型钢混凝土中高剪力墙的抗震性能

方明霁，李国强，李一松

1)上海师范大学建筑工程学院，上海200043;2)同济大学土木工程学院，上海200092;3)同济大学建筑设计研究院，上海200092

高层建筑结构设计采用何种结构材料是目前研究的热点.文献［1-2］认为上海40层左右的高层建筑中，采用钢结构或钢－混凝土混合结构的综合经济效益与采用混凝土结构基本持平.高层混合结构中常用的是外钢框架－内混凝土核心筒或剪力墙体系，这种体系将钢框架与钢筋混凝土核心筒或剪力墙铰接 (或刚接)并联使用，充分利用两种结构的优点.如果在钢筋混凝土核心筒或剪力墙中设置型钢，构成型钢混凝土剪力墙，可使两种材料都能得到充分利用.与钢筋混凝土剪力墙相比，型钢在施工阶段可作为支架结构方便施工;与钢结构抗侧力体系相比，由于外包混凝土的约束，可以防止钢构件的局部失稳和整体失稳，提高构件的整体刚度，使钢材强度得以充分利用.目前关于高层建筑结构抗震性能的研究还不够深入，曹万林等［3-4］对带钢筋－型钢暗支撑组合剪力墙抗震性能进行了研究.为了解型钢混凝土中高剪力墙结构的抗震性能和破坏机制，本研究进行了4榀1/4缩尺比例的中高剪力墙模型的拟静力试验，其中2榀为内置型钢斜撑架 (型钢桁架)混凝土剪力墙，1榀为内置型钢框架混凝土剪力墙，1榀为纯钢筋混凝土剪力墙.

1 试验

1.1 试验内容和试件设计

墙体缩尺模型试验情况如表1.中高剪力墙的试件采用1/4～1/3的缩尺模型设计，4榀试件的外形尺寸完全相同，墙体截面高度h=1 300 mm，厚度b=150 mm，基础梁采用截面为1 500 mm×1 500 mm的工字形钢筋混凝土梁.

表1 缩尺模型试验Table 1 List of the scaled modal wall tests

在编号为TSW1和TSW2的构件中埋置带斜向钢板 (用以模拟实际工程中的斜向型钢支撑)的型钢桁架［5-6］，各部分截面名称如图1.在编号为TSW3的构件中埋置型钢框架，各部分截面名称如图2.热轧型钢的尺寸见表2.TSW1和TSW2中型钢的总体积含钢率为1.142%，TSW3中型钢的体积含钢率为0.863%.作为对比，前3榀试件暗柱中的纵向钢筋采用4Ω12，TSW4暗柱中的纵向钢筋采用 4Ω16［7-10］.

图1 TSW1和TSW2设计图Fig.1 Specimen details of TSW1 and TSW2

图2 TSW3设计图Fig.2 Specimen details of TSW3

表2 试件内置热轧型钢及钢板的截面尺寸Table 2 Section dimension of the rolled angle and steel plate in the steel frame

1.2 试验装置和加载程序

试验系统包括垂向主作动器、第1水平作动器、第2水平作动器和辅助垂向作动器.作动器上设有滚动球铰，在试件移动时可转动以减少对试件的附加约束.在试件顶部放置刚度很大的分配梁与竖向作动器相连，以模拟竖向均布荷载.试验加载采取在墙体2层暗梁处水平荷载集中加载，加载点到墙体底面的高度H=2 180 mm(墙体实际高度为2 330 mm).

对试件TSW1，在预加载归零后，开始分级加载，加载模式为荷载位移混合控制加载，在预估开裂荷载之前每级5 kN逐级加载，每级持续10 min，在将要达到开裂荷载时每级加载1 kN，直至观察到第1条裂缝，将此级荷载定位为实测开裂荷载，之后按每级5 kN逐级加载，试件屈服后采用位移控制加载，每级为屈服位移的1倍，逐级增加，直至试件彻底破坏.对试件TSW2～TSW4，加载模式为荷载位移混合控制加载，试件屈服前采用荷载控制，屈服后采用位移控制，以屈服位移的倍数为级差进行控制加载，施加的荷载每级反复1次［1］.试验过程中保持加载的连续性和均匀性，加载和卸载速度均为10 kN/min.TSW2、TSW3和TSW4的低周反复加载方式见文献［1］.

1.3 测量方法

4榀试件钢筋上的应变片布置方式相同［9］.在暗柱外侧纵向受力钢筋的柱根处和柱中处分别布置应变片，在墙体上下两层中部钢筋上布置一个应变片，每个试件中的钢筋应变片数量为8个.试件TSW1和TSW2内的型钢框架中，柱子的应变片布置在热轧角钢柱的柱根和柱中处，斜向支撑上的应变片沿支撑方向均匀布置3片，梁的应变片布置在上下层梁中部，每个试件的应变片为18个.试件TSW3内没有斜向支撑的应变片，应变片共计6个.

4榀试件的位移计布置方式也相同，分别测量墙体顶部加载点和中高暗梁处相对基础梁的水平位移和墙体对角线方向的位移［11］.

试验需确定墙体的开裂荷载，观察墙体裂缝的位置、宽度、长度、发展方向以及墙体在各级荷载作用下的裂缝分布［12-13］.

2 结果及分析

2.1 试件荷载-位移曲线

图3为各试件顶部位移计的荷载－位移曲线.由图3(a)可见，从初始加载到试件屈服的过程中，试件的刚度逐渐减小，曲线走势略有偏转，但曲线的位移相对很小，这是由于此过程中墙体仅仅产生了弯曲受拉水平裂缝，而弯曲受拉裂缝的开展通常较缓慢，试件的刚度下降速度较慢.但当水平荷载达270 kN左右时，曲线产生明显的屈服拐点，试件的刚度也突然下降，试件进入完全塑性的工作状态，在荷载增加不多时，各测点的位移却可以延伸很长的距离，试件体现出极好的延性，而在加载的最后阶段，曲线出现加载下降段，试件失去继续承载能力而破坏.对比试件的2层位移，可以观察到，2层试件的相对位移大于1层试件的相对位移，这说明试件的变形是以弯曲变形为主，破坏区域集中在试件的底部拉压区域.

TSW2、TSW3和TSW4试验过程中采用每级滞回环循环1周的加载方式.由图3(d)可见，纯钢筋混凝土试件的滞回环具有明显的中部捏拢现象，其每一循环的刚度及极限承载力的退化最为严重，每一循环所包围的面积最小，滞回环基本呈从“弓”形向反“S”形过渡.由图3(c)可见，内置型钢框架试件的滞回环也具有中部捏拢现象，其每一循环的刚度和极限荷载的退化比纯钢筋混凝土试件较轻，每一循环所包围的面积比纯钢筋混凝土试件的大，试件的滞回环也是由“弓”形逐渐向反“S”形过渡.由图3(b)可见，内置带有斜向支撑钢框架的试件的滞回曲线没有中部捏拢现象，滞回曲线很饱满，每一循环所包围的面积很大，其刚度退化较轻，直至试件即将破坏时，其刚度才明显下降，其每一循环的极限荷载也退化很轻，试件的延性出色，滞回曲线始终呈“梭”形，从曲线上看，试件没有底部滑移现象.比较3种墙体的滞回曲线可见，内置带有斜向支撑型钢框架的剪力墙上下两层的荷载－层间相对位移曲线的形态较为相似，每一循环的形态都呈“梭”形，且十分饱满，两层的位移关系为上层大于下层，说明这种形式的剪力墙的变形中弯曲变形占的比例相对较大;另两种形式的剪力墙上下两层的荷载－层间相对位移曲线的形态有明显差别，下部滞回曲线呈明显中部捏拢现象，形状为反“S”形，上部滞回曲线则没有中部捏拢，但从两层的位移关系看，下层位移比上层位移大很多，说明剪切变形占据较大比例.

图3 各试件顶部的荷载-位移曲线Fig.3 Top lateral load-displacement curves of specimens

对于抗震剪力墙，试件抗震耗能是评价其抗震性能的重要指标，结构或构件所消耗的能量大小与其变形状态有关.带有型钢内置框架的试件的耗能远大于纯混凝土试件，斜向支撑的存在使试件的耗能进一步提高.其中测得TSW2的耗能为TSW4的1.36倍，TSW3的耗能为TSW4的1.26倍.

2.2 试件承载力、刚度和延性

根据试验现象及荷载位移曲线的走势和等效面积，可确定剪力墙的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载实测值.4榀试件的开裂荷载基本相同，TSW1的屈服荷载、极限荷载、屈裂比和强裂比均最大，因为该试件的加载方式为单调加载.对于反复加载的3榀试件，各试件的正反屈服荷载值相同，TSW2的屈服荷载最大，较 TSW4高 25.58%，TSW3的屈服荷载比TSW4大16.28%;各试件的正反屈服荷载值有所差异，如果取其平均值，TSW2的极限荷载最大，比TSW4高26.33%，TSW3的极限荷载比TSW4大12.53%;TSW2的屈裂比值最大，比 TSW4高33.33%，TSW3的屈裂比值比TSW4大27.46%;对于反复加载的3榀试件，TSW2的强裂比值最大，比 TSW4高 34.33%，TSW3的强裂比值比TSW4大23.61%;4榀试件的强屈比值基本相同.结果表明，内置型钢框架的剪力墙试件TSW3与TSW4比较，其屈服荷载和极限荷载都有很大提高，开裂荷载到屈服荷载和极限荷载的发展过程也有所增长，但是其屈强比基本相同;内置带有斜向支撑钢框架的试件TSW2的各方面性能则好于试件TSW3.表3为各剪力墙刚度实测值及其各个阶段刚度衰减系数.其中，K0为初始弹性刚度;Kc为开裂割线刚度;Ky为屈服割线刚度;βc0=Kc/K0为从初始弹性到开裂的刚度衰减系数;βyc=Ky/Kc为从开裂到明显屈服的刚度衰减系数;βy0=Ky/K0为从初始弹性到明显屈服的刚度衰减系数.由表3可见，各试件的初始弹性刚度比较接近;试件开裂刚度离散度比较大，但是带有斜向支撑钢框架的试件的开裂刚度略大;试件的屈服刚度大约为初始刚度的1/5左右;反复加载的各试件的刚度衰减过程相同，从混凝土未开裂到混凝土开裂是试件刚度迅速下降阶段，从混凝土开裂到试件屈服为刚度次降阶段，之后为刚度缓降阶段，当试件破坏前，出现负刚度区段.

表3 试件各阶段刚度实测值及其衰减系数Table 3 Experiment results of stiffness and attenuation coefficient at different stages of the specimens

各试件的位移及延性系数实测值见表4.其中，uc为开裂位移;uy为屈服位移;ud为极限位移;μ=ud/uy为延性系数.由表4可见，内置型钢骨架的剪力墙的开裂位移比普通钢筋混凝土剪力墙小，具有斜向支撑的试件的开裂位移比没有斜向支撑的试件更小;反复加载试件的屈服位移大于单调加载试件的屈服位移，而反复加载的3个试件的屈服位移相差不多;单调加载的试件极限位移最大，在反复加载试件中，内置型钢骨架的试件极限位移明显大于普通混凝土试件，而具有斜向支撑的试件的极限位移比没有斜向支撑的更大些，相应的延性系数也就最大.

分析试件相对位移角的实测值可知，试件上下层的开裂位移角都小于规范［5］规定的弹性层间位移角限值，这归因于开裂位移角对应的状态为试件受弯开裂状态，而非受剪开裂状态;试件的屈服位移角都小于规范［5］规定的弹塑性层间位移角限值，而其极限位移角都大于规范规定的弹塑性层间位移角限值，这对由此构件组成的结构的抗震是有利的;同时，内置带有斜向支撑钢框架的试件的上下层层间位移角分布比较均匀，而没有斜向支撑的试件TSW3和纯钢筋混凝土试件TSW4的下层层间位移角明显大于上层层间位移角，这表明斜向支撑有助于将试件的位移沿竖向分布地更为均匀.

表4 试件位移和延性系数实测值Table 4 Experiment results of displacement and ductility coefficient of the specimens

2.3 试件破坏情况

由试验观察到，所有试件最初开裂部位都在墙体受拉一侧的底角部位，裂缝方向为水平方向，随着荷载增加，水平裂缝的分布范围上移，长度增长;其中TSW1和TSW2的裂缝分布方向开始发生偏转，水平裂缝有向斜向支撑布置方向靠拢的趋势，而且与TSW3和TSW4相比，裂缝更多，在反复加载试件TSW2墙体表面形成正反2个方向的45°倾斜裂缝，将墙体分割成若干四边形单元，墙体裂缝间距总体看来自下而上分布均匀，裂缝自下而上由水平方向向45°平缓过渡;TSW3和TSW4在反复水平荷载作用下，其裂缝始终保持水平方向，直到墙体将要破坏时才产生由腹板延伸开的斜向裂缝，且底部水平裂缝较早出现贯通现象，裂缝分布间距较TSW2大，墙体下部裂缝多，而墙体上部裂缝较少，裂缝集中分布在墙体中下部［13］.本研究认为，斜向支撑的存在可改善中高剪力墙墙体裂缝的分布状态，使其墙体上下层裂缝分布得更为均匀细密，同时，它也可使墙体中下部的裂缝分布向斜向支撑方向靠拢，避免水平贯通裂缝过早出现［14］.

图4 试件破坏照片Fig.4 Damaging picture of specim

图4为试件最终破坏情况，4榀试件的破坏形态都为典型的弯曲破坏，破坏始自墙体，受拉区底角部位的钢筋及型钢受拉屈服，之后在墙体受压区底角部位混凝土被压碎，混凝土保护层被压溃挤出，内部的型钢和钢筋受压屈曲，墙体失去继续承载能力而破坏.

结 语

综上研究可知:① 纯钢筋混凝土试件的刚度及极限承载力退化严重，耗能差;内置型钢框架试件的滞回环具有中部捏拢现象，但其刚度和极限荷载的退化程度比纯钢筋混凝土剪力墙小;内置带斜向支撑钢框架试件的滞回曲线饱满，刚度和极限承载力退化程度轻，试件延性好.② 带有型钢内置框架的试件的耗能远大于纯钢筋混凝土试件，而斜向支撑的存在使试件的耗能进一步提高.其中内置带斜向支撑钢框架剪力墙的耗能较纯钢筋混凝土剪力墙试件的耗能提高36%，内置型钢框架剪力墙试件的耗能比纯钢筋混凝土剪力墙试件的耗能提高26%.③内置型钢桁架可以使混凝土中高剪力墙的层间位移角趋于均匀分布，试验表明，另外两种墙体的底层层间位移明显大于上层层间位移.④3种剪力墙的开裂荷载相差不大;内置型钢框架对纯钢筋混凝土中高剪力墙的屈服荷载和极限荷载的提高程度为16%和13%;内置型钢桁架对纯钢筋混凝土中高剪力墙的屈服荷载和极限荷载的提高程度为26%和25%.⑤内置型钢框架对于钢筋混凝土剪力墙的初始刚度影响不大;但内置钢框架使得试件的刚度衰减变缓，斜向支撑的存在对提高试件的后期刚度作用更明显.⑥内置型钢框架和型钢桁架均能大幅度减小混凝土剪力墙的开裂位移;内置型钢框架剪力墙的极限位移比普通混凝土剪力墙提高约13%，内置型钢桁架剪力墙则相应要提高29%;另外由于斜向支撑起到了抵抗水平外荷载第2道防线的作用，可进一步提高剪力墙的延性.⑦ 从应变结果及试件的破坏情况看，内置型钢桁架可以使墙体表面的裂缝分布更均匀，分布范围更大，同时使墙体的弯曲水平裂缝向沿着斜向支撑的方向发展，推迟墙体水平贯通裂缝的出现，防止下层墙体的滑移错动，这对提高墙体构件的抗震性能有益.

致谢:感谢上海师范大学重点学科结构工程的资助!

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