（工程力学专业论文）钢筋混凝土宽梁与薄墙肢偏心节点的试验研究.pdf

中文摘要 摘要 框架剪力墙结构体系和薄壁异型柱结构体系在多高层建筑结构中得到了广泛的 应用。但是迄今为止，相关研究主要集中在薄壁异型柱或剪力墙本身的受力性能和 计算分析方法上，而对宽粱和薄壁墙肢节点的研究则相对很少。目前宽梁与薄墙肢 节点的研究成果还不能满足实际需要。 本文在师兄李平昌研究的基础上，又进行了三个近似足尺的宽梁与薄墙肢偏心 节点构件的试验。试验结果较清楚地揭示了节点的受力变形规律和节点破坏的形态 及内在机理。试验结果表明： 如果仅满足规范规定的直线锚固长度，而对宽梁纵筋不采取直角弯折的锚固 措施且宽梁位于剪力墙以内箍筋的配箍率过低，节点的承载能力和变形能力是不够 的。 对宽梁纵向钢筋采取直角弯折的锚固措施和加大宽梁位于剪力墙以内箍筋的 配箍率都可以起到改善节点受力和延性的作用。但是从减少宽梁凸出于剪力墙侧面 的斜裂缝的发展和提高锚固刚度的角度出发，对宽梁纵向钢筋采取直角弯折的锚固 措旌更有效。 在纵筋采取了直角弯折的宽梁一薄墙肢弯锚型偏心节点中存在两种传力机 制。一种是类似于空间桁架模型的传力机制：另一种是通过纵筋弯弧和竖直段下的 混凝土的挤压力来传力。在设计时可考虑两者大约各占5 0 。 对于弯锚型偏心节点，在确定宽梁纵筋水平直段的最小锚固长度时，应在 0 4 k 的基础上再附加一个宽梁凸出于剪力墙的宽度。 关键词：宽梁与薄墙肢偏心节点，锚固，剪力墙 英文摘要 a b s t r a c t f r a m ea n ds h e a rw a l ls t r u c t u r e sa r ev e r yp o p u l a ri nm u l t i s t o r yb u i l d i n g s t ot h e p r e s e n t , h o w e v e r , m o s tr e s e a r c ha b o u tt h es h i n w a l l e da n ds p e c i a ls h a p e dc o l u m no r s h e a rw a l li sf o c u so nt h em e m b e r sm e c h a n i s ma n da n a l y s i sm e t h o & a n dt h em s e a r c ho n b e a m - w i d e r - t h a n - w a l lj o i n ti sf e wa n dc a nn o ts a t i s f yt h ea p p l i c a t i o nr e q u i r e m e n t b a s e d0 1 1t h ea n a l y s i so f m yc l a s s m a t el ip i n g c h a n g , t h r e es p e c i m e na r ed e s i g n e dt o t e s tt h eb e a m - w i d e r - t h a n w a l le c c e n t r i c j o i n t b e h a v i o r t h es t r e s s d i s t r i b u t i o n , d e f o r m a t i o n ，f a i l u r em o d e la n dm e c h a n i s ma r ed e s c r i b e dc l e a r l yi nt h et e s tr e s u l t t h e f o l l o w i n gc o n c l u s i o n sc a r lb em a d ef r o mt h et e s t o i t i s n o te n o u g h f o r t h e j o i n t s l o a d - b e a t i n gc a p a c i t y a n dd e f o r m e dc a p a c i t y i f o n y s t r a i g h t - l m ea n c h o r i n gl e n g t h w h i c hs t a n d a r dd e f i n e si sm e t ，b u tt h er i g h t a n t e d a n c h o r i n gm e t h o di sn o ta d o p t e da n dt h er a t eo f s t i r r u pi st o ol o w t w ow a y sc a ni m p r o v et h ej o i n t sb e a r i n gc a p a c i t ya n dd u c t i l i t y o n ei st h a tt h e r i g h t - a n g l e da n c h o r i n gm e t h o di sm o p t e d t h eo t h e ri st h a tt h er a t eo fs t i r r u pi nt h eb e a m i so v e r s i z e d b u tc o n s i d e r i n gt h ei m p r o v e m e n to fa n c h o r i n gs t i f f n e s sa n dt h ed e c r e a s eo f c r a c ko nt h ef l a n k ，t h ef o l i n e ri sm o r ee f f e c t i v e ( 9 t h e r ea r et w om e c h a n i s mi nt h eb e a m - w i d e r - t h a n w a l le c c c n 订i ci o i n ti nw h i c ht h e r i g h t - a n g l e da n c h o r i n gm e t h o di sa d o p t e d o n ei sas p a t i a l - t r u s sm e c h a n i s m t h eo t h e ri s ak i n do fe x t r u s i o np r e s s u r ef o r m e db yt h ec o n c r e t eu n d e rt h el o n g i t u d i n a lb a r sh o o ka n d v e r t i c a ls e c t o r a n d 血e i rp r o p o r t i o ni sb a s i c a l l ye q u a li nt h ee n g i n e e r i n gd e s i g n i nt h eb e n d i n g a n c h o r i n ge c c e n t r i cj o i n t ，t h eb e a m - w i d e r - t h a n - w a l lw i d t h s i l o u l db ea d d e dt o0 4 么w h e nw ec o n s i d e rt h em i n i m u ma n c h o r i n gl e n g t ho f l o n g i t u d i n a lb a r sh o r i z o n t a ls e c t o r k e yw o r d s ：b e a m - w i d e r - t h a n w a l le c c e n 缸c j o i 咄a n c h o r i n g ，s h e a rw a l l l i d l 绪论 1 绪论 1 1 课题的学术和实用意义 在框架一剪力墙体系和大开问薄壁异形柱框架体系中，当梁的跨度较大时，由 于建筑需要或为了梁中纵筋布置方便，有时需要采用比薄壁墙肢宽的梁，形成如图 1 1 所示的宽梁与薄墙肢节点。对于此类宽梁与薄墙肢节点，尤其是对宽梁轴线和薄 墙肢轴线不重合的偏心节点的设计计算及构造问题，无论国内外均没有做过详细和 系统的研究，我国现行规范或规程也没有给出明确的规定。实际工程中，处理这类 节点普遍存在两种情况，其一是将节点设计得很保守，将宽梁一直延伸并锚固到薄 墙肢末端，如图1 1 中虚线所示，这样一来在提高工程造价同时也可篚妨碍了建筑 和其它功能要求；另一种则是在未弄清楚节点的详细传力机制的情况下就盲目冒进， 结果带来可能的结构隐患。因此，对于这类构件的系统的试验研究就具有较强的学 术和实用意义。 离磕利 图1 1 宽梁与薄墙肢节点 f i g1 【b e a m w i d e r - t b a a w a i t j o i n t 1 2 研究历史和现状 框架一剪力墙结构体系应用已经比较久，其理论也相对较为成熟。薄壁异形柱 框架结构作为一种新的结构形式，也开始较为广泛地应用于现代住宅和办公建筑中。 国内外对薄壁异形柱的受力性能和设计方法已进行了不少研究，取得了可喜的成绩。 国内方面，华南理工大学的卫圆、冯建平等在八十年代末对l 形和t 形薄壁柱 的正截面和斜截面的受力性能、抗震性能和设计方法作了一系列的研究，其中包括 部分简单的节点研究。其成果主要反跌在广东省地方标准钢筋混凝土异形柱设计 规程 2 仲。天津大学的康谷贻、徐向东，以及哈尔滨建筑大学的曹万林等在九十 年代初对薄壁柱的基本性能( 抗压、偏心抗压、抗剪等) 及抗震性能进行了较为详 细的研究，其成果反映在天津市地方规程 3 中。曹万林等研究的节能薄壁柱一框架体 系，还被列入国家重大科技产业工程“2 0 0 0 年小康型城乡住宅科技产业工程”中。 重庆大学硕士学位论文 国外方面，m a l i i k 叫u r a l p ，m a h a d e v a p p a ，y a h c y ，c h a r t s l ，s o a k w ，c h e n g - t z u ， t h o m a sh s u 等对薄壁柱( 十字形、t 字形、l 形等) 进行了试验研究和计算分析， 得出了一些薄壁异形柱的基本力学性能。 但是迄今为止，人们在研究薄壁异形柱或框架剪力墙结构时，主要集中在研究 薄壁异形柱或剪力墙本身的受力性能和计算分析方法上，而对宽梁和薄壁墙肢相交 节点的研究则相对很少。华南理工大学建筑工程系冯建平、吴修文在参考文献e 4 中仅对t 形截面柱框架边节点作了研究，其成果也在广东省地方标准钢筋混凝土 异形柱设计规程 2 】中有所反映。后来，吴修文又在参考文献 5 中对t 形截面 柱的框架顶层边节点进行了试验研究。而对一般的剪力墙肢或一字型薄壁柱与宽梁 的相交节点的研究，国内还少有报道。在我国的有关规范中对此结构部件的设计方 法也未涉及。 铷 1 0 f 掣 w ! - l 一2 1 i 丽 f 州f c 8 1 0 0 图1 2 试件j - b 的尺寸及配筋详图( 单位m m ) f i g1 2 d i m e n s i o nc h a r a c t e r i s t i c sa n dr e i n f o r c e m e n td e t a i l i n go fj - b 1 绪论 为此我校上一届研究生李平昌 i 3 1 针对两个不同偏心的宽梁薄墙肢节点进行 了探索性的试验研究。两个构件的尺寸和配筋情况相同，宽梁纵筋都是直接锚入剪 力墙，没有采取直角弯折，都属于直锚型节点，不一样的只是宽梁与剪力墙的对中 关系：一个是宽梁轴线与薄墙肢轴线相重合的对中节点5 - a ，另个是宽粱轴线与 薄墙肢轴线不重合的偏心节点j b 。j b 试件的尺寸及配筋如图i 2 所示，材料性能 见表1 1 ，1 2 。 表1 ij - b 钢筋种类及材料性能 t a b l e3 im o n o t o n i cs t r e s sb e h a v i o ro f r e i n f o r c e m e a tf o rj - b 屈服强度 极限强度 弹性模量屈服应变 1 0 d 伸长率 钢筋类别 ( n m r a 2 )( n r a m 2 ) c n m m 2 )u ( ) 中2 0 4 1 0 9 3 76 3 11 9 1 7 3 l2 1 4 3 2 7 ( 8 5 d ) 中1 23 7 7 2 5 7 6 21 8 8 9 1 61 9 9 72 l 巾8 2 6 4 4 3 74 4 7 92 0 0 4 8 51 3 1 93 0 表1 2j - b 混凝土试块强度值( 单位n r a m 2 ) 龄期 。 c t j b4 5 天2 8 0 1 52 1 2 9 l 2 3 9 8 通过试验观察到如下现象：宽梁上部纵向钢筋如果仅仅满足规范规定的直锚长 度，试验结果j 瞌虽然达到了计算极限荷载，但是节点的裂缝损伤严重，缺乏良好 的屈服后变形能力，而j _ b 则没有达到设计承载力；相对而言，偏心节点的纵筋的 粘结滑移也更明显。通过对试验结果的进一步分析，李平昌提出了如图l _ 3 所示的 直锚型节点的受力模型：在宽粱凸出于墙的部分产生的斜裂缝实际上形成了较多的 混凝土斜压杆，如图1 3 中的空心箭头表示混凝土斜压杆的压力。在宽梁的上表面， 混凝土斜压杆压力的x 方向分量提供了纵筋的部分锚固粘接力，而斜压杆压力在z 方向的分量则需要宽粱箍筋的水平肢来平衡。同样，在宽梁的侧面，混凝土斜压杆 压力的x 分量提供了纵筋的另一部分锚固粘接力，而斜压杆压力在y 方向的分量需 要宽梁箍筋的竖直肢来平衡。 重庆大学硕士学位论文 图1 3 节点区纵筋锚固传力示意图 f i g1 3f o r c e t r a n s f e r m e c h a n i s mo f l o n g i t u d i n a l b a r i n t h e j o i n t 1 3 本文的研究目的和内容 根据图l _ 3 的传力模型，李平昌认为改善节点受力情况的关键是加密节点区 梁上的箍筋，从而将纵筋的拉力转递到墙肢上。另外，他提出如果将宽粱的上部纵 向钢筋在节点中向下弯折，如图1 3 的粗虚线所示，或许对改善节点受力有利。 那么李平昌提出的这个传力模型是否的确有效? 究竟怎样才能改善偏心构件的 受力状态和延性? 是采取加密宽梁位于剪力墙内的箍筋还是采取改变宽梁中纵筋的 锚固措施? 或者两种方法同时采用? 哪种方法更有效? 不同的方法又导致节点区的 混凝土受力状态有什么改变? 为了解决以上的这些问题，本次试验一共进行了三个宽梁与薄墙肢偏心节点构 件的抗震性能实验。分别编号为p j 一1 、p j - 2 、p j - 3 。为了便于对试验结果进行对比， 三个构件的几何尺寸完全相同，并且与李平昌试验中的偏心构件j b 相同，但配筋 各有不同。p j l 与j b 相比不仅宽梁在剪力墙内部分的箍筋配筋率加大，而且宽粱 纵筋采用了9 0 度弯折的锚固措施：p j - 2 与j b 相比仅仅是宽梁纵筋采用了9 0 度弯 折的锚固措施；p j - 3 与j - b 相比仅仅是宽梁在剪力墙内部分的箍筋配筋率加大。 本文拟通过分别对这三个构件进行试验研究和分析，观测偏心节点的裂缝开展 4 1 绪论 过程、变形性能和破坏形态，并探讨节点区箍筋配筋率及梁中纵筋的锚固方式对偏 心节点的受力机理、传力模型、破坏形态的影响，并为后面的理论研究工作提供试 验基础。 2 试验方案 2 试验方案 2 1 试件的选择 2 。l 。l 试件的几何尺寸 为了研究宽梁与薄墙肢节点的受力机理及破坏形态，本次试验共三个 试件，每个试件的几何尺寸、外形均如图2 ，l 所示。梁端集中力距离剪力 墙边缘i 2 m ，因为集中力实际是分布在一定的面积内，所以梁端头比加载 的集中力中心位置还要伸出0 1 5 m 以便加载。地粱的作用是为了固定剪力 墙。 1 2 ( d1 2 0 01 叩 i 】, 5 0 卜1 图2 1 试件p j 一1 、2 、3 的几何尺寸图( 单位m i l l ) f i 9 2 1 d i m e n s i o nc h a r a c t e r i s t i c so f p r l 、2 、3 ( r a m 、 3 0 0 虹口 2 - 2 2 1 2 试件的配筋 试件的配筋设计是在参考了李平昌的j b 构件的配筋设计，并根据我 国混凝土结构设计规范g b 5 0 0 1 0 - 2 0 0 2 以及建筑抗震设计规范 g b 5 0 0 1 1 2 0 0 1 中的有关条文，同时考虑到实验室的实验条件的情况下完成 的。 三个试件的配筋详见图2 2 、图2 3 、图2 4 所示。 各试件的配筋情况详见表2 1 。 重庆大学硕士学位论文 图2 2p j 1 试件的配筋图 f i g2 2 r e i n f o r c e m e n td e t a i l i n go fp j 一1 nnjonnfrnn 2 试验方案 图2 3p j 一2 试件配筋图 f i g2 3 r e i n f o r c e m e n td e t a i l i n go fp j 一2 9 重盎奎竺堡主兰竺堡苎 卜塑一 图2 4p 3 试件配筋图 f i 9 2 4 r e i n f o r c e m e n td e t a i l i n go fp j - 3 表2 1p j 1 、p j 2 、p j 一3 宽梁的配筋表 t a b l e2 1r r i n f o r c e m e n td e t a i l i n go fb e a m 宽梁在剪力墙边缘 试件名称梁上部纵筋粱下部纵筋 以内的箍筋 4 2 0 ( 末端有9 0 04 0 1 2 ( 末端有9 0 0 p j - 】 中1 0 1 0 0 弯折的锚固措施)弯折的锚固措施) 4 。2 0 ( 末端有9 0 0 4 01 2 ( 末端有9 0 0 p j 2审8 国1 0 0 弯折的锚固措拖)弯折的锚固措施) p j 一34 02 04 中1 2 中1 0 1 0 0 1 0 2 试验方案 2 1 3 试件的材料性能 钢筋： p 3 r 一1 ，p j 一2 ，p j 一3 的钢筋种类及材料性能如表2 2 所示。由于p j 一2 和p j 3 是同时下料的，所以钢筋材性是相同的。 表2 2 钢筋种类及材料性能 t a b l e2 2m o n o t o n i cs t r e s sb e h a v i o ro fr e i n f o r c e m e n t 屈服强度 极限强度 弹性模量屈服应变 钢筋类别 ( n m m 2 )( n r n m ) ( n m m ) u o2 0 3 6 0 2 95 4 4 6 6i9 9 5 9 7 0 31 8 0 5 o1 2 3 8 6 2 85 1 5 7 01 8 0 2 1 9 5 02 1 4 3 p j 1 士1 02 9 74 0 8 0 81 7 7 i1 3 8 5 5i7 3 5 由8 2 3 2 1 2 、4 5 9 7 9 2 2 6 8 9 8 8 41 0 2 3 中2 0 3 6 1 5 95 5 9 7 5i9 0 1 6 8 2 51 9 0 1 p j 2o1 23 4 3 3 35 3 7 1 518 3 8 3 9 2 71 8 6 8 p j 3击1 02 9 74 0 8 0 81 7 7 1 1 3 8 5 51 7 3 5 巾82 6 8 2 44 5 1 3 318 2 9 6 3 2 81 4 6 6 混凝土： p j l ，p j 2 ，p j 一3 各组混凝土试块的强度值如表2 3 所示。每个试件制作 了九个混凝土立方体试块，三个为一组，第三组的值就是试验当天的强度 值。其中p j - 2 ，p j 3 实际上是同时浇注的。 表2 3 各组混凝土试块强度值( 单位n r a m ：) t a b t e 2 3 e x p e r i m e n t a lc o n c i e t ei n t e n s i t y ( n m m 2 ) 混凝土试 p j ip j 2 f j 一3 块强度值 龄期1 9 天1 2 天1 9 天 f c 。 3 3 3 84 3 3 74 6 3 6 f c2 5 3 73 2 9 63 5 2 3 2 7 03 2 i 3 3 6 如 注：1 ) 试件的混凝土立方强度采用三个t 5 0 r a m 1 5 0 r a m x1 5 0 r a m 试 块的抗压强度平均值求得： 2 ) 棱柱体轴心抗压强度正= 0 7 6 厶，轴心抗拉强度= 0 2 6 f 三 3 。 重庆大学硕士学位论文 2 2 试验加载方案 2 2 1 试验的加载装置 因为本实验的主要研究对象为宽梁与薄墙肢的节点，所以尽量保证宽 粱与剪力墙连接的节点区的受力符合实际情况，让远离节点区的部位也与 实际的受力差别不大。结合重庆大学土木工程学院大型结构实验室现有的 实验条件和试验设备，采用的试验装置如图2 5 所示。剪力墙下部的地梁 的两个端头用钢压梁压在地面上。剪力墙上部用1 0 0 0 于牛螺旋于斤顶施 加0 1 轴压比的竖向荷载，千斤顶下面设有高度为3 5 0 m m 的较大刚度的工 字钢梁，使竖向荷载均匀地分配到剪力墙的上端。粱端用2 5 0 千牛的座动 器施加低周反复荷载，其距离剪力墙的边缘距离为1 2 m 。在宽度方向上， 由于是宽粱与薄墙肢的偏心节点，所以粱端的集中力不在剪力墙的中心乎 面上，具有偏心，因此剪力墙还受到了扭矩作用，实际梁端的集中力作用在 宽梁的中也、平面上。图2 ，6 给出了实际试验装置照片。 一 图2 5 试验加载简图 f i 9 2 ，5e x p e r i m e n t a ls e t u p 动器 在试验的过程中，所有数据均由计算机自动采集，现场监控仪器有： ( 1 ) 日本7 v 1 4 通用数据采集系统，与控制电脑接口采集数据，传给 控制电脑。 ( 2 ) y d 一8 8 便携式应变仪，与千斤顶相配，用于监测千斤顶下面的 传感器的受力，控制加载的幅值。 ( 3 ) 2 5 吨座动器，与m t s 相连接。 2 试验方案 图2 6 试验实际加载装嚣 f i g2 6p h o t o g r a p ho fe x p e r i m e n t a ls e t u p 2 2 2 试验的加载制度 图2 7 实验加载制度 首先施加竖向荷载，通过剪力墙上端的千斤顶施加轴向力到预定值， 轴向力的大小通过应变仪控制，在加载过程中保持恒定。当轴力施加至预 定轴压比之后，再由粱端座动器施加低周反复荷载。加载程序如图2 7 所 示，第一循环分别按粱端计算屈服荷载p ，t 和，”的7 5 施加：第二循环则 按粱端计算屈服荷载一”和一，：施加。粱端是否屈服是由宽梁与剪力墙交界 的控制截面中的梁受拉钢筋应变是否达到屈服应变来确定。当控制截面梁 重庆大学硕士学位论文 纵筋受拉时，梁外端的( 远离节点端) 的竖向位移即为屈服位移i a l 、- 1 a 1 。 按屈服位移控制一周后，随后的循环加载按位移加载控制，及按2 1 、 - 2 a 1 的位移量进行控制加载，在每一个位移量下循环两次，直到试件最 终承载能力下降至最大承载能力的8 5 即宣告时间时效或破坏。 2 。3 试验的量测内容及方法 2 3 1 量测的主要内容 各级荷载下的纵筋相应测点的应变值 各级荷载下的箍筋各测点的应变值 各级荷载下梁的纵向钢筋在剪力墙边缘处的滑移量 各级荷载下节点区域混凝土的应变场分布 各级荷载下的梁端竖向位移值 各级荷载下的地粱水平滑移( 监测下部的约束是否有效) 2 - 3 2 量测方法及测点布置 级筋应变片的布置 1 151 1 41 1 31 1 2l i l1 1 0 1 0 91 0 s 1 0 71 0 6 1 0 51 0 41 0 31 0 21 0 1 2 1 52 1 42 1 32 1 22 i l 2 1 0 2 0 92 0 8 2 0 72 0 6 2 0 52 0 4 2 0 32 0 2 2 0 l 。一 l _ ： 3 1 53 1 4 3 1 3 3 1 23 1 1 3 1 03 0 9 3 0 8 3 0 73 0 6 3 0 53 0 43 0 33 0 2 3 0 1 4 1 54 1 4 4 1 34 1 2 4 1 14 1 04 0 9 4 0 84 0 7 4 0 64 0 54 0 44 0 34 0 24 0 1 、宽梁 ( a ) 上部纵筋水平段应变片测点布置围 5 1 55 1 45 1 35 1 25 1 15 1 05 0 85 0 65 0 45 0 2 ( a ) 下部纵筋水平段应变片测点布置图 1 4 2 试验方案 i ( c ) 纵筋1 竖直段应变片测点布置图 ( d ) 纵筋2 竖直段应变片测点布置图 ( e ) 纵筋3 竖直段应变片测点布置图 l o o 9 9 9 8 2 0 0 1 9 9 1 9 8 ( f ) 纵筋4 竖直段应变片测点布置图 3 0 0 2 9 9 2 9 8 4 0 0 3 9 9 3 9 8 ( g ) 纵筋5 竖直段应变片测点布置图 4 9 8 4 9 9 5 0 0 ( j ) 纵筋8 竖直段应变片测点布置图 图2 8p j 1 、2 、3 试件的宽梁纵向钢筋应变片布置及编号示意图 f i 9 2 8l o n g i t u d i n a lb a r s s t r a i ns t r i p so f p j l 、2 、3 为了准确量测加载过程中，梁的纵向钢筋在节点附近区域的应力，本 次试验将纵向钢筋在节点区段沿着钢筋纵肋方向开槽( 不影响横肋) 以便 于在槽内贴应变片，槽口尺寸为宽深= 5 r a m 2 r a m 。分别将每一个构件 5 重庆大学硕士学位论文 的粱纵向钢筋从不偏一t l , 一侧到偏心一侧、从上部到下部编为第l 、2 、3 7 、 8 号钢筋：每根钢筋的水平段从端头开始( 不包括竖直的下弯段) 设有 间距为5 c m 的1 5 个钢筋应变片测点，依次为第1 、2 、3 1 4 、1 5 号测点； 而竖直段( p j 一1 ，p j 2 有竖直段，p j 3 没有竖直段) 均匀地贴三个应变片。 最后，可以用一个三位数给每一个钢筋应变片编号，第一个数为这个应变 片所在钢筋的编号，后两位数为这个应变片在对应钢筋里面的应变片测点 内部编号，例如3 0 9 应变片就表示这个应变片所在的位置是第三根钢筋的 第九个测点。考虑到具体每一根钢筋的不同，故应变片实际布置如图2 8 所示。 箍筋应变片的布置 图2 9 箍筋应变片布置图 f i g2 9 s t r a i ns t r i p sf o rb e a mh o o p 表2 4 所测量的箍筋间距和直径 t a b l e 2 4s p a c i n ga n dd i a m e t e rf o rs t i r r u p s 试件编号箍筋编号间距( m m )箍筋编号直径( m m ) 1 ，2 ，3 1 0 01 ，2 ，3 10 p j 1 4 ，5 ，61 0 04 ，5 ，68 1 ，2 ，31 0 01 ，2 ，38 p j 2 4 ，5 ，65 04 ，5 ，68 1 ，2 ，31 0 0l ，2 ，31 0 p j 3 4 ，5 ，65 04 ，5 ，68 为了准确量测加载过程中，在节点附近区域的梁箍筋的应力，每一个 构件选择部分箍筋贴应变片。因为箍筋的直径比较小，未进行开槽处理， 在经过打磨后贴上应变片。在墙边缘的左右分别连续选三个箍筋贴应变 1 6 2 试验方案 片，箍筋间距和直径如表2 4 所示，按从墙内到梁端的方向给这六个箍筋 依次编为第l 、2 、3 5 、6 号箍筋。箍筋应变片编号也由一个三位数组成， 第一直数为箍筋的编号，第二位数为0 ，第三位为该箍筋应变片在此箍筋 中的内部编号。例如1 0 8 就是指1 号箍筋的第8 号应变片。箍筋具体编号 如图2 9 所示。 百分表的布置 为了了解在整个加载过程中，宽梁的上部纵肉钢筋粘结滑移的变化情 况，上下分别选择两根纵筋，在剪力墙边缘外侧约3 0 m r n 处梁上各垂直焊 一根短钢筋，并在纵筋的混凝土保护层上预留空洞，再在这些短钢筋上粘 贴小的玻璃块，然后通过固定在剪力墙的预埋小铁块上的百分表量测纵筋 相对预埋小铁块所在位置的相对位移。宽粱纵向钢筋的滑移测量示意图如 图2 1 0 所示。按照前面所述的钢筋编号，量测的是2 、4 和6 、8 号四根 纵向钢筋的粘结滑移。 另外，为了监测各级荷载下下部的约束是否有效，所以在地粱处布置 有一百分表用于测量地梁的水平滑移。 图2 0 粱上部纵向钢筋滑移的测量示意闰 f i g2 10s l i pm e a s u r ei n s t r u m e n tf o rt o pm a i nb a ro fb e a m 位移计的布置 试验加载过程中，在宽梁的端部下方设一位移计，量测整个过程梁端 位移的变化情况。位移计的轴线和施加梁端集中力的油压千斤顶的轴线重 合，其装置如图2 1 1 所示。 混凝土应变片的布置 为了观测节点在弹性阶段的受力变形和一定程度上了解节点进入塑性阶 段的混凝土受力变形，查看试验加载过程中节点区的混凝土应变场的分 重庆大学硕士学位论文 布，在节点区混凝土表层贴了一定数量的混凝土应变片。如图2 22 所示， 混凝土应变片分别对称贴于剪力墙偏心一侧和不偏心一侧的宽梁的上下 方位置。 ( a ) 不偏心一侧：( b ) 偏心一侧 图2 1 】混凝土应变片和位移计布置图 f i g2 11b e a md e f l e c t i o ni n s t r u m e n t a t i o na n d j o i n ta sl o c a t i o no fs t r a i ng a u g ef o rc o n c t e t c 应变片 3 1p j - 1 的实验结果及分析 3 试验结果及分析 3 1 p j - 1 的试验结果及分析 3 ，1 1 试件的特点 1 宽梁的抗弯极限承载力计算 计算根据平截面假定并取材料的实测强度。详细计算过程见附录一。 p 。= 1 2 0 4 8k n( 集中力p 。的方向为竖直向下) 见：= - 4 7 5 9k i n ( 集中力a ：的方向为竖直向上) 2 宽梁的抗弯屈服承载力计算 宽梁的抗弯屈服承载力是计算受拉纵筋刚好屈服时的梁端集中力。计算根据平 截面假定并取材料的实测强度。详细量卜算过程见附录二。 p 。：= 1 1 7 5 2k n( p ，i 是指当宽梁内上部纵筋在宽梁与剪力墙相交截面处刚好屈 服时的梁端集中力。此时的集中力方向为竖直向下) p 。= - - 4 4 9 0k n ( p y ：是指当宽梁内下部纵筋在宽粱与剪力墙相交截面处刚好屈 服时的梁端集中力。此时的集中力方向为竖直向上) 3 宽梁的抗剪承载力计算： 宽梁所配的抗剪箍筋为中8 1 0 0 五2 景2 等= 3 3 取盖= 3 ，则宽粱的斜截面受剪承载力为j 吒= 羔f 。b h o “o 厶争 ：竺2 7 x 3 0 0 x 3 6 5 + t 0 ) ( 2 3 21 2 塑3 6 5 3 + 1 1 0 0 = 2 1 4 9 2 k n 了h w = 而3 6 5 4 属厚腹梁，所以k o 2 5 , 8 , f , b h o = o 2 5 x 1 o x 2 5 3 7 3 0 0 3 6 5 = 6 9 4 5 0 k n符合要求 氏一2 0 2 4 孟剐_ 2 4 荔剐 2 8 凡= 面瓦1 0 百1 丽= 0 3 4 丹m 符合要求 宽梁的抗剪承载力是高于抗弯承载力的 4 剪力墙的配筋特征值 重庆大学硕士学位论文 剪力墙竖向和水平分布钢筋均为由1 0 2 0 0 ，配筋率尸0 = o 5 2 3 。试件采用 的中1 0 有较大的趁堡，屈服强度取实验实测值工= 2 9 7k n m m 2 。 3 1 2 试验现象描述 为描述方便约定：粱端受向下4 的力时荷载为+ ，粱上受向上f 的力时荷载为 一6 1 宽梁两侧裂缝的发展 当p j 1 的梁端荷载达到3 0 k n 时，宽梁上部产生裂缝，即图3 1 中偏心一侧的 裂缝1 以及图3 - 2 中不偏心一侧的裂缝2 、3 、4 、5 。 荷载为2 0 k n 时，偏心一侧下部产生第一条裂缝6 ，并在随后的加载过程中与 上部裂缝1 贯通。如图3 1 所示。同时不偏心一侧下部也产生了第一条裂缝7 并与 上部恰好在节点边缘处的裂缝3 贯通，如图3 2 所示。 图3 1 梁上荷载为- 2 0 k n 时偏心一侧的裂缝开展图 f i 酗1 l o c a lc r a c kp h o t o g r a p ha t - 2 0 k n 2 0 3 1p j - 1 的实验结果及分析 图3 2 粱上荷载为- 2 0 k n 时不偏心一侧的裂缝开展图 f i 9 3 2 l o c a lc r a c kp h o t o g r a p ha t - 2 0 k n 荷载为+ 1 1 5 k n 时，宽梁上部纵筋屈服。荷载为- - 4 0 k n 时，宽梁下部纵筋屈服， 此时梁两侧的裂缝分别如图3 3 和图3 4 所示。到此为止，梁上的裂缝多为弯曲裂缝， 没有粘结滑移的裂缝，裂缝的最大宽度不到l m m 。但裂缝有开始斜向发展的趋势。 偏心一侧裂缝较不偏心一侧裂缝发育充分，但偏心一侧裂缝比较直，不偏心一侧裂 缝比较而言更向节点倾斜。 图3 3 荷载为- 4 0 k n 时偏心一侧的裂缝开展图 f i 9 3 3 l o c a lc r a c k p h o t o g r a p ha t - 4 0 k n 重庆大学硕士学位论文 图3 4 荷载为- 4 0 k n 时不偏心一侧的裂缝开展图 f i 醅4 l o c a lc r a c kp h o t o g r a p ha t 4 0 列 荷载达到3 倍屈服位移时，此时梁两侧上、下的裂缝基本已经贯通。 当荷载加到一3 倍屈服位移时，宽梁偏心一侧沿纵筋8 产生劈裂裂缝 ( a ) ，图3 5 ( b ) 所示。 ( a ) 3 1p j 一1 的实验结果及分析 ( b ) 圈3 5u = 3 时宽梁偏心一侧的细部裂缝图 f i 9 3 5l o c a lc r a c kp h o t o g r a p ha ti x = 一3 当荷载达到4 倍延性位移时，偏心一侧混凝土保护层从裂缝最宽处开始脱落以 至于纵筋8 暴露出来并且明显看出被压屈，如图3 6 ( a ) 、3 6 ( b ) 所示。 偏心一侧 混凝土块脱落 一禽 纵筋暴露出桌爿 且明显被压屈 重庆大学硕士学位论文 ( b ) 图3 6l j - - - - - 4 时宽梁偏心一侧的细部裂缝图 f i 9 3 6l o c a l c r a c kp h o t o g r a p ha tu = 4 荷载达到- 4 延性位移时。偏心一侧沿着混凝土脱落处，裂缝向上进一步张开； 不偏心一侧在梁与强交界处下方混凝土内外鼓出，如图3 7 所示，1 这可自g 是因为此 处纵筋5 被压屈以至于将混凝土向外挤面形成的。 图3 7u = 一4 时宽梁不偏心一侧的细部裂缝图 f i 邸7l o c a lc r a c kp h o t o g r a p ha th 。一4 荷载达到5 倍延性位移时，不偏心一侧纵筋5 向外鼓出处的混凝土脱落。 2 4 3 1p j - i 的实验结果及分析 到此停止加载，最终破坏时裂缝如图3 8 ( a ) 、3 8 ( b ) 所示。 ( a ) 偏心一侧 ( b ) 不偏心一侧 图3 8v = 5 时宽粱裂缝分布图 f i 9 3 8c r a c kp a t t e r n a tu = 5 2 剪力墙上裂缝的发展 荷载达到2 倍屈服位移时，不偏心一侧剪力墙上出现了一条斜向下的裂缝，如图 3 8 ( b ) 中的裂缝q 1 。 重庆大学硕士学位论文 荷载达到3 倍屈服位移时。不偏心一侧墙上又出现了一条裂缝，长约2 2 c m ，如 图3 8 ( b ) 中的裂缝q 2 。 荷载达到一3 倍屈服位移时，不偏心一侧剪力墙上形成喇叭状裂缝，但尚未造 成局部拉脱式破坏，如图3 8 ( b ) 所示：而偏心一侧剪力墙上基本没有裂缝。 s 宽梁凸出于剪力墙上侧面的裂缝发展 “宽梁凸出于剪力墙上侧面”在构件上所处的位置如图3 9 所示。 多梁夕力墙 【，!，一一，j 宽梁凸g 于墙的上侧面 图3 9 “宽粱凸出于剪力墙上侧面”位置图 f i g3 9t h el o c a t i o no f 。t h eb e a mu p s i d et h ew a l l sw i d t h ” 在宽梁凸出与剪力墙的上侧面到p j _ 1 破坏时为止没有出现沿纵筋的劈裂裂缝 如图3 1 0 所示。 图3 1 0u = 5 时宽粱凸出于剪力墙上侧面裂缝分布 f i 9 3 1 0 c r a c k p a t t e m i n t h eb e a mu p s i d e t h e w a l l s w i d t h 4 宽梁凸出于剪力墙侧面的裂缝分布 宽梁凸出于剪力墙侧面的裂缝分布如图3 8 ( a ) 中椭圆形范围内所示。从 中可以看出，这一部位的裂缝并不是很多，都集中在宽粱和剪力墙相交处，裂缝均 3 1 p j - 1 的实验结果及分析 略微向交界界面倾斜；并且侧面裂缝与上侧面裂缝贯通，最后发展至剪力墙上。但 是在宽粱的末端，也即纵筋的下弯段处，没有产生裂缝，裂缝都集中在靠近节点 1 5 0 m m 的地方，这说明p j - 1 的纵筋3 ，4 和7 ，8 的锚固很好。这一部分的受力状 态如图3 1 1 所示。 主兰兰三兰兰兰 一 = = = = = = = = = = = 二= = = = = = = = = 二= = = = 一一j 垒姜主： 图3 1 1 宽粱凸出于剪力墙侧面的混凝土受力状态 f i 9 3 11t h es t r e s ss t a t eo f t h ec o n c r e t ei nt h eb e a mo u t s i d et h ew a l l sw i d t h 3 1 3 主要量测结果 1 宽梁纵向钢筋的应变分布 宽梁达到屈服荷载之前的纵向钢筋的应变分布 宽梁l 至4 号纵向钢筋屈服前在各级荷载下的测点应变值见表3 。l ，对应的应 变曲线如图3 1 2 所示。结合图表可以看出，实际正向初始屈服荷载( 1 1 5 k n ) 与理 论计算的正向屈服荷载( 1 1 7 ，5 2 k n ) 吻合得很好。 1 ，2 号纵向钢筋的应变值大于3 ，4 号纵向钢筋的应变值，这与3 ，4 号纵向 钢筋没有受到剪力墙均匀压力约束从而向1 ，2 号纵向钢筋卸载有关。同样的原禹使 得1 ，2 号纵向钢筋的锚固状态好于3 ，4 号纵向钢筋的锚固状态。但是由于p j - 1 的纵筋采取了9 0 0 弯折的锚固措旌，加之宽梁在剪力墙内的箍筋直径加大，所以3 ， 4 号纵向钢筋并没有发生很明显的粘结滑移，这在试验现象图3 1 0 中也可以看出来。 表3 ，1 宽粱1 至4 号纵筋屈服前在各级荷载下的测点应变值( 雌) t a b l e3 1e x p e r i m e n t a ls w a i no f m a i nb a r1t o4o v e rl o a d i n gh i s t o r y ( 岫 应变片应变片 3 0 k n6 0 k n9 0 k n1 1 5 k n3 0 k n 6 0 k n9 0 k n1 1 5 k n 编号编号 9 82 2- 2 22 22 11 9 81 32 93 24 1 9 9 j 1 74 99 51 9 98 56 92 91 3 1 0 0- 2 13 71 4 32 8 i2 0 0_ 6 75 3- 2 01 8 1 0 i8 92 5 03 8 64 9 52 0 l99 32 0 53 2 0 1 0 21 2 12 7 24 3 55 9 12 0 21 3 62 9 45 2 47 8 9 2 7 1 0 31 6 33 4 35 4 37 2 72 0 3 1 2 93 5 86 4 99 1 2 1 0 41 6 7 3 8 1 6 4 69 1 02 0 4 1 7 34 3 67 3 81 0 1 0 2 0 54 3 07 0 79 3 82 0 5 1 9 24 5 57 6 09 9 5 1 0 5 8 3 11 1 3 82 0 6 3 4 36 4 39 8 11 2 7 9 1 0 62 2 74 9 3 2 0 7一1 7 72 0 76 3 l1 2 3 2 1 0 73 0 4 6 6 71 0 7 81 4 0 7 8 4 11 3 3 61 6 9 5 1 0 83 2 8 7 4 01 2 1 91 5 8 82 0 83 8 6 3 1 6 2 1 0 9 4 1 39 0 21 4 3 】2