短肢剪力墙位于转换梁中部的不同结构转换形式的抗震试验研究

2011-01-23钟树生申晓平赵大梅

中国新技术新产品 2011年3期

关键词：短肢墙肢延性

钟树生申晓平赵大梅郭洋

（1、2.重庆大学土木工程学院，重庆 400045；3.中国航天建筑设计研究院，北京 100071；4.成都思纳史密斯设计有限公司，四川成都 610041）

短肢剪力墙位于转换梁中部的不同结构转换形式的抗震试验研究

钟树生1申晓平2赵大梅3郭洋4

（1、2.重庆大学土木工程学院，重庆 400045；3.中国航天建筑设计研究院，北京 100071；4.成都思纳史密斯设计有限公司，四川成都 610041）

通过对短肢剪力墙位于转换梁中部加腋式和斜柱式两种转换形式的框支短肢剪力墙试件进行竖向荷载和水平荷载共同作用下的拟静力分析，对比分析加腋式和斜柱式两种转换形式的破坏机制、刚度退化规律以及试件的抗震性能，为实际工程的设计提供参考。

框肢短肢剪力墙；斜柱式转换；加腋式转换；拟静力试验

1 引言

如今在实际工程中，由于上部短肢墙数量较多，在进行结构平面布置时，不可避免会出现短肢墙与框支柱完全分离，短肢墙由转换梁完全承担的情况。目前，对此种结构转换形式的研究较少。笔者结合某实际工程,对一榀剪力墙位于转换梁中部的斜柱式转换框架和一榀剪力墙位于转换梁中部的加腋式转换框架进行了拟静力实验，并对这两种转换结构的受力和抗震性能进行了探讨。

2 试验设计与试验概况

2.1 试验设计。本次试验根据某实际工程进行简化与调整，按1/3缩尺确定试件尺寸。两个试件的编号分别为W11-1和W11-2。试验先以ANSYS程序进行的弹性分析为基础，在分析过程中简化分析过程，不考虑钢筋屈服、混凝土非线性本构关系等非线性因素，采用弹性单元进行分析。试件几何尺寸如图1所示：

图1 试件尺寸图

图2 试验装置简图

2.2 加载装置及加载制度。试验装置简图如图2所示，实验荷载加载制度参考文献[3]提出的加载制度，其加载程序为：先对试件均匀地分若干步施加坚向荷载,到达设计值后，保持其在整个试验过程中恒定，然后施加水平低周反复荷载。在试件屈服之前，采用荷载控制的方法，寻找开裂荷载和屈服荷载，在试件屈服之后，采用位移控制的方法，即采用试件水平屈服位移Δy的整数倍控制加载，每级加载循环二次，直至水平荷载下降至最大承载力的85%，此时认为试件失效，终止实验。

3 试验现象及结果分析

3.1 试验现象简述。试件W11-1：在竖向荷载作用下转换梁跨中开裂，同时在其左右两侧均出现多条裂缝，几乎贯通整个转换梁，其中中间墙肢靠近左洞口的裂缝为明显的剪切裂缝，在左、右墙肢底部靠近洞口部位出现数条从墙肢向转换梁加腋处延伸的裂缝。当水平推力达到50KN时，在中间墙肢右端洞口处的转换梁出现新裂缝，裂缝出现在转换梁的中部。当水平推力达到314KN时，转换梁跨中出现数条竖向裂缝，转换梁右边加腋端部出现一条向节点发展的新裂缝。当水平推力达到320KN时，结构正向屈服。在以后的循环过程中，右洞口下转换梁交叉斜裂缝发展较快，至8Δy时，此处裂缝截面混凝土剥落、大块掉落，试件破坏。

试件W11-2：在竖向荷载作用下在距右墙肢边缘约4cm处的右端洞口净跨段转换梁底处出现了第一条垂直裂缝，同时在转换梁跨中底部也出现了长约6mm的垂直裂缝。正向施加水平推力至150KN时，分别在距右框支柱内边缘约18cm处的转换梁底和距左框支柱内边缘35cm的转换梁顶出现了水平荷载作用下的第一条裂缝，水平力推力加载至190KN时，上述两条裂缝在原有的基础上向上、向下延伸。正向加载至435KN时，构件屈服。在以后的循环过程中，中间墙肢下部出现剪切裂缝，竖向钢筋压屈。至5Δy时，试件峰值荷载下降已有26%，试件破坏。

3.2 试件破坏机制。试件塑性铰出现的先后顺序见图3。从中可以看出试件W11-1首先在转换梁加腋中部出现塑性铰，接着在框支柱柱底出现塑性铰，同时中间剪力墙下转换梁出现塑性铰。只是试件W11-1的变形和损伤都集中在铰1、2处，框支柱、剪力墙、加腋处后期的裂缝较少，最终以铰1、2处混凝土压碎而破坏。试件W11-2首先在右斜柱与转换梁相交处出现塑性铰，接着在中间剪力墙下方出现塑性铰，如图中铰2、3所示。然后在左斜柱与左框支柱相交处，以及转换梁中部和两端处依次出现塑性铰。最终墙肢上铰2、铰3处混凝土被压溃后大面积掉落，从而使试件最终失效。

图3 试件塑性铰先后次序图

3.3 P-Δ滞回曲线分析。两试件转换层P-△滞回曲线如图4所示。试件W11-1正向加载的滞回曲线较反向加载的饱满，极限位移较大，同时滞回曲线捏陇显现较为严重，承载力的退化较为明显。试件W11-2滞回曲线，整体上较为丰满，在加载初期曲线呈梭形，后期略呈不明显的反S形，中间有一定的“捏拢”现象，试件正向残余位移小于反向的残余位移，但正向和反向的P-Δ滞回曲线具有很好的对称性。

图4 试件w11-1、W11-2转换梁端P-△滞回曲线

图5 试件W11-1、W11-2转换层的曲线

3.4 刚度退化分析。试件W11-1、W11-2的关系曲线如图5所示。从图5中可以看出，试件W11-2的刚度衰减趋势整体上比W11-1快。试件W11-2在加载初期，侧移刚度下降速度较快，此时正向加载曲线与反向加载曲线并不吻合，此后正向加载曲线与反向加载曲线吻合。而试件W11-1从一开始，正向加载曲线与反向加载曲线几乎重合。

3.5 弹塑性变形及延性分析。试件各荷载点对应的位移、延性系数及层间位移角如表1所示.。从表中可以看出，两试件承载力极限位移延性系数均达到4.7以上，延性均较好。总体来说，试件W11-1在正、反向荷载作用下，位移延性系数较试件W11-2均匀。

结论。1.在实际工程应用中，应当注意加腋式和斜柱式两种转换形式破坏机制的不同。试件W11-1的最终以转换梁混凝土压碎而破坏，而试件W11-2最终以中间剪力墙混凝土被压溃而破坏。分析其原因在于传力方式的不同。中间墙肢在竖向荷载作用下，试件W11-2中有相当部分荷载传到转换梁后直接由斜柱传入下部框支柱，而在试件W11-1中荷载传到转换梁后通过转换梁的受剪作用传给框支柱。2.试件W11-2中间墙肢损伤较为严重，分析其原因在于中间墙肢没有翼缘的帮助，其刚度比起左、右墙肢相对较弱。同时由于墙肢高度较小，宽度较大，在水平荷载作用下，其剪切效应所占的成分大于弯曲效应所占的成分。对于此种墙肢布置方式，要加强中间墙肢的抗剪设计，避免其发生剪切失效而使试件过早破坏。3.通过对两个试件的承载能力、刚度退化、P-Δ滞回性能、延性及变形能力、耗能能力以及破坏机制等抗震性能参数的分析，可知两试件均能满足抗震设计对延性的要求，因此对于两试件的墙肢布置方式，其抗震性能可以得到保证。