內置鋼板帶高強混凝土中高剪力墻抗震性能試驗研究

石繼兵 張化坤 李立仁

(1.山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室(重慶大學),重慶 400045; 2.重慶大學土木工程學院,重慶 400045; 3.中國移動通信集團設計院有限公司山東分公司,山東 250101)

0 引 言

剪力墻因具備較大的剛度和較好的抗側移能力而作為一種主要的抗側力構件廣泛應用于框架—剪力墻結構、剪力墻結構和筒體結構中。在地震作用下建筑結構地震作用較大,特別是超高層,結構水平變形較大且剪力墻軸壓比、結構位移角等控制指標較嚴,如使用普通混凝土剪力墻,必將造成剪力墻底部尺寸較大抑或剪力墻配筋率較高,因此需要研究高強混凝土剪力墻結構[1]的適用的可行性。鋼材強度高,密度小,延性好。鋼板混凝土組合剪力墻[2-3]具有剛度大、耗能能力強和承載力高等優點。鋼板剪力墻能減小剪力墻尺寸,減小墻身的厚度,有效控制剪力墻軸壓比的同時使建筑空間的更適用,但其耗鋼量大、施工過程難以控制,對專業技術人員素質要求較高,加之鋼材較貴,難以降低成本。

四邊連接鋼板剪力墻[7]是國外鋼板剪力墻[4-6]的主要研究方向。國內[8-9]除涉及對四邊連接組合剪力墻的研究外,也設計對兩邊連接組合剪力墻的研究。近年來,我國研究人員主要對非加勁鋼板剪力墻和各種加勁形式的鋼板剪力墻進行試驗。

由于我國結構設計規范[10-11]對結構設計,特別是超高層結構設計,提出了對側向變形和延性較為嚴格的控制要求,本文作者試圖研究在剪力墻內設置鋼板帶的方式,探索剪力墻墻身配鋼率和鋼板帶位置對剪力墻的開裂、抗彎抗剪性能、延性及耗能性能等的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本次設計4個形狀相同的內置鋼板帶高強混凝土中高剪力墻(SPRCW1、SPRCW2、SPRCW3、SPRCW4),剪跨比為1.8,縮尺比為0.25,剪力墻厚度為120 mm,寬度為800 mm,墻體高度為1 290 mm,試件SPRCW-1和試件SPRCW-4鋼板尺寸為2 050 mm×128 mm、試件SPRCW-2和試件SPRCW-3的鋼板尺寸為2 050 mm×80 mm,鋼板厚度均為6 mm,試件SPRCW-1和試件SPRCW-4墻身配鋼率為1.6%,試件SPRCW-2和試件SPRCW-3墻身配鋼率為1.0%。各構件暗柱截面尺寸均為120 mm×160 mm,暗柱主筋為6A8,配筋率為1.57%;暗柱內冷彎型鋼為[60×30×2.2,暗柱配鋼率為1.43%;暗柱箍筋A6.5@100,體積配箍率為0.97%。剪力墻豎向分布鋼筋為A6.5@160,配筋率為0.256%;水平分布鋼筋為A6.5@200,配筋率為0.196% (A表示HPB300光圓鋼筋)。試件幾何尺寸、鋼板位置及截面配筋見圖1。

圖1 試件截面尺寸及配筋Fig.1 Dimensions and reinforcement of specimens

表1混凝土配合比

Table 1Mix proportion of concrete for C60

1.2 材料性能

試件均采用C60混凝土,其配合比見表1所示,實測試件SPRCW1、SPRCW2、SPRCW3、SPRCW4混凝土立方體抗壓強度平均值分別為55.2、58.1、58.8、54.8 MPa。試件采用HPB300和HRB400鋼筋、2.2 mm冷彎薄壁型鋼、Q235A熱軋鋼板,其鋼材力學性能見表2。

表2鋼材力學性能

Table 2Mechanical properties of steel material

1.3 加載方案及量測方案

試驗采用恒定豎向作用力下的水平低周反復加載試驗。試驗[12-13]中豎向荷載采用150 t油壓千斤頂施加,水平作動器采用150 t油壓千斤頂,其位移量程為±250 mm,試驗加載裝置如圖2所示。

圖2 加載裝置Fig.2 Loading device

試驗加載由預加載、開裂荷載加載、位移控制加載三個階段組成。預加載主要是為了消除試件內部的不均勻成分,同時檢查各儀器性能,先在墻頂反復兩次施加150 kN豎向荷載后卸載,檢查各儀器均正常后,加載至預定豎向軸力,并通過控制油壓千斤頂保證豎向軸力恒定。隨后控制水平作動器,正向反向施加20 kN,檢查水平控制檢測儀器是否正常工作。預加載完成后,通過水平作動器施加正向水平荷載(推力),以20 kN為增量加載至60 kN,再以10 kN為增量加載至80 kN,再以5 kN為增量加載,直到試件出現開裂裂縫,隨后分三級卸載;同理,至構件反向開裂。試件開裂后,進入位移加載階段,每級位移下循環2次,按墻頂位移依次為1.5 mm、3 mm、5 mm、8 mm、10 mm、13 mm、15 mm、18 mm、20 mm進行施加。當試件水平作動器作用荷載下降至試驗最大荷載的85%或豎向無法保持規定軸壓力時試件破壞。

通過力傳感器測量水平荷載和豎向荷載。剪力墻上加載梁中部安裝1個水平位移計,測量剪力墻墻頂水平位移,并在墻身四角預埋鋼筋用位移計量測墻體彎曲變形成分和剪切變形成分。鋼筋、冷彎型鋼和熱軋鋼板應變通過粘貼應變片測得。位移和應變數據由靜態應變儀和動態應變儀通過計算機采集。各量測裝置如圖3所示。

2 試驗現象及破壞模式

2.1 試驗現象

試件SPRCW-1正向開裂荷載135.0 kN;反向開裂荷載91.1 kN。正反向加載至Δ=5.0 mm時,試件暗柱縱筋及冷彎型鋼屈服,鋼板受拉屈服。當Δ=8.0 mm時,正反向水平力均達到最大值,分別為330.0 kN、-338.7 kN (負值表示反向受拉)。當Δ=18.0 mm時,鋼板中間豎向裂縫加寬,混凝土表皮剝落,豎向承載力急劇下降,試件完全失去承載力,加載停止。

試件SPRCW-2正向開裂荷載109.4 kN;反向開裂荷載101.0KN。SPRCW-2、SPRCW-1兩試件在試驗過程中裂縫發育趨勢較為接近。當Δ=8.0 mm時正向反向水平荷載均達到最大值,分別為315.7 kN、-344.2 kN。當Δ=15.0 mm時,大塊混凝土剝落,暗柱主筋及型鋼屈曲,試件承載力迅速下降,加載停止。

試件SPRCW-3正向開裂荷載98.1KN;反向開裂荷載132.4 kN。正反向加載至Δ=5.0 mm時,正反向水平力均達到最大值,分別為301.4 kN、-333.4 kN。當Δ=15.0 mm時,試件受壓區底部混凝土塌落,墻身兩側暗柱縱筋暴露明顯屈服。當Δ=18.0 mm時,大塊混凝土剝落,豎向軸壓力明顯下降,試件失去承載力,加載停止。

試件SPRCW-4正向開裂荷載98.5 kN;反向開裂荷載130.5 kN。試件SPRCW-4剪力墻裂縫開展情況試件SPRCW-3大致相似。當Δ=10.0 mm時,正向反向水平荷載均達到最大值,分別為357.1 kN、-370.8 kN。當Δ=18.0 mm時,墻身鋼板無法約束交叉型斜裂縫的發展,形成對角 “X”形斜裂縫,試件承載力明顯下降,加載停止。試件破壞形態見圖4。

圖3 測點布置Fig.3 Instrumentation of specimens

圖4 試件破壞形態Fig.4 Failure modes of specimens

2.2 破壞模式

試件SPRCW-1～SPRCW-4底部均出現明顯水平裂縫,墻體裂縫開展對稱,均屬彎剪型破壞。SPRCW-2試件破壞時剪切破壞成分較多;試件SPRCW-1、 SRHCW-3、 SRHCW-4破壞時彎曲成分較多。SPRCW1-SPRCW4在位移控制加載中,在位移△≥5 mm后,由于剪力墻身水平及豎向分布鋼筋配筋率較低,在兩塊鋼板帶中間出現了“8”字形裂縫體現出剪力墻墻身裂縫的發展受到了鋼板的抑制,同時兩塊鋼板中部出現豎向細微裂縫,主要是由于墻身水平分布鋼筋配置較小,在較大豎向軸力作用下,剪力墻墻身內部橫向拉應力過大引起。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

各試件水平荷載-位移滯回曲線如圖5所示。

圖5 試件滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves of specimens

對比SPRCW-1-SPRCW-4四個試件的滯回曲線,我們可以發現:試件開裂前,試件處在彈性工作階段,滯回曲線幾乎沿直線循環,試件未產生塑性變形;從位移加載開始到墻身屈服,試件水平荷載隨水平位移增長而增大,卸載時具有微小殘余變形,具有較小的塑性變形,試件基本處于彈性工作階段;試件暗柱鋼筋、冷彎型鋼、鋼板屈服后的墻身出現明顯斜裂縫,殘余變形較大,滯回曲線較為飽滿呈“梭形”,說明鋼板同混凝土未產生粘結滑移;屈服后滯回曲線上升趨勢變緩。同一級控制位移,第二循環承載力均比第一循環偏小。

對比四個試件可以發現,SPRCW-2的剪切破壞較明顯,試件較早達到屈服荷載,當試件到達最大承載力后剛度退化快,試件破壞前后承載力差距較大,表現出該試件在實驗中含脆性破壞成分較多。對比試件SPRCW-2,試件SPRCW-3與其具有相同配鋼率,但其承載力極值略有提高,滯回曲線下降略微緩慢,剛度退化略微緩慢。說明鋼板帶置于墻身兩側時,能提高墻身一定的承載力及延性。四個試件的滯回曲線雖都較飽滿,但對比SPRCW-3和SPRCW-2及SPRCW4和SPRCW-1,鋼板置于墻身兩側,滯回曲線下降更為緩慢,耗能能力相對更好。對比SPRCW1和SPRCW2及SPRCW3和SPRCW4,配鋼率越大,曲線下降越緩慢,延性越好,表明在鋼板位置不變的情況下適當提高配鋼率能一定程度提高組合剪力墻的延性。

3.2 骨架曲線

各試件骨架曲線如圖6所示。

圖6 試件骨架曲線Fig.6 Skeleton curves of specimens

從骨架曲線圖中可以看出:試件SPRCW2骨架曲線下降較快,變形能力較弱。相對比較而言,試件SPRCW1相對配鋼率高于試件SPRCW2,骨架曲線下降段更為平緩,變形能力及延性相對較好。同樣對比試件SPRCW3和試件SPRCW4,配鋼率越大,荷載峰值點后下降段越平緩,骨架曲線曲線斜率較小,變形能力和延性較好。四個試件峰值荷載大小排序為SPRCW4>SPRCW1>SPRCW3> SPRCW2,表明試件鋼板位置一定的情況下,配鋼率越大,承載力越高;試件配鋼率一定的情況下,鋼板越靠近墻身兩側時,試件剛度越大。

3.3 變形能力

本文作者根據參考文獻[14]關于高強混凝土剪力墻屈服位移研究成果,基于平截面假定,采用多元線性回歸方法確定墻體屈服位移。

其計算公式為:

φyH2

(1)

(2)

式中:H為剪力墻計算高度;hw0為剪力墻截面有效高度;λn為剪力墻軸壓比;εy為鋼筋屈服應變。

各試件屈服位移及極限位移如圖7、圖8所示。

圖7 試件屈服位移Fig.7 Yield displacement of specimens

圖8 試件極限位移Fig.8 Ultimate displacement of specimens

試件的屈服位移大小關系為SPRCW-4>SPRCW-1>SPRCW-2> SPRCW-3。對比SPRCW-1和SPRCW-2,SPRCW3和SPRCW4表明,配鋼率越高,屈服位移略高但影響不明顯。對比SPRCW-4和SPRCW-1屈服位移提高11.05%,對比SPRCW3和SPRCW2屈服位移提高28.26%,表明配鋼率恒定時鋼板的位置對屈服位移影響較大。試件的極限位移大小關系為SPRCW-4>SPRCW-1> SPRCW-3>SPRCW-2,表明鋼板帶位置及墻身配鋼率對極限位移和屈服位移的影響是一致的。

3.4 耗能能力

本節通過統計滯回環包絡面積來判斷試件耗能能力。滯回環包絡的面積可以很好的量化荷載正反交變時試件吸收的能量。滯回環越飽滿,結構耗能能力越好。SPRCW1-SPRCW4四個試件在低周反復水平荷載作用下的累計耗能見表3。

表3試件累計耗能

Table 3Total energy consumption of specimens

由表3中數據可以得出:四個試件的總耗能如圖9所示。

圖9 試件耗能Fig.9 Totalenergy consumption of specimens

從圖中可以看出,試件SPRCW-2的總耗能最差,試件SPRCW-3和試件SPRCW-4分別比SPRCW-1的總耗能提高了43.2%、21.6%和61.1%。表明改變鋼板帶位置和提高配鋼率能在一定程度上提高試件的耗能能力;SPRCW-3比SPRCW-2總耗能提高了21.6%,SPRCW-4比SPRCW-1總耗能提高了12.5%,表明墻身在同等配鋼率條件下,改變鋼板的位置能延緩構件的破壞,提高試件的耗能能力。

4 結 論

本文對4個配置鋼板帶高強鋼筋混凝土組合剪力墻擬靜力載荷試驗的試驗結果進行整理分析,得出如下結論:

(1) 試件SPCRW4相對試件SPCRW3在鋼板帶位置不變的情況下,在墻身配鋼率增加60%,承載力提高14.67%,屈服位移提高18.31%,極限位移提高29.16%,耗能能力提高32.5%。提高墻身內鋼板帶配鋼率,在一定程度上能較大提高試件的滯回耗能能力。

(2) 試件SPCRW4相對試件SPCRW1在配鋼率不變的情況下,鋼板放置于兩側,承載力提高8.85%,屈服位移提高11.05%,極限位移提高14.44%,耗能能力提高12.53%。墻身內鋼板帶位置越靠近兩側,試件的滯回耗能能力略有提高。

(3) 內置鋼板帶—高強混凝土中高剪力墻的破壞形態為彎剪型破壞,較傳統形式的高強混凝土中高剪力墻,其滯回性能、耗能性能,變形能力、極限承載能力等性能均有明顯提高。

(4) 內置鋼板帶—高強混凝土中高剪力墻墻身配置鋼板帶,能有效的抑制墻身斜裂縫的產生和發展,在一定程度上能提高試件的抗剪性能。

(5) 在高強混凝土剪力墻墻身中內置鋼板帶可以有效地降低剪力墻的剛度退化速度,從而提高剪力墻的耗能能力及結構延性性能,提高結構的抗震性能,延緩結構的倒塌。