暗支撑型钢混凝土剪力墙抗震性能试验研究

王玉镯, 黄 颖, 王慧敏, 傅传国

(1. 山东建筑大学土木工程学院, 山东 济南 250101; 2. 山东协和学院建筑工程学院, 山东 济南 250107; 3. 山东职业学院铁道工程与土木工程系, 山东 济南 250104)

自唐山大地震以来,我国尽管已在工程抗震设计方面进行了大量研究,但是新型抗震结构的研究依然是当前工程抗震领域关注的热点和焦点[1-2].钢板-混凝土组合剪力墙作为新型抗侧力构件具有较大的弹性初始刚度、大变形能力和良好的塑性性能,但也存在用钢量较大和混凝土浇筑振捣较复杂等问题.钢板剪力墙强度高、自重轻、塑性和韧性性能好、施工方便,常用于高层或超高层中的钢结构中.近年兴起的型钢混凝土剪力墙,由于其性能比普通钢筋混凝土剪力墙具有更高的强度、刚度和稳定性等优点，成为人们关注的热点,目前我国建成的高层建筑中采用型钢混凝土剪力墙的就有上海中心大厦、上海环球金融中心和深圳国际金融大厦等.

对于型钢混凝土剪力墙,目前的研究成果主要有:曹万林、李青柠、杨其伟等[3-9]进行了带暗支撑剪力墙抗震性能的试验研究,研究表明带暗支撑剪力墙的屈服荷载、极限荷载明显提高,抗震性能有显著改善.孔慧等[10]对钢筋混凝土剪力墙进行了低周反复加载试验,考虑了分布筋配筋率在 0.13%～0.23%之间对钢筋混凝土剪力墙受力性能的影响,得到了试件在破坏前有较好的安全储备和分布筋配筋率的降低对试件耗能、刚度退化影响不大的结论.冯鹏等[11]、王滋军等[12]对冷弯薄壁型钢混凝土剪力墙进行低周反复加载试验,研究其破坏模式及抗震性能.

上述研究主要针对带不同类型暗支撑、不同配筋率等因素的型钢或钢筋混凝土剪力墙进行了抗震性能试验研究.为了研究不同数量暗支撑对剪力墙抗震性能的影响,本文设计了3种不同数量的工字钢暗支撑剪力墙试件和1个普通剪力墙试件进行了低周反复荷载作用下的试验研究.

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验共4个试件,剪跨比均为1.75.其中是无暗支撑普通剪力墙,作为对比试件,试件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3为工字钢暗支撑剪力墙.4个试件的水平和竖向分布钢筋配筋率相同,采用φ8@150,设置了不同数量的工字钢暗支撑.4个试件竖向分布钢筋配筋率均为0.377%;试件JLQ-P1,JLQ-P2和JLQ-P3的型钢配钢率分别为1.79%、2.68%和3.58%.剪力墙试件具体参数及配筋见图1.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3图1 剪力墙试件配筋Fig.1 Steel bars detail arrangement

1.2 材料的力学性能

试件采用C50普通商品混凝土,按照放置型钢—绑扎钢筋—支模板—浇筑混凝土的顺序制作,自然养护28 d[13].制作3个混凝土立方体标准试块确定其抗压强度和弹性模量.混凝土养护28 d后进行试压,取其强度平均值,其抗压强度和弹性模量见表1,钢筋和钢材力学性能指标见表2、3,表3中工字钢尺寸为100.0 mm×68.0 mm×4.5 mm×7.6 mm.

表1混凝土力学性能指标
Tab.1 Mechanical properties of concrete MPa

项目试块1试块2试块3平均值弹性模量32 75032 80032 60032 716抗压强度58.654.162.958.5

表2 钢筋的力学性能指标Tab.2 Mechanical properties of steel bars

表3 型钢的力学性能指标Tab.3 Mechanical properties of steel

1.3 试验装置及加载制度

1.3.1试验装置

本试验加载装置由竖向加载装置和水平加载装置组成.竖向加载装置由千斤顶和分配梁组成,千斤顶倒装在横梁上,千斤顶与横梁之间设置滑动支座,能使千斤顶随着试件移动,保证竖向荷载在试件上的加载位置不变.水平加载装置由MTS(mechanical testing and simulation)液压伺服加载系统组成,MTS加载系统一端固定在反力墙上,另外一端固定在试件上(加载位置在距基础顶面1 400 mm 高度处),对试件进行低周反复水平荷载加载,加载装置如图2所示.

图2 试验装置Fig.2 Loading device

1.3.2位移测点及布置

针对不同的测量目的,在剪力墙试件不同位置布置不同间距的应变片或应变花,用IMP (isolated measurement pods)据采集系统采集剪力墙试件的水平位移、水平荷载、钢筋应变和型钢应变,布置在剪力墙试件距基础顶面1 400 mm和700 mm位置处,试件表面人工绘制裂缝.剪力墙混凝土应变片(ST1～ST6)、JLQ-P3暗支撑型钢应变片(SX1～SX9)的测点布置见图3.

(a) JLQ-P3型钢应变片布置(b) 混凝土应变片布置图3 应变测点布置Fig.3 Arrangement of strain measuring

1.3.3加载制度

竖向荷载P均为550 kN(轴压比为0.13),试验过程中保持不变.水平荷载采用位移控制,以2 mm 为级差进行位移控制加载,每一级位移循环两次,当试件无法保持竖向承载力或水平承载力降至极限承载力的85%时,试验结束加载终止,加载制度见图4.

图4 加载示意Fig.4 Schematic diagram of loading

2 试验现象分析

本次试验是在某大学工程结构与防灾减灾实验室内进行的.其位移-力的关系由MTS加载系统直接读取.试验过程按照加载—开裂—屈服—破坏等过程进行的.其试验过程的变形与破坏现象如下：

(1) 对比试件JLQ-D

当位移Δ=4 mm时,试件A侧距离底部 33 cm 处出现第1条裂缝,当Δ=-4 mm时,试件B 侧距离试件底部33 cm处出现第2条裂缝.随着位移的增加,裂缝持续发展变大并形成贯通裂缝,试验加载过程中伴有咔咔和噌噌的声音;当Δ=14 mm时,试件A侧下部混凝土开始剥落;当Δ=-16 mm时,试件B侧下部混凝土开始剥落;当Δ=28 mm时,墙体中部有混凝土剥落,试件B侧根部出现竖向裂缝,此时荷载下降到极限荷载值的85%,试验宣告结束,其破坏状态见图5(a).

(2) 试件JLQ-P1

当Δ=10 mm时,试件A端距离底部20 cm处出现第1条裂缝,裂缝形状大致为水平状,并向墙内发展;当Δ=-12 mm时,试件B端距离底部22 cm 处出现第2条裂缝,并且裂缝呈水平状迅速向墙内发展；当Δ=18 mm时,试件A端距离底部56 cm处出现斜裂缝,裂缝斜向上发展；当Δ=20 mm时,试件A端距离底部65 cm处出现斜裂缝,裂缝向下迅速发展,过墙中心,连接其他裂缝形成通缝；当Δ=-24 mm时,试件B端距离底部76 cm处出现斜裂缝,斜裂缝向下发展.随着位移的增加,裂缝持续开展,剪力墙试件中部形成贯通的斜裂缝,两侧有若干短斜裂缝,下部有贯通的水平状裂缝并出现混凝土剥落；当Δ=56 mm时,此时荷载下降到极限荷载值的85%,试验宣告结束,其破坏状态见图5(b).

(3) 试件JLQ-P2

当Δ=6 mm时,试件A端距离底部32 cm处出现第1条裂缝,裂缝形状大致呈水平状,并向墙内发展;当Δ=-6 mm时,试件B端距离底部32 cm 处出现第2条裂缝,裂缝向墙内发展;当Δ=12 mm 时,试件A端距离底部60 cm处出现裂缝,裂缝向下迅速发展;当Δ=22 mm时,在墙体中部70～110 cm范围内多处出现斜裂缝.随着位移的增加,裂缝持续开展,剪力墙试件下部形成贯通交叉的斜裂缝,墙体中部和两侧有若干短斜裂缝,并呈交叉状态,下部混凝土剥落;当Δ=-44 mm时,此时荷载下降到极限荷载值的85%,试验宣告结束,其破坏状态见图5(c).

(4) 试件JLQ-P3

当Δ=6 mm时,试件A端距离底部34 cm处出现第1条裂缝,裂缝形状大致呈水平状,并向墙内发展;当Δ=-6 mm时,试件B端距离底部30 cm 处出现第2条裂缝,裂缝向墙内发展;当Δ=16 mm 时,在试件A、B端距离底部30～70 cm高度范围内出现若干斜裂缝;当Δ=-18 mm时,试件B端距离底部115 cm处出现裂缝,裂缝斜向下迅速向墙内发展.随着位移的增加,裂缝持续开展,剪力墙试件中部和下部形成贯通交叉的斜裂缝,两侧有若干交叉短斜裂缝,裂缝多且密,下部混凝土出现剥落;当Δ=44 mm时,此时荷载下降到极限荷载值的85%,试验宣告结束,其破坏状态见图5(d).

通过上述4个试件破坏形态的对比分析,可以看出:

(1) 对比试件JLQ-D和试件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3都会出现贯通的交叉斜裂缝,但是带暗支撑剪力墙试件较对比试件交叉斜裂缝出现时间稍晚且数量多,其裂缝宽度小，而对比试件出现裂缝后较快发展成贯通裂缝.(2) 试件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3与对比试件JLQ-D相比,裂缝密且多,分布范围广,墙板塑性铰范围扩大,发展充分,耗能能力明显提高.试件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3 中,试件JLQ-P3裂缝最多,分布最广,沿暗支撑走向的裂缝明显,耗能能力最好.(3) 试件破坏后,对比试件JLQ-D根部形成贯通裂缝,下部混凝土剥落严重.带暗支撑剪力墙试件混凝土的剥落位置主要集中在墙角.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3图5 破坏形态Fig.5 Failure modes of all specimens

3 试验结果分析

3.1 滞回特性分析

试件的滞回曲线是低周反复荷载试验的主要数据成果之一,能直观体现试件水平荷载与水平位移关系.通过MTS加载系统直接采集各试件水平荷载和水平位移数据并绘制成滞回曲线,见图6,图中,纵坐标F为水平荷载.

(a) JLQ-D(b) JLQ-P1(c) JLQ-P2(d) JLQ-P3图6 滞回曲线Fig.6 Hysteretic curve

由图6可知:

(1) 试件开裂前,均处于弹性工作阶段,加载曲线和卸载曲线基本呈线性,包络面积很小,刚度退化不明显,耗能少.试件屈服后,随着位移的增加,水平荷载增长缓慢,滞回环包络面积增加.刚度退化逐渐明显,残余变形增加,荷载值先增加到极值后再减小.试件进入塑性阶段,刚度退化速度加快,残余变形明显增多.

(2) 对比试件JLQ-D滞回曲线中部捏拢现象明显,不饱满,承载力较低,侧向位移小.带暗支撑剪力墙试件的滞回曲线相对饱满,中部捏拢轻,承载力较高,侧向位移大,抗震耗能能力好.试件JLQ-P3的耗能最好,试件JLQ-P2次之,试件JLQ-P1最差.随着暗支撑数量的增加,相比对比试件JLQ-D承载能力分别提高74.61%、79.34%、91.97%.

3.2 骨架曲线

骨架曲线是滞回曲线的外包络线,能综合反映试件在加载过程中的承载力、刚度变化以及各个阶段的状态发展.图7为各试件骨架曲线对比图.

图7 骨架曲线对比Fig.7 Skeleton curve comparison chart

由图7可知:

(1) 4个试件的正向骨架曲线和负向骨架曲线发展趋势基本相同.

(2) 试件屈服前,骨架曲线呈现线性关系.试件屈服后,承载能力基本保持不变,水平位移增大.水平位移继续增加,试件失去承载能力,骨架曲线向下发展,试件破坏.

(3) 对比试件JLQ-D极限承载力低,极限位移小,屈服后刚度也较小,试件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的承载力和延性均比对比试件明显提高.从中可以看出,暗支撑数量越多,承载力越大延性越好.

3.3 承载力分析

各试件的开裂荷载、屈服荷载、极限荷载见表4,表中:Fc为试件开裂荷载(开裂荷载为首条裂缝对应的水平荷载);Fy为试件屈服荷载(屈服荷载通过几何作图法确定[14]);Fu为试件极限荷载，Fc、Fy和Fu均取正负两向加载平均值;μcu为开裂荷载与极限荷载的比值;μyu为屈强比,即屈服荷载与极限荷载比值.各试件承载力与暗支撑数量关系曲线见图8.

表4 试件平均开裂荷载、屈服荷载、极限荷载Tab.4 Experiment results of average cracking load, yield load, ultimate load

图8 承载力与暗支撑数量关系曲线Fig.8 Bear capacity-displacement relationship

由表4和图8可知:(1) 试件JLQ-P1、JLQ-P2、JLQ-P3与对比试件JLQ-D相比,开裂荷载分别提高了75.82%、64.69%、64.63%,屈服荷载分别提高了56.74%、57.20%、88.76%,极限荷载分别提高了74.61%、79.34%、91.97%；(2) 试件JLQ-P3的μcu值比对比试件JLQ-D小14.24%,试件JLQ-P2的μcu值比对比试件JLQ-D小8.17%,JLQ-P1的μcu值与JLQ-D基本相同,μcu越小试件从开裂到极限破坏历程越长,说明暗支撑的存在会提高抗震性能；(3) 4个试件的屈强比μyu比值相差不大,说明暗支撑的存在不会降低试件的安全储备.

3.4 刚度退化分析

本文采用同级变形下的割线刚度表示剪力墙试件的刚度[14].通过上述方法计算的割线刚度退化曲线见图9,图中，横坐标为试件位移,纵坐标为割线刚度.

由图9可知:

(1) 4个试件的初始刚度基本相同.试件裂缝出现后,随着加载位移的不断增大,刚度退化迅速并开始分化，试件进入屈服阶段后,刚度退化放缓，试件失去承载力发生破坏后,刚度下降到最小.

(2) 试件开裂后,对比试件JLQ-D的刚度始终小于带型钢暗支撑剪力墙试件的刚度,试件JLQ-P3的刚度大于JLQ-P2,试件JLQ-P2的刚度大于JLQ-P1,这说明暗支撑的存在提高了开裂后试件刚度.随着试件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的破坏,其刚度趋于一致.

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curve

3.5 延性性能分析

极限位移角β反映的是试件的极限变形能力,用试件的极限位移Δu与试件高度h的比值表示[15].各试件的极限位移角见表5.

表5 各剪力墙位移实测值及延性系数Tab.5 Measured value of the shear wall displacement and the ductility factor

由表5可知,试件JLQ-P1、JLQ-P2和JLQ-P3的极限位移角较对比试件JLQ-D增加60%、46.67%和26.67%,这说明暗支撑的存在能增加混凝土剪力墙试件的延性,但并不是暗支撑数量越大试件延性越好,存在最优型钢量使得混凝土剪力墙试件的延性达到最大.

4 结 论

本试验基于不同数量暗支撑对型钢混凝土剪力墙试件抗震性能的影响,通过试件的比较分析,得到以下结论:

(1) 相比普通剪力墙试件,型钢混凝土剪力墙试件裂缝分布分散、均匀,塑性铰发展充分,塑性区域大.普通剪力墙对比试件的主裂缝呈现剪切破坏,其裂缝主要分布在下部,形成贯通交叉主斜裂缝,下部混凝土剥落严重.型钢混凝土剪力墙试件的破坏形式为弯剪破坏,其裂缝细密且分布于整个墙体,且暗支撑的数量越多,裂缝分布越密.

(2) 相比普通剪力墙试件,型钢混凝土剪力墙试件承载能力明显提高.通过对比分析,增加型钢暗支撑的数量可以提高试件的承载力,试件JLQ-P3与对比试件JLQ-D相比,屈服荷载和极限荷载分别提高88.76%和91.97%,在提高承载力的同时不会降低试件的屈强比.

(3) 对比滞回曲线,普通剪力墙试件滞回曲线中部捏拢现象明显,型钢混凝土剪力墙试件滞回曲线相对饱满,承载力高,侧移增大,中部捏拢有较明显改善,抗震性能和耗能能力均有明显提高.

(4) 暗支撑的存在能减缓剪力墙试件刚度的退化速度,提高剪力墙试件的耗能能力,但暗支撑数量对型钢混凝土剪力墙试件刚度退化速度影响并不是很大.

(5) 暗支撑型钢剪力墙试件比普通试件的延性有明显提高,随着型钢暗支撑的数量增多,试件的承载能力呈现提高趋势,而其延性呈现降低趋势,设计中可通过加密箍筋或设置交叉钢筋减小对延性的不利影响.

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