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弯压破坏下钢筋混凝土结构墙体的弯曲机理与变形
摘 要:本文的研究目的是为了更好地了解钢筋混凝土挠曲控制墙在高压力作用下的抗震性能。对符合日本现行设计规范的典型结构墙体试件进行试验研究和分析。试件破坏形式为脆性破坏，混凝土破碎长度约为壁厚的2.5倍，远小于拉伸塑性区。提出考虑不均匀铰长的弯曲分析模型，用以评价挠曲控制墙体的结构性能。分析结果较好地模拟了试验行为，阐明了弯曲-压缩破坏机理:在中性轴深度范围内抗压强度的损失引发了侧向强度的下降，随着中性轴深度的增大，侧向强度加速下降。在此基础上，提出了以弯曲为主的墙体弯曲-压缩破坏极限变形的简化计算公式。
关键词:延性;塑性铰;钢筋混凝土墙;混凝土和砖石结构
引言
钢筋混凝土(RC)结构墙的抗震设计通常需要墙板边缘的边缘构件来保证高延性。钢筋混凝土建筑物的设计规范，例如ACI 318、Eurocode 8和Japanese code，为边界构件提供了特殊的结构细节，例如边缘构件的最小长度、宽度和高度;纵向和横向钢筋的最小尺寸和比例，以及纵向和横向钢筋的最大间距。规范的要求在防止钢筋混凝土墙挠曲控制墙由于混凝土破碎和纵向钢筋弯曲或不稳定的平面外屈曲从而经历脆性弯压破坏起到重要作用，特别是在相对较轻的横向钢筋的墙边界。在2010年观察到的莫尔,智利地震和2011克赖斯特彻奇,新西兰地震中得到的一个教训是，挠曲性能受边界构件显著影响，也可能受轻度加强的腹板细部影响。然而，评价其性能的关键参数并不明确。本研究的目的是阐明弯压破坏的机理，确定提高此类墙体弯曲变形能力的关键参数。
Paulay 和 Priestley表明,钢筋混凝土的延性设计构件可以被获取，通过一个大曲率造成的高纤维混凝土压应变的极端低中性轴深度c。Thomsen和Wallace实验验证, 使用基于位移设计的细长的墙壁有足够的横向位移的能力超过1.5%,这是一个合理的上界位移设计水平。结论包括建议采用基于中性轴深度c的延性设计，以应对0.003的极端应变，该设计在ACI 318中实施，并在ACI 318中进行了修改。Takahashi等人提出了c=t的关键参数，即中性轴深度与壁厚的比值。参数c=t与Wallace和Orakcal以及Takahashi等人试验的10多个试件的塑性漂移呈负相关。然而，该参数取决于混凝土的极限应变，即峰值后平均应变为抗压强度的80%。这一定义并不一定与本文所讨论的弯曲-压缩破坏的极限条件相同。过去的研究表明了在准确评估挠曲控制墙壁的可变形性最终曲率ϕu的重要性。
塑性铰长度lp也是获得准确侧移能力的常用参数。虽然没有达成科学共识lp与其横向位移量等结构性因素与墙长度，剪切跨度,剪跨比,厚度和轴向载荷比有关。上述科学家也认为塑性铰长度与上述参数有关。在试验观测的基础上，对塑性铰的长度进行了描述，为挠曲控制墙体
塑性铰长度的确定提供了合理的依据。
图1 NM3原件的结构详图
直到2010年，日本的钢筋混凝土结构墙体在墙板两端均要求设置边界柱，即墙端边界构件的厚度大于墙腹板的厚度，如图1所示。日本最新修订的钢筋混凝土建筑设计规范允许由于建筑设计要求而省略边界柱。因此，考虑到非弹性延性，在日本的建筑设计中必须定量评估无边界柱墙体的侧移能力。虽然在高压应力下，此类墙体存在弯曲-压缩破坏的潜在风险，但在最近的地震中观察到，现有的实验数据不足以评估无边界柱墙体的延性性能是否符合现行的日本规范。因此，Kono等在日本对此类墙体的挠曲位移能力进行了一系列的实验研究。这里报道的实验工作是作为这个国家研究项目的一部分进行的。
实验程序
对仅在墙体一侧设置边界柱的钢筋混凝土结构墙体进行了一系列室内试验。试验的目的是评估挠曲位移能力，因为没有边界柱的墙端在高强度压缩条件下容易失效，而高强度压缩是由于边界柱在另一侧屈服造成的。Takahashi等人给出了代表第一层多层墙体的10个墙体试件的循环加载试验结果，其结构细节如表1所示。
表1 实验中使用的结构参数
正如表上显而易见的,之前的报告没有提供调查所需的实验数据的影响的几个关键参数:边界元的长度,足够的约束核心混凝土的边界构件。因此，本文对SM、SC1和SC2试件进行了单调和循环加载试验以研究其影响。然而，建议进行进一步的试验来研究其他重要的参数，例如，边界构件的高厚比和约束或横向钢筋的间距，以描述由于钢筋屈曲引起的脆性行为，这是一些研究人员最近关注的重点。
这些标本是在之前研究的原型标本NM3的基础上设计的。图1为1=2.5的NM3结构图。除边界元外，NM3的所有参数均适用于本试件。目前的试样与NM3的一个重要区别是边界元的长度，在本工作中，边界元的长度大约等于中性ax的深度c，而非NM3的0.5c，如表1所示。中性轴深度由Takahashi等人提出的公式计算：
式中:Cm =在挠曲机制中轴深度范围内对混凝土施加的压力;beta;1是用来确定中性轴深度; fc0=混凝土抗压强度;N =施加轴向载荷;Ast和Asc =纵向钢筋受拉和受压的总截面积;fy为纵杆的屈服应力。Takahashi et al.(2013)的Eq.(1)基本符合Wallace(1994)的公式[Eq.]。Wallace(1994)也提出了与式(1)相对应的杠铃形墙体公式;因此，根据这两个公式可以得到这些剪力墙体的中性轴深度。
图2为本试件的边界结构及原型NM3。SM的边界元横向钢筋虽然是均匀分布的，但是SC1的边界元横向钢筋每隔两层绑缚一次，其间距为纵筋db直径的两倍(asymp;6倍)，并不影响延性，如下面的试验结果所示。SC2的体积比侧杆rho;s大约是其他两个标本的两倍。表1将主要结构特性与过去的样本进行了比较。表2和表3总结了现有样品的材料特性。
所有试件均施加恒定轴向荷载540 kN，约为边界柱抗压强度的20%。图3为SM和SC1的加载方案。控制左右垂直千斤顶施加的轴向载荷，使载荷的质心位于边界柱的中心，如图所示。对SM施加单调的侧向荷载，在没有边界柱的情况下，在墙体边缘产生压缩，保持恒定的剪切跨度，深度比A约为1.5。相比之下，SC1和SC2分别在离墙底2525和5446毫米处承受循环横向荷载，a值分别约为1.5和3.0。循环荷载由侧向位移比控制，该横向位移比定义为墙体顶部侧向位移与墙体高度hw之比，如图3所示。加载系统上附加了平面外约束的受电弓，如图所示。
单调加载下的破坏反应
通过对SM在单调荷载作用下的弯曲-压缩破坏行为的研究，总结了典型的弯曲-压缩破坏行为。图4和图5显示了施加的弯矩与横向位移比的关系以及试件的实验损伤发展情况。边界柱的拉伸纵向钢筋最初屈服于0.6%的位移。最大弯曲强度为2324 kN·m(最大平均剪应力为3.5 N=mm2asymp;0.1fc0)，在1.3%位移下。抗弯强度开始下降，然后迅速下降到超过2.2%的漂移，此时发生了弯曲压缩破坏，混凝土在底部被压碎。混凝土挤压的严重破坏在300毫米高度处被观察到,相当于2.5倍壁厚,大概是与循环加载下的试验结果一致,不仅与SC1和SC2还和NM3与其他标本相比。这种铰长度在压缩时比拉伸塑性区要短得多。图5(b)显示了在显著强度下降之前，在极端拉伸表面以2.0%位移测量的弯曲裂缝宽度。沿高度约97%的裂缝宽度在0.5lw高度范围内，这支持Thomsen和Wallace的假设。结果表明，塑性铰的长度与破坏形式及尺寸参数有关。由Takahashi等提出，在以挠曲为主的墙体弯曲压缩破坏中，墙体边界处横向配筋相对较轻的墙体，塑性铰长度为2.5t，这是因为在受压情况下，墙体截面发生了一个临界运动。即塑性铰沿墙体高度分布不均匀，说明平面截面假设不适用于此类墙体;这将在下面的分析中讨论。由此产生的跨壁非均匀塑性铰长度可能影响极限曲率的性能评价，通过以下分析得到验证。
通过沿壁高度安装的线性变量微分传感器(LVDTs)，根据读数对弯曲位移进行分解，如图6(a)所示。4个LVDTs(图中为N1-N4)位于Eq计算得到的近似理论中性轴深度。图6 (b)显示了平均曲率沿高度2.2%位移,得到
eϕci=N- 线性之间的曲率和w系列的第i个层,如图6所示;eϕti=E- 线性之间的曲率和系列的第i个层,如图6所示;eεEi、eεNi eεWi的平均株从E-线性位移数据,N-,和w系列i层除以测量长度(然而,eεE1和eεE2都来自一个共同的线性,如图6所示(a);xE xN xW是LVDT E- N- w系列的坐标。曲率分布也验证了非均匀塑性铰长度通过壁长。通过公式(2a)将弯曲漂移定义为沿壁面高度的曲率积分。图4为施加的弯矩与挠曲位移比关系，图7为中性轴深度与挠曲位移比关系，其中也绘制了Eq. (1a)的估计。两图均表明，弯曲-压缩破坏后中性轴深度增加，式(1a)可在弯曲-压缩破坏前计算中性轴深度。Thomsen和Wallace也提出了这种中性轴深度的行为，并为求极限曲率提供了一个简单的条件，如下面的分析所述。
实验参数的影响
图8显示了本研究中施加的弯矩与弯曲位移比关系，以及之前研究中NM3的弯矩与弯曲位移比关系。该图关注的是所有试件在正方向上的破坏行为，即混凝土破坏发生在没有边界柱的墙体边缘。比较的主要结果总结如下:
1. 随着边界构件长度的延长，SM(1.6%)和SC1(1.5%)的弯曲延性(前一节定义的弯曲位移的能力)与NM3(0.7%)相比，如表1所示得到了显著改善。
2. SC2(2.0%)的挠曲延性显著提高，边界构件的横向钢筋量增加，如表1所示，与SM(1.6%)和SC1(1.5%)相比。SC2的剪切扩展深度比越大，并不影响压缩时的塑性铰长度，如图9所示，主要集中在弯压缩破坏后的SC2。
3. SC1的弯曲延性(1.5%)较SM略有下降(1.6%);因此，当横向钢筋间距小于6db时，横向钢筋间距越大(表1)，对延性的影响可以忽略不计。循环加载对延性影响不显著;然而，如图3(b)所示，加载方案在每个位移水平上包含一个循环，这可能减少了循环效应。以SC1为例，在加载循环的峰值位移至2%时，边界单元底部中心记录的最大拉伸应变为5.3%，弯曲延性为1.5%(较小位移处的应变见表4)。
第一和第二项研究结果与该类型墙体的破坏机理一致，并在后面进行了讨论。在第三个结果中，第一个结果支持ACI318的要求，第二个结果表明即使在单调行为下，主要的失效机制也可以被阐明。
边界构件的单轴压缩反应
通过棱镜试验，确定了约束混凝土的合适模型，获得了SM边界元的轴压性能。图10为边界单元试件的详细情况，高度为350mm，设计时考虑了压缩时的铰链长度为300mm，附加长度为50mm。两个试件，PM和PC分别承受单调和循环轴向载荷。在SC1试验中，根据观测到的边界单元底部中心应变，对循环荷载进行位移控制，如表4所示。但是，施加的压缩应变在 3至 6个循环时为恒定的- 0.20%，因为观察到的绝对应变低于 2个循环时的0.20%，这是由于负载荷(- 2至- 5个循环)下的残余应变造成的，如表4所示;这种情况对于受压的截面似乎更为严重。最大拉伸应变4.0%对应的是SC1的横向漂移为1.5% Wallace和Moehle认为这是一个合理的上限漂移水平。表2和表3提供了试样的材料特性。
图11所示为施加的轴向载荷与应变之间的关系，为加载在试件四角处的LVDTs位移读数与300mm量程的平均值，如图10所示。2315和2502 kN的最大优势点和PC获得4800和4200mu;的压缩压力。循环荷载对峰值压缩性能没有影响，这与试验结果一致。从两个试件的端部到混凝土破碎高度为300mm，如图11(c)所示。钩端锚固失效如图所示，可能是由于90°钩端锚固失效，如图10所示。在混凝土压碎前，没有发现纵向钢筋产生屈曲的裂缝。纵条峰后的影响是有限的,因为纵向钢筋的轴向阻力268 kN (frac14;Ascfy),这是大约10%的优势。然而，在PC的情况下，峰后反应不能被可靠地记录下来。
混凝土模型的确定
在单次压缩条件下进行截面分析，选择可靠的约束混凝土模型。试件截面分为纵筋、盖层混凝土和核心混凝土，如图10阴影区域所示。钢筋和覆盖混凝土的应力-应变关系分别用屈服刚度为0.001times;弹性模量Es的双线性模型和Hogne
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