韓 軍,李英民,陳偉賢

(1.重慶大學 a.土木工程學院;b.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室,重慶400045;2.中山大學基建處,廣州510275)

目前大部分國家抗震規(guī)范采用的抗震設(shè)計思路是取用比設(shè)防烈度水準明顯偏低的地震作用(小震)進行結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面設(shè)計,利用不顯著降低構(gòu)件承載力前提下結(jié)構(gòu)足夠的延性來達到在較強地震作用下結(jié)構(gòu)損傷不嚴重,在預(yù)估的更強地震作用下(大震)不造成危及生命的嚴重破壞或結(jié)構(gòu)倒塌的目標[1-2]。選用較低承載力的設(shè)計思路導致結(jié)構(gòu)抗震的關(guān)鍵因素是如何保證抗側(cè)力結(jié)構(gòu)和構(gòu)件的延性。20世紀70年代后期,新西蘭知名學者 T.Paulay和R.Park提出的能力設(shè)計法是保證結(jié)構(gòu)具有足夠延性的主要技術(shù)措施,得到了一致的認可,其核心思想實際上是通過一定的構(gòu)件承載能力級差設(shè)計措施來控制結(jié)構(gòu)在強震下出現(xiàn)預(yù)期的延性破壞模式。但中國抗震規(guī)范[3]采取的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)能力設(shè)計措施在汶川地震中并未有效引導結(jié)構(gòu)形成預(yù)期的破壞模式[4-5],規(guī)范采取的抗震能力設(shè)計措施的有效性引起了廣泛關(guān)注,開展了有針對性的研究,但大多集中在框架結(jié)構(gòu)的能力措施上[6-8];汶川地震中少量剪力墻結(jié)構(gòu)震害表明,按中國2001版抗震規(guī)范設(shè)計的剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能基本達到預(yù)期設(shè)防目標要求,但重災(zāi)區(qū)剪力墻結(jié)構(gòu)和框剪結(jié)構(gòu)較少,未能充分檢驗剪力墻結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計能力措施控制其出現(xiàn)預(yù)期破壞模式的有效性和合理性,且中國抗震規(guī)范采取的剪力墻能力設(shè)計措施明顯有別于其他國家規(guī)范,中國2010版抗震規(guī)范修訂時對能力設(shè)計措施進行了修改,但對其有效性進行計算分析和試驗驗證的研究很少見,已有研究多側(cè)重于“強墻弱連梁”和框架剪力墻的多道防線[9-11],針對剪力墻自身抗彎和抗剪的能力設(shè)計措施的研究很少,其他國家有少數(shù)文獻[12-13]對規(guī)范采用的剪力墻能力設(shè)計措施進行了校驗,但由于各國規(guī)范之間存在的顯著差別,其結(jié)論并不適用于中國規(guī)范。因此,亟需對中國剪力墻能力設(shè)計措施的有效性進行校驗和評估,找出其中存在的問題并進行改進,以便剪力墻構(gòu)件在強震中更為有效的實現(xiàn)其預(yù)期破壞模式,保證其在大震甚至是超大震下的抗倒塌性能。該文通過理論分析指出中國01版抗震規(guī)范中剪力墻能力設(shè)計措施可能存在的問題;對按規(guī)范設(shè)計的結(jié)構(gòu)算例進行精細有限元動力時程分析,驗證規(guī)范能力措施對控制剪力墻構(gòu)件出現(xiàn)預(yù)期破壞模式的有效性和可行性,并對其改善措施進行了試算對比分析,給出相應(yīng)的設(shè)計建議,并被2010版新規(guī)范修訂時采納。

1 現(xiàn)有剪力墻抗震能力設(shè)計措施對比分析

RC剪力墻構(gòu)件能力設(shè)計的基本目標是引導剪力墻底部一定區(qū)域發(fā)生彎曲破壞,并對此區(qū)域采取嚴格的針對性延性保障措施以保證其具有足夠的塑性轉(zhuǎn)動能力,其他部位不出彎曲鉸;并且采取措施保證剪力墻任何部位都不發(fā)生剪切失效,從而使得結(jié)構(gòu)的破壞具有較好的可控性和耗能性。其主要措施是增大底部加強區(qū)以上的剪力墻設(shè)計彎矩和增大剪力墻所有部位的剪力設(shè)計值。對于剪力墻構(gòu)件抗震設(shè)計主要有以下3種方法:

1)美國規(guī)范方法[14]:按設(shè)計地震作用組合下的計算彎矩進行抗彎承載力設(shè)計(如圖1(a)),采用極限剪力作為設(shè)計值保證不出現(xiàn)剪切破壞(圖2(a));

2)新西蘭[15]和歐洲[16]規(guī)范方法:對剪力墻底部加強區(qū)段取基底最大設(shè)計彎矩(如圖1(b))進行抗彎承載力驗算,其上部樓層剪力墻取直線分布彎矩進行抗彎承載力設(shè)計。為了保證“強剪弱彎”,歐洲規(guī)范考慮彎曲超強對剪力墻剪力計算值乘以不小于1.5的增大系數(shù),對框剪結(jié)構(gòu)等雙重結(jié)構(gòu)體系取如圖2(b)中設(shè)計剪力包絡(luò),對剪力墻1/3高度以上考慮高振型影響取值較大,頂部剪力設(shè)計值不小于底部設(shè)計值的一半;新西蘭規(guī)定剪力設(shè)計值 Vu=ωvφo,w vE,如圖2(c)所示,其中 ωv為和結(jié)構(gòu)基本周期相關(guān)的動態(tài)剪力放大系數(shù),以30層結(jié)構(gòu)為例,ωv為2.3,φo,w為彎矩超強系數(shù),一般大于1.4;

3)中國規(guī)范方法[3]:①對于一級抗震等級設(shè)計的剪力墻各截面彎矩設(shè)計值,底部加強部位及其上一層應(yīng)按墻底截面彎矩計算值采用,其他部位可按墻肢組合彎矩計算值的1.2倍采用,如圖1(c)所示;②對于底部加強部位(1/8結(jié)構(gòu)高度和底部2層的較大值)剪力設(shè)計值在一、二和三級抗震等級時分別放大1.6、1.4和1.2倍,如圖2(d)所示,對于9度區(qū)按實配調(diào)整,以保證剪力墻構(gòu)件“強剪弱彎”性能。

圖1 剪力墻抗彎能力調(diào)整措施示意

圖2 剪力墻抗剪能力調(diào)整措施示意

可見,各國規(guī)范都采用了一定的“強剪弱彎”措施以保證剪力墻在達到所需的彈塑性彎曲變形之前不發(fā)生剪切破壞,但具體措施差別較大,新西蘭規(guī)范剪力增大系數(shù)相對最大,常大于2.0;歐洲規(guī)范對底部1/3結(jié)構(gòu)高度的剪力設(shè)計值放大1.5倍,對其以上部位放大較多;中國規(guī)范對底部加強部位剪力設(shè)計值進行了放大,但對加強部位以上的剪力墻剪力未進行放大。在剪力墻抗彎能力設(shè)計方面,美國規(guī)范方法未對剪力墻計算彎矩進行能力調(diào)整,剪力墻破壞部位不易得到控制,沿結(jié)構(gòu)高度范圍都可能發(fā)生彎曲破壞,不利于采取針對性的延性構(gòu)造措施;新西蘭和歐洲規(guī)范除結(jié)構(gòu)底層以外對計算彎矩放大較多;中國規(guī)范方法相比歐洲和新西蘭方法底部加強部位以上樓層放大系數(shù)取較小的定值1.2。

因此,中國規(guī)范方法相比國外規(guī)范存在的主要問題是底部加強區(qū)段上下的彎矩和剪力設(shè)計值沿高度有減小的突變,其帶來的具體不利影響可能有:

1)底部加強部位及其上一層按墻底截面彎矩計算值采用,可能致使底層外的其他加強部位樓層及加強部位上一層設(shè)計彎矩增大較多,在強震中可能不出塑性鉸或塑性變形較小,而剪力墻底部截面在強震中塑性變形集中而延性需求可能過大,這種能力設(shè)計調(diào)整方案未能充分發(fā)揮整個底部加強區(qū)的塑性變形能力,也使得底部加強區(qū)除墻底截面以上部位的延性構(gòu)造措施未能真正起到作用;

2)剪力墻加強部位以上對其抗彎能力進行了增大,而未對其進行“強剪弱彎”措施調(diào)整,其抗剪安全性存在較大隱患,特別是底部加強部位上一層,設(shè)計彎矩增大較多,會使其實際能夠形成的剪力可能大于其設(shè)計剪力導致剪切失效先于彎曲破壞,汶川地震中都江堰有幾棟框剪結(jié)構(gòu)在3層及以上出現(xiàn)了剪切裂縫,可能與此有一定的關(guān)系。

因此,中國規(guī)范關(guān)于剪力墻的抗彎和抗剪能力設(shè)計措施的有效性需進行驗證和改善。為此,下文通過精細有限元動力時程算例對比分析來考察中國規(guī)范剪力墻能力設(shè)計措施的實際控制效果及提出改進措施。

2 非線性地震反應(yīng)分析模型

非線性動力時程分析已成為結(jié)構(gòu)抗震性能研究的主要手段之一,得到了廣泛的應(yīng)用。已有研究表明[17],在地震反應(yīng)分析中采用纖維模型可較合理地模擬框架柱在雙向彎曲和變化軸力間的耦合作用;有限元柔度法以單元截面力場的假定作為單元建立的出發(fā)點,對于軸向和彎曲變形為主的梁柱單元該假定通常能準確滿足,不受單元所處非線性狀態(tài)的影響,因此能較好地模擬單元進入軟化階段后的強非線性問題。該文采用OpenSees[18](Open System for EarthquakEEngineering Simulation)平臺上基于柔度法的梁柱纖維單元模擬框剪結(jié)構(gòu)中的梁和柱。材料對象分別采用基于Scott-Kent-Park的單軸約束混凝土模型和基于Menegotto-Pinto的鋼筋模型,保護層和樓板混凝土采用無約束混凝土,梁柱核心區(qū)采用約束混凝土;非線性分析時材料強度取平均值;截面采用纖維截面(Fiber Section),單元采用基于柔度法的非線性梁柱單元,單元設(shè)置5個積分點,通過單元層次的迭代可確定各控制點的截面抗力和截面剛度,采用Gauss-Lobatto法沿桿長積分計算整個單元的抗力和單元剛度矩陣。

剪力墻的非線性模擬一直是結(jié)構(gòu)動力分析的難點,以往研究多采用宏觀模型[19],應(yīng)用較多的是等效梁模型、三垂直桿元模型和多垂直桿元模型等,但此類模型沒有考慮構(gòu)件的軸向、彎曲效應(yīng)與剪切效應(yīng)的耦合,結(jié)果依賴于試驗結(jié)果擬合,精度難以保證,且模型參數(shù)較多,定參困難,應(yīng)用較為麻煩。為了克服這些缺點,呂西林[20]基于框架桿系纖維模型提出了纖維墻元模型,即由承受軸力及彎矩的纖維子單元與承受剪切變形的剪切子單元相合成的墻元計算模型,是對多垂直桿元模型的改進,盡管其仍不能考慮剪力墻彎曲與剪切效應(yīng)的耦合作用,但其計算結(jié)果與試驗值吻合較好,可近似模擬剪力墻在地震中的非線性反應(yīng),國際上比較流行的IDARC、PERFORM 3D等商用軟件中剪力墻構(gòu)件也采用了這種模型。該文借鑒纖維墻元模型的思想在Opensees分析平臺上采用纖維梁柱單元附加剪切子單元來模擬剪力墻,剪力墻構(gòu)件分析結(jié)果與試驗吻合較好[21]。

3 算例設(shè)計

按中國2001版抗震規(guī)范設(shè)計8度0.3 g區(qū)3×3跨12層框剪結(jié)構(gòu),Ⅱ類場地,設(shè)計地震分組為第一組,底層層高3.9m,其他層層高3.3m,跨度 6m,圖3給出其平面布置示意圖。Y向左右各布置一道剪力墻,剪力墻長度6m,算例基本情況見表1。梁混凝土強度等級為C30,柱、墻混凝土強度等級1～6層為C35,7～12層為C30。約束混凝土及鋼筋材料參數(shù)取值參見文獻[23]。剪力墻抗震等級為一級,框架抗震等級為二級,底部加強部位為1～2層。模型中梁邊各取6倍板厚范圍內(nèi)的板和板筋參與工作,近似考慮樓板的影響;不考慮土結(jié)相互作用,基礎(chǔ)底部約束假定為固結(jié)。動力時程分析選用6條地震波,其中包括按雙頻段選波法在強震地震動數(shù)據(jù)庫中選出的3條實際地面運動記錄和2條采用ARMA模型擬合相應(yīng)規(guī)范反應(yīng)譜的人工波,如表2和圖4所示。本算例彈性設(shè)計剪重比從下到上為8%～16.8%,大于規(guī)范要求的4.80%,經(jīng)Pushover分析計算得到屈服剪重比從下到上為18%～39%,說明該結(jié)構(gòu)算例在大震下具有較高的保有抗側(cè)承載力[22]。

圖3 偏心框剪結(jié)構(gòu)算例平面布置示意圖

圖4 結(jié)構(gòu)算例選用地震波加速度反應(yīng)譜

表1 12層偏心框剪結(jié)構(gòu)算例基本情況

表2 計算所用地震記錄一覽表

4 計算結(jié)果及分析

4.1 剪切變形的影響

相對梁柱桿件而言,剪力墻的剪切變形不容忽略,剪力墻結(jié)構(gòu)非線性分析結(jié)果的可靠性將依賴于剪力墻模型的剪切單元的合理非線性剪切模型及參數(shù)的選取,目前應(yīng)用較多的剪力墻非線性滯回恢復力骨架線如圖5所示,各控制點參數(shù)的確定用的比較多的是廣澤公式[21],其定參過程詳見文獻[22],但需注意的是,按照廣澤公式計算出的屈服承載力有時會顯著低于按中國抗震規(guī)范公式的計算結(jié)果,如表3所示,對于按中國抗震規(guī)范設(shè)計的剪力墻屈服承載力若按廣澤公式計算則會帶來抗彎承載力與抗剪承載力的不匹配,導致計算中剪切先于彎曲破壞,因此比較合理的做法是采用規(guī)范公式計算剪力墻的屈服承載力,再利用廣澤公式提供的其與最大承載力及開裂荷載的比例關(guān)系來確定其它參數(shù)。剪切滯回曲線捏縮的程度與剪跨比、腹板配筋方式、腹板配筋率、截面正應(yīng)力水平、混凝土強度等諸多因素相關(guān)。鑒于問題的復雜性,參照文獻[9]的簡化方法處理:取用變形的捏縮系數(shù)為0.6,力的捏縮系數(shù)為0.25。卸載剛度退化指數(shù)β取為0.5,卸載剛度Kd=μ-βks0,μ為延性系數(shù),ks0為初始加載剛度。卸載至0后,反向加載先按上述捏縮系數(shù)加載至裂縫閉合點,再按原點指向型加至先前一次最大位移點。

圖5 剪力墻骨架曲線示意圖

表3 剪力墻剪切參數(shù)對比

考慮剪力墻剪切變形與否會顯著影響結(jié)構(gòu)地震反應(yīng),圖6和圖7分別給出了剪力墻Q1在大震下(以USA00581為例)的彎曲曲率滯回曲線和層間位移角沿樓層分布?？梢钥闯?考慮剪切變形與否對結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)和構(gòu)件損傷都有明顯的影響,不考慮非線性剪切變形時剪力墻構(gòu)件的彎曲破壞程度相對嚴重些,層間位移角相對明顯減小。因此,剪力墻結(jié)構(gòu)強震反應(yīng)分析時必須考慮剪力墻的非線性剪切變形。

限于篇幅,分別以人工波AF1和實際地震動USA00581為例,計算得到的剪力墻Q1的剪切變形值如表4所示,Q1大震下彎曲曲率滯回曲線和剪切變形滯回曲線分別如圖8和圖9所示。可見,1)采用規(guī)范公式確定屈服剪力時,計算得到的剪力墻底部彎曲鉸相對更為嚴重,因為規(guī)范公式在墻底部剪切屈服變形比廣澤公式大,相應(yīng)的剪切變形反應(yīng)小而彎曲變形比重更大;2)采用規(guī)范公式定參時,3層剪力墻出現(xiàn)了剪切破壞,屈服系數(shù)達到了1.54,這是由于規(guī)范對剪力墻底部2層加強部位進行了“強剪弱彎”能力調(diào)整,基本能達到要求,但第3層在加大了抗彎能力的情況下不進行強剪弱彎調(diào)整則可能造成大震下的剪切失效,而采用廣澤公式,底層和3層都發(fā)生了剪切破壞,主要是廣澤公式計算出的剪切強度在1層明顯小于規(guī)范公式所致,因此,01規(guī)范的剪力墻抗剪能力措施不足以確保其大震下“強剪弱彎”,應(yīng)對其進行改進。

圖6 剪力墻Q1底層墻底在大震下的彎曲曲率滯回曲線(USA00581)

圖7 模型L-6層間位移角最大值沿樓層分布(USA00581)

表4 墻Q1剪切變形

圖8 剪力墻Q1在大震下的彎曲曲率滯回曲線

圖9 剪力墻Q1在大震下的剪切變形滯回曲線

4.2 抗彎能力措施控制效果

從圖8可以看出,人工波大震作用下僅底層墻底發(fā)生彎曲屈服,曲率延性系數(shù)達到了41,這是剪力墻結(jié)構(gòu)構(gòu)造措施無法達到的延性需求。圖10和表5給出了人工波大震下底層剪力墻底截面鋼筋、混凝土最大應(yīng)變,鋼筋最大屈服應(yīng)變達到0.032,邊緣構(gòu)件范圍內(nèi)混凝土被壓潰,墻體軸向承載力迅速降低(如圖11(a)所示),喪失穩(wěn)定的豎向承載能力,甚至其在中震時剪力墻曲率延性系數(shù)也達到了4.3;在實際地震波作用下,仍是僅墻底截面屈服,曲率延性約為10～14,但還具有較為穩(wěn)定的豎向承載力(如圖11(b)所示)。

1)人工波比選出的實際地震動計算結(jié)果大很多,原因主要是,對于框剪結(jié)構(gòu)算例來說,由于剪力墻提供了大部分剛度,致使其底部出鉸后結(jié)構(gòu)周期增大較多,該文算例結(jié)構(gòu)第1周期0.96 s在反應(yīng)較大時周期變?yōu)?.5～5.7 s。而選波時根據(jù)彈性反應(yīng)譜選波法得到的實際地震動在長周期段反應(yīng)譜明顯小于規(guī)范反應(yīng)譜(如圖2),而人工波與規(guī)范反應(yīng)譜擬合較好。

圖10 墻體鋼筋和混凝土應(yīng)變輸出位置示意

圖11 剪力墻軸力時程曲線

表5 底層墻Q1鋼筋最大應(yīng)變(AF1)

2)僅在墻底截面出現(xiàn)嚴重的塑性鉸是由于采取的抗彎能力調(diào)整措施導致的,說明了第1節(jié)中理論分析的正確性。8度0.3g區(qū)一級抗震等級的剪力墻一般受地震組合內(nèi)力控制,剪力墻抗彎承載力超強系數(shù)約為1.3(鋼筋平均值與設(shè)計值之比)×1.3(地震荷載分項系數(shù))×0.85(γRE)=1.436 5,實際上鋼筋平均值與設(shè)計值的比值1.3還并不能反映剪力墻抗彎承載力增大了1.3倍,實際上由于軸力項的影響承載力并未增大到1.3倍,因此一級剪力墻的底部加強部位超強系數(shù)約為1.43,考慮到中震下剪力墻構(gòu)件開裂后剛度退化周期變長,假設(shè)周期變長1.3倍,中震地震作用約減小1.25倍,若實現(xiàn)中震下不屈服則要求抗彎承載力再增大2.86(中震到小震的地震力降低系數(shù))/1.43/1.25=1.6倍。因此,不考慮較軟土-結(jié)構(gòu)動力相互作用時,假定墻底固接于地面,剪力墻在大震下甚至是中震下會過早出現(xiàn)塑性鉸,而能力調(diào)整措施使得除底層截面以外的部位不易出鉸,塑性集中在底部截面,導致其峰值反應(yīng)時曲率延性需求過大,甚至壓潰區(qū)域過大而喪失穩(wěn)定的豎向承載能力。根據(jù)文獻[1],結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)μΔ和曲率延性系數(shù)μφ存在如下關(guān)系:

式中:h w為墻截面長度,H為墻總高。一般根據(jù)試驗RC墻體在適當構(gòu)造措施下位移延性系數(shù)可達到3～5,因此,算例中的剪力墻曲率延性系數(shù)可較為可靠的達到7～14。人工波作用下墻底曲率延性系數(shù)41明顯超出過多,沒有可靠措施能達到這樣大的延性需求。因此,應(yīng)對剪力墻抗彎能力措施進行改進,減小墻底截面過大的延性需求。

需要說明的是,“強墻弱連梁”措施引導連梁出現(xiàn)彎曲塑性鉸,是剪力墻結(jié)構(gòu)能力設(shè)計的主要措施之一,已有研究較多,該文未對此展開研究,而主要著眼于剪力墻構(gòu)件自身的能力調(diào)整措施的合理性和有效性上,算例大震中連梁彎曲塑性鉸曲率延性較大時達到9～15,起到了多道防線的作用,連梁更弱時,連梁塑性耗能相對增大,剪力墻底部損傷會有所減小,但不會改變剪力墻損傷集中在底截面的狀況。

4.3 能力措施的改善

為了改善中國2001版規(guī)范剪力墻構(gòu)件在強震中可能存在的剪切失效問題,考慮到中國規(guī)范剪力墻底部加強區(qū)以上剪力未放大,而國外規(guī)范又放大較多,結(jié)合中國國情本文取相對折中的剪力加強方案,對剪力墻加強部位設(shè)計剪力乘以增大系數(shù)1.6,加強部位以上樓層設(shè)計剪力取直線變化,結(jié)構(gòu)頂層取計算剪力值,如圖12所示,相比國外規(guī)范取值偏低,此設(shè)計剪力計算出的抗剪鋼筋與規(guī)范規(guī)定的構(gòu)造配筋取大值,需要說明的是,中國規(guī)范對二、三級抗震墻底部加強部位剪力調(diào)整系數(shù)采用相對較低的增大系數(shù)的做法是不合理的,在相同的延性需求下理應(yīng)采用相同嚴格程度的延性措施。從剪力墻構(gòu)件計算剪力分布特征來看,剪力墻中上部抗剪承載力多數(shù)由構(gòu)造配筋控制,對于中下部計算剪力乘以1.4～1.6的增大系數(shù),對于避免剪力墻在強震中由于內(nèi)力重分布和高振型的影響而發(fā)生剪切失效將大有好處。這在后面的算例中將得到證明。

圖12 抗剪能力改進措施

圖13 2010版抗震規(guī)范剪力墻抗彎能力調(diào)整措施

對于解決剪力墻僅在底部截面彎曲延性需求過大的問題,可對剪力墻底部設(shè)計彎矩予以放大,但可能會帶來屈服部位上移至非加強部位;較為理想的改進措施是將屈服部位控制在底部延性加強區(qū)內(nèi),盡量使加強區(qū)內(nèi)的截面盡可能多的屈服而耗散能量,減小底截面延性需求,使底部加強區(qū)采取的較為嚴格的延性措施能真正發(fā)揮作用。為此設(shè)計如表6所示的抗彎能力調(diào)整方案進行非線性動力反應(yīng)分析,考察各措施的有效性。算例R-01和R-02沿襲01抗震規(guī)范的思路增大底部加強部位的設(shè)計彎矩以期望減小剪力墻底截面的彎曲變形;R-03對剪力墻底部加強部位計算彎矩不進行放大,僅對底部加強部位以上計算彎矩放大1.2倍;R-04和R-05在R-03的基礎(chǔ)上對底層計算彎矩進行適當放大。圖14給出了各算例剪力墻Q1的彎矩曲率。算例 R-01剪力墻底層底截面屈服仍很嚴重,曲率延性系數(shù)達到了31,第3層屈服程度較輕,曲率延性系數(shù)為1.5,其他層剪力墻未屈服;算例R-02剪力墻第1、3和4層發(fā)生彎曲屈服,曲率屈服系數(shù)分別為2.8、4.8和12.1,說明底部計算彎矩放大后可能導致破壞部位轉(zhuǎn)移到非加強部位,不利于針對性的采取嚴格的延性構(gòu)造措施。算例 R-03剪力墻底部加強部位即第1、2層發(fā)生彎曲屈服,屈服系數(shù)分別為24.1和3.0,底層剪力墻承載力下降到極限承載力的75%,具有較為穩(wěn)定的豎向承載力(圖15(a)所示),其他部位未發(fā)生彎曲屈服,相比原01規(guī)范措施的控制效果有了明顯的改善,但底部延性需求仍較大;算例R-04剪力墻第1、2層屈服系數(shù)分別為11.2和26.5,說明1層加強較多后2層屈服程度顯著加重,曲率延性需求過大;算例R-05剪力墻第1、2層屈服系數(shù)分別為14.5和9.8,極限承載力未下降,具有穩(wěn)定的豎向承載力(圖15(b)所示)。總體來說,R-03和R-05是比較符合將剪力墻彎曲破壞較為均勻的控制在底部加強區(qū)范圍內(nèi)的改進措施,2010版新抗震規(guī)范即采納了R-03的改進措施(圖13所示),盡管底部截面彎曲曲率仍較大,但考慮到剪力墻結(jié)構(gòu)實際土-結(jié)構(gòu)動力相互作用效應(yīng)將降低底層剪力墻構(gòu)件的地震反應(yīng),R-03的措施在實際情況中也可能取得較好的效果,可以肯定的是R-03的改進措施比01抗震規(guī)范采取的抗彎能力措施更為有效;從該文算例計算結(jié)果來看R-05改進措施是符合能力設(shè)計要求的最有效措施,究竟哪種抗彎能力改進措施更為有效有待進一步的土-結(jié)構(gòu)動力相互作用分析及結(jié)構(gòu)模型試驗研究驗證。

表6 剪力墻抗彎承載力調(diào)整方案

圖14 各改進措施算例剪力墻彎矩曲率滯回曲線(Q1)

圖15 改進措施剪力墻軸力時程曲線

以R-05為例,圖16和圖17分別給出采取規(guī)范抗剪能力措施和該文建議的改進措施時剪力墻剪切變形滯回曲線?？梢?采用規(guī)范剪力墻抗剪能力調(diào)整措施時,在第3、4層將出現(xiàn)剪切失效;而采用該文提出的抗剪能力調(diào)整措施,各層都未出現(xiàn)剪切失效。

圖16 算例R-05采取規(guī)范抗剪能力調(diào)整措施時Q1在大震下的剪切變形滯回曲線

圖17 算例R-05采取提出的改進抗剪能力調(diào)整措施時Q1在大震下的剪切變形滯回曲線

5 結(jié)語

該文指出中國2001版抗震規(guī)范的剪力墻能力設(shè)計措施存在的問題,通過精細有限元動力時程算例分析,校驗了中國規(guī)范剪力墻能力調(diào)整措施控制其預(yù)期破壞模式的有效性;提出了改進措施,并進行了算例驗證,得到的主要結(jié)論有:

1)中國2001版抗震規(guī)范采用的剪力墻抗震能力設(shè)計措施理論上存在不足,亟需改進。在剛性地基假定下的算例分析表明,剪力墻底截面彎曲延性需求過大、豎向承載力喪失,而底部延性加強區(qū)其他部位不屈服,未充分發(fā)揮底部延性加強區(qū)塑性耗能的目的;現(xiàn)行規(guī)范采用的抗剪能力措施不能避免底部加強區(qū)以上剪力墻樓層剪切失效。

2)對剪力墻抗彎能力設(shè)計改進措施的算例對比分析表明,對剪力墻底部加強部位以上進行抗彎能力增大調(diào)整、底部加強區(qū)除底截面外不進行調(diào)整,可引導剪力墻彎曲屈服較為均勻的出現(xiàn)在底部延性加強區(qū)內(nèi),2010版抗震規(guī)范采用的改進措施相比目前國外各國抗震規(guī)范更為合理。

3)提出了剪力墻抗剪能力設(shè)計改進措施,即對剪力墻加強部位設(shè)計剪力乘以增大系數(shù)1.6(不區(qū)分抗震等級),加強部位以上樓層設(shè)計剪力取直線變化,結(jié)構(gòu)頂層取計算剪力值,設(shè)計剪力計算出的抗剪鋼筋與規(guī)范規(guī)定的構(gòu)造配筋取大值,通過算例分析表明其可有效避免剪力墻底部加強區(qū)以上樓層強震中出現(xiàn)剪切失效。

4)剪力墻屈服后結(jié)構(gòu)周期變大較多,按彈性反應(yīng)譜雙頻段選波法選出的實際地震波比擬合規(guī)范反應(yīng)譜的人工波大震計算結(jié)果小很多,結(jié)構(gòu)強震非線性動力時程分析時選波原則和方法需進一步開展研究。

5)該文針對剪力墻抗震能力設(shè)計措施開展了一些初步研究,提出的改進措施在理論上更為合理,但其有效性還有待進一步深入的土-結(jié)構(gòu)動力相互作用分析及結(jié)構(gòu)模型試驗研究進行驗證。

[1]鮑雷?T,普里斯特利M?J?N.鋼筋混凝土和砌體結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2002.

[2]葉列平,曲哲,陸新征,等.提高建筑結(jié)構(gòu)抗地震倒塌能力的設(shè)計思想與方法[J].建筑結(jié)構(gòu)學報,2008,29(4):42-50.YELIE-PING,QU ZHE,LU XIN-ZHENG,et al.CollapsEprevention of building structures:a lesson from thEWenchuan earthquake[J].Journal of Building Structures,2008,29(4):42-50.

[3]GB 50011-2001建筑抗震設(shè)計規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2001.

[4]王亞勇.汶川地震建筑震害啟示——三水準設(shè)防和抗震設(shè)計基本要求[J].建筑結(jié)構(gòu)學報,2008,29(4):26-33.WANG YA-YONG.Lessons learnt from building damages in thEWenchuan earthquake:threeearthquakEperformancEobjectives and basic requirements for seismic design of buildings[J].Journal of Building Structures,2008,29(4):26-33.

[5]謝禮立.汶川地震的教訓[J].南京工業(yè)大學學報:自然科學版,2009,31(1):1-8.XIELI-LI.Lessons learnt from Wenchuan earthquake[J].Journal of Nanjing University of Technology:Natural SciencEEdition,2009,31(1):1-8.

[6]韓軍,李英民,姬淑艷.RC框架結(jié)構(gòu)合理破壞機制的實現(xiàn)[J].哈爾濱工業(yè)大學學報,2010.42(12):1559-1565.HAN JUN,LI YING-MIN,JI SHU-YAN.Realization of rational failuremechanism for thERCframEstructure[J].Journal of Harbin InstitutEof Technology,2010.42(12):1559-1565.

[7]林旭川,潘鵬,葉列平,等.汶川地震中典型 RC框架結(jié)構(gòu)的震害仿真與分析[J].土木工程學報,2009,42(5):13-20.LIN XU-CHUAN,PAN PENG,YELIE-PING,et al.Analysis of thEdamagemechanism of a typical RC framEin Wenchuan Earthquake[J].China Civil Engineering Journal,2009,42(5):13-20.

[8]單慧敏,戴君武,王艷茹.現(xiàn)澆樓板對鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)破壞模式影響淺析[J].土木工程學報,2010,43(S1):169-172.SHAN HUI-MIN,DAI JUN-WU,WANG YAN-RU.Effects of casting slabs on thEfailuremodEof RC framEstructure[J].China Civil Engineering Journal,2010,43(S1):169-172.

[9]韋鋒,陳文科,傅劍平,等.8度區(qū)框-剪結(jié)構(gòu)中框架在罕遇地震下的反應(yīng)性態(tài)[J].土木建筑與環(huán)境工程.2009,31(6):60-65.WEI FENG,CHEN WEN-KE,FU JIAN-PING,et al.Seismic behaviors of f rames in frame-wall structures under rarEearthquakes on thEzonEof fortification intensity 8 in China[J].Journal of Civil Architectural&Environmental Engineering,2009,31(6):60-65.

[10]季靜,韓小雷,鄭宜,等.基于能力設(shè)計原理的雙肢剪力墻極限承載力研究[J].地震工程與工程振動,2006,26(4):114-120.JI JING,HAN XIAO-LEI,ZHENG YI,et al.Analysis of ultimatebearing capacity of coupled shear walls based on philosophy of capacity design[J].EarthquakEEngineering and Engineering Vibration,2006,26(4):114-120.

[11]胡慶昌.鋼筋混凝土框剪結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計若干問題的探討[J].建筑結(jié)構(gòu),2006,36(6):84-86.HU QING-CHANG.SomEproblems relating to seismic design of RC frame-wall structure[J].Building Structure,2006,36(6):84-86.

[12]SULLIVAN,TIMOTHY J.Capacity design considerations for RC frame-wall structures[J].EarthquakEand Structures,2010,1(4):391-410.

[13]BOIVIN Y,PAULTREP.Seismic performancEof a 12-storey ductilEconcreteshear wall system designed according to thEnew Canadian building design codes[C]//Proceedings,Annual Conference-Canadian Society for Civil Engineering,JunE10,2008,Quebec City,Canada.

[14]ACI 318-05 Building CodERequirements for Structural Concrete[S].American ConcretEInstitute,2005.

[15]NZS3101 New Zealand Standard CodEof PracticEfor thEDesign of ConcretEStructures[S].Standard Association of New Zealand,1995.

[16]Eurocode8:Design of Structures for EarthquakEResistance[S].European Committeefor Standardization,2003.

[17]FABIO F TAUCER,ENRICO SPACONE,FILIPC FILIPPOU.A Fiber Beam-Column Element for Seismic ResponsEAnalysis of Reinforced ConcretEStructures[R].Berkeley:UCB/EERC-91/17,1991.

[18]MAZZONI SILVIA,MCKENNA F,SCOTTm H,et al.OpenSees Usersmanual[R].Berkeley:PEER,University of California at Berkeley,2006.

[19]YIHAI BAO,SASHI kKUNNATHA.Simplified progressivEcollapsEsimulation of RC frame-wall structures[J].Engineering Structures,2010,32:3153-3162.

[20]呂西林,盧文生.纖維墻元模型在剪力墻結(jié)構(gòu)非線性分析中的應(yīng)用[J].力學季刊,2005,26(1):72-80.LvXI-LIN,LU WEN-SHENG.Application of fiber wall elementmodel in nonlinear analysis of shear wall structures[J].ChinesEQuarterly ofmechanics,2005,26(1):72-80.

[21]臧登科.纖維模型中考慮剪切效應(yīng)的RC結(jié)構(gòu)非線性特征研究[D].重慶:重慶大學,2008.

[22]葉列平,孫玉平.日本鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的大震設(shè)計方法介紹[J].建筑結(jié)構(gòu),2009,40(6):114-118.YELIE-PING,SUN YU-PING.Introduction of designmethod for RC structures under severEearthquakEin Japan[J].Building Structure,2009,40(6):114-118.

[23]韓軍.建筑結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)地震反應(yīng)分析及抗扭設(shè)計方法研究[D].重慶:重慶大學,2009.