約束剪力墻對 SRC 框排架結構破壞模式及耗能性能的影響研究

第一作者王博男，博士，1985年10月生

約束剪力墻對SRC框排架結構破壞模式及耗能性能的影響研究

王博1，白國良1，康靈果1，劉林2，代慧娟3

(1.西安建筑科技大學土木工程學院，西安710055；2.雙良節能系統股份有限公司，江蘇江陰214444；3.西安科技大學建筑與土木工程學院，西安710054)

摘要：通過SRC框排架模型結構擬動力試驗、偽靜力試驗以及結構中典型SRC異型節點的偽靜力試驗，研究約束剪力墻對結構破壞模式與耗能性能的影響。結果表明：剪力墻能夠起到第一道抗震防線的作用，形成利于抗震的破壞模式；薄弱部位隨著地震作用的增強由煤斗層、運轉層到底部兩層下移；結構的荷載-位移滯回曲線比較飽滿，耗能性能較好；剪力墻對結構中SRC異型節點的裂縫開展具有很好的約束作用，沿縱橫向同時布置約束剪力墻能夠改善該類節點的破壞模式；約束剪力墻可明顯提高SRC異型節點的耗能性能、承載能力與延性性能。該研究可為推廣應用SRC框排架結構體系提供基礎研究資料。

關鍵詞：SRC框排架結構；約束剪力墻；異型節點；破壞模式；耗能性能；偽靜力試驗

基金項目：國家自然科學

收稿日期：2013-06-19修改稿收到日期：2014-03-27

中圖分類號:TU398文獻標志碼：A

Influence of constraint shear wall on failure mode and energy dissipation performance of SRC frame-bent structures

WANGBo1,BAIGuo-liang1,KANGLing-guo1,LIULin2,DAIHui-juan3(1. School of Civil Engineering, Xi’ an University of Architecture & Technology, Xi’an 710055, China; 2. Shuangliang Energy Systems, Inc, Jiangyin 214444, China;3. School of Architecture and Civil Engineering, Xi’an University of Science and Technology, Xi’an 710054, China)

Abstract:Pseudo-dynamic and pseudo-static tests of a SRC frame-bent model structure, and pseudo-static test of typical SRC abnormal joints were conducted to analyze the influence of constraint shear wall on the structure’s failure mode and energy dissipation performance. The results showed that the shear wall is the first aseismic line of the structure to make the failure model be helpful to resist earthquakes; the weak part of the structure moves down from coal hopper floor and operation floor to two bottom stories with increase in earthquake intensity; the load-displacement hysteretic curve is plump, and the energy dissipation performance is better; the shear wall has a significant restraint effect on the crack developing of SRC abnormal joints, and setting constraint shear walls along both vertical and horizontal direction can improve the failure mode of this kind of joints; setting constraint shear wall can enhance the energy dissipation performance, force-bearing capacity and ductility performance of SRC abnormal joints obviously. The research results provided basic research data for promoting the application of SRC frame-bent structures.

Key words:SRC frame-bent structure; constraint shear wall; abnormal joint; failure mode; energy dissipation behavior; pseudo-static test

火電廠主廠房屬于重要的生命線工程，受工藝限制，結構布置復雜，且存在大量異型節點，抗震薄弱環節較多[1-2]。近年來，隨著我國電力需求的持續增加，百萬千瓦大容量機組火電廠的出現對主廠房結構設計提出了更高的要求。已有研究表明，傳統的鋼筋混凝土框排架結構體系已不能滿足大容量機組主廠房在高烈度區的抗震需求；鋼結構主廠房雖然性能優越，但造價相對偏高[3]。鑒于此，課題組研究提出了SRC框排架主廠房結構體系。

SRC框排架結構體系的提出主要受《建筑抗震設計規范》[4]中“多道防線”抗震概念設計思想的啟發，通過合理地布置剪力墻，確保不同框排架子結構間能夠協同工作，以使剪力墻發揮第一道抗震防線的作用，將能夠極大地提高主廠房結構的抗震能力。圖1為SRC框排架結構的空間效果圖。

作為SRC框排架結構的重要組成部分，約束剪力墻對結構構件的破壞模式、滯回性能、承載能力、延性性能能否起到有效的改善與提高作用將直接決定著該類主廠房結構應用于高烈度區的抗震安全性。鑒于此，本文基于SRC框排架模型結構擬動力試驗、偽靜力試驗以及主廠房結構中典型節點的偽靜力試驗研究，深入探討設置約束剪力墻在提高結構構件抗震性能方面的有效性。

圖1　SRC框排架結構效果圖 Fig.1 Sketch of SRC frame-bent structure

1試驗研究方案

1.1模型結構抗震試驗研究方案

以8度Ⅱ類場地某1 000 MW主廠房作為試驗原型結構，圖2為結構平面布置圖。結構共9層，高59.905 m，長與寬分別為122 m和62 m。在煤倉間與除氧間分散布置6片剪力墻。煤斗層以上剪力墻厚300 mm，煤斗層以下剪力墻厚400 mm。其中，B和C軸中部縱向剪力墻長4 m，端部縱向剪力墻長3 m；D軸橫向剪力墻長4 m，中部縱向剪力墻長3 m，端部縱向剪力墻長5 m。除A列柱采用鋼筋混凝土柱外，其余均采用SRC柱。除煤斗梁采用SRC梁外，其余均采用鋼筋混凝土梁。

圖2　原型結構平面布置圖 Fig.2 Dimension of prototype structure

選取圖2所示⑤軸至⑦軸的三跨三榀子結構，按1/7縮尺比制作模型進行抗震性能試驗。由于受試驗場地限制，在滿足模型結構與原型結構剪力分配規律相似的基礎上進行了簡化，則將模型結構中汽機房平臺柱進行合并，對汽機房跨度進行壓縮(從4.860 m壓縮成1.600 m)。試驗模型中AB跨屋面結構采用鋼梁進行模擬，汽機房排架柱的柱頂標高為4.800 m，除氧間跨的柱頂標高為6.000 m，煤倉間跨的柱頂標高為7.200 m，圖3為模型結構立面圖。

圖3 模型結構立面圖Fig.3Elevationofmodelstructure圖4 配重模擬Fig.4Simulationofcounter-weights

模型制作時，剪力墻、梁與柱采用C45混凝土，樓板采用C30混凝土。配重采用沙袋和鋼塊模擬，如圖4所示。

本次試驗主要分為擬動力試驗與偽靜力試驗兩個階段[5]，全面考察結構的抗震性能。兩階段的試驗系統組成與加載比相同，加載裝置與測點布置如圖5所示。其中，1號作動器為主控點，加載比為1∶0.36∶0.55，將計算機分析所得的結構水平側移先施加于主控點上，通過傳感器反饋的主控點施加荷載值，然后根據確定的加載比將荷載施加至模型結構其它作動點上。

圖5　加載裝置與測點布置 Fig.5 Layout of loading device and instrument

首先進行擬動力試驗，分7個工況依次輸入不同峰值加速度的EL-centro(NS)地震波，峰值加速度依次調整為100 gal、250 gal、500 gal、1 000 gal、1 500 gal、2 000 gal、3 000 gal；然后采用位移加載方式進行偽靜力試驗，結構屈服前每級加載循環一次，屈服后每級加載循環三次。試驗時主要依據實時觀測到的滯回曲線判斷結構是否進入屈服階段。加載比同位移首次加載至20 mm后，依次加載至45 mm、60 mm、75 mm；然后，依次反向加載至90 mm、105 mm、120 mm、145 mm、160 mm。試驗過程中觀測記錄裂縫的開展過程，采用7V08數據采集儀，測量各測點位移反應，并量測鋼筋、型鋼及混凝土的應變。

1.2典型SRC異型節點偽靜力試驗研究方案

因上下柱截面變化而產生的SRC梁柱異型節點屬于主廠房結構中的抗震薄弱部位。實際工程中，該類節點主要屬于SRC柱-RC梁混合節點，且剪力墻的布置導致SRC框排架結構中產生了一種帶有約束剪力墻的新型SRC異型節點。根據剪力墻的布置方式不同，主要包括：沿主廠房縱橫向同時布置約束剪力墻的SRC柱-RC梁異型節點與僅沿主廠房縱向布置約束剪力墻的SRC柱-RC梁異型節點。

為進一步研究約束剪力墻對SRC框排架結構抗震性能的影響，按現行規范[4,6]，設計三個縮尺比為1∶5的SRC異型節點進行偽靜力試驗研究。均采用C35混凝土澆筑。試件基本參數見表1。其中，節點WJ-1僅沿縱向布置約束剪力墻，節點WJ-2沿縱橫向同時布置約束剪力墻，WJ-3節點未布置約束剪力墻。圖6為配置縱向約束剪力墻的節點WJ-1的構造詳圖。柱型鋼腹板厚4 mm，實測屈服強度為341.643 MPa，屈服應變為1.658×10-3，實測極限強度為461.975 MPa，極限應變為2.243×10-3；柱型鋼翼緣厚6 mm，實測屈服強度為317.320 MPa，屈服應變為1.540×10-3，實測極限強度為419.910 MPa，極限應變為2.038×10-3。彈性模量為2.06×10-5MPa。表2為鋼筋主要實測材性指標。

圖6　節點WJ-1構造詳圖 Fig.6 Constructional datail of Joint WJ-1

表1　試件基本參數

表2　鋼筋實測材料性能

圖7　試驗裝置 Fig.7 Test device

試驗在西安建筑科技大學結構與抗震重點實驗室進行。圖7為加載裝置。柱端軸壓荷載通過豎向反力加載系統施加，水平反復荷載由電液伺服作動器施加。采用力-位移混合控制加載制度。在試件屈服前，采用荷載控制分級加載，屈服后采用位移控制加載直至試件破壞。在試件屈服前每級荷載反復一次，試件屈服后反復三次[5]。

2約束剪力墻對SRC框排架結構破壞模式的影響

2.1試驗模型結構的裂縫開展過程與破壞模式

2.1.1裂縫開展過程

擬動力試驗階段，當峰值加速度為250 gal(原型結構50 gal)時，結構未出現裂縫，處于彈性階段。

當峰值加速度達到500 gal(原型結構100 gal)時，橫向剪力墻底部約束邊緣構件首先出現水平裂縫，標高為4.100~4.800 m處的C6(C6代表C軸與6軸所確定的構件，下同)短柱與煤斗梁交接處以及標高為0.140~1.850 m處的D5、D7柱與橫向剪力墻交接處也出現裂縫。

當峰值加速度達到1 000 gal(原型結構200 gal)時，C列柱底出現水平裂縫，橫向剪力墻上原有裂縫寬度增大，并向兩側延伸，D5和D7柱底部出現水平裂縫，與煤斗梁相連的橫向剪力墻頂部出現水平裂縫，且有斜向發展趨勢。

當峰值加速度為1 500 gal(原型結構300 gal)時，模型結構中原有裂縫繼續發展并延伸，同時出現大量新的水平裂縫，整個過程中，C列柱與其他柱相比裂縫較少，且發展較慢，分析認為這主要是由于C列柱承擔的豎向荷載較大引起的。

當峰值加速度為2 000 gal(原型結構400 gal)時，橫向剪力墻底部與煤斗梁交接的橫向剪力墻頂部出現較多裂縫，D列橫向剪力墻中斜裂縫貫通，D列中柱底部有裂縫出現。

當峰值加速度達到3 000 gal(原型結構600 gal)時，模型結構中又有大量裂縫出現，底層D列剪力墻出現大量交叉斜裂縫，C列柱一層、二層節點出現交叉斜裂縫，梁與橫向剪力墻連接處出現交叉斜裂縫，并向跨中發展。

偽靜力試驗階段，當控制位移為75 mm時，底部剪力墻混凝土大量剝落，與其相鄰的墻中豎向分布鋼筋屈服甚至被拉斷，橫向剪力墻承擔地震作用的能力大幅下降。當控制位移增至120 mm時，煤斗梁下的橫向剪力墻混凝土大量剝落，鋼筋被拉斷，破壞嚴重。當控制位移達到160 mm時，荷載下降至極限荷載的83.4%，可認為試驗模型結構最終破壞。達到極限狀態時，運轉層大梁與橫向剪力墻交接的端部受力縱筋屈服，混凝土被壓碎，橫向剪力墻大面積開裂，底部剪力墻被大面積壓碎。圖8為主要結構構件的最終破壞形態。

圖8　整體結構及部分構件破壞形態 Fig.8 Failure patterns of overall structure and some members

2.1.2破壞模式分析

分析試驗模型結構的裂縫開展過程可以得出：

(1)模型結構底層構件開裂破壞順序為：橫向剪力墻→B、D列柱→A、1/A列柱→C列柱；剪力墻的破壞順序為：底部剪力墻鋼筋屈服→與煤斗梁交接處的剪力墻鋼筋屈服→底部剪力墻底部混凝土剝落、鋼筋被拉斷→煤斗梁交接處剪力墻混凝土剝落、鋼筋拉斷。試驗現象表明，剪力墻能夠有效延緩SRC框架的開裂，約束作用明顯，能夠起到“第一道抗震防線”的作用。

表3為由擬動力試驗階段地震動峰值加速度為500 gal、1 000 gal、2 000 gal三種工況計算得到的子結構間的剪力分配關系。需要說明的是，由于在計算時候不能較準確區分帶剪力墻框架柱構件中剪力墻和框架的承載能力，因此，計算得到的剪力墻所承擔的剪力中包含框架承擔的地震作用。

由表3可以看出：8度小震(試驗模型結構500 gal)作用下，剪力墻承擔73.3%的地震剪力。8度中震(試驗模型結構1000gal)作用下剪力墻承擔的地震剪力有所減小，但仍達到62.7%；該階段隨著地震作用的不斷加大，剪力墻裂縫逐漸發展，框架承擔的地震剪力不斷上升。在8度大震(試驗模型結構2 000 gal)作用下，剪力墻承擔的地震剪力為56.2%；該階段當剪力墻屈服破壞后，框架承擔地震剪力上升，起到“第二道抗震防線”的作用。

表3　剪力分配關系

(2)在輸入峰值加速度分別為500 gal、2 000 gal、3 000 gal的地震動作用下，模型結構的最大層間位移角依次出現在煤斗層(模型結構第四層)、運轉層(模型結構第三層)和底層，數值依次為1/1044、1/125、1/95，這說明，布置有約束剪力墻的SRC框排架結構能夠滿足“小震不壞”、“中震可修”、“大震不倒”的抗震設防目標，且隨著地震作用的增強，結構的薄弱部位不斷下移。

2.2SRC異型節點的裂縫開展過程與破壞模式

試驗過程中，三個試件均經歷了初裂、通裂、極限與破壞四個階段，最終破壞形態如圖9-圖11所示。結合應變量測結果分析認為，試件WJ-1與WJ-3發生核心區剪切破壞，而試件WJ-2配置縱橫向約束剪力墻后，破壞模式得到了有效改善，最終發生近梁端破壞。研究表明，配置剪力墻后，節點的裂縫開展得到了有效約束，剪力墻的裂縫開展充分、均勻。現以同時配置縱橫向約束剪力墻的節點WJ-2為例予以說明。

(1)初裂階段

加載至極限荷載的約60%時，核心區初裂。在剪力墻邊緣與梁頂首先出現裂縫，繼續加載，下柱出現水平裂縫，梁裂縫擴展并延伸至橫墻。

(2)通裂階段

縱向約束剪力墻上的裂縫快速發展，梁柱相接處出現裂縫并不斷發展延伸，柱水平裂縫發展貫通并與墻縫相接，梁因裂縫多處貫通而呈現出十字交叉形態，靠近節點的梁端與縱墻相交處裂縫開展比較嚴重，而核心區裂縫開展并不明顯。

(3)極限階段

該階段初期，梁端不斷有新的斜向裂縫交錯出現，核心區柱上的裂縫開展仍不明顯。繼續加載，核心區上部相繼出現斜向對角裂縫，在梁與橫墻交接處，局部混凝土被壓碎，梁與剪力墻的裂縫快速發展。

(4)破壞階段

核心區與梁端部裂縫繼續發展，剪力墻裂縫也不斷擴展。繼續加載，梁與縱墻交接處的混凝土開始壓潰，梁底部縱筋與箍筋外露，橫墻混凝土成塊脫落，墻體豎向鋼筋、水平拉筋與墻端部配置的槽鋼壓曲，箍筋屈曲。承載力下降明顯，最終破壞。

圖9　WJ-1節點破壞形態 Fig.9 Failure patterns of Joint WJ-1

圖10　WJ-2節點破壞形態 Fig.10 Failure patterns of Joint WJ-2

圖11　WJ-3節點破壞形態 Fig.11 Failure patterns of Joint WJ-3

3約束剪力墻對SRC框排架結構耗能性能的影響

3.1結構的滯回耗能性能分析

圖12為模型結構擬動力試驗階段加載至3 000 gal時的荷載-位移滯回曲線以及偽靜力試驗時得到的荷載-位移滯回曲線。

試驗結果表明，當地震動峰值加速度小于500 gal時，滯回曲線基本上沒有捏縮現象，呈穩定的梭形。地震動峰值加速度大于500 gal后，隨著結構中裂縫的出現和延伸，滯回曲線有明顯的“捏縮”現象，趨于弓形。當地震動峰值加速度大于1 000 gal后，結構剛度退化明顯，滯回曲線開始呈現弓形。達到極限荷載后，模型結構出現明顯的殘余變形，滯回曲線呈反S形。對比傳統鋼筋混凝土框排架結構的滯回曲線[7]，可以看出，SRC框排架結構的滯回曲線較為豐滿，滯回面積較大，其耗能能力有較為明顯的提高。

圖13為試驗得到的骨架曲線。由圖13可以看出，SRC框排架結構的骨架曲線沒有明顯的拐點，下降段較長且比較平緩，結構的強度與剛度退化速度較為緩慢、變形能力較強、延性較好，計算表明其頂點位移延性系數達3.0以上。

上述分析表明，SRC框排架結構的滯回耗能能力較強，分析認為其重要原因是在結構中布置了約束剪力墻后，結構的耗能破壞模式得到了優化，結構構件的抗震能力得到了有效發揮引起的。

圖12　荷載-位移滯回曲線 Fig.12 Load-displacement hysteretic curves

圖13　骨架曲線 Fig.13 Skeleton curve

3.2約束剪力墻對SRC異型節點滯回性能、承載能力與延性性能的影響

圖14與圖15分別為試驗得到的3個節點的滯回曲線與骨架曲線對比圖。分析可得主要結論如下：

圖14　荷載-位移滯回曲線 Fig.14 Load-displacement hysteretic curves

圖15　骨架曲線 Fig.15 Skeleton curves

(1)與未配置約束剪力墻的試件WJ-3相比，配置約束剪力墻的試件WJ-1和WJ-2的滯回曲線比較飽滿，尤其是同時配置縱橫向約束剪力墻的試件WJ-2，其滯回耗能能力有了較為明顯的提高。同時，可以看出試件WJ-2的滯回曲線“捏縮”現象比較明顯，分析認為這是由于橫向約束剪力墻增大了試件位移中的剪切變形以及梁縱筋的粘結滑移所造成的。

(2)配置約束剪力墻的試件WJ-1和WJ-2的骨架曲線包絡于WJ-3的骨架曲線，這說明配置約束剪力墻后，節點的承載能力得到了明顯提高。

延性系數是衡量結構抗震性能的重要指標，一般通過極限位移Δu與屈服位移Δy之比，即μ=Δu/Δy來反映[8-9]。Δy通過修改過的“通用屈服彎矩法[10]”計算確定；Δu取極限承載力下降至85%時對應的位移。計算結果表明：配置縱向約束剪力墻的試件WJ-1與同時配置縱橫向約束剪力墻的試件WJ-2的延性系數分別為2.1和3.0，兩者分別比未配置約束剪力墻的試件WJ-3的延性系數1.8提高16.7%與66.7%。

上述對比分析表明，在剪力墻的約束作用下，SRC異型節點的滯回耗能性能、承載能力和延性性能均得到了有效的提高，相較于未配置約束剪力墻的節點，較易滿足火電廠主廠房結構重荷載、大變形的要求。

4結論

(1)在地震作用初期，SRC框排架結構中的剪力墻承擔大部分地震剪力，能夠有效延緩SRC框架的開裂，起到“第一道抗震防線”的作用；隨著結構破壞的加劇，SRC框架子結構承擔的剪力增大，成為結構的“第二道抗震防線”。

(2)當地震動峰值加速度小于500 gal時(原型結構100 gal)，SRC框排架模型結構的滯回曲線呈穩定的梭形，基本未出現捏縮現象。隨著裂縫的出現和延伸，滯回曲線出現“捏縮”現象，開始呈弓形。極限荷載后，結構出現明顯的殘余變形，滯回曲線呈反S形。與傳統鋼筋混凝土框排架主廠房結構相比，SRC框排架結構的滯回曲線較為豐滿，滯回面積較大，其耗能能力有較為明顯的提高，骨架曲線無明顯拐點，下降段較長且比較平緩，結構的強度與剛度退化速度比較緩慢、變形能力較強、延性較好。

(3)試驗分析表明，布置有約束剪力墻的SRC框排架結構能夠滿足“小震不壞”、“中震可修”、“大震不倒”的抗震設防目標，且隨著地震作用的增強，結構的薄弱部位由煤斗層到運轉層再到底部兩層下移。

(4)SRC異型節點的破壞過程均經歷初裂、通裂、極限與破壞四個階段。剪力墻對節點的裂縫開展具有有效的約束作用，同時布置縱橫向約束剪力墻能夠改善該類異型節點的破壞模式。

(5)配置約束剪力墻后，SRC異型節點的滯回性能、承載能力與延性性能均得到了有效提高，其中，同時配置縱橫向約束剪力墻時，提高效果更為明顯。

(6)分析表明，在滿足工藝要求的前提下，沿部分SRC柱高布置約束剪力墻可以明顯提高主廠房結構的抗震能力，從而滿足高烈度區大容量機組火電廠的抗震要求。

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