帶可更換連梁的雙肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

呂西林，陳 云，蔣歡軍

（同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200092）

聯(lián)肢剪力墻中的連梁不僅可以連接墻肢、增強(qiáng)剪力墻整體抗傾覆能力，而且在地震時(shí)可率先屈服耗能，保護(hù)墻肢安全.正因?yàn)槿绱?，連梁在地震后往往遭到嚴(yán)重破壞，修復(fù)困難.鑒于此，近年來，不少研究人員研究在剪力墻連梁中安裝可更換的耗能保險(xiǎn)絲，通過保險(xiǎn)絲耗能，地震受損后可更換，有利于快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)的使用功能，實(shí)質(zhì)上這種新型的結(jié)構(gòu)也可稱之為可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)［1］.

辛辛那提大學(xué)的 Fortney等［2－3］提出了可更換鋼連梁的概念，即對連梁的中間部分（稱之為保險(xiǎn)絲）進(jìn)行削弱，并利用其進(jìn)行剪切屈服耗能，損壞后易于更換.Dankook大學(xué)的Chung等［4］提出了在鋼連梁的中部附加一個(gè)摩擦阻尼器，通過摩擦阻尼器的耗能來增強(qiáng)連梁的耗能能力.中國地震局工程力學(xué)研究所的毛晨曦等［5］開發(fā)了一種應(yīng)用在可更換連梁上的新型形狀記憶合金阻尼器.韓國首爾大學(xué)的Kim等［6－7］研究開發(fā)了一種應(yīng)用在連梁上的復(fù)合阻尼耗能部件，該耗能部件由高阻尼橡膠材料和兩個(gè)U型鋼板阻尼器并聯(lián)在一起耗能.加拿大多倫多大學(xué)的Lyons［8］發(fā)明了一種可以替換連梁的黏彈性連接阻尼器，并申請了美國專利.日本清水建設(shè)技術(shù)研究所的熊谷仁志等［9－10］研究開發(fā)了在鋼筋混凝土連梁的中部開縫設(shè)置連梁阻尼器，該連梁阻尼器為一塊由低屈服點(diǎn)鋼板制作的矩形剪切板.哈爾濱工業(yè)大學(xué)的滕軍等［11］也提出了一種連梁阻尼器.

盡管目前國內(nèi)外有不少學(xué)者在研究可更換連梁，但還沒有研究人員將可更換連梁保險(xiǎn)絲安裝在大比例多層剪力墻模型上進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究.本文將作者開發(fā)的一種連梁保險(xiǎn)絲安裝在一片大比例三層雙肢剪力墻連梁上，與帶有傳統(tǒng)連梁的雙肢剪力墻進(jìn)行抗震性能對比試驗(yàn)，從其破壞機(jī)理、承載力、強(qiáng)度和剛度退化性能以及滯回耗能能力等方面來全面研究新型剪力墻的抗震性能.

1 試件尺寸及配筋

根據(jù)作者之前的相關(guān)研究［12－13］，提出了一種可更換連梁的實(shí)用設(shè)計(jì)方法，根據(jù)該設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了可更換連梁.為了闡述方便，傳統(tǒng)剪力墻試件稱之為CSW，與之相對帶可更換連梁的新型剪力墻稱之為FSW.傳統(tǒng)剪力墻試件的尺寸及配筋如圖1所示.新型剪力墻的墻體配筋與傳統(tǒng)剪力墻的墻體配筋完全相同，非屈服段配筋與保險(xiǎn)絲尺寸分別如圖2，3所示，制成的帶可更換連梁的FSW試件如圖4所示.加工完成的保險(xiǎn)絲照片及其滯回曲線見文獻(xiàn)［14］.

圖1 CSW試件的配筋（單位：mm）Fig.1 Reinforcement of CSW specimen（unit：mm）

圖2 非屈服段的尺寸及配筋（單位：mm）Fig.2 Dimensions and reinforcement of the non－yield segment（unit：mm）

圖3 保險(xiǎn)絲的尺寸（單位：mm）Fig.3 Dimensions of fuses（unit：mm）

圖4 FSW試件安裝圖Fig.4 Test set－up of FSW specimen

2 加載方法

2.1 加載裝置

試件是單懸臂構(gòu)件，底端為固定端，頂端為自由端，在頂端施加豎向荷載和水平荷載.試件的底座和頂部加載梁均采用大尺寸的鋼筋混凝土梁，加載梁挑出220mm，用來安裝穿心千斤頂.在安裝千斤頂?shù)奈恢?，底部加載梁和頂部加載梁對應(yīng)的位置都開有孔洞.試件通過8根預(yù)應(yīng)力拉桿施加豎向荷載，預(yù)應(yīng)力拉桿的拉力通過加載梁上方的穿心千斤頂施加.水平荷載由100t水平液壓作動(dòng)器施加，試驗(yàn)加載裝置示意圖見圖5.

2.2 加載制度

加載裝置采用荷載控制和位移控制兩種方法加載.試件屈服前采用荷載控制并分級加載，試件屈服后采用位移控制加載，每級增加的位移量為按荷載控制結(jié)束時(shí)位移的1倍，往復(fù)循環(huán)3次，直至試件的水平承載力至少下降到歷經(jīng)的最大承載力的85%.

圖5 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.5 Schematic diagram of specimen set－up

試驗(yàn)過程中，保持反復(fù)加載的連續(xù)性和均勻性，加載或卸載的速度盡可能保持一致.具體的加載制度如圖6所示.豎向荷載一共施加1 200kN，2個(gè)試件的軸壓比都相同，為0.21左右.每個(gè)穿心千斤頂施加150kN，8個(gè)千斤頂通過一個(gè)油泵供油，豎向荷載在往復(fù)推覆的過程中油壓可能要降低，因此要隨時(shí)觀察油壓的變化，每隔幾個(gè)工況調(diào)整一下油壓，使豎向荷載保持不變.

圖6 試件的加載制度Fig.6 Loading history

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

3.1 連梁部分的破壞現(xiàn)象

CSW試件的一、二層連梁在水平荷載達(dá)到初步計(jì)算的屈服荷載時(shí)幾乎同時(shí)出現(xiàn)平行于墻肢高度方向的豎向彎曲裂縫，此后連梁的裂縫不斷擴(kuò)展，在連梁與墻肢的交界處，裂縫貫通連接在一起，底層連梁的上下部混凝土有剝落和壓碎現(xiàn)象出現(xiàn).最終，連梁除了梁端之外的其余部位基本沒有破壞，屬于非常典型的連梁形成塑性鉸后的彎曲破壞.圖7顯示了連梁最終的破壞形態(tài).

圖7 CSW連梁最終破壞形態(tài)Fig.7 Final damage state of coupling beam of CSW

FSW試件隨著加載梁在作動(dòng)器作用下產(chǎn)生位移，首先在連梁的非屈服段和預(yù)埋型鋼伸入墻肢的部分產(chǎn)生部分微裂縫，隨著荷載的增大，連梁上的微裂縫增多，但這些裂縫很細(xì)微且互不連通，直到試件破壞基本都沒有發(fā)展.當(dāng)作動(dòng)器的水平位移達(dá)到80 mm時(shí)，保險(xiǎn)絲中間區(qū)格的加勁肋處腹板出現(xiàn)裂縫，隨著頂點(diǎn)加載位移的不斷增大，保險(xiǎn)絲加勁肋處的腹板都出現(xiàn)不同程度的撕裂.試驗(yàn)結(jié)束后雖然保險(xiǎn)絲產(chǎn)生了破壞，但非屈服段基本保持完好，殘余變形也很小（圖8）.試驗(yàn)結(jié)束后可以很容易地將損壞的保險(xiǎn)絲拆下（圖9）.

圖8 FSW連梁保險(xiǎn)絲最終破壞形態(tài)Fig.8 Final damage state of fuse of FSW

3.2 墻肢部分的破壞現(xiàn)象

CSW試件最終破壞形態(tài)為：1個(gè)墻肢暗柱外側(cè)

圖9 損壞保險(xiǎn)絲的拆卸Fig.9 Damaged fuse removal

圖10 CSW單片墻肢最終的整體裂縫形態(tài)Fig.10 Final cracks of single wall limb of CSW

FSW墻肢的破壞過程和CSW試件類似，最后墻肢外側(cè)的混凝土壓碎，縱筋在多次反復(fù)拉壓作用下拉斷，試件產(chǎn)生破壞.圖11為FSW墻肢破壞照片.FSW試件的墻肢破壞區(qū)域小于CSW試件.

圖11 FSW墻肢最終整體破壞形態(tài)Fig.11 Final cracks of single wall limb of FSW

從連梁破壞形態(tài)可知，傳統(tǒng)雙肢剪力墻的連梁達(dá)到了設(shè)計(jì)目的，典型的塑性鉸在連梁的端部形成，但最終連梁端部縱筋屈服，混凝土壓碎脫落，導(dǎo)致震后修復(fù)困難.帶有可更換連梁的新型剪力墻連梁基本實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)目標(biāo).盡管可更換連梁的非屈服段產(chǎn)生了部分微裂縫，但這些裂縫隨著墻肢頂部加載位移的增大，并沒有進(jìn)一步發(fā)展，因此連梁的非屈服段以及連梁與墻肢連接的部分基本保持完好，連梁的塑性變形絕大部分集中在保險(xiǎn)絲部分，因此保險(xiǎn)絲最終都發(fā)生了破壞.但破壞后的保險(xiǎn)絲由于殘余變形很小，所以很容易拆卸更換，實(shí)現(xiàn)了損壞后可更換的目的，這是可更換連梁相比傳統(tǒng)連梁的重大優(yōu)勢.

4 滯回曲線和骨架曲線

滯回曲線是構(gòu)件或結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合體現(xiàn)，也是結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性分析的主要依據(jù).分別比較2個(gè)試件的荷載－頂點(diǎn)位移滯回曲線和骨架曲線，分析每個(gè)試件的屈服承載力、極限承載力.

如圖12所示，CSW試件的滯回曲線不對稱，正向的位移反應(yīng)大于負(fù)向的位移反應(yīng).其原因是試件在加載過程中對試件底座沒有采取較好的防滑措施，導(dǎo)致試件在推拉的過程中底座產(chǎn)生了較大的滑移位移.在本試件加載過程中，由于試件軸壓力的施加是通過預(yù)應(yīng)力自平衡拉桿施加的，僅憑地錨桿施加的軸向壓力不能夠使底座產(chǎn)生較大的抗滑移摩擦力，導(dǎo)致底座產(chǎn)生了較大的滑移.

圖12 CSW試件的荷載－頂點(diǎn)位移曲線Fig.12 Load－top displacement curve of CSW specimen

鑒于CSW試件底座產(chǎn)生了較大的滑移，在加載FSW試件時(shí)底座增加了防滑移裝置，底座的一端通過鋼梁和機(jī)械式千斤頂頂在反力墻上，另一端安裝了反力架，通過機(jī)械式千斤頂頂在反力架上.如圖13所示，滯回曲線基本對稱，底座滑移很小，不到1mm.

圖13 FSW試件的荷載－頂點(diǎn)位移曲線Fig.13 Load－top displacement curve of FSW specimen

為了對2個(gè)試件的承載力和屈服位移以及極限位移等做一個(gè)綜合的比較，表1列出了2個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果.這里屈服位移通過Park法確定［15］，該方法通過作圖法在試件的骨架曲線上確定試件的屈服荷載，即以屈服荷載系數(shù)與峰值承載力的乘積為縱坐標(biāo)軸上的一個(gè)點(diǎn)，過該點(diǎn)作水平線與骨架曲線交于點(diǎn)Ⅰ，連接原點(diǎn)與點(diǎn)Ⅰ的直線交過峰值承載力點(diǎn)的水平線于點(diǎn)Ⅱ，過點(diǎn)Ⅱ作橫坐標(biāo)軸的垂線交骨架曲線于點(diǎn)Ⅲ，點(diǎn)Ⅲ即為等效屈服點(diǎn).極限承載力取最大承載力下降15%的值，延性比定義為在保持結(jié)構(gòu)或材料的基本承載力的情況下，極限變形和初始屈服變形的比值［16］.

表1 試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results

比較2個(gè)試件的屈服荷載，為方便起見，取正負(fù)加載方向的平均屈服荷載進(jìn)行比較.CSW和FSW試件的平均屈服荷載分別為364.00，386.30kN.以CSW試件的屈服荷載為標(biāo)準(zhǔn)，則FSW試件的屈服荷載比CSW的高6.1%.然后比較峰值荷載，CSW和FSW試件的平均峰值荷載分別為447.64kN，476.29kN.同樣，F(xiàn)SW試件的峰值荷載大于CSW試件，相差6.4%.這些都表明根據(jù)可更換連梁的實(shí)用設(shè)計(jì)方法，新型可更換連梁不會造成雙肢剪力墻試件的承載力削弱.

延性比仍然比較正負(fù)方向計(jì)算的平均延性比.CSW和FSW試件的平均延性比分別為2.75和2.51.從延性比來看，F(xiàn)SW的延性比略小于CSW試件.

5 強(qiáng)度退化及剛度退化

試驗(yàn)每級循環(huán)加載3次，為了充分考察試件的荷載保持能力，取每級位移第3次循環(huán)的峰值荷載P3，max與第1次循環(huán)的峰值荷載P1，max之比來計(jì)算強(qiáng)度退化率.在反復(fù)荷載作用下，隨著側(cè)向荷載的增加，試件的剛度也在不斷退化，試件的剛度采用等效割線剛度.

圖14 正向加載時(shí)試件的強(qiáng)度退化曲線Fig.14 Strength degradation curves under positive loading

圖15 負(fù)向加載時(shí)試件的強(qiáng)度退化曲線Fig.15 Strength degradation curves under negative loading

如圖14所示，首先比較試件在正向加載時(shí)的強(qiáng)度退化，當(dāng)構(gòu)件的延性比小于1.78時(shí)，F(xiàn)SW試件的強(qiáng)度退化小于CSW試件；當(dāng)試件的延性比大于1.78時(shí)，F(xiàn)SW試件的強(qiáng)度退化大于CSW 試件.如圖15所示，負(fù)向加載時(shí)，F(xiàn)SW試件的強(qiáng)度退化在延性比小于2.14時(shí)與CSW試件類似，但當(dāng)延性比大于2.14時(shí)，CSW試件隨著加載位移的增大，強(qiáng)度退化越來越嚴(yán)重，而FSW試件的強(qiáng)度退化較小，最終CSW試件的強(qiáng)度退化達(dá)到21%，而FSW試件的強(qiáng)度退化都小于10%.因此帶有可更換連梁的新型剪力墻的強(qiáng)度退化較小，傳統(tǒng)剪力墻的強(qiáng)度退化較大.

如圖16和17可見，2個(gè)試件的剛度退化速度比較相近，特別是在負(fù)向加載時(shí)2個(gè)試件的剛度退化規(guī)律基本一致.總體來看，帶有可更換連梁的新型剪力墻與傳統(tǒng)剪力墻的剛度退化規(guī)律基本一致.

圖16 正向加載時(shí)試件的剛度退化曲線Fig.16 Stiffness degradation curves under positive loading

6 耗能性能評價(jià)

等效黏滯阻尼系數(shù)he經(jīng)常被用來評價(jià)結(jié)構(gòu)的耗能性能，表征構(gòu)件的滯回環(huán)與矩形滯回環(huán)的接近程度.等效黏滯阻尼系數(shù)越大，表征構(gòu)件在該位移下耗散的能量越多［17］.

圖17 負(fù)向加載時(shí)試件的剛度退化曲線Fig.17 Stiffness degradation curves under negative loading

由圖18可知，F(xiàn)SW試件的等效黏滯阻尼系數(shù)在不同的延性比下均大于CSW試件，這表明在整個(gè)加載過程中，F(xiàn)SW試件的耗能能力較強(qiáng)，可更換連梁保險(xiǎn)絲發(fā)揮了較好地耗能作用.

圖18 等效黏滯阻尼器系數(shù)比較Fig.18 Comparison of the equivalent viscous damping

7 應(yīng)變分析

CSW試件的連梁端部和墻腳都形成了塑性鉸，而且通過對剪力墻暗柱縱筋的應(yīng)變分析可知，CSW試件墻肢第2層的暗柱縱筋也產(chǎn)生了屈服，而FSW試件的暗柱縱筋屈服區(qū)域僅限于第1層.這表明，CSW試件的墻體損傷范圍大于FSW試件，考慮到FSW試件的等效黏滯阻尼系數(shù)仍然大于CSW試件，所以FSW試件的可更換連梁保險(xiǎn)絲應(yīng)該耗散了更多地震能量.

保險(xiǎn)絲腹板不僅可以較好地發(fā)揮滯回耗能作用，而且保險(xiǎn)絲的端部也通常發(fā)生彎曲屈服，也可以發(fā)揮較好的耗能作用.圖19所示為保險(xiǎn)絲翼緣應(yīng)變隨頂點(diǎn)荷載的變化曲線.由圖可知，連梁保險(xiǎn)絲翼緣的應(yīng)變都超過了其屈服應(yīng)變（1 670×10－6），滯回曲線非常飽滿，耗能能力較強(qiáng).因此，保險(xiǎn)絲的腹板和翼緣均可以發(fā)揮優(yōu)良的耗能作用.

圖19 連梁保險(xiǎn)絲翼緣應(yīng)變－頂點(diǎn)荷載曲線Fig.19 Axial strain－top load curve of flange of fuse

連梁非屈服段的縱筋、箍筋、預(yù)埋型鋼的翼緣和腹板的應(yīng)變都非常小，應(yīng)變絕對值的最大值不到1 200×10－6，都遠(yuǎn)小于相應(yīng)的屈服應(yīng)變，表明盡管非屈服段的混凝土產(chǎn)生了部分微裂縫，但非屈服段關(guān)鍵受力組件都處于彈性狀態(tài)，沒有產(chǎn)生塑性損傷，這非常有利于震后實(shí)現(xiàn)對保險(xiǎn)絲的更換.圖20表示連梁非屈服段縱筋的應(yīng)變－頂點(diǎn)荷載曲線，可以看出非屈服段縱筋的應(yīng)變很小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其相應(yīng)的屈服應(yīng)變.

圖20 非屈服段縱筋的應(yīng)變－頂點(diǎn)荷載曲線Fig.20 Axial strain－top load curve of longitudinal reinforcement of non－yield segment

8 結(jié)論

本文主要通過低周反復(fù)加載對比試驗(yàn)研究了1個(gè)帶傳統(tǒng)鋼筋混凝土連梁的雙肢剪力墻試件與1個(gè)帶可更換連梁的新型雙肢剪力墻試件的抗震性能.主要結(jié)論如下：

（1）通過試件的破壞形態(tài)對比分析發(fā)現(xiàn)，傳統(tǒng)剪力墻試件的連梁破壞集中在連梁的端部，連梁端部形成了典型的塑性鉸，而新型剪力墻的連梁受損位置集中在保險(xiǎn)絲，受損的保險(xiǎn)絲很容易拆卸更換.

（2）通過新型剪力墻試件的承載力與傳統(tǒng)剪力墻試件的承載力比較，證實(shí)了帶有傳統(tǒng)連梁和可更換連梁的剪力墻試件具有相似的承載力，可更換連梁不會削弱雙肢剪力墻的承載力.

（3）通過比較2個(gè)試件的強(qiáng)度退化、剛度退化、等效黏滯阻尼系數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)新型剪力墻試件的強(qiáng)度退化較小，剛度退化規(guī)律與傳統(tǒng)剪力墻試件基本一致，總體等效黏滯阻尼系數(shù)也大于傳統(tǒng)剪力墻試件.

（4）除此之外，傳統(tǒng)剪力墻試件的墻體塑性鉸延伸到了第2層，墻體的損傷范圍更大，而新型剪力墻試件的墻肢塑性鉸僅限于第1層，墻肢的破壞范圍較??；保險(xiǎn)絲的腹板和翼緣的滯回曲線飽滿，表明保險(xiǎn)絲可以耗散大量地震能量；連梁非屈服段的預(yù)埋型鋼以及非屈服段的縱筋應(yīng)變都很小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于屈服應(yīng)變，表明非屈服段基本完好，震后只需對損壞后的保險(xiǎn)絲更換即可.

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