鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻抗震試驗研究

侯和濤，程積潤，曲哲，付瑋琪，曲冰，崔士起，石磊，朱文燦，馬天翔

(1. 山東大學 土建與水利學院，山東 濟南 250061；2. 中國地震局 工程力學研究所，河北 三河 065201；3. 山東省建筑科學研究院，山東 濟南 250031)

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鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻抗震試驗研究

為研究新型鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻的抗震性能，設(shè)計制作了3片鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻和1片現(xiàn)澆鋼筋混凝土剪力墻足尺試件進行靜力往復加載試驗，試驗中考慮了3種不同的墻身厚度取值，以考察高厚比對剪力墻抗震能力的影響.通過試驗，對比分析了剪力墻的承載力、延性、剛度及其退化、滯回特性、耗能能力及破壞特征.建立了新型鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻的承載力計算模型，計算結(jié)果與實測結(jié)果吻合較好.研究表明：新型鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻結(jié)合了鋼筋混凝土剪力墻側(cè)向剛度和承載力大與鋼管混凝土邊緣約束延性好的優(yōu)勢，其承載力、剛度和耗能能力較現(xiàn)澆鋼筋混凝土剪力墻有所提高；在所試驗的參數(shù)范圍內(nèi)，高厚比對剪力墻的力學性能影響不大.

鋼管混凝土；疊合剪力墻；擬靜力試驗；高厚比；抗震性能

隨著我國建筑產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化的發(fā)展，高層建筑(特別是高層住宅)中預制剪力墻的應用較為廣泛.國內(nèi)預制鋼筋混凝土剪力墻的研究主要針對全預制混凝土剪力墻、半預制混凝土剪力墻以及疊合式剪力墻，開展了大量的試驗研究和數(shù)值分析，并對裝配式剪力墻進行了抗震性能試驗研究，得到了大量裝配式剪力墻的抗震性能試驗數(shù)據(jù)[1-5].蔣慶等提出了疊合式剪力墻的力學計算模型并對其進行耗能分析，計算結(jié)果與實測結(jié)果符合良好[6-7]；葉獻國等對疊合板式剪力墻進行了水平承載力試驗研究、抗震性能試驗分析、不同軸壓比下抗震性能試驗分析，并取得了大量試驗數(shù)據(jù)[8-10]；文獻[11]中對邊緣約束構(gòu)件內(nèi)配置圓鋼管的剪力墻進行了擬靜力試驗，研究了邊緣約束構(gòu)件的配箍率和軸壓比對其抗震性能的影響；其他學者關(guān)于鋼管混凝土邊緣約束構(gòu)件的研究也取得了不少成果[12-17].本文引入鋼管混凝土作為疊合剪力墻的邊緣約束構(gòu)件，形成新型的帶鋼管混凝土邊緣約束的疊合剪力墻(Concrete Filled Tube-confined Sandwich Shear Wall簡稱CFT-SSW).CFT-SSW的豎向鋼筋可以搭接連接，省去了鋼筋套筒，水平鋼筋直接與鋼管焊接，兩側(cè)的預制混凝土面板與鋼管在工廠預制而成；鋼管和混凝土板運抵現(xiàn)場吊裝就位固定后，可以直接澆注混凝土，節(jié)省了大量的人工與模板支設(shè)工作，降低了成本.目前，對于疊合墻和CFT邊緣約束構(gòu)件的研究比較多，但尚沒有對于CFT-SSW的研究文獻，其抗震性能有待研究.

1 試驗概況

1.1 試件制作

設(shè)計制作了4片剪力墻試件，包括1片現(xiàn)澆剪力墻SW-1和3片CFT-SSW墻SW-2，SW-3和SW-4.試件高度均為3 000 mm，寬度為1 200 mm，水平荷載加載點距離剪力墻底面2 850 mm，剪跨比為2.38，試驗軸壓比為0.15，墻身厚度分別為160，200和250 mm.墻身鋼筋均為HRB400級變形鋼筋，水平向配筋率為0.41%，豎向配筋率為0.57%；SW1端部暗柱縱筋配筋率2.01%，箍筋體積配箍率0.91%；SW-2，SW-3和SW-4的端部鋼管分別為：160 mm×200 mm×4 mm，200 mm×200 mm×4.5 mm,250 mm×200 mm×5 mm，均采用Q235B鋼材，預制與現(xiàn)澆混凝土均為C30.CFT-SSW的兩塊預制混凝土面板間采用2 mm厚的Q235B鋼板拉結(jié)帶，鋼板拉結(jié)帶中間開40 mm直徑圓孔，以使兩側(cè)現(xiàn)澆混凝土連通，增強整體性.試件的幾何尺寸、配筋和構(gòu)造如圖1所示.

1.2 加載裝置及加載方式

試驗于中國地震局工程力學研究所恢先地震工程綜合實驗室進行.首先進行預加載使試件各部分充分接觸并檢查儀器的可靠性，然后分2,3次加載至預定的軸壓力，并使軸壓力在整個試驗過程中保持恒定.采用1 000 kN電液伺服作動器施加水平荷載.試驗過程中采用鋼板折架進行面外約束，鋼板折架可方便地與試驗體或其加載裝置緊密連接而不留縫隙，能夠有效地限制面外變形的發(fā)展[18].試驗加載裝置見圖2.

試驗加載采用位移控制，加載制度如圖3所示.采用7級加載，具體的加載位移取值如下.預加載：層間位移角(D1/HD1為試件的頂點位移；H為試件的凈高度，H=2 850 mm.)為1/2 000，循環(huán)1次；剪力墻結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值1/1 000，循環(huán)2次；框架結(jié)構(gòu)彈性層間位移角限值1/550，循環(huán)一次；日本抗震設(shè)計第一水準層間位移角限值1/200，循環(huán)一次；剪力墻結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值1/120，循環(huán)2次；框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值1/50，循環(huán)一次；層間位移角1/30，循環(huán)一次.以觀察到墻體下端截面出現(xiàn)肉眼可見的裂縫確定為開裂荷載Fc，采用基于等效彈塑性屈服法確定屈服荷載Fy，以骨架曲線上荷載的峰值點作為峰值荷載Fm，以峰值荷載的85%作為極限荷載Fu對應的位移作為極限位移.

圖1 試件的幾何尺寸、配筋和構(gòu)造(mm)

圖2 試驗加載簡圖

1.3 位移測量

位移計布置如圖4所示.

在加載梁中部布置水平位移計D1，以測量整個墻體的水平位移；在墻體中部沿著作動器方向布置水平位移計D2，以測量剪力墻的水平位移；在地梁的中部布置位移計D3,D4，以監(jiān)控剪力墻底座是否發(fā)生平動滑移；在地梁的上部布置位移計D5,D6，以監(jiān)控地梁的轉(zhuǎn)動滑移.

位移角/rad

1.4 材性試驗

實測C30混凝土預制部分的立方體抗壓強度平均值47.6 MPa，現(xiàn)澆部分33.81 MPa，HRB400鋼筋和Q235B鋼板的力學性能實測值見表1.

圖4 位移計布置圖

強度等級直徑(厚度)/mm屈服強度/MPa極限強度/MPa彈性模量/105MPaHRB400Ф8481.02615.852.03HRB400Ф10469.50621.002.05HRB400Ф12465.54580.331.97Q235B4292.71406.501.95Q235B4.5306.87432.891.97Q235B5272.81393.272.05

2 試驗現(xiàn)象及破壞模式

現(xiàn)澆混凝土剪力墻SW-1的裂縫數(shù)量相對較少，裂縫主要分布在墻高的1/2以下，當水平荷載較

小時，試件保持為彈性，未出現(xiàn)明顯裂縫.當頂點位移角為1/610 (對應的水平力為245.75 kN)左右時，首先在剪力墻右下部與暗柱的交界處觀察到明顯的水平裂縫，如圖5(a)所示；隨著荷載增大，裂縫逐漸向墻身擴展，當頂點位移角為1/200 (對應的水平力為424.97 kN)左右時，裂縫變寬加深，底部水平裂縫最寬達到0.30 mm，裂縫由剪力墻左下部與暗柱的交界處沿墻體高度方向延伸；當頂點位移角為1/120時，墻身底座混凝土出現(xiàn)碎落跡象，墻身裂縫增多，且集中分布于墻身下半部分；當頂點位移角為1/75時，荷載達到峰值荷載431.71 kN；當頂點位移角為1/68時，荷載下降至極限承載力，同時墻身底部兩端的混凝土剝落嚴重，受力鋼筋彎曲外露，試驗結(jié)束，試件主要發(fā)生彎曲型破壞.

SW-2加載初期未出現(xiàn)裂縫，當位移角為正向1/550時，距地梁頂面250 mm高處出現(xiàn)肉眼可見的水平裂縫；當位移角為正向1/120時，達到峰值承載力561.68 kN，此時裂縫已基本貫穿整個剪力墻；當頂點位移角為正向1/50時，試件承載力急劇下降，試件裂縫數(shù)量急劇增加，布滿整個混凝土剪力墻.當試件承載力下降到峰值承載力的85%，即477.42 kN時，極限位移角約為1/49.6，試件發(fā)生彎曲破壞.在CFT-SSW中，為了增強外側(cè)預制混凝土面板之間的拉結(jié)，在剪力墻中央沿豎向增設(shè)貫穿墻高的Z形鋼板拉結(jié)帶，當位移角為正向1/200時，沿該鋼板拉結(jié)帶自下而上形成細小裂縫；當頂點位移角為正向1/120時，鋼板拉結(jié)帶裂縫加寬，最大裂縫寬度達到0.2 mm，形成一條豎向裂縫帶并有少量混凝土剝落；當位移角為正向1/50時，沿鋼板拉結(jié)帶有大面積混凝土脫落；當位移角為正向1/30時，鋼板拉結(jié)帶處混凝土整體脫落，鋼板拉結(jié)帶外露.SW-3和SW-4的破壞現(xiàn)象與SW-2基本相同，破壞以彎曲型破壞為主，并伴隨鋼板拉結(jié)帶處的豎向裂縫.

(a)SW-1破壞形式與裂縫分布

(b)SW-2破壞形式與裂縫分布、鋼管外鼓

(c)SW-3破壞形式與裂縫分布、鋼管外鼓

(d)SW-4破壞形式與裂縫分布、鋼管外鼓

在本文試驗中，CFT-SSW中混凝土墻身的裂縫分布與現(xiàn)澆混凝土剪力墻(SW-1)有較大差異，主要表現(xiàn)為裂縫數(shù)量相對較多，分布范圍廣，幾乎遍布整個鋼管混凝土剪力墻，這主要與Z形鋼板拉結(jié)帶的構(gòu)造有關(guān)；由于Z形鋼板拉結(jié)帶貫穿墻身全高，Z形鋼板附近成為墻身的薄弱環(huán)節(jié)，因而混凝土墻身沿著Z形鋼板拉結(jié)帶發(fā)生嚴重破壞，盡管如此，從圖5的照片可以看出CFT-SSW中的鋼管已經(jīng)發(fā)生了外鼓，外鼓位移達到15～20 mm，說明除了Z形板處薄弱層的破壞外，CFT-SSW的破壞仍主要集中在試件底部，為彎曲破壞.在隨后的研究中，應注意改進預制混凝土板的拉結(jié)構(gòu)造，避免形成明顯的薄弱部位.

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 承載力與位移

試件的承載力與相應的位移見表2.由表2可以看出，CFT-SSW的開裂荷載均大于現(xiàn)澆混凝土剪力墻；屈服荷載和極限荷載也有明顯提高；3個CFT-SSW試件的延性系數(shù)m比現(xiàn)澆混凝土剪力墻分別提高了37.41%，38.55%和38.78%；3個CFT-SSW試件的延性系數(shù)m′比現(xiàn)澆混凝土剪力墻分別提高了36.15%,29.39%和40.54%；屈強比也均比現(xiàn)澆混凝土剪力墻小，說明從明顯屈服階段到極限荷載階段的發(fā)展過程很長，這對于實現(xiàn)“大震不倒”的抗震性能目標是有利的.SW-2與SW-1相比，極限位移角為1/50時，水平荷載明顯高于SW-1；在配鋼率相同的條件下，CFT-SSW隨著高厚比的減小，承載力逐漸增大.

表2 試驗結(jié)果

3.2 滯回曲線

各試件的水平荷載-位移角滯回曲線如圖6所示，SW-1在屈服前，滯回環(huán)狹長，滯回環(huán)面積很小；試件屈服后，滯回環(huán)面積明顯增大，并在加載后期滯回環(huán)有向反S形過渡的趨勢，滯回環(huán)出現(xiàn)一定程度的捏攏現(xiàn)象.試件SW-2,SW-3和SW-4的滯回曲線也表現(xiàn)出比較明顯的捏攏現(xiàn)象，此處由于Z形板的不良構(gòu)造，對CFT-SSW的耗能能力造成了一定的影響.

位移角/rad

位移角/rad

位移角/rad

位移角/rad

3.3 骨架曲線

根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101-96)規(guī)定，圖7給出了骨架曲線特征點的確定方法，定義結(jié)構(gòu)的極限荷載Fu=0.85Fm，相應的位移為極限位移Δu；圖8給出了一種屈服點定義的簡化方法，最遠點法：曲線上距離原點和峰值點連線最遠的點為屈服點；如果有多個點，一般可按照這些點的荷載取平均，對應到曲線上得到屈服點.圖8中在構(gòu)件力-變形曲線上，以原點與峰值點連線的平行線與力-變形曲線的切點為屈服點，且要求平移的距離d值不得過小，當有多個切點時一般取d值最大的點為屈服點：

式中：(F,Δ)為構(gòu)件力-變形曲線上任一點坐標；(Fys,Δys)為由最遠點法確定的屈服點坐標；(Fp,Δp)為峰值點坐標，且有0≤Δ≤Δp，且根據(jù)滯回曲線得到的各試件骨架曲線如圖9所示.

圖7 確定構(gòu)件屈服點的規(guī)程方法

圖8 確定構(gòu)件屈服點的最遠點法

由圖9可見，各試件初始剛度基本一致，墻體開裂前，骨架曲線基本為直線，開裂后，墻體的剛度開始出現(xiàn)明顯的下降，墻體進入彈塑性工作階段，墻體剛度降低，荷載增長減緩，達到峰值荷載后，曲線開始下降.SW-2,SW-3和SW-4的峰值荷載均高于SW-1，分別提高了34.10%，50.97%和65.04%.

Δ/mm

采用文獻[13]中的鋼管混凝土邊框組合剪力墻承載力計算方法，計算模型見圖10，計算公式如下．

圖10 承載力計算模型

根據(jù)平截面假定，當x≤hw0時，墻體為大偏心受壓破壞，經(jīng)檢驗，本文的CFT-SSW均為大偏心受壓破壞，計算時受壓區(qū)鋼筋達到屈服應力，在中和軸附近的鋼筋應力較小，不計入，只計算hw-1.5x范圍內(nèi)的受拉鋼筋.根據(jù)平衡條件可得到式(1)、式(2)如下.

(1)

(2)

(3)

(4)

Nc1=αfcAc

(5)

試件水平承載力可按式(6)計算.

(6)

式中：e0=M/N,M為截面的彎矩設(shè)計值;H為試件水平加載點至基礎(chǔ)頂面的距離.

取混凝土和鋼筋實測強度進行計算，各試件峰值承載力實測值和計算值見表3.

表3 各剪力墻承載力計算值與實測值

由表3可見，CFT-SSW的承載力計算值與實測值相差2%～6%，兩者吻合較好.

3.4 剛度退化

剛度退化曲線上的特征點包括初始點、開裂點、屈服點、峰值點和極限點，根據(jù)剪力墻衰減的3個階段，試件的初始彈性剛度、開裂點割線剛度、屈服點割線剛度、峰值點割線剛度和極限點割線剛度退化與位移關(guān)系見圖11.可見各個試件的剛度退化過程類似，隨著位移的增加，試件的剛度降低，鋼管混凝土邊緣約束剪力墻的剛度始終大于現(xiàn)澆混凝土剪力墻.

Δ/mm

3.5 耗能能力

本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)ξe來評價結(jié)構(gòu)的耗能能力.以圖12為例，滯回環(huán)的等效黏滯阻尼系數(shù)

(7)

試件的耗能能力如表4所示.在峰值荷載時，SW-1的等效黏滯阻尼系數(shù)為0.382,與SW-2(0.384)相當，但大于SW-3(0.370)和SW-4(0.372)，此時SW-1的耗能能力稍優(yōu)于CFT-SSW；在極限荷載時，CFT-SSW的等效黏滯阻尼系數(shù)均大于SW-1，此時CFT-SSW的耗能能力優(yōu)于SW-1；高厚比對試件耗能能力影響不大，3個試件等效黏滯阻尼系數(shù)之間的偏差不超過10%.

圖12 能量耗散指標的確定

試件編號SW1SW2SW3SW4狀態(tài)峰值極限峰值極限峰值極限峰值極限位移比Δ/Δy23.5341.4323.6757.4223.5357.2323.2657.39單個加載循環(huán)耗能/(N·m)2157661417306546711531312724743352079602累積滯回耗能/(N·m)120679151099164691165652等效黏滯阻尼系數(shù)ξe0.3820.3970.3840.4400.3700.3980.3720.403

4 結(jié) 論

通過本文的試驗和相關(guān)討論分析，可以得到以下結(jié)論.

1)現(xiàn)澆混凝土短肢剪力墻的裂縫主要分布在墻高的1/2以下，破壞發(fā)生在墻體底部，以彎曲破壞為主；CFT-SSW的裂縫雖然幾乎貫穿整個墻體，但其破壞仍以底部的彎曲破壞為主.

2)CFT-SSW結(jié)合了鋼筋混凝土剪力墻側(cè)向剛度和承載力大與鋼管混凝土邊緣約束延性好的優(yōu)勢，其承載力、剛度和延性均較現(xiàn)澆鋼筋混凝土剪力墻有所提高.

3)在所試驗的參數(shù)范圍內(nèi)，高厚比對剪力墻的力學性能影響不大.通過現(xiàn)有的計算公式，可以比較準確地估算CFT-SSW的承載力.

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Experimental Study on the Seismic Behavior of Concrete Filled Tube-confined Sandwich Shear Walls

HOU Hetao1,2, CHENG Jirun1,QU Zhe2?, FU Weiqi1, QU Bing1, CUI Shiqi3,SHI Lei3, ZHU Wencan1, MA Tianxiang1

(1.School of Civil Engineering, Shandong University, Jinan 250061,China;2.Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration, Sanhe 065201, China;3 Shandong Academy of Building Research, Jinan 250031, China)

To study the seismic performance of a new concrete filled tube-confined sandwich shear wall (CFT-SSW), cyclic loading tests were carried out on three CFT-SSW specimens with different depth-thickness ratios and one conventional concrete shear wall specimen for comparison. The load-carrying capacity, ductility, stiffness and their degradation, hysteretic and energy dissipation characteristics, and failure modes of the specimens were investigated and compared. Equations for prediction of the strength of CFT-SSWs were also proposed. The calculated strengths were in good agreement with the test results. The results show that CFT-SSWs exhibited both the high lateral stiffness and strength due to reinforced concrete shear walls and the superior ductility due to concrete filled tubes. The strength, ductility, and stiffness of CFT-SSW specimens were greater than those of the cast-in-situ concrete shear wall specimens. In addition, the depth-thickness ratio has only marginal effects on the seismic behavior of the CFT-SSWs within the test range of the current tests.

concrete filled steel tube; sandwich shear wall; quasi-static test; depth-thickness ratio; seismic behavior

1674-2974(2017)05-0027-10

10．16339/j．cnki．hdxbzkb．2017．05．004

2016-04-13 基金項目：國家自然科學基金資助項目(51478441,51578324),National Natural Science Foundation of China(51478441,51578324)；山東省墻材革新與建筑節(jié)能科研開發(fā)項目(魯財建指(2014)139號)，The 2014 Research Program of Shandong Province for Developing Inno-vative Wall Materials and Energy-Saving Construction Technology Under Award No.139;山東省自然科學基金資助項目(ZR2016EEM07)，Shandong Provincial Natural Science Foundation of China Under Award(ZR2016EEM07)作者簡介：侯和濤(1970-)，男，山東臨沂人，山東大學副教授，碩士生導師 ?通訊聯(lián)系人，E-mail:quz@iem.ac.cn

侯和濤1,2，程積潤1，曲哲2?，付瑋琪1，曲冰1，崔士起3，石磊3，朱文燦1，馬天翔1

(1. 山東大學 土建與水利學院，山東 濟南 250061；2. 中國地震局 工程力學研究所，河北 三河 065201；3. 山東省建筑科學研究院，山東 濟南 250031)

TU375

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