中部集中空腔RC剪力墻擬靜力試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究

王 維 李愛(ài)群 王星星 高尚信

(1 江蘇科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 鎮(zhèn)江 212100)(2 東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 210096)(3 北京建筑大學(xué)北京未來(lái)城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心， 北京 100044)

空腔RC構(gòu)件具有較合理的受力構(gòu)造，常用作結(jié)構(gòu)構(gòu)件.目前，國(guó)內(nèi)的高層住宅結(jié)構(gòu)大都采用RC剪力墻結(jié)構(gòu)，但相應(yīng)的空腔RC構(gòu)件在剪力墻結(jié)構(gòu)中的研究和應(yīng)用尚較少.因此，研究空腔RC剪力墻構(gòu)件力學(xué)性能對(duì)其在高層住宅結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值[1-3].

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)初步探索了空心RC剪力墻的抗震性能.文獻(xiàn)[4-6]提出了水平向均勻開(kāi)洞的空心RC剪力墻，并開(kāi)展了一系列試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，水平荷載作用下，該類空心RC剪力墻具有較好的延性和耗能能力，但是其剛度和承載力有所降低.Li等[7]對(duì)設(shè)置有三角形空心區(qū)域的預(yù)制保溫帶暗斜撐鋼筋RC剪力墻進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究表明，該類空心RC剪力墻的承載力比普通實(shí)心墻低，但三角形空心區(qū)域的設(shè)置延緩了裂縫的開(kāi)展.Xu等[8]對(duì)低矮中部集中開(kāi)空腔的RC剪力墻進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究結(jié)果表明，在低矮RC剪力墻中部設(shè)置合理尺寸的空腔可以降低墻體的剛度和自重，但其分析結(jié)果缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證.

綜上，目前所研究的空心RC剪力墻結(jié)構(gòu)主要為水平向均勻開(kāi)洞，這種空心剪力墻與普通實(shí)心剪力墻的受力機(jī)理差異較大，因其削弱了邊緣構(gòu)件的面積，減少了鋼筋的配置，進(jìn)而導(dǎo)致空心RC剪力墻具有一定的剪切破壞特征.

為了提高常規(guī)空心RC剪力墻結(jié)構(gòu)的受力性能，本文提出一種中部集中空腔RC剪力墻.為了研究中部集中空腔RC剪力墻結(jié)構(gòu)的受力性能和破壞模式，對(duì)高寬比為2的2個(gè)空腔墻(空腔RC剪力墻)試件和1個(gè)實(shí)心墻(普通RC剪力墻)試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，系統(tǒng)研究其受力和耗能性能.在此基礎(chǔ)上，采用OpenSees軟件中的非線性殼單元建立RC空腔墻的有限元模型，并利用試驗(yàn)結(jié)果對(duì)其有效性進(jìn)行驗(yàn)證.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

中部集中空腔RC剪力墻的構(gòu)造如圖1所示.該空腔RC剪力墻具有以下優(yōu)點(diǎn)：①保留邊緣約束構(gòu)件，使得空腔RC剪力墻具有良好的受彎能力.②空腔RC剪力墻中部設(shè)置有集中空腔.該集中空腔具有如下作用：①中部空腔外部的邊緣墻體可以傳遞豎向荷載，使其與邊緣約束構(gòu)件共同形成空間受力體系.②通過(guò)預(yù)留空腔，可以降低RC剪力墻的剛度和自重，從而降低結(jié)構(gòu)的地震作用.③集中空腔的設(shè)置可以改善RC剪力墻的破壞模式，保持結(jié)構(gòu)的延性性能.④集中空腔的設(shè)置可以方便管線的安裝.

圖1 空腔RC剪力墻

試驗(yàn)設(shè)計(jì)3個(gè)RC剪力墻試件，分別為實(shí)心墻試件SW1、空腔墻試件CW1和CW2，試件截面尺寸和配筋如圖2所示.空腔墻試件CW1和CW2的空腔尺寸不同，分別為500 mm × 80 mm，700 mm × 80 mm.每個(gè)試件都由試驗(yàn)墻體、墻頂?shù)募虞d梁和墻底的地梁組成.各RC剪力墻的高寬比均為2，外尺寸相同：墻高3 000 mm，墻厚160 mm，墻寬1 500 mm.試件SW1和試件CW1、CW2的尺寸和配筋分別如圖2和圖3所示，各試件設(shè)置了相同的水平和豎向分布鋼筋，在暗柱(邊緣約束構(gòu)件)內(nèi)也設(shè)置了相同的受力縱筋和箍筋.

空腔率ψ的定義為

(1)

式中，Ak為空腔的面積；Az為RC剪力墻的橫截面面積.

圖2 試件SW1的截面尺寸及配筋圖(單位：mm)

(a) 試件CW1

(b) 試件CW2

試件SW1、CW1和CW2的C30混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的平均值分別為31.4、30.0和29.3 MPa.表1列出了鋼筋的實(shí)測(cè)力學(xué)性能.

1.2 加載制度與量測(cè)內(nèi)容

加載裝置如圖4所示，采用千斤頂在加載梁頂端施加軸向力，然后保持該軸向力不變，軸壓比控制在0.1.為了對(duì)比研究的需要，本文將實(shí)心墻的軸壓比控制在0.1，其余墻體的軸壓力仍采用實(shí)心墻的軸壓力.水平荷載的作用點(diǎn)在加載梁的端部.加載模式為力-位移混合控制模式，初始加載階段采用分級(jí)加載的力控制模式，試件屈服后采用位移控制模式，加載級(jí)差為10 mm，每級(jí)循環(huán)3次.當(dāng)水平荷載小于峰值荷載的85%時(shí)，停止加載.作動(dòng)器施加推力時(shí)為正向，施加拉力時(shí)為負(fù)向.

表1 鋼筋的力學(xué)性能

圖4 加載裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

表2和表3分別給出了試件SW1和CW1的試驗(yàn)現(xiàn)象，圖5為試件的破壞模式.通過(guò)對(duì)比CW1與SW1的試驗(yàn)現(xiàn)象，可以發(fā)現(xiàn)CW1具有如下受力特征：

表2 實(shí)心墻試件SW1主要試驗(yàn)現(xiàn)象

表3 空腔墻試件CW1主要試驗(yàn)現(xiàn)象

(a) 試件SW1

(b) 試件CW1

(c) 試件CW2

1) 試驗(yàn)初期(荷載控制階段)，CW1暗柱出現(xiàn)水平裂縫，繼而該水平裂縫延展至中部空腔壁，形成斜裂縫.隨著荷載的增加，CW1水平裂縫擴(kuò)展至空腔壁處成為斜裂縫.

2) 水平承載力達(dá)到峰值后(位移控制階段)，空腔壁混凝土出現(xiàn)較多斜裂縫，下部斜裂縫逐漸發(fā)展至墻體頂部.CW1端部暗柱處的混凝土由于箍筋的優(yōu)良約束，并未出現(xiàn)壓碎的現(xiàn)象，此時(shí)暗柱鋼筋已經(jīng)屈服，但由于空腔壁處出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象，承載力出現(xiàn)了一定程度的下降.但端部暗柱的混凝土工作狀態(tài)良好，保證了試件的延性性能和耗能能力.

3) 試驗(yàn)加載最后階段(位移控制階段)，斜裂縫貫穿CW1的空墻壁，空腔壁喪失了抗剪和抗壓強(qiáng)度，且斜裂縫寬度大于水平彎曲裂縫.空腔墻的斜裂縫沿空墻壁全高分布；下部的斜裂縫多于上部，下部斜裂縫的寬度大于上部.暗柱角部箍筋內(nèi)混凝土壓潰，箍筋及縱筋發(fā)生嚴(yán)重屈曲.

由于空腔的削弱作用，空腔墻試件CW1的破壞呈現(xiàn)一定的脆性特征，裂縫發(fā)展迅速.與實(shí)心墻相比，空腔墻的塑性受力階段表現(xiàn)出一定的受剪特性，但空腔墻試件CW1的最終破壞形態(tài)仍為彎剪破壞.

空腔墻試件CW2的破壞現(xiàn)象和CW1的破壞過(guò)程和破壞形態(tài)有相似之處，具體區(qū)別如下：

1) CW2的彎曲水平裂縫比CW1更早出現(xiàn)，斜裂縫發(fā)展更迅速，CW2的裂縫分布更多.

2) 承載力達(dá)到峰值后，CW2空腔壁的破壞程度較CW1更嚴(yán)重.

3) CW2更早出現(xiàn)暗柱柱腳混凝土的壓酥、剝落現(xiàn)象.

4) 由于CW2的空腔較長(zhǎng)，暗柱的承載力較小.CW2的剪切損傷特性相對(duì)CW1更為顯著，CW2的整體破壞模式同樣是彎剪破壞.

空腔墻試件CW2與CW1試驗(yàn)現(xiàn)象具有顯著的區(qū)別，由此可見(jiàn)，空腔尺寸對(duì)空腔墻的破壞模式具有重要影響，過(guò)大的空腔率會(huì)導(dǎo)致空腔壁較長(zhǎng)，受壓區(qū)混凝土面積偏小，在剪應(yīng)力和壓應(yīng)力的共同作用下，空腔壁混凝土容易被整體壓碎.若空腔率過(guò)大，則會(huì)引起承載力過(guò)早下降.

2.2 破壞模式和耗能機(jī)理

空腔墻的受力機(jī)理如下：在加載初期，由于空腔壁對(duì)墻肢的約束作用，空腔墻作為一個(gè)整體抵抗外部荷載，結(jié)構(gòu)的荷載-位移滯回曲線呈較豐滿的反“S”形.隨著端部暗柱和空腔壁裂縫的開(kāi)展，暗柱屈服、塑性鉸充分發(fā)展后，結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線呈剪切型，耗能能力下降，荷載-位移滯回曲線發(fā)生水平滑移，出現(xiàn)捏縮效應(yīng)，呈較狹長(zhǎng)的“Z”形.

空腔墻試件CW1/CW2塑性鉸集中在端部暗柱，中部空腔壁布滿斜裂縫，而實(shí)心墻試件SW1塑性鉸集中在端部暗柱處.

空腔墻試件CW1、CW2和實(shí)心墻試件SW1都是依靠裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展、鋼筋的屈服、混凝土的壓碎等過(guò)程消耗能量.

2.3 滯回曲線和骨架曲線

圖6和圖7分別給出了試件的荷載-位移滯回曲線及骨架曲線.由圖可見(jiàn)：

(a) 試件SW1

(b) 試件CW1

(c) 試件CW2

圖7 試件骨架曲線

1) 各試件荷載-位移滯回曲線都呈現(xiàn)較明顯的捏攏現(xiàn)象，這是由于各構(gòu)件中均發(fā)生了一定的剪切變形，此外，鋼筋的滑移亦可造成這種現(xiàn)象.

2) SW1的骨架線初始剛度最大，在峰值荷載過(guò)后發(fā)生延性破壞，因此骨架線承載力變化比較平緩.盡管CW1中設(shè)置了空腔，但是空腔狹長(zhǎng)，早期的剛度和承載力仍然較大；空腔墻的峰值荷載過(guò)后承載力緩慢下降，延性性能亦有所退化.與CW1相比，CW2的空腔率更大，其承載力和剛度下降更多，延性性能退化更為明顯.

3) 在位移角達(dá)到《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[9]中規(guī)定的多遇地震層間位移角限值1/1 000時(shí)，CW1、CW2和SW1具有良好的抗側(cè)承載力；當(dāng)位移角達(dá)到《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中規(guī)定的罕遇地震層間位移角限值1/120時(shí)，空腔墻試件CW2發(fā)生彎剪變形，其承受的荷載尚未達(dá)到極限荷載，說(shuō)明CW2在規(guī)范限值內(nèi)仍具有較理想的抗震性能.

空腔墻試件CW1與CW2的極限位移角分別為1/43和1/50,均大于《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中RC剪力墻結(jié)構(gòu)大震彈塑性層間位移角限值1/120.這表明空腔墻的變形能力能夠滿足現(xiàn)行建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的要求.

2.4 承載能力和變形能力

表4列出了各試件的屈服荷載Fy、屈服位移Δy、峰值荷載Fp、極限荷載Fu和峰值位移Δp及位移延性系數(shù)μΔ.當(dāng)試件最外側(cè)縱筋屈服，定義為試件的屈服荷載Fy，對(duì)應(yīng)的位移為屈服位移Δy.構(gòu)件所承受的最大荷載為峰值荷載Fp.極限荷載Fu為峰值荷載Fp過(guò)后下降15%，對(duì)應(yīng)的位移為峰值位移Δp.位移延性系數(shù)μΔ定義為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值.由表4可知：

1) 與SW1相比，CW1和CW2的屈服荷載Fy、峰值荷載Fp和極限荷載Fu都有不同程度的降低.CW1和CW2的峰值承載力保持在SW1的80%和70%左右.邊緣約束構(gòu)件的設(shè)置提供了有效的混凝土約束，使得空腔墻在設(shè)置空腔后仍具有一定的剛度和承載力.隨著空腔率的增大，空腔墻試件的屈服荷載和峰值荷載則逐漸降低，原因?yàn)榭涨宦实脑龃笫沟迷嚰抵摻钋崆?在同等級(jí)位移荷載作用下，空腔率的增加，暗柱鋼筋進(jìn)入強(qiáng)化段的程度越低，鋼筋應(yīng)力越小，表現(xiàn)為試件極限荷載越低.

2) CW1和CW2的延性系數(shù)均小于SW1.隨著空腔率的增加，試件的延性系數(shù)下降越多.由于空腔的設(shè)置，空腔RC剪力墻暗柱內(nèi)的縱筋都較早地屈服，峰值位移和極限位移都有所降低.CW2的延性系數(shù)最小，為4.80.

表4 試件特征點(diǎn)荷載、位移及位移延性系數(shù)

2.5 剛度退化

采用割線剛度表征試件在各級(jí)荷載作用下的剛度退化情況，割線剛度根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)中的公式進(jìn)行計(jì)算:

(2)

式中，Ki為第i級(jí)荷載下的割線剛度；+Fi、-Fi分別為第i級(jí)荷載下正、負(fù)方向的最大荷載；+Δi、-Δi分別為第i級(jí)荷載下正、負(fù)方向最大荷載對(duì)應(yīng)的位移.

試件的割線剛度隨側(cè)向位移的變化規(guī)律如圖8所示.由圖可見(jiàn)：①各試件的割線剛度均隨著側(cè)向位移的增大而減小，各試件的割線剛度曲線具有相似的形狀.②空腔的設(shè)置弱化了RC剪力墻的割線剛度，因此實(shí)心墻試件SW1的剛度均比空腔墻試件CW1、CW2大.③空腔率的增加使得空腔墻的割線剛度逐漸減小.CW2的空腔率最大，其割線剛度最小，其剛度退化隨著位移的增加逐漸嚴(yán)重.當(dāng)水平位移超過(guò)60 mm，試件已經(jīng)失去承載能力.

圖8 剛度退化曲線圖

2.6 耗能能力

試件在各級(jí)荷載下第1次循環(huán)的耗能如圖9所示.由圖可知，隨著水平位移的增大，各試件的耗能能力都逐漸增大.實(shí)心墻試件SW1的耗能能力優(yōu)于空腔墻試件CW1和CW2，原因?yàn)閷?shí)心墻中邊緣約束構(gòu)件中的鋼筋變形耗能更為充分.當(dāng)水平位移大于30 mm時(shí)，CW2的耗能小于CW1.究其原因?yàn)椋?dāng)水平位移較大時(shí)，CW2的剪切變形導(dǎo)致的破壞較CW1嚴(yán)重，因此其耗能能力相對(duì)較小.當(dāng)水平位移大于50 mm時(shí)，CW1和CW2的耗能能力的增加趨勢(shì)逐漸減小，小于相應(yīng)實(shí)心墻的增加趨勢(shì)，其原因?yàn)?，空腔墻試件CW1和CW2發(fā)生了一定程度的剪切變形，影響其耗能能力的進(jìn)一步增加，而實(shí)心墻試件SW1中的剪切變形則較小.

圖9 試件在各級(jí)荷載下第1次循環(huán)的耗能

3 數(shù)值模擬方法及其驗(yàn)證

3.1 有限元模型

采用有限元軟件OpenSees中的非線性殼單元建立剪力墻的有限元模型[10]，對(duì)3個(gè)剪力墻試件的力學(xué)行為進(jìn)行數(shù)值模擬.

3.2 模擬與試驗(yàn)結(jié)果比較

圖10為模擬與試驗(yàn)的骨架曲線對(duì)比圖，由圖可見(jiàn)，數(shù)值模擬與試驗(yàn)骨架曲線具有相同的趨勢(shì)和相近的數(shù)值.表5列出了曲線關(guān)鍵點(diǎn)的數(shù)值.由表可知：

1) 峰值荷載的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大誤差不超過(guò)9.60%.空腔RC剪力墻的受力行為可以用OpenSees軟件中的非線性殼單元進(jìn)行有效模擬.

2) 當(dāng)空腔墻試件的空腔率較大時(shí)，OpenSees軟件的模擬誤差越大.原因?yàn)?，?dāng)空腔墻中的空腔在位移較大時(shí)發(fā)生較大的剪切變形并破壞，然而OpenSees軟件難以模擬此剪切破壞.

(a) 試件SW1

(b) 試件CW1

(c) 試件CW2

3) 數(shù)值模擬所得試件的位移模擬值均小于試驗(yàn)值.這是因?yàn)橛邢拊Ｐ椭形纯紤]混凝土材料的不均勻性和密實(shí)性不足，數(shù)值模擬過(guò)程中未考慮試件與加載裝置的接觸不嚴(yán)密以及鋼筋與混凝土之間黏結(jié)滑移的影響.上述因素使得試件剛度的模擬值大于試驗(yàn)值，因而特征點(diǎn)的位移模擬值小于試驗(yàn)值.

表5 特征荷載及位移的試驗(yàn)和模擬結(jié)果比較

4 結(jié)論

1) 水平往復(fù)荷載作用下，空腔RC剪力墻的破壞順序?yàn)椋菏紫龋瞬堪抵霈F(xiàn)水平裂縫后屈服；然后，空腔壁布滿斜裂縫，空腔壁下部出現(xiàn)壓縮剝落；最后，端部暗柱壓屈破壞.

2) 隨著空腔率的增加，空腔墻的剛度、承載力和延性性能逐漸降低.在本文研究的空腔率范圍內(nèi)，空腔墻發(fā)生彎剪破壞.

3) 利用OpenSees建立的非線性殼單元模型可以較好地模擬空腔墻在低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)行為.

4) 當(dāng)空腔率小于0.23時(shí)，在位移角為1/1 000的工況下，空腔墻和實(shí)心墻均未產(chǎn)生明顯的破壞，兩者承載力相當(dāng).當(dāng)位移角達(dá)到1/120時(shí)，空腔墻試件發(fā)生彎剪破壞，且其承受的荷載尚未達(dá)到極限荷載，說(shuō)明空腔墻試件在《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》限值內(nèi)具有較理想的抗震性能.