不同分布筋間距下型鋼混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)

王玉鐲，高　英，王慧敏，傅傳國(guó)

(1. 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，山東濟(jì)南　250101； 2. 山東協(xié)和學(xué)院建筑工程學(xué)院，山東濟(jì)南　250107；3. 山東職業(yè)學(xué)院鐵道工程與土木工程系，山東濟(jì)南　250104)

0　引　言

地震是嚴(yán)重危害人類生命安全和社會(huì)發(fā)展的自然災(zāi)害之一。雖然人類對(duì)地震和抗震等方面進(jìn)行了大量的研究，取得了令人矚目的成果，但新型抗震結(jié)構(gòu)體系仍然是當(dāng)今工程結(jié)構(gòu)領(lǐng)域關(guān)注的熱點(diǎn)。型鋼混凝土剪力墻因具有強(qiáng)度高、剛度大、穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛地應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)中[1-2]。目前型鋼混凝土剪力墻抗震性能方面的研究也越來越多[3-8]，孫建超等[9]對(duì)13片混凝土剪力墻試件(高寬比為1.5，軸壓比為0.5)進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究，通過考慮配筋方式、分布筋配筋率(0.35%～1.96%)等因素，得到墻體分布筋配筋率的增加可提高剪力墻的受剪承載力，但配筋率過高，其延性反而很差。梁興文等[10]對(duì)不同剪跨比型鋼高性能混凝土剪力墻(其端部約束邊緣構(gòu)件的含鋼率分別為8.4%和6.9%)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載下的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：型鋼高性能混凝土剪力墻的破壞形態(tài)與水平分布鋼筋的相對(duì)數(shù)量有關(guān)，水平分布鋼筋相對(duì)數(shù)量越多，試件延性越好。方小丹等[11]對(duì)7個(gè)不同形式的高配筋率邊緣約束構(gòu)件高強(qiáng)混凝土剪力墻試件(邊緣約束構(gòu)件內(nèi)的縱筋配筋率為5%～8%)和1個(gè)普通配筋率(配筋率為1.58%)的高強(qiáng)混凝土剪力墻試件進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明：在一定條件下，適當(dāng)提高分布鋼筋配筋率，可以顯著提高高強(qiáng)混凝土剪力墻的抗震性能。

綜上所述，現(xiàn)有研究主要考慮了配筋方式、配筋率等因素對(duì)型鋼混凝土剪力墻試件抗震性能的影響。為了研究分布筋間距對(duì)型鋼混凝土剪力墻抗震性能的影響，本文設(shè)計(jì)了4個(gè)具有不同分布筋間距的型鋼混凝土剪力墻試件，進(jìn)行了低周反復(fù)加載下的試驗(yàn)研究。

1　試驗(yàn)概況

1.1　試件設(shè)計(jì)

本文試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4個(gè)矩形截面(800 mm×200 mm)剪力墻試件，其剪跨比均為1.75，試件編號(hào)分別為JLQ-1，JLQ-2，JLQ-3和JLQ-4，其中JLQ-1為普通無暗撐對(duì)比試件，JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4為帶X形暗撐且具有不同分布筋間距的試件。試件采用C50商品混凝土，分布筋及主筋全部采用HPB300鋼筋，拉筋用φ6.5的鋼筋梅花型布置。試件配筋及具體參數(shù)情況如圖1和表1所示。

1.2　材性試驗(yàn)

試件的制作是在工地中進(jìn)行的，按照放置型鋼、綁扎鋼筋、支護(hù)模板、澆筑、養(yǎng)護(hù)、拆模的順序進(jìn)行。澆筑混凝土?xí)r制作了1組(共3塊)混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊[12]，自然養(yǎng)護(hù)28 d，取其強(qiáng)度平均值，結(jié)果如表2所示。對(duì)鋼筋及型鋼進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，結(jié)果如表3，4所示。

1.3　試驗(yàn)裝置及加載制度

1.3.1試驗(yàn)裝置

伺服液壓加載系統(tǒng)(MTS)可較精確地模擬實(shí)際荷載，常用來進(jìn)行試件抗震性能試驗(yàn)研究。本文利用伺服液壓加載裝置進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)[13-15]。試驗(yàn)裝置主要由豎向加載裝置(由豎向液壓千斤頂和分配梁組成)和水平加載裝置(主要由水平作動(dòng)器和水平連接裝置組成)兩部分組成，如圖2所示。

1.3.2加載制度

為了模擬構(gòu)件在結(jié)構(gòu)中的實(shí)際受力條件及構(gòu)件在遭受地震時(shí)的情況，試驗(yàn)采用如下加載制度。

豎向加載：試件軸壓比控制為0.18。試驗(yàn)開始前，豎向荷載由千斤頂通過分配梁施加在試件上，分2級(jí)加載，加載至荷載F=550 kN，整個(gè)試驗(yàn)過程中保持不變，其作用線通過試件截面豎向中心線。

水平加載：距離基礎(chǔ)頂面1 400 mm高度處用MTS施加反復(fù)水平荷載，首先施加F=80 kN的水平力，然后逐級(jí)(每一個(gè)循環(huán)增加10 kN)加載直至試件表面出現(xiàn)裂紋，進(jìn)入位移控制加載。在開裂荷載所對(duì)應(yīng)的試件水平位移基礎(chǔ)上，以2 mm為級(jí)差進(jìn)行位移控制加載，每級(jí)位移循環(huán)2次。當(dāng)試件水平承載力降至極限承載力的85%時(shí)，加載結(jié)束。加載制度見圖3。

1.4　測(cè)試內(nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

圖1　各試件配筋(單位:mm)Fig.1　Reinforcement of Specimens (Unit:mm)

針對(duì)不同的測(cè)量目的，在試件不同位置布置不同間距的應(yīng)變片或應(yīng)變花，用聯(lián)機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集與水平力相應(yīng)高度處剪力墻的水平位移、水平荷載值，用X-Y函數(shù)記錄儀記錄構(gòu)件內(nèi)部的鋼筋應(yīng)變以及型鋼應(yīng)變等。剪力墻混凝土應(yīng)變(TS)、剪力墻水平鋼筋應(yīng)變(RHS)、剪力墻豎向鋼筋應(yīng)變(RVS)和暗支撐型鋼應(yīng)變(XS)的測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。

表1　剪力墻試件參數(shù)Tab.1　Parameters of Shear Wall Specimens

表2　混凝土的力學(xué)性能指標(biāo)Tab.2　Mechanical Performance Indexes of Concrete

表3　鋼筋的力學(xué)性能指標(biāo)Tab.3　Mechanical Performance Indexes of Steel Bars

表4　型鋼的力學(xué)性能指標(biāo)Tab.4　Mechanical Performance Indexes of Steel

圖2　試驗(yàn)加載裝置Fig.2　Test Loading Device

圖3　位移控制加載曲線Fig.3　Loading Curve Under Displacement Control

圖4　應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置(單位:mm)Fig.4　Arrangement of Strain Measuring Points (Unit:mm)

2　試驗(yàn)現(xiàn)象分析

本文試驗(yàn)是在山東建筑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)與防災(zāi)減災(zāi)實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行。試件的位移-力關(guān)系由MTS在試驗(yàn)過程中自動(dòng)記錄。

2.1　試件JLQ-1

當(dāng)位移Δ=2 mm時(shí)，距離A端底部33 cm處出現(xiàn)第1條裂縫并呈水平狀發(fā)展趨勢(shì)；當(dāng)位移Δ=-6 mm時(shí)，在距離B端底部33 cm處出現(xiàn)第2條裂縫；當(dāng)位移Δ=8 mm時(shí)，墻體底部開始出現(xiàn)水平裂縫；當(dāng)位移Δ=14 mm時(shí)，墻體A端底部受壓區(qū)混凝土壓壞并開始剝落；當(dāng)位移Δ=-26 mm時(shí)，墻體中部混凝土開始剝落；當(dāng)位移Δ=28 mm時(shí)，水平承載力下降至極限承載力的85%，試驗(yàn)終止。試件破壞形態(tài)如圖5(a)所示。

2.2　試件JLQ-2

當(dāng)位移Δ=4 mm時(shí)，距A端底部48 cm處出現(xiàn)第1條裂縫；當(dāng)位移Δ=-6 mm時(shí)，距B端底部48 cm處出現(xiàn)第2條裂縫，且裂縫末端有小裂縫出現(xiàn)；當(dāng)位移Δ=22 mm時(shí)，距B端根部混凝土壓碎并有少許剝落；當(dāng)位移Δ=36 mm時(shí)，B端混凝土破壞嚴(yán)重；當(dāng)位移Δ=-36 mm時(shí)，A端混凝土出現(xiàn)較嚴(yán)重的剝落現(xiàn)象；當(dāng)位移Δ=46 mm時(shí)，A，B兩端均破壞嚴(yán)重，水平承載力下降至極限承載力的85%，試驗(yàn)終止。試件破壞形態(tài)如圖5(b)所示。

2.3　試件JLQ-3

當(dāng)位移Δ=4 mm時(shí)，距A端根部41 cm處出現(xiàn)第1條裂縫；當(dāng)位移Δ=-6 mm時(shí)，距B端根部37 cm處出現(xiàn)第2條裂縫；當(dāng)位移Δ=10 mm時(shí)，距A端底部21 cm處出現(xiàn)新的裂縫；當(dāng)位移Δ=22 mm時(shí)，A端原有裂縫繼續(xù)發(fā)展且B端部分混凝土出現(xiàn)剝落現(xiàn)象；當(dāng)位移Δ=34 mm時(shí)，A端裂縫迅速發(fā)展，發(fā)展成主裂縫；當(dāng)位移Δ=36 mm時(shí)，水平承載力下降至極限承載力的85%，試驗(yàn)終止。試件破壞形態(tài)如圖5(c)所示。

圖5　各試件破壞形態(tài)Fig.5　Failure Modes of Specimens

2.4　試件JLQ-4

當(dāng)位移Δ=4 mm時(shí)，距A端底部18 mm處出現(xiàn)第1條裂縫并呈水平狀發(fā)展趨勢(shì)；當(dāng)位移Δ=-6 mm時(shí)，距B端底部40 cm處出現(xiàn)第2條裂縫并呈水平狀發(fā)展趨勢(shì)；當(dāng)位移Δ=-20 mm時(shí)，B端根部裂縫迅速發(fā)展并與A端裂縫相貫通；當(dāng)位移Δ=-22 mm時(shí)，B端混凝土剝落嚴(yán)重，鋼筋裸露；當(dāng)位移Δ=28 mm時(shí)，B端混凝土剝落嚴(yán)重；當(dāng)位移Δ=34 mm時(shí)，兩端混凝土均被壓碎，水平承載力下降至極限承載力的85%，試驗(yàn)終止。試件破壞形態(tài)如圖5(c)所示。

2.5　破壞形態(tài)分析

通過對(duì)比分析上述4個(gè)試件的破壞形態(tài)，可得如下結(jié)論：

(1)對(duì)比試件JLQ-1的主裂縫呈現(xiàn)剪切破壞，試件JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4的主裂縫呈現(xiàn)彎曲破壞。

(2)相對(duì)于對(duì)比試件JLQ-1，試件JLQ-2的裂縫寬度變小，裂縫數(shù)量明顯增多，塑性鉸范圍擴(kuò)大，耗能能力明顯提高，說明型鋼暗撐有利于提高試件的耗能能力。

(3)試件JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4中，試件JLQ-3裂縫最多，分布最廣，且沿暗撐走向分布明顯，塑性鉸范圍最大，這表明JLQ-3的耗能能力最好。同時(shí)從各試件破壞形態(tài)中發(fā)現(xiàn)，試件JLQ-3受壓區(qū)混凝土被壓碎剝落的程度最輕，說明試件JLQ-3的抗震性能最好。

2.6　應(yīng)變分析

鋼筋和型鋼的應(yīng)變可以進(jìn)一步說明試件的受力機(jī)理，本文選取型鋼應(yīng)變測(cè)點(diǎn)XS2、水平鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)RHS1和豎向鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)RVS1的應(yīng)變值進(jìn)行分析，結(jié)果如圖6所示。圖6中設(shè)定型鋼和鋼筋應(yīng)變值，當(dāng)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)處型鋼或鋼筋受拉時(shí)應(yīng)變值為正，受壓時(shí)應(yīng)變值為負(fù)。

圖6　試件應(yīng)變分析結(jié)果Fig.6　Strain Analysis Results of Specimens

由圖6可知：整體上試件內(nèi)的型鋼應(yīng)變水平要大于鋼筋應(yīng)變水平；試件JLQ-3的型鋼應(yīng)變水平最大，波動(dòng)性也大，試件JLQ-2的應(yīng)變水平其次，試件JLQ-4的應(yīng)變水平最小，這表明試件內(nèi)分布筋越密，內(nèi)部型鋼應(yīng)變?cè)酱螅豢傮w上，試件的豎向鋼筋應(yīng)變水平較水平鋼筋應(yīng)變水平小，且無論豎向鋼筋應(yīng)變還是水平鋼筋應(yīng)變，試件JLQ-3的應(yīng)變水平最低，即試件JLQ-3的抗變形能力最好。

3　試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1　滯回曲線

滯回曲線是試件水平反復(fù)荷載與水平位移的直接體現(xiàn)，其數(shù)據(jù)由MTS直接采集并記錄。各試件滯回曲線如圖7所示。

圖7　各試件滯回曲線Fig.7　Hysteretic Curves of Specimens

由圖7可知：

(1)隨著位移的增大，試件滯回環(huán)逐漸變飽滿，所圍面積增大，滯回曲線開始向位移軸傾斜，剛度退化逐漸明顯，殘余變形不斷積累直至加載結(jié)束。

(2)相對(duì)于對(duì)比試件JLQ-1，試件JLQ-2的滯回環(huán)相對(duì)飽滿，所圍面積變更大，說明其耗能能力明顯提高。

(3)試件JLQ-4的滯回曲線有明顯的捏縮現(xiàn)象，黏結(jié)滑移相對(duì)嚴(yán)重；試件JLQ-2的滯回曲線捏縮現(xiàn)象最不明顯，黏結(jié)滑移相對(duì)較輕。說明分布筋間距對(duì)試件內(nèi)部的黏結(jié)滑移有影響，分布筋間距越大，黏結(jié)滑移相對(duì)越大。

(4)相對(duì)于對(duì)比試件JLQ-1，試件JLQ-2，JLQ-3及JLQ-4的滯回環(huán)面積明顯增大，表明型鋼暗撐提高了試件的耗能能力。

3.2　骨架曲線

骨架曲線是每次循環(huán)加載達(dá)到水平承載力最大值的軌跡，反映了構(gòu)件受力與變形的不同階段及特性(強(qiáng)度、剛度、延性、耗能及抗倒塌能力等)。各試件正負(fù)向骨架曲線趨勢(shì)相同，整體發(fā)展形勢(shì)基本一致(圖8)。

圖8　各試件骨架曲線Fig.8　Skeleton Curves of Specimens

由圖8可知：

(1)各試件初始剛度基本一致，說明暗撐及分布筋間距對(duì)試件的初始剛度無顯著影響，試件初始剛度只與試件的截面尺寸以及混凝土的強(qiáng)度等級(jí)有關(guān)。

(2)試件JLQ-3的承載能力最大；試件JLQ-2的承載能力次之；試件JLQ-4的承載能力最小。

(3)試件JLQ-3的屈服段最長(zhǎng)，試件JLQ-2的屈服段次之，試件JLQ-4的屈服段最短，表明分布筋對(duì)試件的耗能有顯著影響，且分布筋間距越小，試件的耗能越大，分布筋間距越大，試件的耗能越低，試件的耗能隨分布筋間距的增大而減小。

(4)試件JLQ-2骨架曲線的下降段下降最緩慢，表明試件JLQ-2在加載后期有較好的塑性變形能力。

3.3　承載力分析

各試件的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載及其比值如表5所示，同時(shí)將各荷載值與分布筋間距的關(guān)系整理成圖10。表5中Fcr為開裂荷載，F(xiàn)y為屈服荷載，F(xiàn)u為極限荷載，μcu為開裂荷載與極限荷載的比值，μcu=Fcr/Fu，μyu為屈服荷載與極限荷載的比值，μyu=Fy/Fu，F(xiàn)cr，F(xiàn)y，F(xiàn)u均取正負(fù)兩向加載均值。屈服荷載采用通用彎矩屈服法[14]確定。通用彎矩屈服法如圖9所示。圖9中，過原點(diǎn)的彈性理論值OA線與過極限荷載點(diǎn)的水平線相交于A點(diǎn)，過A點(diǎn)作垂線與骨架曲線相交于B點(diǎn)，連接OB并延長(zhǎng)，與過極限荷載點(diǎn)的水平線交于C點(diǎn)，過C點(diǎn)作垂線與骨架曲線相交于D點(diǎn)，D點(diǎn)即為屈服荷載點(diǎn)，Δy為屈服位移。

表5　試件開裂荷載、屈服荷載、極限荷載試驗(yàn)值Tab.5　Test Values of Cracking Load, Yield Load and Ultimate Load

圖9　通用彎矩屈服法Fig.9　Universal Moment Yield Method

圖10　承載力-分布筋間距關(guān)系Fig.10　Relation of Bear Capacity and Distributed Reinforcement Spacing

由表5及圖10可以看出：

(1)與試件JLQ-1相比，試件JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4的極限承載力分別提高了45.9%，66.8%和41.0%，說明型鋼剪力墻試件的承載能力較對(duì)比試件有顯著提高。

(2)試件JLQ-3的Fcr，F(xiàn)y，F(xiàn)u三個(gè)值均最大，試件JLQ-4的Fcr，F(xiàn)y，F(xiàn)u三個(gè)值均最小。這說明分布筋間距越小，試件的Fcr，F(xiàn)y，F(xiàn)u越大，分布筋間距越大，試件的Fcr，F(xiàn)y，F(xiàn)u越小。

3.4　剛度退化分析

本文采用同級(jí)變形下的割線剛度[14]表示試件的剛度。割線剛度的計(jì)算方法如圖11所示，即采用每個(gè)位移循環(huán)中的荷載最大值與對(duì)應(yīng)位移之比作為割線剛度，每個(gè)循環(huán)的割線剛度取正向加載剛度K1和負(fù)向加載剛度K2的平均值K，最終的割線剛度取所有同級(jí)加載循環(huán)割線剛度的平均值。通過上述方法計(jì)算的割線剛度退化曲線如圖12所示。

圖11　割線剛度計(jì)算方法Fig.11　Secant Stiffness Calculation Method

圖12　試件剛度退化曲線Fig.12　Stiffness Degradation Curves of Specimens

由圖12可知：

(1)加載初期，隨著位移的不斷增大，各試件剛度退化較快；加載后期，尤其進(jìn)入屈服階段后，各試件剛度的退化速度隨位移的增大而漸趨緩慢。

(2)加載初期，各試件的剛度退化曲線基本重合，表明初始剛度基本一致。隨加載的不斷進(jìn)行，剛度退化曲線不再一致，出現(xiàn)分化，具體表現(xiàn)在：對(duì)比試件JLQ-1的剛度退化曲線隨位移的增大下降最快，處于所有曲線最下方。這說明普通剪力墻試件的剛度退化現(xiàn)象最嚴(yán)重。

(3)試件JLQ-3的后期剛度最大，試件JLQ-4的后期剛度最小。這表明分布筋間距對(duì)試件后期剛度有明顯的影響，分布筋間距越小，試件的后期剛度越大。

3.5　延性分析

延性系數(shù)反映結(jié)構(gòu)構(gòu)件的變形能力，是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的主要指標(biāo)之一。目前有關(guān)延性系數(shù)定義有很多種，本文選用以下定義：結(jié)構(gòu)破壞時(shí)的極限位移Δu和屈服時(shí)的屈服位移Δy之比，即

采用基于荷載峰值的確定方法確定極限位移，采用彎矩屈服法確定屈服位移和屈服荷載，各試件的延性系數(shù)見表6。

表6　試件延性系數(shù)Tab.6　Ductility Coefficients of Specimens

由表6可以得出以下結(jié)論:

(1)相對(duì)于對(duì)比試件JLQ-1，試件JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4的延性分別提高了27.8%，29.2%，11.3%。

(2)試件JLQ-2，JLQ-3，JLQ-4中，試件JLQ-3的延性系數(shù)最大，試件JLQ-4的延性系數(shù)最小。這說明分布筋間距越小，試件延性越好，分布筋間距越大試件延性越差，且試件延性隨分布筋間距的增大呈線性降低關(guān)系。

4　討　論

考慮到普通鋼筋混凝土構(gòu)件存在超筋、適筋和少筋現(xiàn)象，即存在最佳配筋問題，因而提出假設(shè)：對(duì)于型鋼混凝土構(gòu)件，其分布筋也可能存在最佳間距(最佳配筋率)，即分布筋間距越小，試件的抗震性能、耗能能力、延性等未必越好。后續(xù)會(huì)通過開展大量試驗(yàn)來驗(yàn)證上述假設(shè)，并找到最佳分布筋間距。

5　結(jié)語

(1)各試件均發(fā)生彎剪破壞，其中普通剪力墻對(duì)比試件的主裂縫呈現(xiàn)剪切破壞，型鋼混凝土剪力墻試件在剪切破壞的同時(shí)彎曲破壞更加明顯，而且分布筋間距越小的試件出現(xiàn)的裂縫越細(xì)密，分布范圍越廣。

(2)當(dāng)分布筋間距相同時(shí)，型鋼剪力墻試件的滯回環(huán)較普通剪力墻試件飽滿，耗能能力明顯提高，同時(shí)延性系數(shù)較大，延性提高顯著，由此可見型鋼混凝土剪力墻試件在耗能和延性方面的抗震性能明顯優(yōu)于普通剪力墻試件。

(3)分布筋間距對(duì)試件的承載力有較大影響，分布筋間距越小，試件承載力越大；反之，分布筋間距越大，試件的承載力越小。

(4)分布筋間距對(duì)試件的初始剛度幾乎無影響，但對(duì)試件的后期剛度影響較大。試件的后期剛度隨著試件分布筋間距的增大而減小。試件的后期剛度均大于對(duì)比試件的后期剛度。

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