竖向分布钢筋不连接装配整体...基于位移的变形能力设计方法_曹志伟.pdf

第 53 卷 第 5 期2023 年 3 月上建 筑 结 构Building StructureVol.53 No.5Mar.2023 DOI:10.19701/j.jzjg.20221431山东省重点研发计划课题:绿色智能建造和建筑工业化关键技术与成套设备(2021CXGC011205)。第第一一作作者者:曹志伟,博士,工程师,主要从事装配式建筑构件设计、智能建造等方向研究,Email:czwcscec 。竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法曹志伟1,3,朱 彤2,房海波3(1 同济大学土木工程学院建筑工程系,上海 200092;2 中国建筑股份有限公司,北京 100029;3 中国建筑第八工程局第二建设有限公司,济南 250014)摘要:竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙(SGBL 装配整体式剪力墙)特点包括:剪力墙中竖向分布钢筋在楼层处断开连接,两端边缘构件采用现浇做法同时加大主筋配筋,从而极大的提高施工效率。由于 SGBL 装配整体式剪力墙的配筋形式较传统装配整体式剪力墙配筋形式存在较大差异,因此应提出针对于 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移计算方法。通过分析竖向钢筋配筋形式变化对 SGBL 装配整体式剪力墙等效塑性铰长度的影响,提出了考虑剪切、弯曲变形影响的 SGBL 装配整体式剪力墙极限位移计算方法,并通过 SGBL 装配整体式剪力墙抗震试验的结果验证了计算方法的可靠性,为 SGBL 装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法提供参考。关键词:SGBL 装配整体式剪力墙;竖向分布钢筋;极限位移;等效塑性铰;弯曲变形;剪切变形 中图分类号:TU318+.1 文献标志码:A文章编号:1002-848X(2023)05-0036-05引用本文 曹志伟,朱彤,房海波.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法J.建筑结构,2023,53(5):36-40.CAO Zhiwei,ZHU Tong,FANG Haibo.Displacement-based deformation capacity design method of monolithic assembled concrete shear wall with non-connected vertical distribution reinforcementJ.Building Structure,2023,53(5):36-40.Displacement-based deformation capacity design method of monolithic assembled concrete shear wall with non-connected vertical distribution reinforcement CAO Zhiwei1,3,ZHU Tong2,FANG Haibo3(1 Department of Structural Engineering,College of Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China;2 China State Construction Engineering Co.,Ltd.,Beijing 100029,China;3 The Second Construction Limited Company of China Construction Eighth Engineering Division,Jinan 250014,China)Abstract:The characteristics of the monolithic assembled concrete shear wall structure with non-connected vertical distribution reinforcement(SGBL monolithic assembly shear wall)are that the vertical distribution reinforcements are unconnected at the floor and the boundary elements at both ends are cast-in-situ and the main reinforcement is increased at the same time,which greatly improves the construction efficiency.As the reinforcement forms of SGBL monolithic assembly shear wall structure are quite different from those of traditional monolithic assembly shear walls,a calculation method for the ultimate displacement of SGBL monolithic assembly shear wall structure was proposed.By analyzing the influence of the change of vertical reinforcement form on the equivalent plastic hinge length of SGBL monolithic assembly shear wall structure,a calculation method for the ultimate displacement of SGBL monolithic assembly shear wall structure was proposed considering the influence of shear and bending deformation,and the reliability of the calculation method was verified by the seismic test results of SGBL monolithic assembly shear wall structure.It provides a reference for the displacement-based deformation capability design method of SGBL monolithic assembly shear wall structure.Keywords:SGBL monolithic assembled shear wall;vertical distribution reinforcement;ultimate displacement;equivalent plastic hinge;bending deformation;shear deformation 0引言 墙体竖向分布钢筋不连接的新型装配整体式剪力墙结构体系(简称 SGBL 装配整体式剪力墙)特点包括:预制墙板内部竖向分布钢筋在楼层处断开连接,预制墙板底部铺设 20mm 厚坐浆层,两端边缘构件采用现浇施工方式同时加大内部主筋配筋,构第 53 卷 第 5 期 曹志伟,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法图 1 SGBL 装配整体式剪力墙构造示意造如图 1 所示。目前,建筑结构抗震设计多采用基于力的设计方法,在结构弹性阶段可采用应力或内力反映结构的性能水平1。然而当结构进入塑性阶段时,如遭遇严重地震灾害情况下,单纯依靠观察内力变化无法准确反映结构的损伤程度,此时结构的安全性能主要由其变形能力决定,即基于位移的设计方法理念2-3。而基于位移的设计方法关键之一是通过合理的抗震构造措施使其变形能力满足结构位移需求4。由于 SGBL 装配整体式剪力墙的配筋形式较传统装配整体式剪力墙配筋形式存在较大差异,因此相应极限位移计算方法也将与传统装配整体式剪力墙有所不同。本文通过分析竖向钢筋配筋形式变化对 SGBL 装配整体式剪力墙等效塑性铰长度的影响,建立了考虑剪切、弯曲变形影响的 SGBL 装配整体式剪力墙极限位移计算方法,并通过 SGBL 装配整体式剪力墙抗震试验的结果验证计算方法的可靠性。1SGBL 装配整体式剪力墙塑性铰长度计算方法 对于钢筋混凝土剪力墙结构,基于位移的设计方法的核心在于确定剪力墙的等效塑性铰长度3。早期学者对于剪力墙等效塑性铰长度取值多采用经验判定方法,Park 等5于 1975 年提出了等效塑性铰长度的下限计算公式,将等效塑性铰长度定义为剪力墙体截面宽度的一半;Paulay 等6于 1993 年通过试验研究分析了高宽比和墙体截面宽度对等效塑性铰长度的影响;张松等7于 2009 年在试验研究基础上,拟合出了考虑弯剪比变量的等效塑性铰长度计算公式;Bohl 等8于 2011 年在进行等效塑性铰长度影响因素分析时,给出了考虑弯剪比影响的等效塑性铰长度计算公式,相关计算模型见表 1。表 1 早期学者的等效塑性铰长度计算模型研究学者等效塑性铰长度计算模型Park5lp=0.5hwPaulay6lp=0.2hw+0.044H张松7lp=0.33z-0.03HBohl8lp=(0.2hw+0.05z)1-1.5Nfcbwhw()注:hw为剪力墙的截面高度;bw为剪力墙的截面宽度;H 为剪力墙高度;lp为等效塑性铰长度;z 为弯剪比;N 为轴向压力;fc为混凝土抗压强度。由表 1 可知,已有学者所提出的剪力墙等效塑性铰长度计算模型并未能考虑剪力墙竖向钢筋配筋形式变化对等效塑性铰长度的影响,本文研究对象 SGBL 装配整体式剪力墙的配筋形式较传统装配整体式剪力墙配筋形式存在较大差异,因此应提出针对于 SGBL 装配整体式剪力墙的等效塑性铰长度计算方法,计算方法采用基本假定如下:(1)规定屈服曲率 y与极限曲率 u所在截面沿墙高方向距离为塑性铰长度 lpz,而由理想曲率分布所对应的沿墙高方向距离为等效塑性铰长度 lp,如图 2 所示。图 2 曲率及弯矩分布(2)由文献9抗震性能试验结果可知,SGBL装配整体式剪力墙顶部未达到屈服位移之前,曲率沿墙高方向呈线性分布,超过屈服位移之后曲率沿墙高方向呈双折线分布。由上述基本假定可知,SGBL 装配整体式剪力墙等效塑性铰长度 lp与截面弯矩之间满足如下关系:lp=H21-MyM()(1)式中:H 为 SGBL 装配整体式剪力墙高度;My为SGBL 装配整体式剪力墙的屈服受弯承载力;M 为SGBL 装配整体式剪力墙的极限受弯承载力。由此可见,确定 SGBL 装配整体式剪力墙等效塑性铰长度的关键在于求解其屈服受弯承载力 My以及极限受弯承载力 M。SGBL 装配整体式剪力墙极限受弯承载力 M 可由文献9计算求得。同时,采取弹性方法求解 SGBL 装配整体式剪力墙屈服受弯承载力 My。规定 SGBL 装配整体式剪力墙受拉区域边缘构件内侧钢筋屈服时 SGBL 装配整体式剪73建 筑 结 构2023 年力墙达到屈服阶段,此时 SGBL 装配整体式剪力墙截面应力、应变分布如图 3 所示。图 3 屈服阶段截面应力、应变分布SGBL 装配整体式剪力墙截面竖向平衡方程如下所示:N+Pts=Pc+Pcs(2)Pts=fyAs(3)Pc=0.5Ecx2ybwy(4)Pcs=0.25AsEs(2xy-lc)y(5)式中:xy为屈服阶段混凝土受压区高度;Pts为受拉区域边缘构件主筋合力;As为受拉区域边缘构件主筋截面面积;bw为截面宽度;Pc、Pcs分别为受压区域混凝土及边缘构件主筋合力;Ec为混凝土弹性模量;lc为边缘构件长度;N 为轴向荷载;fy为钢筋屈服强度;y为屈服曲率;Es为钢筋弹性模量。对剪力墙受拉区域边缘构件主筋合力点取矩,由此可推导出 SGBL 装配整体式剪力墙屈服受弯承载力 My表达式为:My=Pchw-0.5lc-13xy()+Pcs(hw-0.5lc)(6)2SGBL 装配整体式剪力墙极限位移计算方法 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移 可看作由两部分组成:弹性变形引起的位移 e以及塑性变形引起的位移 p:=e+p(7)2.1 弹性变形引起的位移 e e可看做由弯曲变形引起的弹性位移 eb和剪切变形引起的弹性位移 es构成。首先假定作用于剪力墙截面上弯矩和剪力分别为 M(x)和 Q(x),由此可求得距中性轴距离 y 处的应力表达式如下:=M(x)yI(8)=Q(x)SzIbw(9)式中:I 为截面惯性矩;Sz为截面静矩。计算此时单位体积的弯曲比能 f与剪切比能s,表达式如下:uf=12E=22E=M2(x)2EI2y2(10)us=2/2G=(G2)/2=Q2(x)(Sz)22GI2b2w(11)对式(10)、式(11)比能进行积分,引入剪力分布不均匀系数 k,可得应变能 U 表达式如下:U=HM2(x)2EIdx+HkQ2(x)2GIdx(12)k=AI2A(Sz)2b2wdA(13)式中:G 为混凝土的剪切模量;k 为剪力分布不均匀系数,对于矩形截面,k 为量纲为 1 的常数,只与截面形状有关,对于矩形截面 k 取 1.2。根据卡氏定理10,可求得弹性变形引起的位移e表达式如下:e=eb+es=131+0.3EGhwH()2|yH2(14)当剪力墙顶部达到屈服位移时,定义墙体底部截面对应的曲率为屈服曲率,剪力墙屈服曲率 y表达式如下1:y=3shw(15)式中 s为钢筋的屈服应变。2.2 塑性变形引起的位移 p塑性变形引起的位移 p可看作由三部分组成11:弯曲变形引起的塑性位移 pb,剪切变形引起的塑性位移 ps以及支座处纵向钢筋的滑移引起的位移psl。实际结构中一般钢筋锚固长度满足规范要求,由纵向钢筋的滑移引起的位移 psl可忽略不计。当剪力墙顶部达到极限位移时,定义墙体底部截面对应的曲率为极限曲率,剪力墙极限曲率 u表达式如下:u=cux(16)83第 53 卷 第 5 期 曹志伟,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法 根据图 2 剪力墙沿墙高方向曲率分布规律得到弯曲变形引起的塑性位移 pb表达式如下:pb=(u-y)lpH-12lp()(17)式中:x 为混凝土受压区高度;cu为混凝土极限压应变。通过等效桁架模型确定塑性铰区域的抗剪刚度Ks3,可得剪切变形引起的塑性位移 ps表达式如下:ps=VKslp(18)Ks=14n+1shEsbwhw(19)式中:sh为水平分布钢筋的配筋率;n 为钢筋与混凝土弹性模量之比;V 为剪力墙极限承载力。由此可得 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移 表达式如下:=e+p=13yH21+0.75hwH()2|+(u-y)lpH-lp2()+VlpKs(20)同样可求得 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移角 表达式如下:=13yH 1+0.75hwH()2|+(u-y)lp1-lp2H()+VlpKsH(21)采用式(20)计算得出文献9中抗震性能试验SGBL 装配整体式剪力墙试件的极限位移,定义各试件受到推力远离作动器方向为正向加载方向,试件受到拉力靠近作动器方向为负向加载方向。极限位移理论值与试验值对比见表 2。表 2 试件极限位移理论值与试验值对比试件编号加载方向试验值/mm理论值/mm|试验值-理论值|试验值XD-1+51.7-51.554.86.0%6.4%PD-1+57.7-57.261.36.2%7.2%XF-1+27.8-28.029.56.1%5.4%PF-1+37.0-35.038.43.8%9.7%由极限位移理论值与试验值对比结果可知,采用式(20)计算得出的各试件极限位移计算结果与试验结果吻合较好,最大误差为 9.7%,表明 SGBL装配整体式剪力墙极限位移计算方法是可靠的,可用于 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移预测。3设计方法 首先确定 SGBL 装配整体式剪力墙的截面尺寸,由剪力墙正截面抗弯承载力要求以及水平接缝抗剪承载力12要求配置剪力墙边缘构件主筋。当剪力墙斜截面抗剪承载力不满足要求时,可增设相应斜向钢筋。同时,由文献1研究结果可知,剪力墙截面极限曲率 u与约束边缘构件长度 lc以及边缘构件配箍特征值 v有关,布置箍筋后,边缘构件 lc区域混凝土极限压应变提高,如图 4 所示。图 4 剪力墙底部截面应变分布图由图 4 所示的三角形相似关系,可得剪力墙边缘构件长度 lc表达式如下:lc=cu-0.003 3cux=x-0.003 3u(22)定义剪力墙顶部达到屈服位移时,底部截面对应的曲率为屈服曲率,文献2给出剪力墙屈服曲率 y表达式如下:y=3shw(23)定义剪力墙顶部达到极限位移时,底部截面对应的曲率为极限曲率,文献8给出剪力墙极限曲率 u表达式如下:u=cux(24)将式(22)、式(23)、式(24)代入式(20),展开可得剪力墙边缘构件长度 lc表达式如下:lc=N+fywbwwh01fcbw+1.5fywbww-0.003 3-shwH 1+0.75hwH()2|-VlpKsHlp1-lp2H()+3shw(25)93建 筑 结 构2023 年式中:w为竖向分布钢筋配筋率;fyw为竖向分布钢筋屈服强度;为剪力墙极限位移角;fc为混凝土轴心抗压强度设计值。由式(25)可知,当竖向钢筋配筋率 w=0 时,标示竖向分布钢筋断开连接,式(25)即可化简为SGBL 装配整体式剪力墙边缘构件长度 lc表达式。通过确定剪力墙位移角需求,即可确定 SGBL 装配整体式剪力墙边缘构件长度 lc。由此可得,SGBL 装配整体式剪力墙边缘构件长度最终取值为 maxlc,lc规,其中 lc规为高规4中剪力墙边缘构件长度的构造要求长度。4结论 (1)由于配筋形式的改变,SGBL 装配整体式剪力墙的等效塑性铰长度与传统装配整体式剪力墙等效塑性铰长度并不相同,因此极限位移计算方法也相应发生改变。(2)本文所提出的 SGBL 装配整体式剪力墙极限位移计算方法所得结果与抗震性能试验结果吻合较好,误差在 9.7%以内,可用于 SGBL 装配整体式剪力墙的极限位移预测,为 SGBL 装配整体式剪力墙基于位移的变形能力设计方法提供参考。但本文假定及推导均是基于墙体发生受弯屈服直至弯曲破坏的情况,当 SGBL 装配整体式剪力墙以受剪破坏为主时,相应变形能力设计方法仍需后续进一步展开探讨。参考文献 1 钱稼茹,徐福江.钢筋混凝土剪力墙基于位移的变形能力设计方法J.清华大学学报(自然科学版),2007,47(3):305-308.2 RAZVI S,SAATCIOGLU M.Confinement model for high-strength concreteJ.Journal of Structural Engineering,1999,125(3):281-289.3 王义俊,汪梦甫.钢筋混凝土剪力墙塑性铰长度计算模型研究J.工业建筑,2016,46(5):80-85,165.4 高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 32010S.北京:中国建筑工业出版社,2011.5 PARK R,PAULAY T.Reinforced concrete structuresM.New York:Wiley,1975.6 PAULAY T,PRIESTLEY M J N.Stability of ductile structural wallsJ.ACI Structural Journal,1993,90(4):385-392.7 张松,吕西林,章红梅.钢筋混凝土剪力墙构件极限位移的计算方法及试验研究J.土木工程学报,2009,42(4):10-16.8 BOHL A,ADEBAR P.Plastic hinge lengths in high-rise concrete shear wallsJ.ACI Structural Journal,2011,108(2):148-157.9 肖绪文,曹志伟,刘星,等.竖向分布筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能试验研究J.建筑结构,2021,51(17):5-9,24.10 郭子雄,吕西林.高轴压比框架柱抗震性能试验研究J.华侨大学学报(自然科学版),1999,20(3):258-263.11 SCHLAICH J,SCHAFER K,JENNEWEIN M.Toward a consistent design of structural concreteJ.PCI Journal,1987,32(3):74-150.12 装配式混凝土结构技术规程:JGJ 12014S.北京:中国建筑工业出版社,2014.(上接第 67 页)11 HOU C 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