土木工程系, 山東 濟(jì)南 250104)

自唐山大地震以來,我國盡管已在工程抗震設(shè)計方面進(jìn)行了大量研究,但是新型抗震結(jié)構(gòu)的研究依然是當(dāng)前工程抗震領(lǐng)域關(guān)注的熱點和焦點[1-2].鋼板-混凝土組合剪力墻作為新型抗側(cè)力構(gòu)件具有較大的彈性初始剛度、大變形能力和良好的塑性性能,但也存在用鋼量較大和混凝土澆筑振搗較復(fù)雜等問題.鋼板剪力墻強度高、自重輕、塑性和韌性性能好、施工方便,常用于高層或超高層中的鋼結(jié)構(gòu)中.近年興起的型鋼混凝土剪力墻,由于其性能比普通鋼筋混凝土剪力墻具有更高的強度、剛度和穩(wěn)定性等優(yōu)點，成為人們關(guān)注的熱點,目前我國建成的高層建筑中采用型鋼混凝土剪力墻的就有上海中心大廈、上海環(huán)球金融中心和深圳國際金融大廈等.

對于型鋼混凝土剪力墻,目前的研究成果主要有:曹萬林、李青檸、楊其偉等[3-9]進(jìn)行了帶暗支撐剪力墻抗震性能的試驗研究,研究表明帶暗支撐剪力墻的屈服荷載、極限荷載明顯提高,抗震性能有顯著改善.孔慧等[10]對鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗,考慮了分布筋配筋率在 0.13%～0.23%之間對鋼筋混凝土剪力墻受力性能的影響,得到了試件在破壞前有較好的安全儲備和分布筋配筋率的降低對試件耗能、剛度退化影響不大的結(jié)論.馮鵬等[11]、王滋軍等[12]對冷彎薄壁型鋼混凝土剪力墻進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗,研究其破壞模式及抗震性能.

上述研究主要針對帶不同類型暗支撐、不同配筋率等因素的型鋼或鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了抗震性能試驗研究.為了研究不同數(shù)量暗支撐對剪力墻抗震性能的影響,本文設(shè)計了3種不同數(shù)量的工字鋼暗支撐剪力墻試件和1個普通剪力墻試件進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用下的試驗研究.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本次試驗共4個試件,剪跨比均為1.75.其中是無暗支撐普通剪力墻,作為對比試件,試件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3為工字鋼暗支撐剪力墻.4個試件的水平和豎向分布鋼筋配筋率相同,采用φ8@150,設(shè)置了不同數(shù)量的工字鋼暗支撐.4個試件豎向分布鋼筋配筋率均為0.377%;試件JLQ-P1,JLQ-P2和JLQ-P3的型鋼配鋼率分別為1.79%、2.68%和3.58%.剪力墻試件具體參數(shù)及配筋見圖1.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3圖1 剪力墻試件配筋Fig.1 Steel bars detail arrangement

1.2 材料的力學(xué)性能

試件采用C50普通商品混凝土,按照放置型鋼—綁扎鋼筋—支模板—澆筑混凝土的順序制作,自然養(yǎng)護(hù)28 d[13].制作3個混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊確定其抗壓強度和彈性模量.混凝土養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行試壓,取其強度平均值,其抗壓強度和彈性模量見表1,鋼筋和鋼材力學(xué)性能指標(biāo)見表2、3,表3中工字鋼尺寸為100.0 mm×68.0 mm×4.5 mm×7.6 mm.

表1混凝土力學(xué)性能指標(biāo)
Tab.1 Mechanical properties of concrete MPa

項目試塊1試塊2試塊3平均值彈性模量32 75032 80032 60032 716抗壓強度58.654.162.958.5

表2 鋼筋的力學(xué)性能指標(biāo)Tab.2 Mechanical properties of steel bars

表3 型鋼的力學(xué)性能指標(biāo)Tab.3 Mechanical properties of steel

1.3 試驗裝置及加載制度

1.3.1試驗裝置

本試驗加載裝置由豎向加載裝置和水平加載裝置組成.豎向加載裝置由千斤頂和分配梁組成,千斤頂?shù)寡b在橫梁上,千斤頂與橫梁之間設(shè)置滑動支座,能使千斤頂隨著試件移動,保證豎向荷載在試件上的加載位置不變.水平加載裝置由MTS(mechanical testing and simulation)液壓伺服加載系統(tǒng)組成,MTS加載系統(tǒng)一端固定在反力墻上,另外一端固定在試件上(加載位置在距基礎(chǔ)頂面1 400 mm 高度處),對試件進(jìn)行低周反復(fù)水平荷載加載,加載裝置如圖2所示.

圖2 試驗裝置Fig.2 Loading device

1.3.2位移測點及布置

針對不同的測量目的,在剪力墻試件不同位置布置不同間距的應(yīng)變片或應(yīng)變花,用IMP (isolated measurement pods)據(jù)采集系統(tǒng)采集剪力墻試件的水平位移、水平荷載、鋼筋應(yīng)變和型鋼應(yīng)變,布置在剪力墻試件距基礎(chǔ)頂面1 400 mm和700 mm位置處,試件表面人工繪制裂縫.剪力墻混凝土應(yīng)變片(ST1～ST6)、JLQ-P3暗支撐型鋼應(yīng)變片(SX1～SX9)的測點布置見圖3.

(a) JLQ-P3型鋼應(yīng)變片布置(b) 混凝土應(yīng)變片布置圖3 應(yīng)變測點布置Fig.3 Arrangement of strain measuring

1.3.3加載制度

豎向荷載P均為550 kN(軸壓比為0.13),試驗過程中保持不變.水平荷載采用位移控制,以2 mm 為級差進(jìn)行位移控制加載,每一級位移循環(huán)兩次,當(dāng)試件無法保持豎向承載力或水平承載力降至極限承載力的85%時,試驗結(jié)束加載終止,加載制度見圖4.

圖4 加載示意Fig.4 Schematic diagram of loading

2 試驗現(xiàn)象分析

本次試驗是在某大學(xué)工程結(jié)構(gòu)與防災(zāi)減災(zāi)實驗室內(nèi)進(jìn)行的.其位移-力的關(guān)系由MTS加載系統(tǒng)直接讀取.試驗過程按照加載—開裂—屈服—破壞等過程進(jìn)行的.其試驗過程的變形與破壞現(xiàn)象如下：

(1) 對比試件JLQ-D

當(dāng)位移Δ=4 mm時,試件A側(cè)距離底部 33 cm 處出現(xiàn)第1條裂縫,當(dāng)Δ=-4 mm時,試件B 側(cè)距離試件底部33 cm處出現(xiàn)第2條裂縫.隨著位移的增加,裂縫持續(xù)發(fā)展變大并形成貫通裂縫,試驗加載過程中伴有咔咔和噌噌的聲音;當(dāng)Δ=14 mm時,試件A側(cè)下部混凝土開始剝落;當(dāng)Δ=-16 mm時,試件B側(cè)下部混凝土開始剝落;當(dāng)Δ=28 mm時,墻體中部有混凝土剝落,試件B側(cè)根部出現(xiàn)豎向裂縫,此時荷載下降到極限荷載值的85%,試驗宣告結(jié)束,其破壞狀態(tài)見圖5(a).

(2) 試件JLQ-P1

當(dāng)Δ=10 mm時,試件A端距離底部20 cm處出現(xiàn)第1條裂縫,裂縫形狀大致為水平狀,并向墻內(nèi)發(fā)展;當(dāng)Δ=-12 mm時,試件B端距離底部22 cm 處出現(xiàn)第2條裂縫,并且裂縫呈水平狀迅速向墻內(nèi)發(fā)展；當(dāng)Δ=18 mm時,試件A端距離底部56 cm處出現(xiàn)斜裂縫,裂縫斜向上發(fā)展；當(dāng)Δ=20 mm時,試件A端距離底部65 cm處出現(xiàn)斜裂縫,裂縫向下迅速發(fā)展,過墻中心,連接其他裂縫形成通縫；當(dāng)Δ=-24 mm時,試件B端距離底部76 cm處出現(xiàn)斜裂縫,斜裂縫向下發(fā)展.隨著位移的增加,裂縫持續(xù)開展,剪力墻試件中部形成貫通的斜裂縫,兩側(cè)有若干短斜裂縫,下部有貫通的水平狀裂縫并出現(xiàn)混凝土剝落；當(dāng)Δ=56 mm時,此時荷載下降到極限荷載值的85%,試驗宣告結(jié)束,其破壞狀態(tài)見圖5(b).

(3) 試件JLQ-P2

當(dāng)Δ=6 mm時,試件A端距離底部32 cm處出現(xiàn)第1條裂縫,裂縫形狀大致呈水平狀,并向墻內(nèi)發(fā)展;當(dāng)Δ=-6 mm時,試件B端距離底部32 cm 處出現(xiàn)第2條裂縫,裂縫向墻內(nèi)發(fā)展;當(dāng)Δ=12 mm 時,試件A端距離底部60 cm處出現(xiàn)裂縫,裂縫向下迅速發(fā)展;當(dāng)Δ=22 mm時,在墻體中部70～110 cm范圍內(nèi)多處出現(xiàn)斜裂縫.隨著位移的增加,裂縫持續(xù)開展,剪力墻試件下部形成貫通交叉的斜裂縫,墻體中部和兩側(cè)有若干短斜裂縫,并呈交叉狀態(tài),下部混凝土剝落;當(dāng)Δ=-44 mm時,此時荷載下降到極限荷載值的85%,試驗宣告結(jié)束,其破壞狀態(tài)見圖5(c).

(4) 試件JLQ-P3

當(dāng)Δ=6 mm時,試件A端距離底部34 cm處出現(xiàn)第1條裂縫,裂縫形狀大致呈水平狀,并向墻內(nèi)發(fā)展;當(dāng)Δ=-6 mm時,試件B端距離底部30 cm 處出現(xiàn)第2條裂縫,裂縫向墻內(nèi)發(fā)展;當(dāng)Δ=16 mm 時,在試件A、B端距離底部30～70 cm高度范圍內(nèi)出現(xiàn)若干斜裂縫;當(dāng)Δ=-18 mm時,試件B端距離底部115 cm處出現(xiàn)裂縫,裂縫斜向下迅速向墻內(nèi)發(fā)展.隨著位移的增加,裂縫持續(xù)開展,剪力墻試件中部和下部形成貫通交叉的斜裂縫,兩側(cè)有若干交叉短斜裂縫,裂縫多且密,下部混凝土出現(xiàn)剝落;當(dāng)Δ=44 mm時,此時荷載下降到極限荷載值的85%,試驗宣告結(jié)束,其破壞狀態(tài)見圖5(d).

通過上述4個試件破壞形態(tài)的對比分析,可以看出:

(1) 對比試件JLQ-D和試件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3都會出現(xiàn)貫通的交叉斜裂縫,但是帶暗支撐剪力墻試件較對比試件交叉斜裂縫出現(xiàn)時間稍晚且數(shù)量多,其裂縫寬度小，而對比試件出現(xiàn)裂縫后較快發(fā)展成貫通裂縫.(2) 試件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3與對比試件JLQ-D相比,裂縫密且多,分布范圍廣,墻板塑性鉸范圍擴(kuò)大,發(fā)展充分,耗能能力明顯提高.試件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3 中,試件JLQ-P3裂縫最多,分布最廣,沿暗支撐走向的裂縫明顯,耗能能力最好.(3) 試件破壞后,對比試件JLQ-D根部形成貫通裂縫,下部混凝土剝落嚴(yán)重.帶暗支撐剪力墻試件混凝土的剝落位置主要集中在墻角.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3圖5 破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of all specimens

3 試驗結(jié)果分析

3.1 滯回特性分析

試件的滯回曲線是低周反復(fù)荷載試驗的主要數(shù)據(jù)成果之一,能直觀體現(xiàn)試件水平荷載與水平位移關(guān)系.通過MTS加載系統(tǒng)直接采集各試件水平荷載和水平位移數(shù)據(jù)并繪制成滯回曲線,見圖6,圖中,縱坐標(biāo)F為水平荷載.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3圖6 滯回曲線Fig.6 Hysteretic curve

由圖6可知:

(1) 試件開裂前,均處于彈性工作階段,加載曲線和卸載曲線基本呈線性,包絡(luò)面積很小,剛度退化不明顯,耗能少.試件屈服后,隨著位移的增加,水平荷載增長緩慢,滯回環(huán)包絡(luò)面積增加.剛度退化逐漸明顯,殘余變形增加,荷載值先增加到極值后再減小.試件進(jìn)入塑性階段,剛度退化速度加快,殘余變形明顯增多.

(2) 對比試件JLQ-D滯回曲線中部捏攏現(xiàn)象明顯,不飽滿,承載力較低,側(cè)向位移小.帶暗支撐剪力墻試件的滯回曲線相對飽滿,中部捏攏輕,承載力較高,側(cè)向位移大,抗震耗能能力好.試件JLQ-P3的耗能最好,試件JLQ-P2次之,試件JLQ-P1最差.隨著暗支撐數(shù)量的增加,相比對比試件JLQ-D承載能力分別提高74.61%、79.34%、91.97%.

3.2 骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線的外包絡(luò)線,能綜合反映試件在加載過程中的承載力、剛度變化以及各個階段的狀態(tài)發(fā)展.圖7為各試件骨架曲線對比圖.

圖7 骨架曲線對比Fig.7 Skeleton curve comparison chart

由圖7可知:

(1) 4個試件的正向骨架曲線和負(fù)向骨架曲線發(fā)展趨勢基本相同.

(2) 試件屈服前,骨架曲線呈現(xiàn)線性關(guān)系.試件屈服后,承載能力基本保持不變,水平位移增大.水平位移繼續(xù)增加,試件失去承載能力,骨架曲線向下發(fā)展,試件破壞.

(3) 對比試件JLQ-D極限承載力低,極限位移小,屈服后剛度也較小,試件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的承載力和延性均比對比試件明顯提高.從中可以看出,暗支撐數(shù)量越多,承載力越大延性越好.

3.3 承載力分析

各試件的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載見表4,表中:Fc為試件開裂荷載(開裂荷載為首條裂縫對應(yīng)的水平荷載);Fy為試件屈服荷載(屈服荷載通過幾何作圖法確定[14]);Fu為試件極限荷載，F(xiàn)c、Fy和Fu均取正負(fù)兩向加載平均值;μcu為開裂荷載與極限荷載的比值;μyu為屈強比,即屈服荷載與極限荷載比值.各試件承載力與暗支撐數(shù)量關(guān)系曲線見圖8.

表4 試件平均開裂荷載、屈服荷載、極限荷載Tab.4 Experiment results of average cracking load, yield load, ultimate load

圖8 承載力與暗支撐數(shù)量關(guān)系曲線Fig.8 Bear capacity-displacement relationship

由表4和圖8可知:(1) 試件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3與對比試件JLQ-D相比,開裂荷載分別提高了75.82%、64.69%、64.63%,屈服荷載分別提高了56.74%、57.20%、88.76%,極限荷載分別提高了74.61%、79.34%、91.97%；(2) 試件JLQ-P3的μcu值比對比試件JLQ-D小14.24%,試件JLQ-P2的μcu值比對比試件JLQ-D小8.17%,JLQ-P1的μcu值與JLQ-D基本相同,μcu越小試件從開裂到極限破壞歷程越長,說明暗支撐的存在會提高抗震性能；(3) 4個試件的屈強比μyu比值相差不大,說明暗支撐的存在不會降低試件的安全儲備.

3.4 剛度退化分析

本文采用同級變形下的割線剛度表示剪力墻試件的剛度[14].通過上述方法計算的割線剛度退化曲線見圖9,圖中，橫坐標(biāo)為試件位移,縱坐標(biāo)為割線剛度.

由圖9可知:

(1) 4個試件的初始剛度基本相同.試件裂縫出現(xiàn)后,隨著加載位移的不斷增大,剛度退化迅速并開始分化，試件進(jìn)入屈服階段后,剛度退化放緩，試件失去承載力發(fā)生破壞后,剛度下降到最小.

(2) 試件開裂后,對比試件JLQ-D的剛度始終小于帶型鋼暗支撐剪力墻試件的剛度,試件JLQ-P3的剛度大于JLQ-P2,試件JLQ-P2的剛度大于JLQ-P1,這說明暗支撐的存在提高了開裂后試件剛度.隨著試件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的破壞,其剛度趨于一致.

圖9 剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve

3.5 延性性能分析

極限位移角β反映的是試件的極限變形能力,用試件的極限位移Δu與試件高度h的比值表示[15].各試件的極限位移角見表5.

表5 各剪力墻位移實測值及延性系數(shù)Tab.5 Measured value of the shear wall displacement and the ductility factor

由表5可知,試件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的極限位移角較對比試件JLQ-D增加60%、46.67%和26.67%,這說明暗支撐的存在能增加混凝土剪力墻試件的延性,但并不是暗支撐數(shù)量越大試件延性越好,存在最優(yōu)型鋼量使得混凝土剪力墻試件的延性達(dá)到最大.

4 結(jié) 論

本試驗基于不同數(shù)量暗支撐對型鋼混凝土剪力墻試件抗震性能的影響,通過試件的比較分析,得到以下結(jié)論:

(1) 相比普通剪力墻試件,型鋼混凝土剪力墻試件裂縫分布分散、均勻,塑性鉸發(fā)展充分,塑性區(qū)域大.普通剪力墻對比試件的主裂縫呈現(xiàn)剪切破壞,其裂縫主要分布在下部,形成貫通交叉主斜裂縫,下部混凝土剝落嚴(yán)重.型鋼混凝土剪力墻試件的破壞形式為彎剪破壞,其裂縫細(xì)密且分布于整個墻體,且暗支撐的數(shù)量越多,裂縫分布越密.

(2) 相比普通剪力墻試件,型鋼混凝土剪力墻試件承載能力明顯提高.通過對比分析,增加型鋼暗支撐的數(shù)量可以提高試件的承載力,試件JLQ-P3與對比試件JLQ-D相比,屈服荷載和極限荷載分別提高88.76%和91.97%,在提高承載力的同時不會降低試件的屈強比.

(3) 對比滯回曲線,普通剪力墻試件滯回曲線中部捏攏現(xiàn)象明顯,型鋼混凝土剪力墻試件滯回曲線相對飽滿,承載力高,側(cè)移增大,中部捏攏有較明顯改善,抗震性能和耗能能力均有明顯提高.

(4) 暗支撐的存在能減緩剪力墻試件剛度的退化速度,提高剪力墻試件的耗能能力,但暗支撐數(shù)量對型鋼混凝土剪力墻試件剛度退化速度影響并不是很大.

(5) 暗支撐型鋼剪力墻試件比普通試件的延性有明顯提高,隨著型鋼暗支撐的數(shù)量增多,試件的承載能力呈現(xiàn)提高趨勢,而其延性呈現(xiàn)降低趨勢,設(shè)計中可通過加密箍筋或設(shè)置交叉鋼筋減小對延性的不利影響.

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