吴 轶, 杨 春, 黄照棉, 曾春辉
(1.广州大学 土木工程学院, 广东 广州 510006; 2.华南理工大学 a.土木与交通学院; b.亚热带建筑科学国家重点实验室, 广东 广州 510640)
基于破坏模式的改进剪力墙双参数损伤模型
吴 轶1, 杨 春2, 黄照棉1, 曾春辉1
(1.广州大学 土木工程学院, 广东 广州 510006; 2.华南理工大学 a.土木与交通学院; b.亚热带建筑科学国家重点实验室, 广东 广州 510640)
由于单一的性能指标难以对复杂高层剪力墙结构进行全面的抗震性能评估,通过引入考虑结构首次超越破坏和累积损伤破坏的双参数损伤模型,借助构件或结构的侧移、能量等性能参数评估结构的损伤状态,但现有的剪力墙双参数损伤模型缺乏考虑剪力墙不同破坏模式对损伤模型计算的影响,不同破坏模式试件侧移与累积滞回耗能差异近1倍,采用同样参数计算易导致低估剪压破坏类型试件的损伤状态,以至于错误判断结构抗震性能.为了弥补现有损伤模型评估不足,结合32个剪力墙试验试件,分析不同破坏模式剪力墙试件极限位移与滞回耗能对损伤计算的影响,提出改进的剪力墙双参数损伤模型,使之适用于评估不同破坏模式剪力墙试件的损伤状态,同时以剪力墙裂缝控制、承载力变化和层间侧移为性能指标,建立剪力墙试件损坏程度、破坏现象与损伤指数的对应关系,提出改进的剪力墙性能水准划分标准,完善剪力墙损伤评估体系.最后通过低周反复试验试件验证了改进损伤模型的合理性.结果表明,本文提出的损伤模型计算曲线与试件实际损伤曲线吻合良好,能合理评估构件不同阶段的损坏程度,为进一步研究地震作用下剪力墙的损伤评估以及完善剪力墙性能化设计提供借鉴和参考.
损伤模型; 剪力墙; 性态水平; 破坏模式; 能量项损伤占比
对于复杂高层建筑结构(尤其是剪力墙结构、框架剪力墙结构、框架-核心筒结构),采用单一位移指标对结构抗震性能进行评估和设计时,无法考虑地面运动持时引起结构的累积损伤破坏,难以反映累积损伤引起的结构破坏这一因素[1-2].通过引入基于位移和能量的双参数损伤模型,以位移指标考虑结构“首次超越破坏”和以能量指标考虑结构“累积损伤破坏”,共同对结构的抗震性能进行评估,弥补单一的性能指标难以对结构进行全面的抗震性能评估的问题.
钢筋混凝土剪力墙作为一种广泛应用于高层建筑的抗侧力构件,其抗震性能决定了结构安全性能.为了能准确评估剪力墙构件的抗震性能,合理的损伤模型以及能够反应结构构件实际破坏的性能水准划分标准两者缺一不可.对于剪力墙的损伤模型,国内外学者分别以位移、刚度和能量等参数,通过单独或组合的方式来评估剪力墙构件的损伤情况.文献[3]和[4]分别对9片和7片不同设计参数的钢筋混凝土剪力墙构件进行了单调与低周反复加载试验,考察试件在循环加载后其损伤和力学性能的变化规律,为进一步建立能评估剪力墙损坏程度的损伤模型提供试验支撑;文献[5]基于理想弹塑性结构的恢复力模型,依据实验数据对Park-Ang损伤模型进行了修正,确定模型参数;文献[6]提出了适用于高强混凝土剪力墙构件的双参数地震损伤模型.对于剪力墙性能水准标准,通过对低周反复作用下剪力墙试件侧移、裂缝发展等破坏现象研究总结,文献[7]进行了剪力墙结构及构件基于性态的设计方法的研究,提出了以裂缝发展和层间侧移控制的各级性态水准划分;文献[8]和[9]提出以剪跨比、轴压比和弯剪比3个参数划分剪力墙的破坏形态,并提出小、中、大震下RC剪力墙构件的塑性变形限值.
上述文献分别对剪力墙损伤破坏机理、不同类型的剪力墙损伤模型以及剪力墙性能水准量化分析等方面进行了研究,但是所提损伤模型并没有考虑剪力墙不同破坏模式对损伤模型计算的影响,由于不同破坏模式的剪力墙试件极限位移与累积滞回耗能差异近1倍,采用同样参数的损伤模型计算不同破坏模式剪力墙试件的损伤情况时,会低估剪压破坏类型剪力墙的损伤状态,导致错误判断结构抗震性能.而关于剪力墙构件性态水平描述,现有研究主要集中在剪力墙层间侧移和裂缝发展情况,没有考虑在低周反复荷载作用下试件承载力变化等其他试验现象,缺乏与损伤模型匹配的各个破坏状态损伤指数的量化区分,不能直接与损伤模型共同使用,评估剪力墙构件的损伤情况.
基于建立在钢筋混凝土梁、柱试验上的Park-Ang损伤模型,文献[5]以结构构件的累积塑性耗能与单调荷载作用下的塑性耗能能力的比值作为能量项来考虑滞回耗能对损伤指标的贡献,物理意义更为明确,并通过11个以弯曲破坏为主,试件高宽比均为2.0,轴压比为0.3~0.4的剪力墙低周反复试验试件,提出了改进的剪力墙双参数损伤模型,如公式(1)所示.
(1)
其中,δ,δy和δm分别为构件加载过程中的实时位移、屈服位移和极限位移,δy和δm可参考文献[7]公式计算或由试验直接测得;Qy为构件屈服位移时刻对应的荷载;∫dE为累积滞回耗能;α和β为相应参数.
本文基于文献[5]补充32个低周反复剪力墙试验试件[10-17],形成轴压比范围为0.1~0.4、剪跨比范围为1.0~2.0、混凝土等级范围为C30~C80的样本集,按照剪力墙破坏形式类型划分试件,提出不同破坏类型的剪力墙损伤计算方法.其次,综合剪力墙试件破坏过程中裂缝发展[7]、承载力变化以及层间侧移等指标描述划分剪力墙性能水准,建立与改进的损伤模型相配套使用的剪力墙性能划分标准,完善剪力墙构件性能评估体系.最后基于修正的损伤模型计算结果,分析所收集试件累积滞回耗能对试件损伤的影响,以得出有意义的结论服务于剪力墙结构设计工作.
剪力墙构件的破坏形态主要分为剪压破坏、弯剪破坏和弯曲破坏3种基本类型,不同破坏形态剪力墙的变形性能、耗能能力存在很大的差异,其中剪压破坏的延性和耗能能力最差,弯剪破坏次之,弯曲破坏一般具有较好的变形能力与耗能能力.为说明3种破坏类型剪力墙试件位移以及累积滞回耗能对损伤计算的影响,本文通过1个实例说明不同破坏形态剪力墙损伤计算差异,然后对试件的位移和累积滞回耗能进行分析,说明产生问题的原因,最终建立基于不同破坏模式的剪力墙双参数损伤模型.
文献[13]中9片低周反复剪力墙试件,涵盖了3种不同破坏形式,选用发生剪压破坏的试件SJ-1、弯剪破坏试件SJ-4以及弯曲破坏试件SJ-7 3个试件进行损伤计算,试件尺寸参数、试验过程中极限位移与累积滞回耗能等数据见表1.采用公式(1)损伤模型计算3片剪力墙试件的损伤情况,损伤指数-侧移率曲线见图1.由图1可见,同样达到严重破坏的3个不同破坏类型的构件,弯剪破坏和弯曲破坏2种类型的损伤计算比较接近,2者均大于0.85,反映了构件在反复加载后出现严重破坏甚至失效破坏的情况,而剪压破坏类型的构件损伤计算结果明显要偏低,损伤指数仅为0.62,远小于严重破坏与失效破坏状态的临界损伤指数0.85,可见公式(1)计算结果低估了剪压破坏类型剪力墙的损伤状态.
为了更加形象地说明损伤计算过程中的问题,结合文献[18]中提出的“双参数损伤模型计算原理的图形解释”等研究内容,以图形方式解释损伤模型的计算过程,找出导致损伤误判的原因.损伤模型图形解释如图2所示,其中,x、y轴分别代表试件累积滞回耗能和变形对试件损伤的影响;红线代表试件的破坏界限,即损伤指数D=1的破坏面;x和y的坐标值分别为双参数损伤模型计算试件能量项和变形项的损伤值,通过判断由x与y坐标确定的点是否落在破坏面上,以评估试件是否达到极限破坏.
表1 不同类型剪力墙的截面参数
图1 损伤模型计算不同破坏类型剪力墙损伤
图2 双参数损伤模型的图形解释
剪压破坏类型剪力墙由于能量项值E1较小,采用同样的参数b会减小剪压破坏试件能量项损伤占总体损伤的比重,导致损伤模型计算结果低估剪压破坏试件的损伤状态,故损伤模型需要按剪力墙破坏形态分类对耗散系数b进行修正,以使得剪压类型试件破坏面由红线位置调整到虚线位置.
因所收集试件通过能量等值法、几何等值法或直接以试验过程中钢筋的屈服等不同方式确定试件的屈服点[9],为统一计算方式和简化计算流程,本文从能量项损伤定义出发[5],以试件低周反复作用下骨架曲线与坐标轴围成面积近似为结构单调荷载作用下的塑性耗能,通过与试件的累积塑性耗能值比较直接反映构件累积滞回耗能带来的损伤影响,避免公式(1)中由于屈服点计算方式不确定导致屈服力与位移的计算差异对损伤计算的影响.最后通过扩大试验试件样本,令试件达到极限破坏时对应的损伤指标等于1,反算不同破坏类型试件损伤模型公式的组合系数.修正后参数a=1.448 0,当试件发生剪压破坏时,b=0.082 8,而其余破坏类型,b=0.046 0.经过调整耗能因子后,SJ-1最终的损伤值为0.827 0,改善了原有计算方式低估试件SJ-1损伤状态的情况.修正后损伤模型公式如下:
(2)
合理的剪力墙损伤模型和基于实际破坏现象划分的剪力墙性态水准都是剪力墙损伤评估体系中不可缺少的.文献[7]提出剪力墙构件破坏程度、层间位移角和破坏现象描述的对应关系,给出了具体的位移角数值以及裂缝控制的数值,但缺乏考虑构件承载力变化等破坏现象,损伤水准描述还有待进一步完善.另外,文献[7]缺乏与损伤模型相配套的不同破坏状态对应的损伤指数范围,无法对损伤模型计算结果进行评估,影响了损伤评估体系的应用.因此,本节将从完善性能水准描述以及提出不同破坏状态与损伤指数的对应关系等2个方面,完善剪力墙损伤评估体系应用.
首先,基于剪力墙裂缝控制以及层间位移量化分析的研究成果,补充所收集剪力墙试件试验过程中承载力变化等其它实际破坏现象,以裂缝控制、承载力变化、层间侧移率等破坏现象分析量化剪力墙损伤破坏程度,进一步完善剪力墙性能水准描述,见表2.
表2 损坏程度与构件实际破坏情况对应关系
然后,在完善性能水准描述工作的基础上,利用公式(2)计算所收集剪力墙试件的损伤指数,并以表2损坏程度量化关系确定试件的破坏状态,结果见表3.最后,根据表3的计算结果,以各个损伤阶段的均值对剪力墙各个破坏状态的损伤指数进行划分,完善性能水准与损伤指数间的配套关系,结果见表4.
为验证损伤模型的合理性,对具有详细描述破坏过程的试件进行全过程损伤计算与对比.从构件实际破坏现象入手,评估构件的实际损伤状态与损伤指数,绘制构件的实际损伤曲线,然后通过与模型计算的损伤指数曲线对比,分析损伤模型计算结果的正确性,见图3.限于篇幅,试件详细的试验破坏现象参考文献[14-15].
由于试件JLQ03~JLQ09损伤验证对比结果与试件HPCW01~HPCW07类似,故只给出JLQ系列试件验算对比图,而对HPCW系列试件进行延性、滞回耗能以及破坏顺序等方面的对比验证.
试件HPCW01~04:损伤模型得出的计算曲线与实际试件损伤曲线具有一致的发展趋势,对试件各个破坏状态的评估较为合理.在试件HPCW01与试件HPCW03的模型损伤曲线对比中,前者曲线较陡,进入各个损伤阶段要早于后者,
表3 构件各个损坏程度对应损伤指数
图3 试件实际与模型损伤指数曲线对比
损坏程度基本完好轻微破坏中度破坏严重破坏失效损伤指数0~0.200.20~0.400.40~0.650.65~0.850.85~1.00
这与试验过程中,前者早于后者进入屈服和后期各项破坏相吻合.4个试件中,HPCW04的损伤曲线最平缓,各个破坏状态均晚于其他3者,延性最好,这与试验结果相对应.
试件HPCW05~07:损伤模型计算得出的损伤曲线与试件实际损伤曲线吻合良好,个别试件如HPCW07后期破坏速度较为急促,破坏早于其他两榀剪力墙试件,这与试验过程中,试件HPCW07裂缝发展不充分,极限位移仅为HPCW05的70%,滞回耗能仅为HPCW05的55%等实际破坏现象相对应.
试件JLQ03~09与HPCW01~07的对比结果类似,模型的损伤计算曲线与试件实际损伤曲线对应较好,曲线发展趋势趋于一致,模型的损伤计算曲线包络了构件的实际损伤曲线,能体现构件的实际破坏状况,具有合理性和参考价值.
本文通过对剪力墙不同破坏模式、剪力墙性能水准划分以及剪力墙损伤分析研究,得出以下结论:
(1)通过对剪力墙不同破坏模式下极限位移与滞回耗能的研究分析发现,3种不同破坏模式的剪力墙达到严重破坏时,剪压破坏类型其剪力墙极限位移以及滞回耗能仅为弯剪破坏和弯曲破坏类型的一半.由于剪压破坏试件能量项数值较小,采用同样参数计算不同破坏模式的剪力墙损伤时,会弱化了剪压破坏试件能量项损伤占总体损伤的比重,导致出现低估了剪压破坏试件的损伤状态.
(2)结合32个剪力墙试验试件,分析不同破坏模式剪力墙试件极限位移与滞回耗能对损伤计算的影响,以图解说明方式解释损伤模型低估剪压破坏试件损伤状态的原因,并以此改进现有的剪力墙双参数损伤模型,使之适用于评估不同破坏模式剪力墙试件的损伤状态.同时以剪力墙裂缝控制、承载力变化和层间侧移为性能指标,建立剪力墙试件损坏程度、破坏现象与损伤指数的对应关系,提出改进的剪力墙性能水准划分标准,完善剪力墙损伤评估体系.
(3)最后通过低周反复试验试件验证了改进损伤模型的合理性.结果表明,本文提出的损伤模型计算曲线与试件实际损伤曲线吻合良好,能合理评估构件不同阶段的损坏程度,为进一步研究地震作用下剪力墙的损伤评估以及完善剪力墙性能化设计提供借鉴和参考.
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【责任编辑: 周 全】
Improved bi-variables damage model for shear walls based on failure pattern
WUYi1,YANGChun2,HUANGZhao-mian1,ZENGChun-hui1
(1.School of Civil Engineering, Guangzhou University, Guangzhou 510006, China; 2 a.School of Civil Engineering and Transportation;b.State Key Laboratory of Subtropical Building Science, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)
Since it is difficult to evaluate seismic performances of complex high-rise shear wall structure by using single performance index, bi-variable damage model considering first excursion failure and accumulated damage failure was adopted by using lateral displacement of components or structure and energy index. However, the effects of different failure patterns of shear wall were not included in existed bi-variable damage model. As the deviation of lateral displacement and accumulated energy dissipation for different failure patterns can be twice, the damage state of compression-shearing failure shear wall may easily be underestimated, and then the seismic performances of the structure be misjudged. Therefore, in the paper, 32 shear wall specimens were selected, the effects of ultimate displacement and hysteretic energy of shear wall specimens with different failure patterns on damage calculation were analyzed, and an improved bi-variable damage model for shear wall was proposed to reasonably evaluate damage states of shear walls in different failure modes. Meanwhile, by considering crack control of shear walls, change of bearing capacity and lateral displacement as performance index, relation of damage states of shear walls, failure phenomenon and damage index were built up, then an improved performance standard classification was set, and an damage evaluating system for shear walls was fulfilled. Finally, the rationality of the damage model was verified by experimental specimens under low frequency cyclic loads. Results show that damage curves calculated by damage model proposed in the paper fits well with the damage curves from the experimental results. New damage model for shear walls can evaluate damage states of components at different stages, which provides reference for further researches on the damage assessment of the shear wall under earthquakes and improvement on performance design of shear wall structures.
loss model; shear wall; performance level; failure mode; the proportion of energy item damage
2016-07-18;
2016-08-31
国家自然科学基金青年科学基金资助项目(51108104);广东省自然科学基金资助项目(S2012010010074);市属高校“羊城学者”资助项目(12A001D);省科技计划资助项目(2013B020200016)及国家留学基金委资助项目
吴 轶(1973-),教授,博士.E-mail:cv-wuyi@gzhu.edu.cn
1671- 4229(2016)05-0013-08
TU 398+.9
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