郭 猛， 袁 泉， 錢 坤

(1.中國建筑科學(xué)研究院， 北京 100013； 2.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 北京 100044)

高寬比是影響剪力墻破壞形態(tài)和抗震性能的重要因素之一，對(duì)于剪力墻抗震性能受高寬比的影響，國內(nèi)外很多科研單位進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析。一般研究認(rèn)為，對(duì)于承受水平荷載作用的普通混凝土剪力墻，高寬比大于2.0的剪力墻以受彎為主，發(fā)生彎曲破壞，高寬比小于1.0的剪力墻以受剪為主，發(fā)生剪切破壞，在1.0至2.0之間的剪力墻則多以彎剪混合受力為主[1,2]；文獻(xiàn)[3，4]在11片高寬比為1.0～1.5的混凝土墻體模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，研究較小高寬比混凝土墻的破壞機(jī)理及抗震性能，并提出墻體底部塑性鉸區(qū)長度的計(jì)算方法；文獻(xiàn)[5]研究了高寬比對(duì)摻加聚丙烯纖維和鋼纖維高性能混凝土墻抗震性能的影響，并與普通混凝土墻進(jìn)行了對(duì)比分析；除了混凝土墻外，文獻(xiàn)[6]通過模型試驗(yàn)研究了高寬比對(duì)于石墻砌體剪力墻抗剪承載力的影響；文獻(xiàn)[7]研究了高寬比1.5～2.2的配筋砌體剪力墻的承載力、延性等抗震性能。上述研究成果為相關(guān)規(guī)范和工程設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

密肋復(fù)合墻是密肋結(jié)構(gòu)體系的主要承重與抗側(cè)力構(gòu)件[8～12]，其是以鋼筋混凝土和輕質(zhì)填充砌塊組合在一起形成的一種網(wǎng)格式抗震墻[13]，構(gòu)造形式如圖1所示。密肋復(fù)合墻中，截面較小的鋼筋混凝土梁柱分布于輕質(zhì)砌塊墻體中，RC梁柱和填充砌塊變形協(xié)調(diào)，共同受力，可以充分發(fā)揮填充砌塊的抗壓能力；然而，多種材料及層層嵌套方式?jīng)Q定了該類墻體的受力性能及其影響因素較傳統(tǒng)混凝土墻、砌體墻等勻質(zhì)材性實(shí)體墻更為復(fù)雜，所受的影響因素更多。

圖1 密肋復(fù)合墻

對(duì)于密肋復(fù)合墻而言，由于工程中墻體框格的截面尺寸及布置形式較為固定，高寬比實(shí)際上是一個(gè)綜合反應(yīng)框格(肋梁、肋柱)布置形式的參數(shù)。研究高寬比對(duì)密肋復(fù)合墻抗震性能的影響，即涵蓋了不同框格布置、不同肋梁肋柱數(shù)量對(duì)密肋復(fù)合墻抗震性能的影響。本文根據(jù)課題組前期所做的數(shù)批次密肋復(fù)合墻試驗(yàn)結(jié)果，首次專注于探討高寬比對(duì)密肋復(fù)合墻破壞形態(tài)及承載力、剛度、延性等抗震性能的影響規(guī)律，并與混凝土剪力墻進(jìn)行對(duì)比分析，以期為不同高寬比密肋復(fù)合墻體的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 變高寬比密肋復(fù)合墻試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

對(duì)于密肋復(fù)合墻體抗震性能方面的研究，課題組先后進(jìn)行了六十余片不同比例、不同層數(shù)墻體模型低周反復(fù)加載試驗(yàn)及擬動(dòng)力試驗(yàn)。本文選取2組共7片密肋復(fù)合墻試件，對(duì)高寬比影響密肋復(fù)合墻抗震性能的規(guī)律進(jìn)行研究，試件設(shè)計(jì)見表1。以試件Mgw3為例，其截面及配筋如圖2所示。

表1 密肋復(fù)合墻體試件設(shè)計(jì)

圖2 Mgw3截面尺寸及配筋

表1中，Mgw1～Mgw4為第一組，均為RC框格復(fù)合墻，試件高度相同但長度不同，用于比較相同高度下高寬比由0.52增加至2.33時(shí)墻體抗震性能的變化情況；Mgw5～Mgw7為第二組，均為SRC邊框柱密肋復(fù)合墻，用于比較高寬比由1.03增加至2.91時(shí)墻體抗震性能的變化情況。

1.2 加載方式

試驗(yàn)加載均為低周反復(fù)加載。豎向壓應(yīng)力設(shè)計(jì)值為0.78 N/mm2，根據(jù)試件大小換算為相應(yīng)豎向荷載后，通過千斤頂加在分配梁上，經(jīng)二次分配后加在邊框柱與肋柱上，豎向荷載穩(wěn)定后開始水平加載。水平荷載通過反力墻，借助液壓作動(dòng)器對(duì)墻體頂部施加。試件屈服前采用荷載控制，屈服后采用位移控制，位移增量按預(yù)計(jì)屈服荷載對(duì)應(yīng)位移的倍數(shù)遞增，每級(jí)循環(huán)3次，直至試件破壞。

本文僅就對(duì)后述研究工作有關(guān)的試驗(yàn)情況進(jìn)行描述與分析，對(duì)于上述試件試驗(yàn)的詳細(xì)報(bào)道分別參見文獻(xiàn)[9]～[12]。

2 高寬比對(duì)密肋復(fù)合墻抗震性能的影響分析

2.1 試件主要破壞過程及特點(diǎn)

試件Mgw1～Mgw7破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的裂縫狀況及現(xiàn)場照片如圖3所示，主要破壞過程概括為：水平荷載達(dá)到極限荷載的40%之前，密肋復(fù)合墻表現(xiàn)為彈性，肋梁肋柱中沒有出現(xiàn)裂縫，砌塊中出現(xiàn)少數(shù)微裂縫；荷載達(dá)到極限荷載的60%～70%時(shí)，肋梁肋柱端部出現(xiàn)了斜裂縫，受拉區(qū)外框柱腳部出現(xiàn)水平裂縫且逐步延伸；當(dāng)水平荷載達(dá)到極限荷載的80%～90%時(shí)，砌塊破壞情況加重，開始出現(xiàn)剝落；極限荷載階段及位移控制循環(huán)階段，

圖3 密肋復(fù)合墻破壞

墻體出現(xiàn)一定的剪切滑移變形，砌塊剝落現(xiàn)象嚴(yán)重，肋梁端部出現(xiàn)多處塑性鉸區(qū)；最終邊框柱底部混凝土壓碎，填充砌塊失去承載力，肋梁鋼筋屈服或者拉斷，試件破壞，試驗(yàn)加載結(jié)束。

分析圖3及密肋復(fù)合墻的破壞過程可知，本文所選的7片不同高寬比試件(高寬比為0.52～2.91)在達(dá)到抗剪承載能力極限與破壞狀態(tài)時(shí)，所有框格內(nèi)的砌塊出現(xiàn)彌散裂縫，中間肋柱裂縫相對(duì)較少或沒有裂縫，肋梁端部均有豎向裂縫貫通，破壞形態(tài)可歸結(jié)為整體剪切型破壞，即密肋墻板為剪切破壞。不同高寬比密肋復(fù)合墻體破壞時(shí)均沒有真正意義上的主斜裂縫，與一般混凝土墻、砌體墻等斜截面破壞時(shí)出現(xiàn)明顯主斜裂縫的特征差異較大。

對(duì)于混凝土剪力墻，高寬比對(duì)其開裂方式及破壞形態(tài)起著十分重要的作用，文獻(xiàn)[1]通過試驗(yàn)研究表明，高寬比為1.0的剪力墻基本以剪切開裂為主，高寬比為2.0的剪力墻彎曲性能明顯，高寬比為1.0至2.0之間的剪力墻則介于上述二者之間，表現(xiàn)出彎剪混合的開裂形態(tài)。對(duì)于密肋復(fù)合墻而言，高寬比小于等于1.0的4片試件(Mgw1、Mgw2、Mgw3、Mgw5)，發(fā)生的是剪切破壞；而高寬比大于等于2.0的3片試件(Mgw4、Mgw6、Mgw7)，仍然發(fā)生剪切為主的破壞形式。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，Mgw7(高寬比為2.91)承受的荷載達(dá)到極限荷載45%左右時(shí)，墻體邊框柱柱腳開始出現(xiàn)水平受拉裂縫，表明密肋復(fù)合墻呈現(xiàn)一定的彎曲破壞特點(diǎn)，但最終破壞仍以剪切破壞形式為主。文獻(xiàn)[14]進(jìn)行了12層1/3比例密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，密肋復(fù)合墻的高寬比為7.14，彎矩起主要控制作用，極限階段邊框柱縱筋屈服，結(jié)構(gòu)最終發(fā)生彎曲破壞。比較密肋復(fù)合墻和混凝土墻可見，高寬比對(duì)密肋復(fù)合墻破壞形態(tài)的影響規(guī)律與普通混凝土墻有著顯著的不同，對(duì)前者開裂方式及破壞形態(tài)的影響程度遠(yuǎn)小于后者。

對(duì)于密肋復(fù)合墻體發(fā)生彎曲破壞還是剪切破壞，其機(jī)理在于：墻體薄弱截面受剪承載力和受彎承載力的相對(duì)大小決定密肋復(fù)合墻的破壞形式，也即，對(duì)于給定的高寬比η，無論η≤1.0、1.0<η≤2.0還是η≥3.0，密肋復(fù)合墻的破壞形式由彎曲破壞所考慮各抗彎組成部分的實(shí)際承載力與剪切破壞所考慮各抗剪組成部分的實(shí)際承載力之間相對(duì)大小的關(guān)系決定，如果前者小于后者，則密肋復(fù)合墻必然發(fā)生彎曲破壞，反之則發(fā)生剪切破壞。以Mgw4和Mgw7為例，盡管兩片墻體的高寬比大于2，但由于墻體的外側(cè)為混凝土肋柱，截面中部為強(qiáng)度較小的加氣混凝土砌塊，墻體的抗剪承載力相對(duì)抗彎承載力較弱，導(dǎo)致墻體最終發(fā)生的是剪切破壞，而同樣高寬比的混凝土墻，則一般發(fā)生彎曲破壞。因此，對(duì)于密肋復(fù)合墻，高寬比和墻體截面構(gòu)造兩方面因素均對(duì)其破壞形態(tài)起著十分重要的作用。

2.2 承載力分析

密肋復(fù)合墻承力體系的三部分構(gòu)件“填充砌塊、框格、外框架”能夠在受力的彈性階段、彈塑性階段和破壞階段依次發(fā)揮主導(dǎo)作用，墻體在整個(gè)受力過程中表現(xiàn)出三階段受力模型的特點(diǎn)，即開裂階段的等效彈性板模型、屈服和極限階段的剛架-斜壓桿模型以及破壞階段的空框格框架模型。其中，“剛架-斜壓桿模型”決定了墻體的極限承載能力，而“空框格框架”模型則決定了墻體的延性性能。密肋復(fù)合墻Mgw1 ～Mgw7各階段荷載及對(duì)應(yīng)位移實(shí)測值見表2。

表2 試件荷載、位移實(shí)測值

注：表中荷載單位為kN，位移單位為mm。

根據(jù)Mgw5～Mgw7的承載力實(shí)測值可知，密肋復(fù)合墻的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載均隨墻體高寬比的增加而降低，反映在抗剪機(jī)理上，高寬比較低的矮墻，除了在水平方向由剪切鋼筋傳遞承擔(dān)剪力外，作用在墻頂部的很大一部分剪力通過斜向等效整體受壓桿系直接將荷載向支座傳遞，墻體高寬比越低，墻中的“拱作用”越明顯，與一般混凝土墻承載力受高寬比影響的規(guī)律相同。

根據(jù)表2給出的數(shù)據(jù)，以Mgw1的高寬比0.52為基準(zhǔn)，各個(gè)試件高寬比的比例為ηMgw1∶ηMgw2∶ηMgw3∶ηMgw4=1.00∶1.29∶1.92∶4.48；以Mgw1的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載為基準(zhǔn)，分別計(jì)算得出Mgw2～ Mgw4與Mgw1在三個(gè)階段的比值之后，以相對(duì)高寬比為橫坐標(biāo)，相對(duì)承載力比為縱坐標(biāo)，做出兩者關(guān)系曲線如圖4所示。分析圖4所反映的規(guī)律可知，隨著相對(duì)高寬比的增加，試件在各個(gè)階段的相對(duì)承載力均呈非線性下降趨勢(shì)，且變化規(guī)律基本一致。實(shí)際密肋復(fù)合墻房屋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，最常見的情況是層高相同而墻體長度不同，存在不容易判斷墻體破壞形態(tài)的情況；隨著更多不同高寬比密肋復(fù)合墻試驗(yàn)數(shù)據(jù)的積累，可以擬合得到更有代表性的承載力-高寬比關(guān)系式，即可估算不同長度密肋復(fù)合墻的承載力，從而與現(xiàn)有密肋復(fù)合墻承載力公式的計(jì)算結(jié)果相互校核。就本文所選的試件而言，其承載力-高寬比關(guān)系擬合結(jié)果見式(1)。

圖4 承載力-高寬比關(guān)系曲線

(1)

2.3 剛度退化規(guī)律分析

試件在不同階段的等效剛度取往復(fù)荷載作用下正、反向荷載的絕對(duì)值之和除以相應(yīng)正、反向位移絕對(duì)值之和，表3列出了試件Mgw5～Mgw7的等效剛度計(jì)算值，由表中數(shù)據(jù)可以看出，隨著試件高寬比增加，密肋復(fù)合墻在各受力階段的等效剛度均降低，與混凝土墻表現(xiàn)一致。

表3 試件Mgw5～Mgw7剛度計(jì)算結(jié)果

定義剛度退化系數(shù)為各階段等效剛度與開裂階段等效剛度之比，做出兩組密肋復(fù)合墻的剛度退化系數(shù)隨層間位移角的變化曲線如圖5所示，不同高寬比密肋復(fù)合墻的總體剛度退化趨勢(shì)是退化初期剛度衰減很快，隨著位移的增大而減緩，最后趨于平緩，剩余剛度約為初始剛度的10%～15%。

圖5 密肋復(fù)合墻剛度退化曲線

圖5(a)為相同高度下不同高寬比試件的剛度退化曲線。相對(duì)于試件Mgw1～Mgw3，試件Mgw4在層間位移角至1/200之前的剛度退化速度最快，參見圖3(f)、(g)所示Mgw4的構(gòu)造形式，其原因在于試件Mgw4中肋梁肋柱與填充砌塊的相互約束作用較差，尤其是對(duì)于兩側(cè)肋柱而言，填充砌塊僅在內(nèi)側(cè)對(duì)其產(chǎn)生支撐和約束作用，試件開裂和裂縫擴(kuò)展程度較為嚴(yán)重，由此導(dǎo)致Mgw4的初期剛度退化速度較快。層間位移角超過1/100之后，4片試件的剛度退化程度趨于一致。

根據(jù)圖5(b)，在密肋復(fù)合墻長度相同的條件下，隨著高寬比的增加，墻體的彎曲變形性質(zhì)逐漸增加，剛度退化速度逐漸變慢，與混凝土墻剛度退化速度隨高寬比變化的規(guī)律一致。

2.4 延性分析

采用層間位移轉(zhuǎn)角θ與延性系數(shù)μ對(duì)密肋復(fù)合墻試件的延性進(jìn)行評(píng)估，定義層間位移轉(zhuǎn)角θ為頂部加載端水平位移值與試件高度之比，定義μ為特定階段位移與屈服位移之比，即μi=Δi/Δu，計(jì)算結(jié)果見表4。

表4 密肋復(fù)合墻層間轉(zhuǎn)角及延性系數(shù)

分析表4數(shù)據(jù)可知：

(1)破壞階段除了Mgw5之外，其余6片不同高寬比密肋復(fù)合墻的層間位移角均大于或等于1/50，滿足我國抗震規(guī)范對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)彈塑性層間轉(zhuǎn)角限值[θ]的要求。對(duì)于Mgw5，其滯回曲線在極限荷載之后的下降變化趨勢(shì)比較緩和，繼續(xù)進(jìn)行位移控制加載得到穩(wěn)定的滯回環(huán)在理論上是可能的，應(yīng)該能夠控制其破壞位移角超過1/50。7片試件的位移延性系數(shù)平均達(dá)到5.8，滿足混凝土抗震結(jié)構(gòu)對(duì)位移延性系數(shù)為3.0～4.0的要求[15]。

(2)隨著高寬比的增加，密肋復(fù)合墻的延性呈提高趨勢(shì)，但提高幅度不大，這一點(diǎn)與混凝土墻延性受高寬比的影響規(guī)律有著明顯的區(qū)別。產(chǎn)生上述區(qū)別的機(jī)理在于：由于密肋復(fù)合墻的構(gòu)造呈網(wǎng)格式，破壞階段墻體內(nèi)部的填充砌塊損壞嚴(yán)重，逐漸脫落而退出工作，由肋梁和肋柱組成的空框格框架承擔(dān)豎向與水平荷載，墻體實(shí)際上轉(zhuǎn)變?yōu)镽C框架，因此，在破壞階段，密肋復(fù)合墻的變形能力由混凝土框架(框格)決定，此時(shí)，雖然各個(gè)密肋墻體的高寬比不同，但具體到肋梁肋柱的長細(xì)比及其變形能力相差不大，因而墻體的延性性能相差不大。

由上述分析我們認(rèn)為，由加氣混凝土砌塊、RC肋梁和肋柱構(gòu)成的密肋復(fù)合墻已經(jīng)具備了一般鋼筋混凝土構(gòu)件的變形能力，其構(gòu)造特點(diǎn)決定了墻體延性性能對(duì)高寬比的變化并不十分敏感，傳統(tǒng)意義上延性差、容易發(fā)生脆性破壞的低矮密肋復(fù)合墻完全可以設(shè)計(jì)成延性的抗震墻構(gòu)件。

3 結(jié) 論

本文在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，對(duì)不同高寬比下密肋復(fù)合墻破壞特點(diǎn)和抗震性能進(jìn)行了分析，并與混凝土剪力墻進(jìn)行了對(duì)比，密肋復(fù)合墻抗震性能受高寬比的影響規(guī)律與混凝土剪力墻不完全一致。主要結(jié)論如下：

(1)密肋復(fù)合墻的高寬比η<2.0時(shí)，其破壞為典型的剪切型破壞，高寬比2.0≤η<3.0時(shí)，表現(xiàn)出一些彎曲破壞特點(diǎn)但仍然表現(xiàn)為剪切為主的破壞形式，而對(duì)于混凝土墻，η≥2.0時(shí)墻體一般即發(fā)生彎曲形式破壞；

(2)高寬比對(duì)密肋復(fù)合墻承載力和剛度的影響規(guī)律與普通混凝土墻基本一致，呈現(xiàn)隨著高寬比的增加，其承載力和剛度逐漸減小的變化規(guī)律；

(3)密肋復(fù)合墻延性性能對(duì)高寬比的變化并不十分敏感，傳統(tǒng)意義上延性差、容易發(fā)生脆性破壞的低矮密肋復(fù)合墻完全可以設(shè)計(jì)成延性的抗震墻構(gòu)件。本文對(duì)于密肋復(fù)合墻破壞形態(tài)及抗震性能受高寬比影響規(guī)律的分析，亦可供其它類型網(wǎng)格式抗震墻參考。

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