为研究弯剪耦合作用下新型剪力墙的抗震性能^[7-9],本试验控制剪力墙试件剪跨比λ为1.5,采用1:2缩尺模型,墙高1 978 mm,宽1 300 mm.

钢板墙试件RCSPSW与组合墙试件RCSPCSW均采用45°波角,3 mm厚的竖向波形钢板.考虑边缘约束构件与母墙的刚度匹配问题,避免边缘约束构件底部受压屈曲,设计边缘约束构件为方管钢型钢□150×150×10.顶梁采用型钢HN150×75×5×7,底梁采用型钢HM244×175×7×11.

对于组合墙试件,按照JGJ138-2016《组合结构设计规范》^[10]要求,在组合墙波形钢板波谷内焊接栓钉,以保证波形钢板与混凝土的协同性能.并要求在两侧边缘约束构件之间焊接水平分布钢筋,顶梁与底梁之间焊接竖向分布钢筋,顶梁与底梁外包混凝土浇筑具体构造如图1(g)所示.

图1 钢板剪力及组合墙示意图
Fig.1 Configuration of specimens

图2 墙趾可更换阻尼器示意图
Fig.2 Configuration of dampers

阻尼器腹板为45°波形钢板,厚度为3 mm,其中钢板墙阻尼器设计3个波段,组合墙阻尼器设置7个波段.其中组合墙阻尼器中部安装一较矮十字芯,以防止剪力墙承受突加超大变形时墙趾阻尼器突然失稳失效,引起剪力墙承载力突然削弱.

本试验所用钢材均为Q235,按照GB/T2975-7998《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试件制备》^[12]的要求,对试件中不同型号规格的钢材各取三组,制成材性标准试件并进行材性试验.材性标准试件与母材同批采购随机取样,于西安建筑科技大学建材实验室的电液伺服万能试验机上完成,各组材性试件力学性能误差满足规定,材性力学性能可完全代表母材力学性能.

本试验所用混凝土强度等级为C35,在浇筑试件的同时,同批浇筑6个150 mm×150 mm立方体试块,并与试件在相同环境中养护.试验进行前,根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》^[13]的要求,在西安建筑科技大学建材实验室对混凝土试块进行材性试验,测得混凝土材料的力学性能,各组材性试件力学性能误差满足规定.

将上述处理结果汇总于表1.

表1 材料力学性能
Tab.1 Mechanical property of materials

本试验在西安建筑科技大学土木工程实验研究中心完成,根据《建筑抗震试验方法规程》^[14](JGJ/T 101-2015)规定,采用拟静力的方法对上述RCSPSW钢板剪力墙和RCSPCSW组合剪力墙试件进行加载,以研究两种新型剪力墙的初次抗震性能、震后可更换性和恢复后抗震性能.

本试件设计剪跨比为1.5,试验轴压比为0.15.试验加载装置如图3所示,通过电液伺服(MTS)加载装置于试件顶梁一端施加往复荷载,模拟剪力墙经历地震的过程.试件底梁通过两侧固定装置固定于试验台地基台座上.在试件中部施加侧向支撑以防止整体失稳,侧向支撑与试件为滚轮接触,不对剪力墙试件侧移产生影响.

图3 试验加载装置示意图
Fig.3 Loading equipment of specimen

试件弹性阶段采用荷载控制,每级荷载增加25 kN,当MTS电液伺服加载数据采集系统中荷载 - 位移曲线发生明显偏移时,认为构件已经达到整体屈服,改用位移控制加载.每级位移加载增量取屈服位移的整数倍,并循环3次.

根据GB50011-2010《建筑抗震设计规范》^[15],当试件顶部位移达到层间转角1/100时,即达到了设计规范认为的塑性破坏.此时停止加载,对可更换墙趾阻尼器进行更换.然后重新进行荷载 - 位移混合控制加载,直至试件完全破坏.

实验前,对荷载方向及符号进行规定:作动器施加推力,剪力墙整体向东侧偏移时,为荷载正方向; 作动器施加拉力,剪力墙整体向西侧偏移时,为荷载负方向.

对试件RCSPSW施加竖向荷载和预加载,试件钢构件偶尔发生缝隙被压实的声音但未发生变形.首先通过荷载控制对试件加载,每级加荷载25 kN,往复一次.直至荷载施加至250 kN时,RCSPSW中波形钢板下部受削弱墙板西侧底部(0～20 cm)略微继续发生屈曲,如图6所示.300 kN时下部受削弱墙板东侧底部(0～20 cm)向南鼓曲大约2～3 mm,如图6(a)所示.

当钢板墙顶端侧移达到10.1 mm时,MTS电液伺服加载数据采集系统中荷载 - 位移曲线发生明显侧移,试件整体屈服.位移施加到正向18.9 mm第三圈时,下部受削弱墙板东侧阻尼器上部向北鼓曲,西侧阻尼器上部向南鼓曲,发生扭转; 东侧阻尼器、南侧腹板右下角发生微小屈曲.位移施加到负向23.7 第二圈时,下部受削弱波形钢板切割直角应力集中处向北鼓曲,钢板剪力墙发生多处屈曲变形,西侧阻尼器上部向南鼓曲,发生扭转; 东侧阻尼器、南侧腹板右下角发生微小屈曲,阻尼器发生明显局部鼓曲,如图6(b)所示.由于剪力墙试件高度1 978 mm,此时剪力墙层间位移角超过1/100,已经达到设计规范要求的塑性破坏极限位移角,对墙趾阻尼器进行拆卸更换.

阻尼器更换后,对剪力墙试件重新进行荷载 - 位移混合控制加载.首先通过荷载控制进行加载,每级加载增量25 kN.荷载施加到负向18.9 kN时,西侧阻尼器外缘中下部向外鼓曲,如图6(c)所示.

图6 新型剪力墙试件的破坏形态
Fig.6 Failure modes of new designed shear wall

由试验结果可知,试件RCSPSW更换前可达到GB50011-2010《建筑抗震设计规范》^[15]中对层间转角1/100的要求,而更换后性能退化明显.

对RCSPCSW试件施加竖向荷载并预加载后,进行荷载控制加载,每级荷载增量25 kN循环一次,以研究观察组合墙在弹性阶段的受力行为.荷载达到100 kN时墙趾处开始有2～3 mm细微裂缝.试件顶端位移达到10.1 mm时采取位移控制加载,阻尼器安置腔角部因应力集中,混凝土有横向开裂的趋势.试件顶端侧移达到14.1 mm时,阻尼器外缘底部两侧均略屈曲

墙身下侧与底梁交界处裂缝开展.试件顶端侧移达到18 mm时,两侧阻尼应变片采集数据显示已经屈服,但E侧阻尼器有局部屈曲而W侧阻尼器无明显现象.墙体裂缝在下部消弱区内交叉,而中上部为两条竖向通高裂缝带.此时认为试件位移角已达到1/100.

RCSPCSW试件更换墙趾阻尼器后再次加载.弹性阶段没有明显现象,当试件顶端侧移达到14.1 mm时阻尼器发生轻微鼓曲,并伴有几声焊缝崩开声,侧部方钢管内混凝土竖柱有压酥声音,荷载 - 位移曲线明显偏离直线,认为试件已经屈服,开始进行位移控制加载.正向位移25.0 mm第一圈时,E侧阻尼器边缘混凝土产生竖向裂缝,有压溃分离迹象.反向位移25.0 mm第一圈时W侧阻尼器受压过程中持续有劈啪声,伴随“嗵”一声,N侧外缘中部出现大的鼓曲.阻尼器侧混凝土竖向开裂,边缘混凝土有受压分离迹象.位移加载反向45.5 mm第二圈时,W侧阻尼器各波段均有局部屈曲,整体屈曲形态严重,墙趾处持续有墙趾处压溃严重,混凝土掉落.此时试件承载力已经下降到85%以下.最终结构破坏形态如图7(e)(f)所示.

图7 新型剪力墙试件的破坏形态
Fig.7 Failure modes of new designed shear wall

根据电液伺服(MTS)加载装置采集的作动器荷载 - 试件顶端位移数据绘制滞回曲线,如图8所示.

由图8(a),钢板墙与组合墙在阻尼器更换前的滞回曲线重合度较高,表明在新型钢板剪力墙与新型组合剪力墙的初次抗震性能明显不区别.

由图8(c),对比钢板墙更换阻尼器前后的滞回曲线,发现钢板墙更换前刚度较大.阻尼器更换后,钢板墙刚度减小、承载力降低,但是滞回曲线饱满.变化的原因主要是因为钢板墙剪力墙在经历第一次加载后,母墙波形钢板钢板变形参与耗能,在底部及削弱区发生了较严重的局部屈曲,再次加载时原有屈曲部分持续加剧,刚度和承载力严重削弱.但由于新换阻尼器与已削弱母墙刚度匹配,所以更换后滞回更加饱满,耗能效果改善.

由图8(d),组合墙由于在钢骨外包裹混凝土初次加载仅造成阻尼器变形及混凝土轻微裂缝,并未对组合墙钢骨造成损害.更换阻尼器后再次加载仍可以与首次加载性能相当,并且继续加载至破坏表现一定的延性.

由图8(b),对比钢板墙与组合墙更换后性能,可知组合墙更换后再次加载性能远远优于钢板墙.

根据已作出的滞回曲线结果,取每一滞回环的两尖点绘制骨架曲线,可以近似得到一次加载时试件的承载力 - 位移曲线,如图9所示.对骨架曲线中特征点数据进行提取整理,如表2所示.

图8 试件滞回曲线
Fig.8 Hysteretic curves of specimens

图9 试件骨架曲线
Fig.9 Skeleton curves of specimens

由图9(c),钢板墙再次加载骨架曲线表现出较低刚度、过早屈服及承载力严重弱化.主要原因是首次加载时,母墙波形钢板在墙底及削弱区发生了多处局部屈曲,再次加载过程中原有屈曲部分持续加剧,造成母墙受损区持续弱化钢板剪力墙第二次加载时,屈服点位移由10.1 mm提前到4.3 mm,提前了57%; 屈服点承载力由341.8 kN下降到184.9 kN,下降了45.1%; 峰值点承载力由405.7 kN下降到222.0 kN,下降了45.3%.

而对比图9(b)及图9(d)可发现组合墙再次加载性能仍然较好,主要是因为组合墙的外包混凝土克服了钢板墙的上述不足,组合剪力墙第二次加载的滞回曲线与初次加载接近,两者的峰值荷载仅相差3.5%,说明组合剪力墙具有较好的震后可恢复性.

对图9骨架曲线及表2中数据进行分析,钢板墙与组合墙在更换前性能区别不明显,钢板墙的峰值荷载为组合墙的80.5%,但钢板墙的峰值位移是组合墙的131.7%.

对钢板墙与组合墙的更换后性能进行对比,发现钢板墙的屈服荷载仅为组合墙的39.8%,钢板墙的屈服位移仅为组合墙的30.1%; 钢板墙的峰值荷载仅为组合墙的42.5%,钢板墙的峰值位移仅为组合墙的24.8%; 钢板墙的极限荷载仅为组合墙的42.1%,钢板墙的极限位移仅为组合墙的32.1%.可见钢板剪力墙再次加载性能削弱严重.

表2 试件的特征荷载和位移
Tab.2 Characteristic load and displacement of specimens

采用等效粘滞阻尼系数ξ_eq衡量试件的耗能能力,其计算公式为如式(1),所包围面积如图 10所示.

ξ_eq=1/(2π)·A/(S_DOF+S_BOE)(1)

式中:A为滞回曲线所包围的面积; S_DOF+S_BOE为三角形DOF与BOE的面积之和.计算结果见图 11.

图 10 等效粘滞阻尼系数计算示意图
Fig.10 Calculation of equivalent viscosity damping coefficient

图 11 等效黏滞阻尼系数位移曲线
Fig.11 Calculation of equivalent viscosity damping coefficient

钢板墙在更换墙趾阻尼器后,等效粘滞阻尼系数增长显著,弓形滞回曲线饱满,主要是因为更换后阻尼器与受损母墙刚度达到匹配.

采用承载力降低系数η衡量同一加载位移幅值下多次加载时的承载力退化,计算公式如式(2),计算结果如图 12所示.

η=(F_n)/(F₁)(2)

式中:F_n为同一位移幅值下,最后一次循环的最大力; F₁为同一位移幅值下,第一次循环的最大力.

图 12 承载力退化图
Fig.12 Strength degradation of specimens

分别采用环线刚度和割线刚度对试件进行刚度退化分析,其中环线刚度指滞回环两尖角相连斜线的刚度,计算公式如式(3),割线刚度指滞回环一尖角与原点连线的刚度,计算公式如式(4),将计算结果绘于图 13中.

K₁=(|+F_i|+|-F_i|)/(|+Δ_i|+|-Δ_i|)(3)

K₂=(F_i)/(Δ_i)(4)

式中:Δ_i为位移幅值; F_i为同一位移幅值下,第i次循环对应的力.

图 13 刚度退化曲线
Fig.13 Stiffness degradation of specimens