陈周熠,盐原等
(1.厦门大学建筑与土木工程学院,福建厦门361005;2.东京大学工学科,东京113-8656)
销栓式钢筋连接的混凝土非承重墙体抗震性能试验
陈周熠1,2*,盐原等2
(1.厦门大学建筑与土木工程学院,福建厦门361005;2.东京大学工学科,东京113-8656)
框架结构中的现浇混凝土非承重墙体与主体框架之间通常采用销栓式钢筋连接设计成柔性连接的方式.已有研究表明,如果采取合理的销栓式钢筋连接节点的构造措施,现浇混凝土非承重墙体可以具备良好的变形能力并能够发挥积极的耗能减震作用.在此基础上,本文开展了3个墙体足尺试件的低周水平反复荷载试验,探讨了相关设计参数变化对墙体抗震性能的影响,研究结果进一步完善了采用销栓式钢筋连接的混凝土非承重墙体的设计方法.
非承重墙体;混凝土墙板;销栓连接;抗震性能
在房屋建筑中,现浇混凝土非承重墙体有时会被用于框架结构中作为建筑的外墙及室内分隔,而且主要以清水混凝土为主,这主要源于清水混凝土自然、朴素的建筑风格.在实际的抗震设计应用中,现浇混凝土非承重墙体与框架之间的连接通常设计成柔性连接的方式[1-2],成为相对独立的构件.该设计一方面可以减少地震下墙体本身的破坏,另一方面又可以减少墙体对框架主体结构的不利影响.在众多墙体与框架的连接方式中,采用销栓式钢筋连接的方式,由于价格低廉,构造简单,得到很广泛的应用[1].如图1所示,这种连接方式,通常在墙体的下部以及侧面与梁和柱之间预留一定的间隙,采用柔性材料填充,以实现墙体的柔性连接,墙体上部则与梁采用固定连接以保证墙体的平面外稳定.
尽管上述柔性连接的主要目的是确保墙体的平面外稳定以及对墙体起到限位作用,这种连接方式在平面内仍然能够提供一定的水平抗力,吸收部分地震输入的能量,但是它们这种潜在的耗能减震的能力并没有引起人们足够的重视,在对结构整体的抗震性能评估中往往被忽视.关于混凝土中的销栓式钢筋连接行为,有不少学者已经开展了相关的试验及理论研究,但他们的研究主要集中在这种连接本身的剪力传递行为、机理和模拟等,而关于采用这种销栓式钢筋连接的结构整体的力学性能研究则较少涉足[3-5].为了探究现浇混凝土非承重墙体采用销栓式钢筋连接的抗震性能,东京大学盐原等教授的研究室先后开展了系列关于现浇混凝土非承重墙体采用销栓式钢筋连接的足尺试件在水平反复荷载下的抗震性能试验研究[6-7].研究表明,如果采取合理的构造措施,采用低屈服点钢筋作为销栓连接钢筋,现浇混凝土非承重墙体在地震下能够发挥积极的耗能减震作用.但是,在这些研究中,还有一些问题有待厘清,比如节点的构造是否可以进一步简化,试验研究中出现的部分试件的不利破坏形态如何避免等.为了进一步完善相关研究成果,本文将在这些研究的基础上,开展采用销栓式钢筋连接的现浇混凝土非承重墙体的抗震性能足尺试验,探讨相关设计参数变化对墙体抗震性能的影响,以实现既能积极发挥耗能减震作用,而且施工又相对简单的现浇混凝土非承重墙体的开发和设计.
图1 非承重墙体与框架连接示意图Fig.1 Connection of nonstructural concrete partitions with frame
由于本文的试验研究是针对现浇混凝土非承重墙体采用销栓式钢筋连接的抗震性能所开展的系列研究之一,试验加载和测试方法与此前开展的试验基本相同,因此有必要对既有的试验研究做一个简要介绍.
图2为此前已经开展的2批试验研究的典型试件B1和D1的构造简图,2批试验试件的数量分别为7个和6个,表1中也列出了这2批试验部分试件的相关参数.试件墙体的配筋构造等主要是参照日本都市整备公团关于现浇混凝土非承重墙体的标准式样书制作的.在此前开展的第1批试验试件中,墙体的端部或侧部处连接节点的构造如图2(a)所示,由插入浇筑在墙体一定锚固深度中的钢筋,在其外伸处根据墙体与框架间的指定间隙大小确定位置,焊接带有规则孔洞的钢板,在试验加载时,用高强螺栓将该钢板紧固在加载框架上,就可模拟墙体与框架之间的这种销栓式钢筋连接的方式.在此后开展的第2批试验试件中,在墙体的端部以及侧面与梁和柱之间预留间隙的连接节点处,墙体中外伸出的连接钢筋,则是先浇注在模拟梁的条状钢筋混凝土块中后,再焊接在加载用紧固钢板上,如图2(b)所示.这样就可以更加真实地模拟实际工程中连接钢筋是一端锚固在梁或者柱中,另一端插入浇筑在墙体中的销栓连接方式.
图2 试件B1和试件D1的构造简图(单位:mm)Fig.2 Construction detail of specimen B1 and D1(unit:mm)
如表1所示,试件的参数主要包括墙体连接节点的数量和位置、连接节点所用钢筋的种类、连接节点处墙体端部与框架梁或柱之间的间隙大小等.从表1可以看出,此前完成的第2批试验试件与第1批试验试件的主要区别在于墙体的端部及侧面与梁和柱之间的带间隙连接节点处所用的钢筋是否采用低屈服点钢筋.
图3为试件加载装置图.加载机构主要是由4根H型钢两两之间通过铰链相接构成,试件通过各个节点钢筋末端所焊的紧固钢板安装在加载框架上时,带水平间隙节点的一端朝上.加载是通过连接在上部加载横梁梁端的油压千斤顶施加,使上部横梁产生水平方向位移,借此模拟地震荷载下,框架产生层间变形,以研究安装在框架内的非承重墙体的抗震性能.加载主要采用层间位移角R(由层间变形值D与墙体高度之比求得)控制·试验加载过程中,层间变形值D由安装在加载框架上部横梁的激光位移计测取;水平荷载P则由安装在油压千斤顶与上部横梁之间的荷载传感器读取·
表1 试件参数Tab.1 Test parameters
图3 加载装置(单位:mm)Fig.3 Test setup(unit:mm)
通过此前开展的这2批试验,对于采用销栓式钢筋连接的现浇混凝土非承重墙体抗震性能的研究取得了很大的进展.第1批试件的试验研究,初步明确了采用销栓式钢筋连接的现浇混凝土非承重墙体,只要采取合理的构造措施,就能够发挥其耗能减震的作用.第2批试件的试验研究,表明在现浇混凝土非承重墙体的带间隙节点处钢筋采用低屈服点钢筋替代标准强度钢筋,可以提高现浇混凝土非承重墙体的耗能能力和变形性能.这2批试验中试件的典型破坏过程主要表现为:墙体端部带间隙节点处钢筋在相应于中小地震的层间变形下,经历小变形、屈服、进入塑性等阶段,伴随着这些节点连接钢筋周边的混凝土不断开裂和剥落,最后在发生相当于大震的层间变形(约为R=1%时)之后发生节点钢筋断裂破坏.研究还给出了节点数量、侧向节点、节点间隙大小等相关因素对试件的强度、变形性能和耗能性能等抗震性能参数的影响,在这里就不一一叙述,具体可以参看文献[6-7].
2.1 试件设计及材料特性
本次试验共开展了3个足尺的现浇混凝土非承重墙体的抗震性能试验,试件的形状和构造如图4所示.这3个试件的构造和此前开展的第2批试件相似,在墙体的端部以及侧面与梁和柱之间的带间隙连接节点处,墙体中外伸出的连接钢筋,是先浇注在条状混凝土块中后,再焊接在带有规则孔洞的加载紧固用钢板上,而墙体端部固定侧无间隙连接节点处的钢筋则是直接焊接在钢板上.墙体总高2 000 mm,宽度为1 200 mm,厚度为120 mm,墙身配筋按照常规的构造配筋.
由于本次试验的主要目的是对部分设计参数进行调整,对此前所开展的试验研究成果加以完善.为了便于与此前所开展试验的部分相关试件B1、D1和D2进行比较,试件的参数一并列在表1中.其中,试件NS1是参照试件D1,将其中墙体节点处连接钢筋周围为防止混凝土局部破坏而设置的螺旋箍筋省略得到的,主要目的是考察节点钢筋周围设置螺旋箍筋的必要性.与此同时,端部带间隙节点处所用低屈服点钢筋从2-Φ14调整为2-Φ16,端部固定侧无间隙连接节点处的连接钢筋设为4-D 13.
图4 试件构造图(单位:mm)Fig.4 Construction detail of specimens(unit:mm)
试件NB1是针对试件D1和B1来制作的.同D1相比,NB1中的端部带间隙节点所用钢筋从低屈服点钢调整为标准强度钢筋,即把2-Φ14替换为2-D 13.同B1相比,两者节点连接钢筋设置相同,但NB1的端部带间隙连接节点处,墙体中外伸出的连接钢筋,是先浇注在条状混凝土块中后,再焊接在带有规则孔洞的加载用紧固钢板上,而非B1中的直接焊接在钢板上,以模拟实际工程中连接钢筋是一端锚固在梁中,另一端则插入浇筑在墙体中的方式.
试件S1是针对试件D2制作的.D2试件侧面有带间隙节点,虽然耗能性能提高,但是墙体平面内的扭转变形加大,导致试件在墙体端部固定侧无间隙节点处的连接钢筋发生断裂而破坏[7].同试件D2相比,S1端部及侧面带间隙节点处的低屈服点连接钢筋的直径从14 mm调整为12 mm,此外,其端部固定侧无间隙节点处的普通标准强度连接钢筋则从2-D 16增大为7-D 13,主要目的是考察通过这种调整是否可以防止出现D2试件的不利破坏.
试件混凝土的设计标准强度为24 N/mm2.龄期102 d时,实测抗压强度为30.4 N/mm2,弹性模量为2.67×104N/mm2,抗拉强度为2.50 N/mm2.节点连接钢筋的实测材料力学特性列于表2.
表2 钢筋的材料特性Tab.2 Reinforcement properties
2.2 试验加载和测试
本次试验所用加载设备及测试方法和此前已开展的2批试验相同(图3),在前文中已详细说明.加载由层间变形值D控制,采用循环加载.在每个位移幅值下循环加载3次,初始加载位移幅值为D=2.5 mm(R=0.125%),然后增加为D=5.0 mm(R= 0.25%),此后,依次按5.0 mm(R=0.25%)的增幅递增,直至试件中带间隙节点仅余一个尚未出现连接钢筋断裂破坏,承载力显著降低时,试验停止.
3.1 试件破坏过程及形态
同以往开展的试验相似,本次试验中3个试件的墙体本身并未发现开裂裂缝,也没有出现其他损伤.试件的破坏主要集中在试件墙体端部和侧面带间隙连接节点处的连接钢筋及其周边的混凝土,图5给出了试件NS1的端部带间隙处C1节点的破坏过程图.各试件的破坏过程简要描述如下:试件在层间变形D =2 mm(层间位移角R=0.1%)前后,抗剪刚度即有所降低,并在端部及侧面带间隙节点处的连接钢筋周边的混凝土局部范围内出现裂缝(如图5(b)所示);此后,随着层间变形的增加,节点连接钢筋周边的混凝土不断剥落,连接钢筋的端部出现颈缩现象,最后节点连接钢筋断裂(如图5(c)所示),水平承载力显著降低.在试验过程中,各试件墙体端部固定侧无间隙节点处,没有测出墙体与加载框架之间有相对滑动,因此,可以认为端部带间隙节点一侧的连接钢筋承受了所有外加的层间变形.各试件出现第一个节点连接钢筋断裂时的层间变形值,NS1和S1试件均为D=30 mm(R=1.5%),NB1试件为D=23 mm(R =1.15%).
图5 试件NS1的C1节点破坏过程图Fig.5 Failure process of connector C1 for specimen NS1
值得指出的是,试件NS1中,虽然墙体节点处连接钢筋周围为防止混凝土局部破坏而设置的螺旋箍筋被省略掉,但该试件在带间隙节点处混凝土的损伤情况与设置了螺旋箍筋的试件D1相比较,损伤程度相当,并未出现其他更严重的破坏.对于试件S1,在端部固定侧无间隙节点处的普通标准强度连接钢筋从2-D16增大为7-D 13后,不再出现试件D2在墙体端部固定侧无间隙节点处因连接钢筋而发生断裂的破坏情形,也未发现墙体靠近固定侧处有出现弯曲或是剪切裂缝.S1的破坏发生在其靠近端部带间隙节点处的那个侧部节点,以及端部两个带间隙节点之间的依次断裂.
3.2 水平荷载-层间变形关系曲线
各试件的水平荷载-层间变形关系曲线如图6所示,为了便于比较,图6中还给出了此前完成的试件B1、D1及D2的水平荷载-层间变形关系曲线.
如图6所示,试件NB1在层间位移角达到1.15%(23 mm)时,带间隙节点处的连接钢筋出现断裂,承载力快速降低.而此前采用低屈服点钢筋的试件D1,第一个断裂节点出现时,试件已经在层间位移角1.25%下经历了2次循环加载,说明采用低屈服点钢筋提高了试件的变形性能.但与试件B1第一个断裂节点出现时的最大层间位移角0.75%相比,试件NB1变形性能增加,说明同样是采用普通异形钢筋,两端都浇注在混凝土中的方式要比一端直接焊接在加载固定钢板上的方式,变形性能要好.试件NS1第一个断裂节点出现时的最大层间位移角为1.5%,较之试件D1的1.25%,变形性能有所提高,原因可能在于,NS1取消在连接钢筋周围设置螺旋箍筋,减小了对连接钢筋的约束,从而提高了节点的变形性能.试件S1第一个断裂节点出现在侧面带间隙节点,最大层间位移角为1.6%,较之试件D2的1.25%,变形性能也有所提高,主要是由于S1下部固定侧无间隙节点处的连接钢筋增强后,防止了类似D2试件首先在固定侧发生破坏的情况出现,使得带间隙节点的变形性能得以充分发挥.
对于试件的最大水平荷载值,以往的试验结果已明确给出,对于不带侧面间隙节点的试件,其最大水平荷载值与上部带间隙节点钢筋的数量(面积)成正比;对于带侧面间隙节点的试件,由于侧面间隙节点钢筋的存在,正向和反向加载时,节点钢筋的受力状态不同,因此正向和反向的最大水平荷载值相差较大.试件NB1和试件B1带间隙节点处都采用的2-D13钢筋,从图6可知NB1最大水平荷载值略小于B1;试件NB1和试件D1分别采用2-D 13及2-Φ14,这两个试件的最大水平荷载值相当,应该是两种钢筋强度值与面积的叠加效果.试件NS1上部带间隙节点处所用低屈服点钢筋的直径从D1的2-Φ14调整为2-Φ16,面积增大,因此最大水平荷载值也由28.1 k N提高到34.6 k N.关于试件S1,在试验过程中可以发现,反向加载的位移值超过20 mm以后,侧面节点间隙闭合(D2试件中未出现这一情况),增强了这个方向的水平荷载值,达到了58.5 k N;其在侧面节点间隙闭合前正向与反向的最大荷载值分别为44.5和37.6 k N,与试件D2的正向与反向的最大荷载值59.1和50.9 k N相比,相应减小,也正是由于S1带间隙节点处所用低屈服点钢筋的直径从D1的Φ14减小为Φ12的缘故.
3.3 初始刚度
表3给出了各试件的初始刚度.试件NB1的初始刚度小于D1,主要在于NB1带间隙节点所用连接钢筋为2-D13,其弹性模量和面积都小于D1试件所用的2-Φ14;试件NB1和B1相比,虽然它们带间隙连接节点所用的是相同类型的连接钢筋,但NB1的连接钢筋是模拟实际工程中的连接钢筋,是一端锚固在梁中,另一端则插入浇筑在墙体中的方式,而B1的连接钢筋则是直接焊接在加载紧固用钢板上,因此NB1的初始刚度也小于B1.NS1的的初始刚度略大于D1,因为NS1带间隙节点所用连接钢筋为2-Φ16,面积大于D1所用的2-Φ14,至于它们之间是否在连接钢筋周围设置了螺旋箍筋,不会影响到试件的初始刚度.S1与D2的初始刚度相比较,相差不大,虽然S1带间隙节点所用连接钢筋Φ12小于D2的Φ14,但是S1在端部固定侧无间隙节点处的连接钢筋也有所增强.
图6 水平荷载-层间变形关系曲线Fig.6 Lateral load-displacement relations
表3 初始刚度Tab.3 Elastic stiffness k N/mm
3.4 能量消耗
试验过程中,每一个加载循环步的能量消耗可以通过计算该加载循环步闭合滞回环的面积得到,图7给出了各试件加载历程中的累积能量消耗与累积层间变形的关系曲线,其中试件B1的加载制度和其他试件不同,因此未在图中标示.由图7可知,各试件的耗能能力从小到大依次为:NB1、D1、NS1、D2和S1,基本和它们的最大水平承载力的变化规律一致.
图7 耗能曲线Fig.7 Energy dissipation
3.5 讨 论
从本次试验及此前开展的系列关于采用销栓式钢筋连接的混凝土非承重墙体的抗震性能试验表明,端部带间隙节点承担了框架传递给墙体的绝大部分层间变形,在相应于中小地震的层间变形下,节点连接钢筋经历小变形、屈服、进入塑性等阶段,不断吸收和消耗地震输入的能量,直至在相应于大震的层间变形之后(约1%的层间位移角)开始发生部分节点钢筋的断裂破坏,仍能够保持墙体的稳定.因此在框架结构中,可以利用低屈服点钢筋销栓式连接的混凝土非承重墙体作为减震元件,发挥其积极作用.
框架结构设计中,在利用低屈服点钢筋销栓式连接的混凝土非承重墙体作为减震元件时,该减震元件的刚度、强度以及耗能能力等参数都需要根据整体结构抗震性能的需求进行调整.而这种调整是可以通过合理变化混凝土非承重墙体节点的设计参数来实现的.综合上述试验结果,以下给出本文试验所关注的几个参数对墙体相关力学性能的影响.
3.5.1 固定侧无间隙节点连接钢筋增强
通过试件S1和D2的比较可知,对于拥有侧面带间隙节点的试件,加强固定侧无间隙节点连接钢筋后,可以防止试件首先在墙体固定侧无间隙节点处发生节点破坏,从而确保了带间隙节点的变形性能得以充分发挥.不过,固定侧无间隙节点连接钢筋增强不会影响到试件在侧面间隙节点闭合之前试件的水平最大承载值.但需要注意的是,试验中由于试件S1在侧面节点间隙闭合后的刚度增加,这个方向的水平荷载值得到大幅提高.
3.5.2 取消墙体节点处连接钢筋周围的螺旋箍筋
在墙体节点处连接钢筋周围设置螺旋箍筋,其目的主要是为防止连接钢筋周围发生混凝土的局部破坏.通过试件NS1和D1的比较,可知,取消墙体节点处连接钢筋周围的螺旋箍筋后,试件在带间隙节点处混凝土的损伤情况与设置了螺旋箍筋的试件损伤程度相当,节点的破坏仍然表现为连接钢筋的断裂.由于取消了螺旋箍筋,减小了对连接钢筋的约束,相应提高了节点的变形性能,但是对于试件的初始刚度、水平最大荷载值等没有影响.
3.5.3 带间隙节点连接钢筋的类型
通过试件NB1与D1的比较可知,采用普通的标准强度钢筋代替低屈服点钢筋作为连接钢筋,会减小试件的变形性能,弹性刚度也会有所减小.
3.5.4 试件中带间隙节点连接钢筋直接与加载紧固钢板焊接
通过试件NB1与B1的比较可知,连接钢筋两端都浇注在混凝土中的方式要比一端直接焊接在加载紧固钢板上的方式的变形性能增加,但初始刚度减小,水平最大荷载值也有所降低.
为了完善采用低屈服点钢筋销栓式连接的混凝土非承重墙体的开发设计研究,本文开展了3个墙体足尺试件的抗震性能试验,得出了以下几点结论:
1)对于拥有侧面带间隙节点的试件,加强固定侧无间隙节点连接钢筋后,可以防止试件首先在墙体固定侧无间隙节点处发生节点破坏,从而确保了带间隙节点的变形性能得以充分发挥;
2)取消墙体节点处连接钢筋周围的螺旋箍筋后,节点的破坏仍然表现为连接钢筋的断裂,不会加剧节点处混凝土的局部破坏;
3)带间隙节点处采用低屈服点钢筋作为连接钢筋,较之普通标准强度钢筋,提高了试件的变形性能;
4)带间隙节点处连接钢筋两端都浇注在混凝土中的方式,较之一端直接焊接在加载紧固钢板上的方式,提高了试件的变形性能.
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Experimental Research on Seismic Performances of Nonstructural Concrete Partitions with Dowel-bar Connectors
CHEN Zhou-yi1,2*,SHIOHARA H2
(1.School of Architecture and Civil Engineering,Xiamen University,Xiamen 361005,China;2.School of Engineering,The University of Tokyo,Tokyo 113-8656,Japan)
When cast-in-place concrete panels are used as non-structural partitions in buildings of moment-resisting frame structural system,they are often designed to be isolated from frames by using dowel-bar connectors.It has been indicated by existing research that the cast-in-place concrete non-structural partitions could provide desirable deformation capacities and additional energy dissipation capabilities if appropriate dowel-bar connecting details were provided.In this paper,three full-scale reinforced concrete panels were tested under cyclic lateral loading to study the influence of changed design parameters on their seismic performances.From the test,some valuable information was obtained in improving the design method of non-structural concrete partitions with dowel-bar connectors.
non-structural partition;concrete panel;dowel connector;seismic performance
TU 375
A
0438-0479(2015)04-0586-07
10.6043/j.issn.0438-0479.2015.04.026
2014-12-03 录用日期:2015-04-20
日本国土交通省建設技術開発助成
*通信作者:chenzy@xmu.edu.cn
陈周熠,盐原等.销栓式钢筋连接的混凝土非承重墙体抗震性能试验[J].厦门大学学报:自然科学版,2015,54(4):586-592.
:Chen Zhouyi,Shiohara H.Experimental research on seismic performances of nonstructural concrete partitions with dowel-bar connectors[J].Journal of Xiamen University:Natural Science,2015,54(4):586-592.(in Chinese)