宋振宇,周新剛,張忠杰,曲祖功

(煙臺(tái)大學(xué)土木工程學(xué)院,山東 煙臺(tái) 264005)

鋼管束砼組合剪力墻是近幾年發(fā)展起來的一種新型建筑結(jié)構(gòu)抗側(cè)力構(gòu)件．此種構(gòu)件的基本做法是:由若干方鋼管和U型鋼管焊接組成外部鋼管束,在鋼管束空腔內(nèi)澆筑混凝土．與普通鋼板剪力墻相比,適應(yīng)于裝配建筑、且具有承載力高、抗側(cè)剛度大,延性好和耗能能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[1-3]．目前在裝配式高層建筑中已有應(yīng)用．

為研究鋼管束砼組合剪力墻的抗震性能,國內(nèi)外學(xué)者做了一些試驗(yàn)研究．陳志華等[4]通過7組鋼管束砼組合剪力墻試件的往復(fù)加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),鋼管束砼組合剪力墻具有良好的承載力和延性,滯回曲線飽滿,是一種抗震性能良好的剪力墻．通過在端部鋼管束內(nèi)布置栓釘,可以有效減小鋼管局部屈曲并延緩角部鋼板撕裂,改善鋼管束砼組合剪力墻的工作性能．苗志華等[5]通過5片鋼管束砼組合剪力墻擬靜力加載試驗(yàn),分析了不同剪跨比、單束尺寸、鋼板厚度等參數(shù)對(duì)其抗震性能的影響．研究結(jié)果表明,當(dāng)墻長一定時(shí),減小單束尺寸可以提高剪力墻的承載力、延性和耗能性能．張鵬等[6]對(duì)3片底部帶加強(qiáng)板的鋼管束砼組合剪力墻進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),采用底部加強(qiáng)的方式,可以提高鋼管束砼組合剪力墻的承載力和耗能性能,隨著底部加強(qiáng)區(qū)的增加,耗能性能也顯著提高．劉克忠等[7]利用Abaqus有限元分析軟件,模擬分析了兩側(cè)鋼管束加強(qiáng)對(duì)鋼管束砼組合剪力墻受力性能的影響．研究結(jié)果表明,通過增加兩側(cè)鋼管束壁厚,可以使鋼管束鼓屈位置內(nèi)移,提高其承載能力和變形性能．

上述研究結(jié)果表明,鋼管束砼組合剪力墻具有良好的受力性能,通過設(shè)置栓釘、改變單束尺寸、底部加強(qiáng)和兩端加強(qiáng)等手段可以進(jìn)一步改善與提高其性能．在墻肢長度較大、剪跨比較小,剪切效應(yīng)較為明顯的情況下,采取措施改善和提高墻體的延性和耗能能力尤為重要．在有限元模擬分析的基礎(chǔ)上,本文提出了一種新型的開縫耗能組合剪力墻-帶豎縫的鋼管束砼組合剪力墻,并進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究．試驗(yàn)研究中,分析了帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻的破壞模式、承載能力、變形性能和耗能能力,討論了不同豎縫高度、豎縫形式和豎縫數(shù)量對(duì)帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻受力性能的影響．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及材料性能

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了5片具有不同豎縫參數(shù)的鋼管束砼組合剪力墻．其中STW1為不帶豎縫剪力墻,SSTW1和SSTW2為帶單排單縫剪力墻(豎縫高度不同),SSTW3為帶雙排單縫剪力墻,SSTW4為帶雙排雙縫剪力墻．試件示意如圖1所示,尺寸參數(shù)見表1．試件均由加載梁、墻體和底梁三部分組成．墻體高度為1 000 mm,寬度為1 000 mm,厚度為110 mm．加載梁尺寸為300 mm×300 mm×1 300 mm,底梁尺寸為500 mm×500 mm×2 200 mm．鋼管束壁厚全部為3 mm,單根鋼管的截面尺寸為200 mm×110 mm,試件剪跨比為1.0,詳見圖2(a)．鋼管側(cè)壁沿高度方向設(shè)置長圓形孔洞,以保證鋼管束之間混凝土能連通,如圖2(b)所示．以雙排單縫SSTW3為例,豎縫處鋼板的設(shè)置如圖2(c)所示．鋼管束底部設(shè)置加強(qiáng)板和栓釘,保證鋼管束與混凝土底梁之間具有可靠的連接,如圖2(d)所示．

圖1 豎縫形式

表1 試件尺寸參數(shù)

圖2 試件尺寸及構(gòu)造

試件所用混凝土的實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m=39.75 MPa;鋼板的屈服強(qiáng)度fy=407 MPa,極限強(qiáng)度fu=590 MPa．

1.2 試驗(yàn)裝置及加載方式

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示．試件加載梁通過絲杠和端板與水平作動(dòng)器端部相連,底梁利用壓梁和地錨螺栓固定于臺(tái)面上．采用1 500 kN的液壓伺服作動(dòng)器施加水平力,加載點(diǎn)位于加載梁的中心;采用3 000 kN液壓伺服作動(dòng)器施加軸壓力．豎向作動(dòng)器與加載架橫梁之間設(shè)置滑動(dòng)小車,保證豎向作動(dòng)器在水平荷載作用下能隨墻體自由移動(dòng),使軸力始終施加在墻體的中心．試件頂部設(shè)置分配梁將軸壓力均勻地傳給墻體．加載制度如圖4所示．按照規(guī)范要求[8],正式加載前,先檢查試驗(yàn)裝置是否正常工作、并進(jìn)行預(yù)加載．正式加載時(shí),先按試驗(yàn)軸壓比的要求(軸壓比取0.2)施加豎向荷載并保持豎向荷載穩(wěn)定,然后施加低周反復(fù)水平荷載．水平荷載采用力-位移混合控制方法,試件屈服前采用力控制方法,每級(jí)荷載循環(huán)一次,級(jí)差為200 kN．當(dāng)試件頂點(diǎn)荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)時(shí)認(rèn)為試件已經(jīng)屈服,試件屈服后采用位移控制方法,位移增量取0.5Δy(Δy為屈服位移),每級(jí)循環(huán)2次．當(dāng)試件水平承載力達(dá)到峰值荷載的85%以下時(shí),停止加載．

圖3 加載裝置

圖4 加載制度

1.3 測試內(nèi)容及測點(diǎn)布置

試驗(yàn)量測數(shù)據(jù)主要有:豎向荷載、水平荷載、墻體位移和應(yīng)變,測點(diǎn)布置見圖5、6．采用靜態(tài)采集系統(tǒng)采集數(shù)據(jù)．除使用位移計(jì)測量位移外,還使用非接觸式位移視頻采集儀量測墻體角部的豎向位移和水平位移．

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞過程

不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻STW1與帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻SSTW1—SSTW4從開始加載到最終破壞都經(jīng)歷了3個(gè)階段,分別為彈性受力階段,屈服階段和破壞階段,但兩者在屈服階段和破壞階段的受力狀態(tài)和破壞模式有很大的不同．

圖5 位移計(jì)布置(mm)

圖6 應(yīng)變片布置(mm)

2.1 不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻破壞過程與形態(tài)

(a)彈性工作階段 在加載初期,鋼管束砼組合剪力墻處于彈性受力階段,水平荷載與位移成直線關(guān)系,鋼管束與內(nèi)部混凝土協(xié)同工作,鋼管還未屈服．

(b)屈服階段 隨著水平荷載的增加,荷載與位移曲線開始出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn),試件的變形增大．滯回曲線不再重合成一條直線,卸載時(shí)存在少量的殘余變形,試件開始出現(xiàn)輕微的響聲,局部位置鋼板與混凝土粘結(jié)破壞．當(dāng)水平荷載達(dá)到772.42 kN,水平位移達(dá)到7.29 mm(位移角為1/137)時(shí),墻體兩端底部100～200 mm處鋼板首先出現(xiàn)輕微鼓屈．隨著水平位移的不斷增大,鋼管束下部開始連續(xù)鼓屈,隨后墻體中部的鋼管束也開始出現(xiàn)輕微鼓屈．當(dāng)水平荷載達(dá)到965.63 kN,水平位移達(dá)到14.59 mm(位移角為1/69)時(shí),試件到達(dá)峰值承載力．

(c)破壞階段 當(dāng)試件到達(dá)峰值承載力之后,隨著水平位移的增加,承載力開始下降．鋼管束中部和兩端頂部鼓屈逐漸增大,鋼管束下部成排連續(xù)鼓屈嚴(yán)重,墻體剪切效應(yīng)明顯,兩端根部鋼板出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象．最終當(dāng)水平荷載達(dá)到820.78 kN,水平位移達(dá)到20.36 mm(位移角為1/49)時(shí),承載力下降到峰值荷載的85%,停止試驗(yàn)．不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻STW1最終破壞狀態(tài)如圖7(a)所示．

2.2 帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻破壞過程與形態(tài)

(a)彈性工作階段 帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻在彈性受力階段與不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻基本一致,鋼管束與混凝土協(xié)同工作,滯回曲線基本重合在一起,形成一條直線,試件沒有殘余變形．

(b)屈服階段 當(dāng)試件SSTW1—SSTW4水平荷載分別達(dá)到666.38 kN、698.49 kN、730.87 kN、699.63 kN,水平位移分別達(dá)到7.34 mm、7.10 mm、6.97 mm、7.52 mm(位移角分別為1/136、1/141、1/144、1/133)時(shí),水平荷載與位移曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn),帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻進(jìn)入屈服階段．由于鋼管束對(duì)混凝土的約束作用,到達(dá)屈服荷載后,試件的承載力繼續(xù)增加．豎縫端部與鋼管束兩端底部首先出現(xiàn)鋼板輕微鼓屈．隨著水平荷載的不斷增大,墻體兩端底部和豎縫端部鋼板鼓屈加劇,但未出現(xiàn)鋼管束下部成排連續(xù)鼓屈現(xiàn)象．當(dāng)試件SSTW1—SSTW4水平荷載分別達(dá)到821.25 kN、855.69 kN、888.44 kN、862.94 kN,水平位移分別達(dá)到16.33 mm、13.99 mm、14.49 mm、14.91 mm(位移角分別為1/61、1/71、1/69、1/67)時(shí),試件到達(dá)峰值承載力．

(c)破壞階段 試件到達(dá)峰值承載力后,隨著水平位移的增加,承載力開始平緩下降,下降速度比不帶豎縫剪力墻緩慢,而且滯回環(huán)比較飽滿．當(dāng)試件SSTW1—SSTW4水平荷載分別達(dá)到698.07 kN、727.34 kN、755.18 kN、733.50 kN,水平位移分別達(dá)到25.90 mm、23.59 mm、22.09 mm、28.53 mm(位移角分別為1/39、1/43、1/46、1/35)時(shí),試件到達(dá)極限承載能力狀態(tài)(承載力降低到峰值荷載的85%),停止試驗(yàn)．此時(shí),鋼管束鼓屈位置仍集中在豎縫端部和兩端底部,鼓屈程度比不帶豎縫剪力墻小,鋼管束下部成排連續(xù)鼓屈現(xiàn)象并不明顯,雖然墻體根部鋼板褶皺明顯,但未出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象．帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻SSTW1—SSTW4最終破壞狀態(tài)如圖7(b)—7(e)所示．

圖7 各試件最終破壞狀態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線分析

不帶豎縫剪力墻STW1與帶豎縫剪力墻SSTW1—SSTW4的滯回曲線如圖8(a)—8(e)所示．由圖可見:

(1)各試件的滯回曲線較為飽滿,雖有捏攏,但不明顯．加載初期,各試件處于彈性工作狀態(tài),滯回曲線基本重合為一條直線,卸載后剛度與變形及時(shí)恢復(fù),無明顯殘余變形,此時(shí)試件耗能較小．隨著水平位移不斷增加,試件進(jìn)入屈服階段,曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),曲線斜率逐漸減小,試件剛度不斷降低,卸載時(shí)存在殘余變形,但滯回環(huán)面積不斷增大,試件耗能較大．達(dá)到峰值荷載之后,水平位移繼續(xù)增加,各試件出現(xiàn)不同程度的承載力退化,但滯回環(huán)面積還是不斷增大．

(2)設(shè)置豎縫后,鋼管束砼組合剪力墻的滯回曲線更加飽滿,捏攏現(xiàn)象減弱,曲線下降段平緩,破壞階段更為延后,耗能能力更佳．

3.2 骨架曲線分析

各試件的骨架曲線如圖8(f)所示．由圖可見:

(1)各試件的骨架曲線均呈S型,其受力與破壞過程經(jīng)歷3個(gè)階段:彈性工作階段,屈服階段,破壞階段．

(2)不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻試件STW1雖然峰值承載力與初始剛度較高、也有較好的延性,但由于剪切變形的影響,骨架曲線到達(dá)峰值荷載之后下降段較陡,其延性性能受到一定的限制．帶豎縫的鋼管束砼組合剪力墻到達(dá)峰值荷載之后曲線下降平緩、表現(xiàn)出更好的延性性能,因?yàn)樨Q縫降低了墻體剪切效應(yīng)的影響．

通過對(duì)比滯回曲線、骨架曲線及參數(shù)分析可見,帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻與普通鋼管束砼組合剪力墻相比具有更好的延性和耗能能力．

圖8 各試件滯回曲線和骨架曲線

3.3 承載力及初始剛度分析

采用幾何作圖法、等能量法、Park法[9]求得的屈服荷載的平均值Py,屈服荷載對(duì)應(yīng)的位移為屈服位移．極限位移Δu為水平荷載下降到峰值荷載的85%所對(duì)應(yīng)的位移[10-11]．試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2．

由表2、表3數(shù)據(jù)可見,設(shè)置豎縫后,鋼管束砼組合剪力墻依然具有較高的承載力,且峰值荷載與屈服荷載的比值與無縫剪力墻無顯著差別,基本都在1.2左右．除SSTW1(單排單縫,縫高900 mm)在延性顯著提高,而承載能力及初始剛度有相對(duì)較大的降低外,其他的降低幅度都較?。鄬?duì)于SSTW1,SSTW2雖然也是單排單縫,但由于豎縫高度減小,其承載能力及剛度的降低程度明顯減?。淖冐Q縫形式,將單排豎縫設(shè)置成雙排豎縫如SSTW3,能明顯改善初始剛度和承載力的降低幅度,其初始剛度和承載力分別只有9.23%和7.99%的降低幅度．SSTW4雖然豎縫數(shù)量最多(雙排雙縫),但與SSTW1、SSTW2(單排單縫)相比,其初始剛度和承載力降低幅度也較?。?/p>

表2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總

表3 各試件承載力與初始剛度對(duì)比分析

3.4 延性性能分析

對(duì)比各試件的位移延性系數(shù)(見表4、表5)可見,帶豎縫的鋼管束砼組合剪力墻屈服位移角平均值約為1/139,峰值位移角平均值約為1/67,破壞位移角約為1/41．試件SSTW1—SSTW4位移延性系數(shù)平均值約為3.46,均大于2且大于不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻STW1,說明帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻的變形性能更好．其中,SSTW1與SSTW2均為帶單排單縫剪力墻,但SSTW1延性系數(shù)提高幅度更大,說明隨豎縫高度增加延性提高．SSTW3與SSTW2相比,豎縫形式不同,但延性系數(shù)變化并不明顯．對(duì)比SSTW4與SSTW3的數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)豎縫形式為多排時(shí),延性性能隨豎縫數(shù)量的增加而增加．

表4 各試件延性系數(shù)對(duì)比分析

表5 各試件位移角對(duì)比分析

3.5 剪切變形分析

水平荷載作用下,剪力墻的側(cè)向變形包括兩部分:剪切變形和彎曲變形(圖9)．設(shè)置豎縫后,墻體變形中剪切變形與彎曲變形的比例隨之變化．剪切變形所占比重大小直接反應(yīng)了墻體剪切效應(yīng)的大?。羟行?yīng)越大,墻體的延性越差．因此,通過分析墻體剪切與彎曲變形的比例,可以解釋帶豎縫剪力墻改善延性的機(jī)理．

圖9 剪力墻變形組成

(1)

Δf=Δ-Δs．

(2)

式中,Δ為試件頂點(diǎn)總側(cè)移;

Δf為試件彎曲變形產(chǎn)生的側(cè)移;

Δs為試件剪切變形產(chǎn)生的側(cè)移;

D為試件對(duì)角線長度;

d1、d2為試件對(duì)角線長度變化量;

B、H為墻體寬度與高度．

剪切變形計(jì)算示意如圖10所示[12-13], 根據(jù)實(shí)

圖10 剪力墻剪切變形

測數(shù)據(jù)及公式(1)分析得到的墻體剪切頂點(diǎn)位移與總位移的比的變化見圖11,平均占比見圖12．由圖可知,在加載早期,剪切變形與總變形的比基本保持不變,在后期試件進(jìn)入屈服狀態(tài)后,剪切變形所占比重逐漸變小,即彎曲變形所占比例越來越大．不帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻試件STW1剪切變形約占總變形的55.50%,剪切效應(yīng)明顯．設(shè)置豎縫后,試件SSTW1—SSTW4剪切變形-頂點(diǎn)總側(cè)移曲線平緩,其剪切變形占比則下降為33.18%,26.93%,30.68%,34.20%,變形轉(zhuǎn)變?yōu)橐詮澢冃螢橹?因此延性提高．

圖11 剪切變形-頂點(diǎn)總側(cè)移曲線

圖12 剪切變形占總變形比例

3.6 耗能能力

根據(jù)試驗(yàn)滯回曲線,計(jì)算了各試件的耗能能力及等效黏滯阻尼系數(shù)．等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算公式如下:

(3)

式中,S(FBE+FDE)為一個(gè)滯回環(huán)包圍的面積;

SAOB、SCOD為響應(yīng)三角形面積(圖13)．

圖13 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算

圖14—16分別為計(jì)算的各試件的單周耗能、累計(jì)耗能和等效黏滯阻尼系數(shù)曲線．在彈性階段,各剪力墻的耗能能力和等效黏滯阻尼系數(shù)普遍較低,區(qū)別并不明顯．隨著水平位移不斷增加,剪力墻進(jìn)入屈服階段后,各試件耗能能力不斷增加,等效黏滯阻尼系數(shù)也不斷增大．此時(shí),帶豎縫剪力墻耗能能力和等效黏滯阻尼系數(shù)明顯高于不帶豎縫剪力墻．

圖14 單周耗能曲線

綜合比較,在帶豎縫剪力墻中,試件SSTW4(帶雙排雙縫,豎縫高度為700 mm)延性性能最好,耗能能力較強(qiáng),承載力和初始剛度降低幅度也較小,其延性系數(shù)和累計(jì)耗能相比不帶豎縫剪力墻分別提高了35.71%和47.08%,承載能力和初始剛度相比不帶豎縫剪力墻的僅降低了10.63%和14.28%．

圖15 累計(jì)耗能曲線

圖16 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線

3.7 承載力退化曲線

圖17 承載力退化曲線

由圖17可見,隨著水平位移不斷增加,各試件承載力退化系數(shù)呈下降趨勢,而且下降幅度逐漸增大．屈服階段,各試件承載力退化曲線幾乎重合,差別并不明顯．進(jìn)入破壞階段后,帶豎縫剪力墻承載力退化曲線較為平緩,承載力退化速度緩慢,而不帶豎縫剪力墻承載力退化速度較快．在破壞階段,帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻除變形能力增加外,承載力退化規(guī)律與不設(shè)縫剪力墻基本相同．

3.8 剛度退化曲線

剛度退化是指試件在循環(huán)加載過程中,剛度逐漸降低的現(xiàn)象．本文用環(huán)線剛度來衡量剛度退化程度,環(huán)線剛度為同一位移(力)幅值下,循環(huán)加載的荷載平均值與位移平均值的比值[16]．

由圖18可知,各試件剛度退化曲線基本重合,在水平反復(fù)荷載的作用下,剛度退化持續(xù)、均勻．加載初期,剪力墻處于從彈性階段到屈服階段的轉(zhuǎn)變過程,剛度退化速度較快．加載后期,剛度退化曲線較為平緩,剛度衰減幅度較?。f明設(shè)置豎縫后,雖然剪力墻初始剛度有所降低,但不會(huì)影響剪力墻的剛度退化規(guī)律．

圖18 剛度退化曲線

4 結(jié) 論

為改善鋼管束砼組合剪力墻的抗震性能,設(shè)計(jì)制作了5片帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻,通過擬靜力加載試驗(yàn),研究不同豎縫高度、豎縫形式和豎縫數(shù)量對(duì)鋼管束砼組合剪力墻抗震性能的影響,得到以下結(jié)論:

(1)當(dāng)鋼管束砼組合剪力墻長度較長、剪跨比較小時(shí),墻體剪切效應(yīng)明顯．剪切效應(yīng)越大,墻體的延性越差．降低墻體的剪切效應(yīng)是提高剪力墻延性的有效途徑．

(2)通過在剪力墻中設(shè)置豎縫,可以降低剪切效應(yīng)的影響,改變其破壞狀態(tài),提高其延性．研究表明,在墻體中設(shè)置豎縫后,墻體中部不會(huì)出現(xiàn)剪切破壞,墻體總變形中剪切變形所占比例明顯下降,延性性能顯著提高．

(3)設(shè)置豎縫在降低剪切變形影響,改變破壞形式,提高延性的同時(shí),也會(huì)降低墻體的初始剛度和承載能力．但通過調(diào)整豎縫形式、豎縫高度和豎縫數(shù)量,可以在保證初始剛度、承載能力降低幅度較小的情況下,比較好地提高延性和耗能能力．

(4)設(shè)置豎縫后,剪力墻剛度退化、承載能力退化規(guī)律與不設(shè)縫基本相同．說明到達(dá)峰值荷載后,帶豎縫鋼管束砼組合剪力墻除變形能力增加外,其他性能變化規(guī)律無顯著差別．

(5)可以根據(jù)實(shí)際工程的需要,通過設(shè)置豎縫和調(diào)整豎縫的形式,調(diào)整和改善鋼管束砼組合剪力墻的抗震性能．