建筑科学与技术

近50年剪力墙结构震害及其对抗震设计的启示

徐培福，黄吉锋，陈富盛

摘要：目的：作为一种较好的抗震结构体系，现浇钢筋混凝土剪力墙结构在国外和国内得到比较广泛的应用。通过国内外大地震中现浇剪力墙结构震害的研究分析，检验其抗震性能和设计方法的可靠性，提出剪力墙结构抗震设计的几点启示。方法：简要回顾和分析了近 50年国内外8次大地震中现浇钢筋混凝土剪力墙结构的抗震性能表现和典型震害特点，8次大地震分别为：1960年5月22日智利8.5级地震、1967年7月委内瑞拉的加拉加斯6.5级地震、1977年3月罗马尼亚7.2级地震、1985年3月智利7.8级地震、1995年1月日本阪神7.3级地震、2008年5月中国汶川8级地震、2010年2月智利8.8级地震、2013年4月中国四川芦山7级地震。其中，对日本神户某10层公寓2号楼和智利Torre Alto Rio公寓，利用推覆程序，分析对比按中国规范设计与原设计的结构抗震性能表现。结果：1）历次震害表明，即使建造在设防烈度8度和9度区的高层剪力墙结构，若在设计中注意结构的规则性和抗震构造，则大部分建筑具有良好的抗震性能；剪力墙结构体系刚度大，并具有较高的抗震承载能力，在强烈地震作用下可减少结构和非结构构件的损坏。2）本文的两个工程计算分析对比表明，中国规范规定的地震作用计算、结构承载力计算以及剪力墙结构的侧向刚度要求，均具有合适的安全度。智利规范缺乏对结构规则性的要求。3）智利2010年以前的规范缺乏设置约束边缘构件的规定，而在2010年智利的8.8级强烈地震中，剪力墙结构的震害进一步说明了设置约束边缘构件和构造边缘构件的重要性。4）对超过中国《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ 3—2010（以下简称“高规”）中A级高度，或体型复杂、结构布置复杂的高层剪力墙结构，建议采用“高规”中的“性能设计”方法，按中震不屈服或中震弹性验算结构的抗倾覆能力和构件的承载力。计算中控制拉应力，并按偏心受拉状态验算纵向钢筋的配筋，同时，压应力也不能过大，以避免墙端部混凝土压碎、纵向钢筋压曲，尤其应注意避免采用独立的柔性一字形剪力墙。5）现行“高规”中规定的剪力墙轴压比（重力荷载代表值作用下墙肢承受的轴压力设计值与墙肢的安全截面面积和混凝土轴心抗压强度设计值乘积之比值）是采用重力荷载代表值作用下的轴压力设计值计算的轴压比，建议除了满足此规定外，增加采用考虑地震作用组合的轴压力设计值计算的轴压比作为控制值，其轴压比的限值宜相应放松，这样有利于控制周边墙肢具有合适的厚度。6）“高规”中规定了剪力墙可不设置约束边缘构件的最大轴压比限值。按此规定，比较多的 10～20层的剪力墙结构可不设置约束边缘构件，建议考虑适当加严高层建筑剪力墙可不设置约束边缘构件的最大轴压比限值，以提高高层剪力墙结构的抗震性能。7）对于超过A级高度或体型复杂的高层剪力墙结构，建议适当增加设置约束边缘构件的高度范围，如从底部加强区延伸到轴压比 n≤0.3或 n≤0.25的楼层高度。结论：1）规则的现浇钢筋混凝土剪力墙结构具有良好的抗震性能。2）中国规范规定的地震作用计算、构件承载力计算以及剪力墙结构的侧向刚度要求，均具有合适的安全度；规范规定的结构规则性要求以及剪力墙端部设置边缘构件，有利于提高结构的抗震性能。3）房屋高度超过“高规”中A级高度或体型复杂、结构布置复杂的高层剪力墙结构，宜采用规范规定的性能设计方法。4）建议剪力墙轴压比计算，除了满足重力荷载代表值作用下的轴压力设计值计算的轴压比规定外，增加采用考虑地震作用组合的轴压力设计值计算的轴压比作为控制值，其轴压比限值宜适当放松。建议考虑适当加严高层建筑剪力墙可不设置约束边缘构件的最大轴压比限值。5）对于超过A级高度或体型复杂的高层剪力墙结构，建议适当增加约束边缘构件的高度范围，从底部加强区延伸到轴压比n≤0.3或n≤0.25的楼层高度。

来源出版物：建筑结构学报, 2017, 38(3): 1-13

入选年份：2017

跨度800 m穹顶结构选型研究与相关问题

冯远，向新岸，张恒飞，等

摘要：目的：随着城市环境变化和现代工程技术发展，建造1000 m级超大型城市穹顶以营造一个特定的区域小环境，逐渐成为现实需求。城市穹顶突破现有结构尺度极限，结构设计面临新的挑战。本文以建造在寒冷地区的跨度800 m的穹顶方案为背景，研究其结构方案可行性，总结归纳超大跨度城市穹顶结构选型的建议，并思考超大跨度穹顶设计中的若干问题。方法：提出城市穹顶概念；跨度800 m结构方案选型阶段，使用ANSYS、MIDAS、MATLAB等软件，对刚性结构、杂交结构、柔性结构以及组合结构等 4大类结构体系共计13种结构方案进行分析，以结构刚度、稳定承载力、用钢量和支座反力等为指标，总结各种结构方案性能特点，同时考虑建筑通透性，确定优选结构方案，提出结构选型的建议；针对研究过程中所遇到问题，对超大跨度穹顶若干相关问题进行了初步探讨。结果：可定义城市穹顶为：以营造特定区域小环境为目标而建造的巨型、封闭式屋盖结构，结构跨度超大，可达到1000 m量级；其建筑功能不是单体建筑，更注重对区域环境的控制和影响；更加体现建筑、结构、设备以及环境等多学科专业的集成与融合。对于刚性结构方案，综合比较了4种双层网壳和3种巨型网格共7种刚性结构方案，K型角锥球面网壳方案与K型巨型网格方案结构性能相对较好，其中前者受力性能与经济性能均较好，但构件密集，方案通透性差；后者力学性能与经济性能不如前者，且支座反力巨大，但采用巨型网格划分，建筑方案的通透性好。对于杂交结构方案，进行了索承结构（索承单层网格结构与索承巨型网格结构）、索杆加强网格结构、斜拉结构等方案对比，索承结构用钢量大，约为刚性结构方案的2.5倍、且稳定性能差；索杆加强网格结构用钢量虽与刚性结构方案基本相当，但稳定性能差；斜拉结构格构式巨柱是结构性能的控制因素；杂交结构方案结构稳定性能均较差，其可行性尚有待研究。柔性结构（索穹顶方案）可充分发挥拉索高强优势，材料用量省，但拉索内力、支座反力、索截面均较巨大，现有张拉施工技术难以实施。组合结构方案由上部索承单层网壳和下部双层网壳组合而成，结构刚度、稳定性能与经济性均相对较优，结构通透性与双层网壳相比得到一定改善，支反力水平与双层网壳方案基本相同。对研究过程中所遇到的材料轻质化、设计标准、结构抗风问题、非均匀温度场、结构形态学、建造可行性、围护结构、节能环保、穹顶维护等9个方向问题进行初步探讨。结论：K型角锥球面网壳、K型巨型网格结构以及索承网壳-双层网壳组合结构方案是城市穹顶优选方案，其中双层网壳受力性能与经济性能好、通透性差；巨型网格结构通透性好，经济性略差；组合方案受力性能与经济性好，通透性介于两者之间。超大跨度穹顶有以下几个特点：结构稳定问题突出，弹塑性稳定性能指标成为结构方案的控制因素；结构受力性能与通透性难以兼顾，高效的荷载传递要求结构构件连续布置，良好的通透性要求选用大尺度网格；对结构体系合理性要求更高，随着跨度增加，结构受力缺陷会被放大，超大跨度穹顶应选用以薄膜应力为主的结构体系。提出几点设计建议：采用合理高效结构体系，结构以薄膜力为主，减少弯矩作用；适当增加网格尺寸，与结构超大跨度相协调；采用大范围抽空的巨型网格结构，避免网格过密导致结构通透性不足；根据结构不同部位受力特点选用不同的结构形式，例如索承网壳-双层网壳组合方案；采用装配式构造，以便于构件运输与施工安装。超大跨度穹顶实现中会遇到材料轻质化、设计标准、抗风问题、温度场影响、结构形态学、建造可行性、围护结构、节能环保以及穹顶维护等有待解决的问题。

来源出版物：建筑结构学报, 2017, 38(1): 21-31

入选年份：2017

混凝土空心砌块填充墙RC框架抗震性能试验研究

黄群贤，郭子雄，朱雁茹，等

摘要：目的：填充墙与框架之间存在复杂的相互作用，本文考察强框架弱填充墙类型钢筋混凝土框架抗震性能，揭示不同受力阶段框架与填充墙复杂相互作用机理。同时基于性能设计设计理念，针对传统黏土砖和新型墙材研究新型砌块填充墙框架抗震性能及不同抗震性能水平的评价指标，为新型砌块填充墙框架弹塑性分析和基于性能抗震设计提供依据。方法：通过4榀单层单跨填充墙RC框架试件在水平低周往复荷载作用下的抗震性能试验，重点研究砌体填充墙砌块类型及高宽比对框架结构抗震性能的影响。砌块类型包括混凝土空心砌块和实心粘土砖两种，填充墙高宽比有1∶1.5和1∶2.0两种。对各试件的破坏特征、滞回曲线、骨架曲线、位移延性、刚度退化、强度退化和耗能性能等抗震性能指标进行了分析。结果：（1）3榀填充墙框架和1榀空框架均发生梁柱端塑性铰破坏形态，保持较好的变形性能和抗倒塌性能；3榀填充墙框架破坏过程及破坏机制揭示，“强框架，弱填充墙”符合多道防线抵抗地震作用理念，其中填充墙是第一道防线。（2）框架柱和填充墙的抗剪强度比是影响结构破坏形态的重要因素，当框架柱和填充墙的抗剪强度比小于临界值时，框架会发生柱端塑性铰破坏。（3）填充墙的存在影响了结构的滞回特性，提高了框架结构的抗侧刚度、水平承载力和滞回耗能能力，影响程度与填充墙砌块类型有关。（4）黏土砖填充墙框架的承载能力是空框架的1.60倍；两榀空心砌块填充墙框架承载能力分别是空框架的1.37和1.67倍，滑移面越大，对水平承载力的贡献也越大。（5）不同砌块填充墙对框架结构具有明显的刚度效应。两榀具有相同高宽比的黏土砖填充墙框架和空心砌块填充墙框架初始侧向刚度分别是空框架的2.69和3.05倍。（6）混凝土空心砌块填充墙框架的刚度退化要比黏土砖填充墙框架快。试验终止时，各填充墙框架试件的割线刚度基本与空框架试件相当，表明填充墙后期已基本退出工作，主要由框架提供抗侧刚度。（7）填充墙参与了结构的滞回耗能，黏土砖填充墙框架的总耗能量是空框架的1.31倍，其他两榀空心砌块填充墙框架的耗能能力分别为空框架的1.12和1.18倍，表明填充墙对结构耗能是有利的，黏土砖填充墙的耗能能力优于混凝土空心砌块填充墙。随着变形增大，框架逐渐进入弹塑性状态，耗能贡献增大，最终成为耗能主体。（8）在相同位移幅值下，混凝土空心砌块填充墙破坏程度要比黏土砖填充墙严重，严重影响到填充墙的平面内和平面外的稳定性。在实际应用中应对混凝土空心砌块填充墙设置构造措施，提高其整体性。结论：填充墙与框架之间存在复杂的相互作用机理，符合“强框架，弱填充墙”的填充墙框架，表现出良好的耗能能力、变形性能和抗倒塌性能，其共同工作机制符合多道防线抵抗地震作用理念，其中填充墙是第一道防线。基于多道防线设计理念，填充墙框架应设计为“强框架，弱填充墙”的设计指原则。此外，混凝土空心砌块填充墙破坏程度要比黏土砖填充墙严重，严重影响到填充墙的平面内和平面外的稳定性，在实际应用中应对混凝土空心砌块填充墙设置构造措施，提高其整体性。

来源出版物：建筑结构学报, 2012, 33(2): 110-118

入选年份：2017

钢框架内填预制带竖缝钢筋混凝土剪力墙抗震性能试验研究

赵伟，童根树，杨强跃

摘要：目的：钢框架内填带竖缝钢筋混凝土剪力墙结构克服了现浇钢框架实体剪力墙抗侧刚度大的缺点，具有比实体墙更好的抗震性能，但内填墙仅与梁相连接会造成梁端腹板过早屈曲。为改进钢框架内填预制带竖缝钢筋混凝土剪力墙的抗震性能，在梁柱节点上下部位增设了与实体剪力墙部分连接的耳板，增加了剪力传递到竖缝墙的路径。方法：本文采用拟静力试验方法探索新型钢框架内填预制带竖缝钢筋混凝土剪力墙的抗震性能。设计了2榀相同的单跨两层1/3缩尺试件和与框架柱的耳板连接件。利用 MTS作动器并采用荷载和位移混合控制方法对钢框架内填带竖缝钢筋混凝土剪力墙试件进行低周往复水平加载试验，研究其抗震性能和验证耳板连接装置的可靠性。为获得试件侧移、内力数据，在钢框架和内填墙的相应位置布置了位移计和应变片。试验时，观察试验现象，采用试验所测得数据绘制荷载—位移滞回曲线，进而获得试件的骨架曲线、抗侧刚度退化曲线和耗能曲线；采用钢框架柱上控制截面的实测应变值，得到框架柱和内填墙承担水平剪力和倾覆弯矩。结果：经过对试验现象的观察和试验数据的分析，可以得到的结果分为以下几个方面：（1）试件破坏模式为缝间墙与实体墙的交界处的裂缝贯通、缝间墙钢筋屈服。（2）开裂前，内填墙变形以整体剪切变形为主；开裂后，以缝间墙的弯曲变形为主，内填墙的耗能得到了充分发挥。（3）滞回曲线饱满，滞回环形状为梭形。（4）骨架曲线呈“S”型，这表明试件经历了弹性、塑性和破坏3个阶段。（5）在初始阶段，两个试件的抗侧刚度均较大，且随着荷载的增加，抗侧刚度缓慢下降没有突变。（6）随着水平荷载的增加，试件的等效粘滞阻尼系数不断增大，试件在极限荷载时的等效粘滞阻尼系数均大于0.1，这表明随着荷载的增加，试件滞回曲线趋于饱满，塑性变形不断增加。（7）两个试件的整体平均位移延性系数分别为4.94和5.44，这表明试件具有良好的延性，且为延性破坏。（8）在加载初期，内填墙承担90%以上的水平剪力；设计荷载下，内填墙承担约 85%的水平力剪力。（9）钢框架分担的倾覆力矩随着水平荷载的增加而增大。在加载初期，一层底部和中部钢框架柱均承担约60%的倾覆力矩；再设计荷载下，钢框架柱分担约80%的倾覆力矩。结论：钢框架内填带竖缝钢筋混凝土剪力墙试件的抗剪连接件（U形筋）在梁柱节点上下耳板的帮助下未发生破坏，耳板连接装置具有可靠的工作性能；带竖缝墙中的裂缝主要为集中在竖缝根部的弯曲裂缝，且竖缝墙的抗侧承载力由这一截面的剪切破坏控制。钢框架内填带竖缝钢筋混凝土剪力墙具有良好的变形和延性、优越的耗能里能、较高的初始抗侧刚度和抗剪承载能力。

来源出版物：建筑结构学报, 2012, 33(7): 140-146

入选年份：2017

结构用胶合竹力学性能试验研究

肖岩，杨瑞珍，单波，等

摘要：目的：我国是一个木材资源相对缺乏而竹资源又非常丰富的国家，以竹代木，大力发展建筑竹材产业，就显得非常重要。竹材的力学性质较复杂，具有不同部位材料力学性质不一致、含水率变化会引起力学性质变化的特点。作者在研究和示范工程中所采用的格鲁斑胶竹板纵横向纤维量比有1∶1，2∶1，4∶1等多种形式。本文中，以应用最多、最为典型的纤维配比为4：1、厚度为30 mm的格鲁斑板为研究对象，研究其拉、压、弯、剪性能，并给出格鲁斑胶合竹的容许设计应力建议值。方法：胶合竹材规格尺寸及测试方法尚无统一明确的行业标准或者规范，给胶合竹材的性能研究和在建筑结构中的应用带来了困难。我国现行《木结构设计规范》GB50005规定原木和方木（含板材）采用清材小试件的试验结果作为确定木材设计强度取值的原始数据。对于规格材，尚未规定测定强度的方法，但倾向于采用“足尺试验”的方法。对于胶合竹材，本文将其看作一种竹材复合材料，主要参考《木材物理力学性能试验方法》，及《木材无疵小试样的试验方法ASTM D143—1994》对胶合竹材板进行了力学性能试验。结果：从小试样力学性能试验，得到：① 从抗拉试验可以得出，0度试件的承载力明显高于其他纤维角度的试件，且45°的试件强度最低。格鲁斑胶竹板在顺纹即0度方向的抗拉强度和弹性模量分别为83 MPa和10.3 GPa，而在横纹即90度方向的抗拉强度和弹性模量为17 MPa和2.4 GPa。这两个方向性能参数的比值约4∶1，与对应纤维比4∶1基本吻合。根据试验值，拟合得到了格鲁斑强度与弹性模量随纤维角度变化的指数曲线。② 从抗压试验得到了六组抗压试件组的平均强度、标准差、变异系数和准确指数等结果，从中可以看出：（a）无冷压胶合面的试件抗压强度要明显高于有冷压胶合面的试件，且冷压胶合面的存在对抗压强度削弱了约40%；（b）有热压表面存在的试件抗压强度要高于没有热压表面的试件强度；（c）同样是没有热压表面的冷压胶合试块，尺寸小的试件测得的抗压强度较大；（d）高宽比小的试件得到的抗压强度大于高宽比较大的试件。格鲁斑胶合竹小试件抗压破坏模式包括端部压碎、中间开裂、中间层屈曲和斜向压碎等4种形式。③ 从抗弯试验得出，胶合竹材的抗弯弹性模量平均值为9407 MPa，抗弯强度平均值为99 MPa。由于胶合竹材本身的构造特点，试验时出现了竹篾层开裂的现象。④ 从抗剪试验得出，格鲁斑胶竹板抗剪强度平均值为16 MPa，且试验值得变异系数为12%，小于木材剪切强度试验所规定的变异系数，表明试验结果的分散程度是可以接受的。⑤ 按照木材容许应力的确定方法，对其部分影响系数进行了调整。根据无疵小试样试验结果，以及调整后的容许应力折减系数，计算出了格鲁斑胶合竹材的容许设计应力，并与几种结构复合木材进行了对比。从对比看出，格鲁斑胶合竹材的容许设计应力与LVL、PLS和LSL等几种复合木材相当，有的容许应力甚至高于这几种复合木材。结论：本文对格鲁斑胶合竹材这种新型环保建筑材料进行了研究，阐述了其不同于普通竹胶板和竹集成材的特点。通过力学性能试验，得出了格鲁斑胶竹材中典型规格板材的抗拉、抗压、抗弯、抗剪等的力学性能，最后对胶合竹结构的容许应力与设计方法进行了讨论。除此之外，还可从试验分析中得出如下结论：① 施加拉力与顺纹纤维方向的变化会导致其抗拉性能的明显变化，且规律性明显。② 抗压强度试件的尺寸和黏结方式的不同，致使其抗压强度也不同，特别是冷压拼厚胶合面的存在会降低试件的强度。③ 抗压试件及部分抗弯试件的破坏原因为竹篾间胶缝的开裂，所以加强胶合强度是增强其性能的一个重要因素。④ 格鲁斑胶合竹材作为一种可进行双向纤维配比的天然复合材料，其力学性能与木材或复合木材相当，能够满足结构对材料主要力学性能的要求。

来源出版物：建筑结构学报, 2012, 33(11): 150-157

入选年份：2017

型钢再生混凝土黏结滑移推出试验及黏结强度分析

陈宗平，郑华海，薛建阳，等

摘要：目的：型钢再生混凝土作为两种不同材料组合而成的新型结构构件，型钢与再生混凝土界面之间的黏结滑移性能直接影响着型钢再生混凝土结构和构件的受力性能。本文通过型钢再生混凝土黏结滑移的静力加载试验，揭示型钢与再生混凝土之间的黏结失效破坏机理；获取其裂缝发展形态、应力分布情况、加载端和自由端滑移分布规律；分析再生骨料取代率、型钢黏结部位、混凝土保护层厚度、截面配箍率、再生骨料来源和再生骨料粒径等因素对型钢再生混凝土黏结滑移性能的影响；获得荷载上升阶段应变沿型钢长度的分布规律，拟合不同荷载下沿型钢锚固长度的黏结应力分布情况。方法：再生粗骨料来源为废弃混凝土电杆及试验室废弃混凝土试块（原生混凝土的设计强度均为C30）。试验设计22个型钢再生混凝土试件，试件设计考虑了再生骨料取代率、黏结部位、保护层厚度、横向配箍率、再生骨料母料强度和再生骨料粒径等参数。试验在RMT-201力学试验机上进行，采用位移控制的静力单调加载方式进行推出试验，加载速率为0.002 mm/s。黏结力通过在型钢表面黏贴电阻应变片量测。根据型钢和再生混凝土之间的内力平衡关系，利用实测型钢的应变梯度与截面积的乘积，可获取型钢再生混凝土界面的黏结力传递及分布规律。加载端和自由端的滑移值通过布置于其上的千分表量测。结果：通过进行型钢与再生混凝土之间的黏结滑移性能研究，经过研究分析发现。① 再生骨料取代率对试件极限荷载与混凝土立方体抗压强度的影响规律基本一致。② 型钢再生混凝土的极限黏结强度和残余黏结强度随着再生混凝土抗压强度的增大而增大。这是由于混凝土的劈裂、型钢与混凝土的挤压和型钢与混凝土之间的化学胶结力等都与混凝土的力学性能有关。③ 型钢不同部位与混凝土的黏结强度是不同的。腹板黏结强度最小，外翼缘次之，内翼缘黏结强度最高。④ 型钢再生混凝土界面之间的黏结力沿锚固长度方向呈指数规律分布。⑤ 为保证型钢与再生混凝土的黏结强度，型钢保护层厚度不宜小于50 mm，保护层厚度大于50 mm后，随着保护层厚度增大黏结强度没有显著增大。⑥ 再生骨料母料的性质对极限黏结强度有影响。再生骨料的母料混凝土使用时间越长，用这种母料生产的骨料配置出来的同条件的混凝土强度越低；再生混凝土骨料粒径越小，再生混凝土与型钢的极限黏结强度越小。结论：在荷载上升阶段型钢应变呈指数分布，型钢翼缘外侧、翼缘内侧和腹板的不同部位，黏结应力是不一致的；混凝土保护层厚度对极限黏结强度有较大的影响，横向配箍率对黏结荷载下降阶段有较大影响。

来源出版物：建筑结构学报, 2013, 34(5): 130-138

入选年份：2017