孫 軍,吳學(xué)清,楊群星

(1.河北工程大學(xué) 資源學(xué)院,河北 邯鄲 056038;2.邯鄲職業(yè)技術(shù)學(xué)院 建工系,河北 邯鄲056001;3.河北工程大學(xué)水電學(xué)院,河北 邯鄲056021)

當(dāng)高層建筑轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)上部為短肢剪力墻,下部為框架結(jié)構(gòu)時,就形成了框支短肢剪力墻結(jié)構(gòu)。近些年來,框支短肢剪力墻結(jié)構(gòu)形式日益受到重視,而轉(zhuǎn)換梁具有傳力直接明確、傳力路徑清楚、構(gòu)造簡單等優(yōu)點,在高層建筑轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用更為廣泛。轉(zhuǎn)換梁通過局部加腋或加斜柱的方式改善其豎向受力性能,可以有效降低其截面高度,盡管已大量應(yīng)用于工程實踐,但加腋和加斜柱對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響目前還缺乏研究。本文利用ANSYS對轉(zhuǎn)換梁式框支短肢剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震試驗進行分析,對加腋和加斜柱轉(zhuǎn)換梁的結(jié)構(gòu)性能進行探討,希望能為工程設(shè)計提供參考。

1 試件設(shè)計與試驗概況

1.1 彈性有限元建模

試驗以ANSYS程序進行的彈性有限元分析為基礎(chǔ),按照試驗原形建立有限元模型,尺寸如圖1、圖2所示。為了簡化分析過程,對鋼筋和混凝土在構(gòu)件設(shè)計分析中將不再區(qū)分,且不考慮混凝土開裂、鋼筋屈服等非線性因素,采用彈性單元進行分析。彈性有限元分析的有關(guān)參數(shù)取值如表1所示。

表1 彈性有限元分析中的參數(shù)值Tab.1 Parameters for elastic FEA

在分析中采用三維彈性實體單元建模,對于彈性分析所選用的單元類型是SOLID95。

試驗時的加載分為兩個載荷步,第一個載荷步施加豎向荷載,第二個載荷步施加水平荷載。在建立有限元模型時也采用同樣的方式,將基礎(chǔ)梁按固端約束,在剪力墻上方傳力梁的相應(yīng)位置施加豎向荷載。由于試件自重相對于承載力很小,在有限元分析時忽略了自重對結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響,豎向荷載的大小按照短肢剪力墻的試驗軸壓比為0.3來確定。水平荷載分別按90kN、120kN、150kN、180kN取值進行試算。

1.2 斜柱式試件配筋

試驗取用斜柱截面高度為150mm的試件在荷載作用下,針對ANSYS應(yīng)力的等值線圖進行分析。通過對ANSYS計算結(jié)果進行路徑操作,并通過積分等操作得到試件各部分的應(yīng)力分布規(guī)律及各部分的內(nèi)力值。

轉(zhuǎn)換梁按各截面內(nèi)力計算出的縱筋實配3φ 14,而箍筋由構(gòu)造確定配 φ 10@80。本文中為保證試件不會在傳力梁上先發(fā)生破壞,加大了配筋,實配3φ 25,并對稱配置。剪力墻水平和豎向分布筋為φ 10@100,短肢剪力墻端部設(shè)置暗柱,每個暗柱縱筋選用16φ 10。

1.3 加腋梁式試件配筋

試驗取用的加腋高度為200mm的試件在水平荷載作用下進行分析說明。通過對ANSYS計算的結(jié)果進行路徑操作、積分操作得到試件各部分的應(yīng)力分布規(guī)律,進一步得到各部分的內(nèi)力值。本文取用框支柱截面C,轉(zhuǎn)換梁截面B,剪力墻截面W,對這些截面分別進行數(shù)據(jù)的提取、計算和分析。

轉(zhuǎn)換梁按各截面內(nèi)力計算出的縱筋實配3φ 14,而箍筋由構(gòu)造確定配 φ 10@80。本文中為保證試件不會在傳力梁上先發(fā)生破壞,加大了配筋,實配3φ 25,并對稱配置。剪力墻水平和豎向分布筋為φ 10@100,短肢剪力墻端部設(shè)置暗柱,每個暗柱縱筋選用16φ 10。為了保證“強柱弱梁”,對柱中縱筋采用8φ 20,縱筋配筋率為2.79%,框支柱箍筋采用復(fù)合箍并全長加密,選用φ 10@80。

2 試驗現(xiàn)象

對斜柱式構(gòu)件平穩(wěn)施加豎向荷載到恒定的軸力值,使其達到試驗所要求的軸壓比0.3,然后水平反復(fù)荷載由拉壓千斤頂對試件分級施加。試件逐漸產(chǎn)生相應(yīng)變形,裂縫在各部位相繼出現(xiàn)并不斷發(fā)展,轉(zhuǎn)換梁端部縱筋屈服,形成塑性鉸;隨后柱腳開始屈服并最終形成塑性鉸;在接近極限荷載時,梁端出現(xiàn)混凝土壓碎并大量脫落,縱筋受壓屈曲現(xiàn)象,并在此部位形成較寬的破壞主裂縫,最終以轉(zhuǎn)換梁跨中區(qū)段兩端混凝土被壓碎并部分脫落,鋼筋被壓屈,從而導(dǎo)致試件失效,如圖3所示。

對加腋梁式構(gòu)件平穩(wěn)施加豎向荷載到恒定的軸力值,使其達到試驗所要求的軸壓比0.15,然后水平反復(fù)荷載由拉壓千斤頂對試件分級施加。試件逐漸產(chǎn)生相應(yīng)變形,裂縫在各部位相繼出現(xiàn)并不斷發(fā)展,轉(zhuǎn)換梁端部縱筋屈服,形成塑性鉸;隨后柱腳開始屈服并最終形成塑性鉸;在接近極限荷載時,梁端出現(xiàn)混凝土壓碎并大量脫落,縱筋受壓屈曲現(xiàn)象,并在此部位形成較寬的破壞主裂縫,最終以轉(zhuǎn)換梁跨中區(qū)段兩端混凝土被壓碎并部分脫落,鋼筋被壓屈,從而導(dǎo)致試件失效,如圖4所示。

3 轉(zhuǎn)換梁的試驗結(jié)果分析

3.1 滯回曲線分析

圖5、圖6為兩構(gòu)件的 P-Δ(水平力-水平位移)滯回曲線,P為由拉壓千斤頂施加的荷載,Δ為轉(zhuǎn)換梁左端頭中心處的水平位移。結(jié)構(gòu)滯回曲線的形狀較飽滿,表明結(jié)構(gòu)具有良好的耗能性。

斜柱式試件轉(zhuǎn)換梁縱筋屈服之后,隨著裂縫的開展,試件逐步表現(xiàn)出越來越明顯的塑性性質(zhì)。μΔ=2時,在反復(fù)周期荷載的作用下,荷載稍有增加,構(gòu)件便發(fā)生較為明顯的位移。μΔ=4時,構(gòu)件剛度下降更為明顯,從P-Δ曲線可以看出,此時構(gòu)件的承載力已經(jīng)接近極限承載力。μΔ=5時,隨著荷載的增加,位移增長趨勢更為明顯,達到構(gòu)件極限承載力161kN。之后,構(gòu)件的承載力開始降低,再加載剛度的退化變得更加明顯,其卸載剛度的退化也表現(xiàn)得比較明顯,構(gòu)件在反向加載過程中,滯回曲線呈反S形,有明顯的捏攏現(xiàn)象。

加腋梁式試件的滯回曲線在 μΔ=3之前呈梭形,曲線飽滿,具備較好的耗能能力;在 μΔ=3時達到極限承載能力,此后由于在較大荷載下出現(xiàn)了明顯的粘結(jié)滑移,滯回曲線呈明顯的反S形,表現(xiàn)出了明顯的捏縮現(xiàn)象;在 μΔ=5時構(gòu)件的承載能力出現(xiàn)25%以上的急劇下降,可認(rèn)為構(gòu)件失效。

表2 試件的耗能能力Tab.2 Energy dissipation capability of the specimens

3.2 剛度退化分析

試件轉(zhuǎn)換層KΔ-θΔ曲線如圖7所示。隨著層間位移角的增大,兩試件側(cè)移剛度逐步衰減,開始時側(cè)移剛度衰減速度快,之后衰減速度逐漸變緩。同時,加斜柱式試件初始剛度明顯大于加腋式試件,并且極限剛度也大于加腋式試件。加斜柱式試件在加載前期衰退曲線幾乎與加腋式試件重合,但在加載后期其衰退速度明顯大于加腋式試件。

3.3 耗能能力分析

計算結(jié)果表明(表2),斜柱式試件耗能能力要好于加腋梁式試件,可以認(rèn)為還是由于加了斜柱使構(gòu)件延性得到提高,因此塑形變形能提高很多,從滯回曲線也可看出斜柱式試件相比加腋式試件更為豐滿,因此滯回耗能也有所提高。

4 結(jié)論

1)在梁端局部加腋的框支短肢剪力墻結(jié)構(gòu)中,明顯地增強了轉(zhuǎn)換梁在支座區(qū)段的抗剪承載力,可以有效地降低梁的截面尺寸。

2)相同條件下斜柱式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度比梁式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)大,更易滿足規(guī)范中轉(zhuǎn)換層上、下結(jié)構(gòu)側(cè)向剛度比的要求,能有效的避免轉(zhuǎn)換層形成結(jié)構(gòu)薄弱層。

3)短肢剪力墻在設(shè)計時應(yīng)考慮剪力墻墻肢翼緣的作用,在剪力墻肢端部應(yīng)加強箍筋的構(gòu)造要求,使墻肢具有較好的延性。

4)斜柱式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的耗能均不及梁式轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu),除了不同材料的影響因素外,還應(yīng)注意斜柱不宜設(shè)計的過強。

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