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钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究

邓明科 刘俊超 张阳玺 刘海勃 景武斌

邓明科, 刘俊超, 张阳玺, 刘海勃, 景武斌. 钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
引用本文: 邓明科, 刘俊超, 张阳玺, 刘海勃, 景武斌. 钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
Ming-ke DENG, Jun-chao LIU, Yang-xi ZHANG, Hai-bo LIU, Wu-bin JING. INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL-PLATE AND HIGH DUCTILE CONCRETE COMPOSITE LOW-RISE SHEAR WALLS[J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
Citation: Ming-ke DENG, Jun-chao LIU, Yang-xi ZHANG, Hai-bo LIU, Wu-bin JING. INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL-PLATE AND HIGH DUCTILE CONCRETE COMPOSITE LOW-RISE SHEAR WALLS[J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414

钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
基金项目: 国家自然科学基金项目(51578445,51708445)
详细信息
    作者简介:

    邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,主要从事新材料与新型结构体系研究(E-mail: dengmingke@126.com)

    刘俊超(1993−),男,陕西西安人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: liujessechao@126.com)

    刘海勃(1991−),男,陕西咸阳人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: 1069638083@qq.com)

    景武斌(1989−),男,陕西宝鸡人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: 346025123@qq.com)

    通讯作者: 张阳玺(1990−),男,四川安岳人,讲师,博士,主要从事新材料与结构加固研究(E-mail: yangxizhang@xauat.edu.cn)
  • 中图分类号: TU398.2

INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL-PLATE AND HIGH DUCTILE CONCRETE COMPOSITE LOW-RISE SHEAR WALLS

  • 摘要: 为提高低矮剪力墙的抗震性能,提出外包钢板-高延性混凝土(HDC)组合低矮剪力墙。设计了1片HDC低矮剪力墙、2片内置钢板-HDC组合低矮剪力墙和2片外包钢板-HDC组合低矮剪力墙,通过拟静力试验,研究了轴压比、配钢形式对试件破坏形态、滞回性能、承载能力、变形能力、耗能能力和刚度退化的影响。试验结果表明:HDC低矮剪力墙发生剪切破坏,内置钢板-HDC组合低矮剪力墙发生弯剪破坏,外包钢板-HDC组合低矮剪力墙发生弯曲破坏;与HDC低矮剪力墙相比,钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力和承载力明显提高;钢板-HDC组合低矮剪力墙的峰值荷载和刚度受轴压比的影响较小;轴压比从0.5变到0.7时,内置钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力降低,外包钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力没有降低;提出钢板-HDC组合低矮剪力墙受弯承载力计算公式,其计算值与试验值吻合较好。
  • 图  1  试件尺寸及配筋图 /mm

    Figure  1.  Dimensions and reinforcement details of specimens

    图  2  试验加载装置

    Figure  2.  Test setup

    图  3  试件破坏形态

    Figure  3.  Failure modes of specimens

    图  4  荷载-位移滞回曲线

    Figure  4.  Load-displacement hysteretic loops

    图  5  试件骨架曲线

    Figure  5.  Skeleton curves of specimens

    图  6  刚度退化曲线

    Figure  6.  Curves of stiffness degradation

    图  7  截面峰值荷载状态受力示意图

    Figure  7.  Stress and strain profiles of wall at peak loading state

    表  1  试件参数

    Table  1.   Parameters of specimens

    试件编号边缘约束构件水平分布钢筋竖向分布钢筋钢板厚度/mm剪跨比设计轴压比竖向荷载/kN
    纵筋箍筋方钢管厚度/mm
    HW42026@8028@12026@1001.00.5924
    SHW-1416426@12026@1201×31.00.71294
    SHW-2416426@12026@1201×31.00.5924
    DHW-141642×31.00.71294
    DHW-241642×31.00.5924
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    表  2  PVA纤维各项性能指标

    Table  2.   Performance indicators of PVA

    长度/
    mm
    直径/
    μm
    长径比/
    (×103)
    抗拉强度/
    MPa
    弹性模量/
    GPa
    伸长率/
    (%)
    密度/
    (g/cm3)
    12390.3116004071.3
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    表  3  HDC的力学性能

    Table  3.   Mechanical properties of HDC

    材料$ {f_{\rm{t} }} $/MPa极限拉应变${\varepsilon _{{\rm{tu}}}}$$ {f_{ {\rm{cu} }} } $/MPa${f_{\rm{p}}}$/MPa峰值压应变${\varepsilon _{\rm{0}}}$
    HDC5.080.00852.1245.190.0039
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    表  4  钢材的材料性能

    Table  4.   Material properties of steel

    钢筋型号$ {f_{\rm{y} }} $/MPa$ {f_{\rm{u} }} $/MPa弹性模量E/GPa
    6392581210
    8355508210
    16418588200
    20423585200
    钢板255364210
    方钢管239322200
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    表  5  各试件的特征点及延性指标

    Table  5.   Characteristic points of specimens and ductility indices

    试件
    编号
    开裂荷载Pcr/kN开裂位移Δcr/mm屈服荷载Py/kN屈服位移Δy/mm峰值荷载Pu/kN极限荷载0.85Pu/kN极限位移Δu/mm延性系数μ=Δu/Δy极限位移角θ=Δu/H
    HW 300 1.85 618 7.52 736 649 17.59 2.34 1/57
    SHW-1 500 2.53 960 8.84 1130 925 22.36 2.53 1/45
    SHW-2 500 2.66 910 9.33 1085 937 28.86 3.09 1/35
    DHW-1 1027 9.26 1219 1036 25.44 2.75 1/39
    DHW-2 957 8.92 1142 971 22.90 2.57 1/44
    注:表中荷载、位移均取试件正、负向加载的平均值。
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    表  6  各试件的累积耗能

    Table  6.   Energy dissipation of specimens

    试件编号累积耗能E/(kN·mm)
    屈服点峰值点极限位移点
    HW12 03528 82875 987
    SHW-111 27059 308238 452
    SHW-224 37295 248314 356
    DHW-118 84479 616239 649
    DHW-213 12447 797200 418
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    表  7  HDC等效应力图形系数

    Table  7.   Equivalent rectangular stress block parameters

    εcαcβcεtαtβt
    0.00340.670.660.00230.960.91
    0.00700.780.690.00290.960.92
    0.00780.830.700.00450.970.95
    0.00880.880.710.00630.970.96
    0.00960.910.730.00800.980.97
    0.01060.920.750.00970.990.97
    注:αcβc表示受压区HDC等效应力图形系数;αtβt表示受拉区HDC等效应力图形系数;角标c表示受压;角标t表示受拉。
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    表  8  计算值与试验值的比较

    Table  8.   Comparison between calculated and test values

    试件编号计算值/kN实测值/kN计算值/试验值
    SHW-1118111301.045
    SHW-2118410851.091
    DHW-1123112530.982
    DHW-2123811421.084
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-07-25
  • 修回日期:  2019-11-15
  • 网络出版日期:  2021-02-03
  • 刊出日期:  2021-02-03

钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
    基金项目:  国家自然科学基金项目(51578445,51708445)
    作者简介:

    邓明科(1979−),男,四川南充人,教授,博士,主要从事新材料与新型结构体系研究(E-mail: dengmingke@126.com)

    刘俊超(1993−),男,陕西西安人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: liujessechao@126.com)

    刘海勃(1991−),男,陕西咸阳人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: 1069638083@qq.com)

    景武斌(1989−),男,陕西宝鸡人,硕士,主要从事建筑结构及抗震研究(E-mail: 346025123@qq.com)

    通讯作者: 张阳玺(1990−),男,四川安岳人,讲师,博士,主要从事新材料与结构加固研究(E-mail: yangxizhang@xauat.edu.cn)
  • 中图分类号: TU398.2

摘要: 为提高低矮剪力墙的抗震性能,提出外包钢板-高延性混凝土(HDC)组合低矮剪力墙。设计了1片HDC低矮剪力墙、2片内置钢板-HDC组合低矮剪力墙和2片外包钢板-HDC组合低矮剪力墙,通过拟静力试验,研究了轴压比、配钢形式对试件破坏形态、滞回性能、承载能力、变形能力、耗能能力和刚度退化的影响。试验结果表明:HDC低矮剪力墙发生剪切破坏,内置钢板-HDC组合低矮剪力墙发生弯剪破坏,外包钢板-HDC组合低矮剪力墙发生弯曲破坏;与HDC低矮剪力墙相比,钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力和承载力明显提高;钢板-HDC组合低矮剪力墙的峰值荷载和刚度受轴压比的影响较小;轴压比从0.5变到0.7时,内置钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力降低,外包钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力没有降低;提出钢板-HDC组合低矮剪力墙受弯承载力计算公式,其计算值与试验值吻合较好。

English Abstract

邓明科, 刘俊超, 张阳玺, 刘海勃, 景武斌. 钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
引用本文: 邓明科, 刘俊超, 张阳玺, 刘海勃, 景武斌. 钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究[J]. 工程力学, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
Ming-ke DENG, Jun-chao LIU, Yang-xi ZHANG, Hai-bo LIU, Wu-bin JING. INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL-PLATE AND HIGH DUCTILE CONCRETE COMPOSITE LOW-RISE SHEAR WALLS[J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
Citation: Ming-ke DENG, Jun-chao LIU, Yang-xi ZHANG, Hai-bo LIU, Wu-bin JING. INVESTIGATION ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL-PLATE AND HIGH DUCTILE CONCRETE COMPOSITE LOW-RISE SHEAR WALLS[J]. Engineering Mechanics, 2021, 38(3): 40-49. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.07.0414
  • 钢板-混凝土组合剪力墙是高层及超高层建筑采用的一种新型组合结构,它具有减小墙体厚度、减轻结构自重等优势[1],还可以提高构件的承载力和变形能力[2]。但是,当剪跨比较小时,组合剪力墙的抗震性能和变形能力明显降低,导致结构的地震损伤程度较大。

    国外学者[3-4]对带加劲肋的双钢板剪力墙进行了试验研究,结果表明此类剪力墙抗震性能良好,但是由于构造复杂、施工困难、造价偏高,其在工程应用中受到极大限制。吕西林等[5]对内置钢板钢筋混凝土剪力墙进行了试验研究,结果表明钢板对于提高构件的抗震性能效果十分明显。陈丽华等[6]提出了一种新型的配置L形拉结件的双钢板-混凝土组合剪力墙,结果表明此新型组合剪力墙具有较高的承载力和较好的延性。李小军和李晓虎[7-8]研究了应用于核电工程的双钢板-混凝土组合剪力墙,并提出了剪力墙试件的受弯承载力计算公式。聂建国等[9-10]进行了低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙拟静力试验研究,结果表明双钢板-混凝土组合剪力墙具有良好的承载能力、抗侧刚度。但是,在低矮剪力墙的研究中发现,由于混凝土的脆性和开裂软化特点,墙体内部的混凝土破损严重,导致结构的延性较差,且地震损伤后难以修复。

    高延性混凝土[11-14](high ductile concrete,简称HDC)是一种具有高韧性、高抗裂性能和高耐损伤能力的新型结构材料,具有明显的受拉应变硬化和多裂缝开展特性。基于HDC的力学性能优势,采用HDC替换混凝土应用于钢框架组合剪力墙[15],可使构件的抗震性能显著提高,实现具有延性的剪切破坏;在钢板-HDC组合连梁的拟静力试验研究[16]中发现,连梁基体采用HDC可提高构件的塑性变形和耐损伤能力,HDC与钢腹板的协同工作性能良好,有利于钢腹板抗剪作用的发挥。基于以上研究,将HDC与钢板进行组合,提出外包钢板-HDC组合低矮剪力墙,并通过拟静力试验,研究不同轴压比、不同配钢形式对低矮剪力墙的破坏形态、滞回性能、承载能力、变形能力、耗能能力和刚度退化的影响,为钢板-HDC组合低矮剪力墙的工程应用提供依据。

    • 本试验共设计了5片低矮剪力墙,其中1片HDC低矮剪力墙(HW),2片内置钢板-HDC组合低矮剪力墙(SHW-1,SHW-2),2片外包钢板-HDC组合低矮剪力墙(DHW-1,DHW-2)。HDC的强度等级按C50设计,所有试件的剪跨比均为1.0,墙体截面尺寸均为1000 mm×100 mm,剪力墙高度均为900 mm。顶部加载梁的高度为200 mm,水平荷载加载点至墙体底部的距离为1000 mm,底部加强区高度为200 mm,采用槽钢进行约束及对拉螺栓进行有效连接,以便试件与底梁连接,底梁采用可替换式钢底梁装置。

      试件HW两端设置分段约束箍筋[17];试件SHW-1、SHW-2、DHW-1、DHW-2两端设置方钢管HDC端柱,方钢管内布置4根直径16 mm 的竖向受力钢筋;试件SHW-1、SHW-2钢板两侧分布有直径6 mm 的水平和竖向分布钢筋,DHW-1、DHW-2试件外包钢板通过对拉螺栓与内填HDC形成有效连接,对拉螺栓布置尺寸为100 mm×100 mm。方钢管和钢板均采用Q235钢材。钢筋和钢板与端柱及底板均采用焊接连接。

      试件SHW-1、DHW-1的设计轴压比为0.7,竖向荷载为1294 kN (12.94 MPa),试件HW、SHW-2和DHW-2的设计轴压比为0.5,竖向荷载为924 kN (9.24 MPa)。其中,设计轴压比 n=Nc/(fcAw),${N_{\rm{c}}}$为轴压力设计值(可取${N_{\rm{c}}} = 1.25\;{{N}}$$N$为轴压力试验值);${f_{\rm{c}}}$为混凝土轴心抗压强度设计值;Aw为剪力墙总截面面积。5片低矮剪力墙的具体参数如表1所示,各试件的尺寸及配筋见图1

      表 1  试件参数

      Table 1.  Parameters of specimens

      试件编号边缘约束构件水平分布钢筋竖向分布钢筋钢板厚度/mm剪跨比设计轴压比竖向荷载/kN
      纵筋箍筋方钢管厚度/mm
      HW42026@8028@12026@1001.00.5924
      SHW-1416426@12026@1201×31.00.71294
      SHW-2416426@12026@1201×31.00.5924
      DHW-141642×31.00.71294
      DHW-241642×31.00.5924

      图  1  试件尺寸及配筋图 /mm

      Figure 1.  Dimensions and reinforcement details of specimens

    • HDC主要由PVA纤维、Ⅰ级粉煤灰、P·O 42.5R普通硅酸盐水泥、精细河砂、矿物掺合料、水和高效萘系减水剂按一定比例制备而成。PVA纤维的体积掺量为1.5%,纤维各项力学性能指标如表2所示。

      HDC基本力学性能见表3,其中:${f_{\rm{t}}}$为轴心抗拉强度,采用截面尺寸为50 mm×15 mm的狗骨型试件通过单轴拉伸试验测得;${f_{{\rm{cu}}}}$为采用边长为100 mm的立方体试块测得的抗压强度;${f_{\rm{p}}}$为采用100 mm×100 mm×300 mm的棱柱体测得的抗压强度;钢筋、方钢管和钢板的力学性能如表4所示。

      表 2  PVA纤维各项性能指标

      Table 2.  Performance indicators of PVA

      长度/
      mm
      直径/
      μm
      长径比/
      (×103)
      抗拉强度/
      MPa
      弹性模量/
      GPa
      伸长率/
      (%)
      密度/
      (g/cm3)
      12390.3116004071.3

      表 3  HDC的力学性能

      Table 3.  Mechanical properties of HDC

      材料$ {f_{\rm{t} }} $/MPa极限拉应变${\varepsilon _{{\rm{tu}}}}$$ {f_{ {\rm{cu} }} } $/MPa${f_{\rm{p}}}$/MPa峰值压应变${\varepsilon _{\rm{0}}}$
      HDC5.080.00852.1245.190.0039

      表 4  钢材的材料性能

      Table 4.  Material properties of steel

      钢筋型号$ {f_{\rm{y} }} $/MPa$ {f_{\rm{u} }} $/MPa弹性模量E/GPa
      6392581210
      8355508210
      16418588200
      20423585200
      钢板255364210
      方钢管239322200
    • 对本试验的5片剪力墙进行拟静力试验,采用荷载-变形双控制的加载制度,先施加预定的竖向荷载并保持不变,试件屈服前,以荷载控制并进行分级加载,每级荷载循环1次,极差100 kN;试件屈服后,在屈服位移的基础上以4 mm为极差采用位移控制进行加载,每级循环3次。加载至试件承载力降至峰值荷载的85%之后,停止加载。试验中以推向为正,拉向为负。试验加载装置如图2所示。

      图  2  试验加载装置

      Figure 2.  Test setup

      试验共安装了4个位移计,分布情况如下:试件顶部加载梁中部布置一个位移计,以测试墙体顶点位移;在墙体一侧沿对角线方向各布置一个位移计,以测试墙体的剪切变形;在底梁端部安装一个位移计,以测量试件的整体水平滑移。

    • 5个试件的最终破坏形态如图3所示,开裂损伤发展过程和破坏形态描述如下:

      图  3  试件破坏形态

      Figure 3.  Failure modes of specimens

      1) 试件HW

      当加载到300 kN时,墙体下方出现水平裂缝;随着水平推力的增加,原有裂缝发展并延伸,形成交叉裂缝,墙体下侧出现多条剪切斜裂缝;加载到600 kN时,试件屈服,改用位移控制加载;当加载到15 mm时,墙体角部HDC出现压酥现象;加载至19 mm时,墙体底部出现一条剪切滑移裂缝,两个主对角线形成明显的交叉剪切斜裂缝,试件破坏,为弯曲屈服后的剪切破坏。

      2) 试件SHW-1和SHW-2

      试件SHW-1和SHW-2的破坏过程类似,以试件SHW-1为主要描述对象。对于试件SHW-1,当加载到500 kN时,墙体底部出现细密的水平裂缝和斜裂缝;加载到900 kN时,墙体出现大量剪切斜裂缝;加载到1000 kN时,试件屈服,改用位移控制加载;当加载到17.5 mm时,方钢管底部受压外鼓;加载到25.5 mm时,墙体下部HDC保护层外鼓剥落,剪切斜裂缝、水平裂缝贯通,墙体上部出现较宽竖缝,墙体的方钢管屈曲明显,试件破坏,破坏形式为弯剪破坏。

      与试件SHW-1相比,SHW-2的墙体脚部HDC压酥现象较轻,当加载到21 mm时,钢管屈曲明显,加载到33 mm时,试件破坏,破坏形式为弯剪破坏。

      3) 试件DHW-1和DHW-2

      试件DHW-1和DHW-2的破坏过程类似,以试件DHW-1为主要描述对象。对于试件DHW-1,当加载到600 kN时,试件右侧的方钢管底部开始屈服;加载到900 kN时,外包钢板开始屈服,角部钢板轻微外鼓;加载到1100 kN时,外包钢板交叉外鼓,方钢管底部外鼓屈曲增加,试件开始屈服,改用位移控制加载;当加载到19 mm时,墙体的方钢管端柱侧面明显外鼓,槽钢包围区域内的HDC被拉起,钢板交叉外鼓;加载到31 mm时,双钢板外鼓明显,底部加强区的HDC和暗柱被拔出,墙体的对拉螺栓有一部分已经松动,试件破坏。

      与试件DHW-1相比,当加载到1100 kN时,DHW-2的外包钢板开始屈服,加载到20 mm时,试件底部加强区HDC略微翘起,加载到28 mm时,试件破坏,试件底部加强区的HDC和暗柱未被拔出来。

      图3(f)可看出试件DHW-1和DHW-2破坏后,外包钢板内部的HDC材料基本完好,无破碎现象,两个试件的破坏形式均为弯曲破坏。说明将HDC材料应用到外包钢板-混凝土组合剪力墙中可以减小试件破坏的损伤程度,地震损伤后更容易修复。

    • 5片剪力墙的滞回曲线如图4所示。各试件的滞回曲线的特点如下:

      图  4  荷载-位移滞回曲线

      Figure 4.  Load-displacement hysteretic loops

      1) 加载初期,试件均处于弹性段,滞回曲线在往复荷载作用下基本呈线性,试件残余变形很小,刚度退化不明显。屈服后,试件的滞回曲线开始明显偏离直线,滞回环逐渐变得饱满;各试件的滞回环基本均呈尖梭型,表现出良好的耗能能力。

      2) 与试件HW相比,钢板-HDC组合低矮剪力墙的滞回环更饱满,每一级位移循环中强度退化更小,峰值荷载后承载力和刚度退化更缓慢,表现出更好的变形能力。

      3) 钢板-HDC组合剪力墙中,外包钢板-HDC组合剪力墙的滞回曲线具有相对明显的捏拢效应,该现象与剪力墙两侧钢板外鼓并与内部HDC界面脱粘有关;轴压比从0.5增大到0.7时,内置钢板- HDC组合剪力墙的滞回特性明显降低,而对外包钢板-HDC组合剪力墙的滞回性能无明显影响。

    • 将荷载-位移曲线中各滞回环峰值点相连可得到试件的骨架曲线,如图5所示。各试件骨架曲线的特点如下:

      图  5  试件骨架曲线

      Figure 5.  Skeleton curves of specimens

      1) 与试件HW相比,钢板-HDC组合低矮剪力墙的骨架曲线弹性段明显变长,峰值荷载显著提高(47.4%~65.6%),峰值后的承载力下降更平缓,可见,将HDC与钢板组合应用于低矮剪力墙,可显著提高构件的延性和塑性变形能力,其原因是钢板与HDC能够很好地协同工作。

      2) 轴压比相同时,外包钢板-HDC组合剪力墙峰值荷载大于内置钢板-HDC组合剪力墙;轴压比增大到0.7时,内置钢板-HDC组合剪力墙(SHW-1)极限位移大幅降低,其原因是内置单钢板受压屈曲,对受压区HDC形成外鼓力,降低了墙截面的变形能力;而外包钢板-HDC组合剪力(DHW-1)的极限位移没有降低,同时,试件DHW-1极限位移大于试件DHW-2,可见外包钢板-HDC组合剪力墙在轴压比为0.7时依旧具有较好的塑性变形,其原因是双钢板可对(钢板内侧的)HDC形成有效约束作用,使其变形能力提高,进而提高了墙体的极限位移。

    • 以极限位移角θ(构件的极限位移与试件高度之比)衡量构件的延性。根据“能量等值法”来确定试件的屈服点,参考《建筑抗震试验方法规程》[18],取荷载下降至峰值荷载的85%时所对应的曲线上的点为极限位移点,H为加载点到剪力墙底部截面的高度。各试件的骨架曲线特征点和延性指标的计算结果如表5所示,其中延性系数μ为试件的极限位移与屈服位移之比。由表5可知:

      1) 与试件HW相比,试件SHW-2和DHW-2的延性系数分别提高32%和10%、极限位移角分别提高63%和30%,可见钢板-HDC组合剪力墙的塑性变形相比HDC剪力墙有较大提高。

      2) 轴压比从0.5增大到0.7,试件SHW-1的延性系数和极限位移角相比试件SHW-2降低了18%和22%,试件DHW-1的延性系数和极限位移角相比试件DHW-2提高了7%和13%,可见轴压比为0.5时,内置钢板-HDC组合剪力墙有利于提高墙片的塑性变形,而轴压比为0.7时,外包钢板-HDC组合剪力墙依旧具有较好的塑性变形。

      3) 轴压比从0.5增大到0.7时,试件DHW-1的塑性变形略大于试件DHW-2,其原因是双钢板可对(钢板内侧的)HDC形成约束作用,使其变形能力提高,进而提高墙片的截面曲率;轴压比为0.7时,试件SHW-1的塑形变形小于试件DHW-1,其原因是随着轴压比增大,内置单钢板受压屈曲,对受压区HDC形成外鼓力,降低了墙截面的变形能力。

      表 5  各试件的特征点及延性指标

      Table 5.  Characteristic points of specimens and ductility indices

      试件
      编号
      开裂荷载Pcr/kN开裂位移Δcr/mm屈服荷载Py/kN屈服位移Δy/mm峰值荷载Pu/kN极限荷载0.85Pu/kN极限位移Δu/mm延性系数μ=Δu/Δy极限位移角θ=Δu/H
      HW 300 1.85 618 7.52 736 649 17.59 2.34 1/57
      SHW-1 500 2.53 960 8.84 1130 925 22.36 2.53 1/45
      SHW-2 500 2.66 910 9.33 1085 937 28.86 3.09 1/35
      DHW-1 1027 9.26 1219 1036 25.44 2.75 1/39
      DHW-2 957 8.92 1142 971 22.90 2.57 1/44
      注:表中荷载、位移均取试件正、负向加载的平均值。
    • 以试件达到屈服点、峰值点和极限点的累计耗能评价墙片的耗能能力,如表6所示。

      表 6  各试件的累积耗能

      Table 6.  Energy dissipation of specimens

      试件编号累积耗能E/(kN·mm)
      屈服点峰值点极限位移点
      HW12 03528 82875 987
      SHW-111 27059 308238 452
      SHW-224 37295 248314 356
      DHW-118 84479 616239 649
      DHW-213 12447 797200 418

      表6可以看出:

      1) 试件SHW-2在屈服点、峰值点以及极限点下的累积耗能是试件HW的2.03倍、3.30倍和4.14倍;试件DHW-2在屈服点、峰值点以及极限点下的累积耗能是试件HW的1.09倍、1.66倍和2.64倍,可见钢板 -HDC组合低矮剪力墙的抗震性能远远优于HDC剪力墙。

      2) 在屈服点、峰值点以及极限点下,试件SHW-1的累积耗能相比试件SHW-2降低了54%、38%和24%,试件DHW-1的累积耗能相比试件DHW-2提高了44%、67%和20%,可见轴压比为0.7时,外包钢板-HDC剪力墙依旧表现出较好的抗震性能。

    • 采用割线刚度表现试件在水平低周反复荷载作用下的刚度退化特性。割线刚度K按式(1)计算,图6为各试件的刚度退化曲线。

      $${K_i} = \frac{{\left| { + {F_i}} \right| + \left| { - {F_i}} \right|}}{{\left| { + {\Delta _i}} \right| + \left| { - {\Delta _i}} \right|}}$$ (1)

      式中:${K_i}$为第i级加载下的割线刚度;$ + {F_i}$$ - {F_i}$分别为第i级加载下正、反水平峰值荷载值;$ + {\Delta _i}$$ - {\Delta _i}$分别为第i级加载下正、反水平峰值荷载值对应的位移。

      图  6  刚度退化曲线

      Figure 6.  Curves of stiffness degradation

      图6可以看出:

      1) 试件在整个加载过程中的割线刚度随着位移的增大逐渐减小,随着位移的进一步增大,刚度退化曲线都趋于平稳,刚度退化速率越来越低,说明试件在加载后期的受力特性逐渐稳定。

      2) 4个钢板-HDC组合低矮剪力墙的刚度退化曲线明显高于试件HW,说明钢板-HDC组合低矮剪力墙更有利于抗震。

      3) 4个钢板-HDC组合低矮剪力墙的刚度退化曲线基本重合,说明轴压比的影响对钢板-HDC组合低矮剪力墙的割线刚度影响不大。

    • HDC的单轴受压本构方程采用文献[19]提出的两段式模型,其表达式为:

      $$ {\sigma _{\rm{c}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} \!\!\!{{f_{\rm{p}}}\left[ {\dfrac{{A({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0}) - {{({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0})}^2}}}{{1 + (A - 2)({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0})}}} \right],} & \!\!\!{0 \leqslant{\varepsilon _{\rm{c}}} \leqslant{\varepsilon _0}}\\ \!\!\!{{f_{\rm{p}}}\left[ {\dfrac{{B({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0})}}{{1 + (B - 2)({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0}) + {{({\varepsilon _{\rm{c}}}/{\varepsilon _0})}^2}}}} \right],} & \!\!\!{{\varepsilon _0} \leqslant{\varepsilon _{\rm{c}}}} \end{array}} \right. $$ (2)

      式中:A为HDC受压初始切线模量${E_{\rm{c}}}$与峰值应力点处割线模量${E_{\rm{g}}}$的比值;B为与纤维掺量及HDC轴心抗压强度有关的参数;${\varepsilon _0}$为HDC峰值压应变;${f_{\rm{p}}}$为HDC峰值压应力。

    • HDC的单轴受拉本构方程采用文献[19]建议的双线性模型,具体表达式为:

      $${\sigma _{\rm{t}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{\varepsilon _{\rm{t}}}{E_{\rm{t}}},}&{0 \leqslant {\varepsilon _{\rm{t}}} \leqslant{\varepsilon _{{\rm{tc}}}}}\\ {{\sigma _{{\rm{tc}}}} + \left( {{\varepsilon _{\rm{t}}} - {\varepsilon _{{\rm{tc}}}}} \right){E_{\rm{h}}}, }&{{\varepsilon _{{\rm{tc}}}} \leqslant{\varepsilon _{\rm{t}}} \leqslant{\varepsilon _{{\rm{tu}}}}} \end{array}} \right.$$ (3)

      式中:${\sigma _{{\rm{tc}}}}$为开裂强度;${\varepsilon _{{\rm{tc}}}}$为开裂拉应变;${\varepsilon _{{\rm{tu}}}}$为极限拉应变;${E_{\rm{t}}}$为弹性段拉伸弹性模量;${E_{\rm{h}}}$为应变硬化段硬化弹性模量。

    • 试件采用的热轧钢筋具有明显的屈服平台,本文采用理想弹塑性模型:

      $$\begin{array}{l} {\sigma _{\rm{s}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{\varepsilon _{\rm{s}}}{E_{\rm{s}}},}&{0 \leqslant{{\bf{\varepsilon }}_{\rm{s}}} \leqslant{\varepsilon _{{\rm{y}}}}}\\ {{f_{\rm{y}}},}&{{\varepsilon _{\rm{y}}} \leqslant{\varepsilon _{\rm{s}}} \leqslant{\varepsilon _{{\rm{su}}}}} \end{array}} \right. \end{array}\;\;\qquad\qquad$$ (4)

      式中:${f_{\rm{y}}}$为钢筋屈服应力;${E_{\rm{s}}}$为钢筋弹性模量;${\varepsilon _{\rm{y}}}$为钢筋屈服应变;${\varepsilon _{{\rm{su}}}}$为钢筋设计极限应变。

    • 进行钢筋混凝土构件正截面计算时,通常将混凝土实际的应力图形转换成一等效矩形应力图形,以简化计算[20]。参考文献[21]可得HDC的等效应力图形系数$\alpha $$\beta $,如表7所示。等效矩形应力图形的受拉(压)区高度为$\beta {x_{\rm{p}}}$,等效应力为$\alpha f$${x_{\rm{p}}}$为实际受拉(压)区高度,f为HDC极限抗拉强度${f_{{\rm{tu}}}}$或抗压强度${f_{\rm{p}}}$

      表 7  HDC等效应力图形系数

      Table 7.  Equivalent rectangular stress block parameters

      εcαcβcεtαtβt
      0.00340.670.660.00230.960.91
      0.00700.780.690.00290.960.92
      0.00780.830.700.00450.970.95
      0.00880.880.710.00630.970.96
      0.00960.910.730.00800.980.97
      0.01060.920.750.00970.990.97
      注:αcβc表示受压区HDC等效应力图形系数;αtβt表示受拉区HDC等效应力图形系数;角标c表示受压;角标t表示受拉。
    • 对外包钢板-HDC组合低矮剪力墙,当墙体受压区边缘HDC应变达到峰值压应变${\varepsilon _0}$时,剪力墙达到最大承载力。在计算剪力墙水平承载力时,可以基于以下假设:1) 忽略对拉螺栓对剪力墙受弯承载力的作用;2) 不考虑方钢管及钢板对HDC的约束作用;3) 截面应变分布符合平截面假定;4) 钢板的应力-应变关系为理想弹塑性。

      考虑HDC的抗拉作用时,引入系数$\lambda $[21]计算HDC受拉区有效高度,则受拉区高度为${x_{\rm{t}}} = \lambda x$,构件受弯承载力计算模型如图7(a)所示;当$(1 + \lambda ) \cdot x \geqslant H_{\rm{W}}$时,受拉区边缘没有退出工作,受拉区高度为${x_{\rm{t}}} = {H_{\rm{W}}} - x$,计算简图如图7(b)所示。由于墙体截面较高,计算水平承载力时,只有部分钢板达到屈服,因此,仅考虑$\eta x$[22]范围外的钢板。$\lambda $$\eta $[22]取值为:

      图  7  截面峰值荷载状态受力示意图

      Figure 7.  Stress and strain profiles of wall at peak loading state

      $$\lambda = {x_{\rm{t}}}/x = {\varepsilon _{{\rm{tu}}}}/{\varepsilon _{\rm{0}}}\;\qquad\qquad\qquad$$ (5)
      $$\eta {\rm{ = }}\frac{{{f_{{\rm{yw}}}}}}{{{E_{{\rm{sw}}}}{\varepsilon _{\rm{p}}}}}\;\qquad\quad\qquad\qquad\qquad$$ (6)

      式中:${f_{{\rm{yw}}}}$为钢板屈服强度;${E_{{\rm{sw}}}}$为钢板的弹性模量。

      图7所示,截面上各合力的关系式为:

      $${T_{\rm{C}}} = {\alpha _{\rm{t}}}{f_{{\rm{tu}}}}{\beta _{\rm{t}}}{x_{\rm{t}}}{B_{\rm{W}}}\qquad\qquad\quad\;\;\;\;\;$$ (7)
      $${C_{\rm{C}}} = {\beta _{\rm{c}}}x{\alpha _{\rm{c}}}{f_{\rm{p}}}{B_{\rm{W}}}\quad\qquad\qquad\;\;\;\;\;\;$$ (8)
      $${T_{\rm{S}}} = {f_{\rm{y}}}{A_{\rm{S}}}\qquad\qquad\qquad\qquad\;\;\;\;\;\;$$ (9)
      $${C_{\rm{S}}} = {f'_{\rm{y}}}{A'_{\rm{s}}}\qquad\qquad\qquad\qquad\;\;\;\;\;\;$$ (10)
      $${T_{\rm{G}}} = {f_{{\rm{yg}}}}{A_{\rm{g}}}\qquad\qquad\qquad\qquad\;\;\;\;$$ (11)
      $${C_{\rm{G}}} = {f'_{{\rm{yg}}}}{A'_{\rm{g}}}\qquad\qquad\qquad\qquad\;\;\;\;$$ (12)
      $${T_{{\rm{GB}}}} = 2{f_{{\rm{yw}}}}t{\rm{[}}{H_{\rm{W}}} - (1 + \eta )x - {L_{\rm{C}}}{\rm{]}}$$ (13)
      $${C_{{\rm{GB}}}} = 2{f'_{{\rm{yw}}}}t{\rm{[}}(1 - \eta )x - {L_{\rm{C}}}{\rm{]}}\qquad\;\;$$ (14)

      式中:${H_{\rm{W}}}$为剪力墙截面高度;${B_{\rm{W}}}$为剪力墙截面宽度;${L_{\rm{C}}}$为端柱截面高度;x为剪力墙截面受压区高度;t为钢板厚度;${f_{{\rm{tu}}}}$${f_{\rm{p}}}$分别为HDC极限抗拉强度、峰值抗压强度;${f_{\rm{y}}}$${f'_{\rm{y}}}$分别为方钢管中竖向钢筋的抗拉、抗压强度;${A_{\rm{s}}}$${A'_{\rm{s}}}$分别为受拉区、受压区方钢管中竖向钢筋的截面面积;${f_{{\rm{yg}}}}$${f'_{{\rm{yg}}}}$分别为方钢管抗拉、抗压强度;${A_{\rm{g}}}$${A'_{\rm{g}}}$分别为受拉区、受压区方钢管截面面积;${f_{{\rm{yw}}}}$${f'_{{\rm{yw}}}}$分别为受拉区、受压区外包钢板的抗拉、抗压强度;NMF分别为剪力墙所受的轴力、弯矩和水平推力;${T_{\rm{C}}}$${C_{\rm{C}}}$分别为受拉区、受压区HDC的合力;${T_{\rm{S}}}$${C_{\rm{S}}}$分别为受拉区、受压区方钢管中竖向钢筋的合力;${T_{\rm{G}}}$${C_{\rm{G}}}$分别为受拉区、受压区方钢管的合力;${T_{{\rm{GB}}}}$${C_{{\rm{GB}}}}$分别为受拉区、受压区外包钢板的合力。

      由竖向力的平衡条件可得:

      $$N = {C_{\rm{C}}} + {C_{\rm{S}}} + {C_{\rm{G}}} + {C_{{\rm{GB}}}} - {T_{\rm{C}}} - {T_{\rm{S}}} - {T_{\rm{G}}} - {T_{{\rm{GB}}}}$$ (15)

      对受拉区方钢管截面形心处取矩,由平衡条件可得:

      $$ \begin{split} Ne = &{C_{\rm{C}}}\left( {{H_{\rm{W}}} - \frac{{{\beta _{\rm{c}}}x}}{2} - \frac{{{L_{\rm{C}}}}}{2}} \right) + {C_{\rm{S}}}({H_{\rm{W}}} - {L_{\rm{C}}}) + \\ \;\;\;\; &{C_{\rm{G}}}({H_{\rm{W}}} - {L_{\rm{C}}}) + {C_{{\rm{GB}}}}\left[ {{H_{\rm{W}}} - \frac{{(1 - \eta )x}}{2} - {L_{\rm{C}}}} \right] - \\ \;\;\;\;&{T_{\rm{C}}}\left[ {{H_{\rm{W}}} - x - \left( {1 - \frac{{{\beta _{\rm{t}}}}}{2}} \right){x_{\rm{t}}} - \frac{{{L_{\rm{C}}}}}{2}} \right] - \\ \;\;\;\;&{T_{{\rm{GB}}}}\left( {\frac{{{H_{\rm{W}}} - x - \eta x}}{2}} \right)\\[-15pt] \end{split} $$ (16)
      $$e = {e_0} + \left( {{H_{\rm{W}}} - \frac{{{H_{\rm{W}}}}}{2} - \frac{{{L_{\rm{C}}}}}{2}} \right)$$ (17)
      $$F = \frac{{N{e_0}}}{H}\quad\qquad\qquad\qquad\;\;$$ (18)

      式中:N为剪力墙所受的竖向力;e为竖向力作用点到剪力墙受拉方钢管截面形心的距离;${e_0}$为偏心距;F为试件的水平承载力。

      联立式(7)~式(18),可求得剪力墙所受的水平承载力。当受压区高度$x \leqslant {L_{\rm{C}}}$时,方钢管及钢管内的竖向钢筋部分退出工作,调整${A'_{\rm{s}}}$${A'_{\rm{g}}}$重新计算。

      对于内置钢板-HDC组合剪力墙,将内置钢板外的竖向钢筋换算成面积相等且连续的钢筋腹板,然后按外包钢板剪力墙的方法分析计算。

    • 按式(7)~式(18)计算,表8列出了4片钢板-HDC组合低矮剪力墙试件水平承载力的计算值和试验值。由表8可以看出,计算值与试验值吻合较好。

      表 8  计算值与试验值的比较

      Table 8.  Comparison between calculated and test values

      试件编号计算值/kN实测值/kN计算值/试验值
      SHW-1118111301.045
      SHW-2118410851.091
      DHW-1123112530.982
      DHW-2123811421.084
    • 对5片低矮剪力墙的各项抗震性能指标及抗弯承载力进行分析,可得到以下结论:

      (1) 外包钢板-HDC组合低矮剪力墙在破坏阶段,内部的HDC基本完好,钢板和HDC共同受力,墙体的整体性能较好,有利于改善剪力墙的破坏形式,使墙体发生具有延性特征的弯曲破坏。

      (2) 4片钢板-HDC组合低矮剪力墙的抗震性能明显优于HDC低矮剪力墙,其承载力以及变形能力明显提高,具有优良的抗震性能。

      (3) 4片钢板-HDC组合低矮剪力墙的承载能力和刚度受轴压比的影响较小;当轴压比从0.5增大到0.7时,内置钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力和耗能能力有所降低,外包钢板-HDC组合低矮剪力墙的变形能力和耗能能力没有降低;当轴压比为0.7时,外包钢板-HDC剪力墙依旧表现出较好的抗震性能和耐损伤能力。

      (4) 给出的钢板-HDC组合低矮剪力墙受弯承载力计算公式,计算值与试验值吻合较好,表明此计算方法合理和实用。

参考文献 (22)

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