博士論文答辯課件

新型高阻尼混凝土暗支撐剪力墻抗震

性能與設計方法研究博士學位論文答辯學位申請人：培養(yǎng)單位土木工程學院導師姓名及職稱教授學科專業(yè)結構工程研究方向建筑結構抗震答辯日期1新型高阻尼混凝土暗支撐剪力墻抗震

性能與設計方法研究博士學位目錄1.緒論2.阻尼識別理論及ECC材料阻尼性能研究3.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究5.剪力墻恢復力模型及有限元分析6.鋼筋混凝土剪力墻基于性能的設計方法7.結論與展望2目錄1.緒論2.阻尼識別理論及ECC材料阻尼性能研究3.部1.緒論研究背景及意義混凝土阻尼性能研究概述概善剪力墻抗震性能的研究本文研究的主要內容31.緒論研究背景及意義3鋼筋混凝土剪力墻是高層建筑中最為主要的抵抗水平荷載及水平地震作用的抗側力構件。在進行抗震設計時，一般作為結構抗震的第一道設防防線。從能量的角度分析，剪力墻在強震作用下吸收的能量主要是通過自身的彈塑性變形能力來進行耗散。為提高剪力墻的耗能能力，常見的做法是在剪力墻墻身中設置阻尼器或在剪力墻底部設置橡膠隔震支座來達到減震的目的。在進行結構設計時，對鋼筋混凝土結構的阻尼值一般取為0.05。現(xiàn)有的研究表明，結構在靜力和動力作用下的阻尼是不同，隨著結構進入損傷階段，其阻尼呈現(xiàn)增加趨勢。研究背景及意義施工不便，且后期維護費用較高4鋼筋混凝土剪力墻是高層建筑中最為主要的抵抗水平荷載及水平地震混凝土阻尼性能研究概述對于混凝土阻尼性能的研究主要包括普通混凝土阻尼性能研究和聚合物混凝土阻尼性能研究兩個方面。普通混凝土阻尼性能研究等效粘滯阻尼理論湯姆森粘滯阻尼理論Jacobsen

等效粘滯阻尼理論Swamy水灰比、養(yǎng)護條件骨料種類Hop

鋼筋混凝土梁不同齡期的阻尼柯國軍

不同配合比下混凝土T型懸臂梁微幅振動下的阻尼研究現(xiàn)狀5混凝土阻尼性能研究概述對于混凝土阻尼性能的研究主要包括普通混高阻尼混凝土阻尼性能研究研究現(xiàn)狀Schulz和Tanner率先研究了聚合物混凝土的阻尼性能（ICPIC’84），并首次將其應于機械的基礎。Wong采用自由振動法研究了聚灰比對阻尼性能的影響。FuXuli研究了聚合物、聚乙烯纖維和硅粉等不同摻合料對阻尼性能的影響。Chung提出在砂漿中摻入甲基纖維素、碳纖維和硅粉等摻合料時，對水泥砂漿阻尼的影響。我國學者：陳振富劉鐵軍6高阻尼混凝土阻尼性能研究研究現(xiàn)狀Schulz和Tanner率高阻尼混凝土在結構中的應用Walter對圓鋼管聚合物混凝土與普通圓鋼管混凝土梁的受彎性能對比試驗。劉鐵軍進行了3組單層兩榀高阻尼聚合物混凝土框架模型的振動臺試驗，并測定普通混凝土框架結構與高阻尼聚合物混凝土框架結構的動力特性。研究現(xiàn)狀改善剪力墻抗震性能的研究影響剪力墻抗震能力強弱的因素主要有延性和承載力兩個方面，一般來說，提高剪力墻抗震能力主要從上述兩個方面著手。7高阻尼混凝土在結構中的應用Walter對圓鋼管聚合物混凝土開縫剪力墻圖1.1

霞關大夏帶豎縫抗震墻圖1.2

半通縫剪力墻圖1.3

縫內填充橡膠剪力墻圖1.4

雙功能帶縫剪力墻研究現(xiàn)狀8開縫剪力墻圖1.1霞關大夏帶豎縫抗震墻圖1.2半通縫帶暗支撐剪力墻研究現(xiàn)狀a)斜向配筋混凝土連梁b)菱形配筋混凝土連梁c)交叉菱形配筋混凝土筋連梁d)型鋼混凝土連梁圖1.6

連梁配筋方案圖1.5

暗支撐剪力墻圖1.7

帶栓釘鋼板混凝土連梁9帶暗支撐剪力墻研究現(xiàn)狀a)斜向配筋混凝土連梁b)菱形配筋高阻尼混凝土剪力墻上述大量的研究都是從改變剪力墻配筋型式這一個方面著手來提高剪力墻的抗震性能，如采用斜向配筋、加設暗支撐以及設置開縫剪力墻等，但是較少有研究者從改善混凝土阻尼性能這一方面著手進行研究。結合現(xiàn)有研究成果，課題組在總結國內外專家和學者研究成果的基礎上，提出了高阻尼混凝土剪力墻。

帶鋼筋暗支撐雙肢剪力墻研究現(xiàn)狀10高阻尼混凝土剪力墻上述大量的研究都是從改變剪力墻配筋型式這一本文研究內容ECC材料的基本力學性能和阻尼性能試驗研究部分高阻尼剪力墻試驗研究研究內容結合現(xiàn)有的高阻尼混凝土剪力墻的研究成果，通過試驗研究和理論分析，進一步論證了將高阻尼混凝土應用于剪力墻結構的可行性。在強烈地震作用下，剪力墻受力較大的部位會出現(xiàn)塑性鉸，塑性郊區(qū)的大小反映了剪力墻耗能能力的強弱，探討了影響剪力墻塑性鉸長度的因素上，提出了剪力墻塑性鉸長度的計算公式。具體內容包括：11本文研究內容ECC材料的基本力學性能和阻尼性能試驗研究部分高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究剪力墻恢復力模型及有限元分析剪力墻塑性鉸長度計算模型分析探討了剪力墻基于變形的設計方法研究內容12高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究剪力墻恢復力模型及有2.阻尼識別基本理論及ECC材料阻尼性能研究132.阻尼識別基本理論及ECC13阻尼識別基本理論阻尼是衡量結構振動響應的重要參數(shù)，與結構體系中質量、剛度不同，不能通過相應的計算和直接的測量方式得到。常用的方法是通過自然或人工激勵的使結構產(chǎn)生振動，同時利用信號采集設備采集結構體系的響應信號，進而利用信號識別方法來確定結構體系的阻尼及其他模特參數(shù)。信號識別方法主要包括頻域法和時域法兩類。時域法優(yōu)點：能直接識別結構振動響應信號，改方法避免了由傅里葉變換而造成的信號能量損失，提高了識別精度。時域法主要有ITD法、LSCE法、NExT法、ARMA法等。14阻尼識別基本理論阻尼是衡量結構振動響應的重要參數(shù)，與結構體系RDT法隨機減量法(RandomDecrementTechnique-RDT)由美國學者Cole提出。該方法利用樣本平均的方法，去除響應中的隨機成分，從而獲得初始激勵下的自由響應。a)隨機振動曲線b)擬合后曲線圖2.1平穩(wěn)隨機激勵NExT法NExT法(NaturalExcitationTechnique)，又稱自然激勵技術法，是由James在1993年的一份研究報告提出的。15RDT法隨機減量法(RandomDecrementTecITD法ITD法(TheIbrahimtimedomaintechnique)是由Ibrahim在上世紀70年代提出的一種用于結構自由振動響應的時域信號參數(shù)識別方法。模態(tài)參數(shù)識別步驟圖2.2模態(tài)參數(shù)識別流程圖超高韌性水泥基復合材料(ECC)試驗研究試驗用原材料及其配比本文ECC材料配和比是在參考文獻[57]基礎上進行了適當修正，見表2.1所示。16ITD法ITD法(TheIbrahimtimedoma表2.1ECC材料配合比水泥硅灰石英粉石英砂水灰比減水劑PE10.3890.2770.9670.2080.020.02表2.2聚乙烯纖維(PE)力學性能長度(mm)直徑(um)彈性模量(GPa)斷裂強度(MPa)密度(g·m-3)12258530000.97表2.3高阻尼ECC材料配合比組別試件編號水灰比/%聚灰比/%BC992SD623第一組PT0.208——第二組PT-SD50.208—5PT-SD100.208—10PT-SD150.208—15PT-SD200.208—20第二組PT-BC-SD50.2082.52.5PT-BC-SD100.20855PT-BC-SD150.2087.57.5PT-BC-SD200.208101017表2.1ECC材料配合比水泥硅灰石英粉石英砂水灰比減水劑P試件設計及測試方法軸心抗壓強度()和彈性模量()測試按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081-2001)進行。軸心受拉采啞鈴型試件。圖2.3啞鈴形試件截面尺寸圖圖2.4試件配筋圖2.5試驗加載裝置圖圖2.6現(xiàn)場試驗加載照片18試件設計及測試方法軸心抗壓強度()和彈性模量()測試力學性能測試受壓力學性能測試a)ECCb)BC-SD-5%c)BC-SD-10%d)SD-10%表2.4試件力學性能測試結果組別試件編號抗壓強度/MPa彈性模量/GPa阻尼比第一組PT79.7436.422.23%第二組PT-SD543.9322.783.12%PT-SD1041.4121.354.02%PT-SD1531.6219.764.27%PT-SD2031.4819.525.02%第二組PT-BC-SD561.9733.923.37%PT-BC-SD1055.6225.633.66%PT-BC-SD1552.5623.904.01%PT-BC-SD2043.4422.034.47%受拉力學性能測試19力學性能測試受壓力學性能測試a)ECCb)BC-SD-5振動信號測試及阻尼識別振動信號測試ECC懸臂梁分三組進行，第一組由普通ECC材料澆筑而成，采用的試件為PT；第二組主要考慮不同摻量下的單一乳液(SD623)對ECC材料阻尼性能的影響，采用的試件為PT-SD5、PT-SD10、PT-SD15和PT-SD20；第三組主要考慮不同摻量下的乳液共混(BC992、SD623)對ECC材料阻尼性能的影響，采用的試件為PT-BC-SD5、PT-BC-SD10、PT-BC-SD15和PT-BC-SD20。a)1mmb)2mmc)3mmd)4mm20振動信號測試及阻尼識別振動信號測試ECC懸臂梁阻尼識別a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)圖2.2聚合物摻量對阻尼比的影響試驗分析結果及討論

隨著聚灰比的提高，ECC材料的阻尼比逐漸增大，但其強度和彈性模量有所降低。從試驗結果來看，當聚灰比相同時，采用乳液共混時的強度和彈性模量比采用單一乳液時要高，且采用乳液共混與采用單一乳液相比，其阻尼比相差不大。21阻尼識別a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SDa)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)圖2.14相對阻尼比及相對抗壓強度隨聚灰比變化曲線兩折線懸臂梁阻尼比模型

一般認為，構件的阻尼主要有材料阻尼和摩擦阻尼兩部分組成。材料阻尼包括材料本身各相之間的界面摩擦以及高分子材料通過分子鍵和物理鍵耗散能量產(chǎn)生的阻尼；摩擦阻尼主要包括ECC材料開裂處骨料摩擦和聚乙烯纖維(PE)與骨料的相互作用而產(chǎn)生的阻尼。22a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、假定：(1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不隨T型梁構件振幅的變化而變化，材料的阻尼認為是一定值。

(2)在彈塑性階段，摩擦阻尼是阻尼比增大的主要原因。隨著裂縫的開展，摩擦阻尼的影響越來越大，且摩擦阻尼隨振動幅度呈線性關系。圖2.15兩折線阻尼比模型示意圖

(2.46)a)PT-BC-SD5a)PT-BC-SD10圖2.16懸臂梁實測與計算模型阻尼比曲線對比圖23假定：(1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不隨T型梁小結(1)隨著聚合物的摻入量的增加，ECC材料的強度和彈性模量逐漸降低，阻尼比逐漸增大。(2)在聚合物摻入量相同情況下，單一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)對ECC材料的強度影響要大，但對阻尼比沒有顯著的影響。在ECC材料中摻加乳液共混聚合物時，能夠在強度降低不大的情況下，較高的提高材料的阻尼比(3)當聚合物采用單一乳液(SD623)時，高阻尼ECC材料的最優(yōu)聚灰比在4%~6%之間；當聚合物采用乳液共混(SD623、BC992)時，高阻尼ECC材料的最優(yōu)聚灰比在6%~8%之間

(4)探討了阻尼產(chǎn)生的機理和影響阻尼比小的主要因素，提出了阻尼全過程的兩折線簡化計算模型，并給出了簡化計算模型的參數(shù)計算公式及建議的參數(shù)選擇范圍。24小結(1)隨著聚合物的摻入量的增加，ECC材料的強3.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究試驗概況

本章試驗的2片單肢剪力墻試件的編號分別為PHDECCSW和PHDHSW，截面尺寸為700mm×100mm，試件高度H=1400mm，剪跨比均為2.0，模型縮尺比例均為1:3；試驗時加載梁高度為200，相應的試驗剪跨比為2.14。模型設計及制作圖3.1

試件尺寸和配筋253.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究試驗概況表3.1試件力學性能測試結果試件編號剪跨比

墻高(mm)墻度(mm)暗柱截面(mm)豎向荷載(kN)試驗軸圧比HSW121400700100×1002340.1HDHSW121400700100×1002340.1PHDHSW21400700100×1002300.1PHDECCSW21400700100×1007700.2圖3.2現(xiàn)場澆筑剪力墻照片表3.4實測棱柱體抗壓強度及彈性模量試件編號混凝土(MPa)高阻尼混凝土(MPa)高阻尼ECC(MPa)彈性模型(GPa)HSW133.2——32.5HDHSW1—34.1—30.6PHDHSW30.632.9—30.3PHDECCSW48.0—55.025.4表3.5鋼筋力學性能鋼筋規(guī)格屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)伸長率(%)φ631647420124φ830546720729φ124015322051426表3.1試件力學性能測試結果試件剪跨比墻高墻度暗柱截面試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載相片圖3.3

加載裝置示意圖及現(xiàn)場加載相片a)墻身應變片布置圖b)暗支撐應變片布置圖圖3.4

鋼筋應變片布置圖27試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載試驗結果及分析特征荷載實測值及承載力表3.6

剪力墻特征荷載實測值試件編號(kN)(kN)(kN)正向負向均值正向負向均值正向負向均值HSW25.226.325.8100.598.799.6163.5157.3160.4HDHSW130.132.131.1113.4117.2115.3175.1172.2173.7PHDHSW29.828.729.25103.7101.4102.6162.1158.2160.2PHDECCSW84.381.582.9235.6228.7232.2294.8284.6289.7頂點位移實測值及延性表3.7剪力墻頂部位移實測值及延性系數(shù)試件編號(mm)(mm)(mm)均值正向負向正向負向正向負向HSW1.1-1.27.21-7.4533.19-33.554.55HDHSW11.48-1.527.71-7.9439.21-40.35.08PHDHSW1.43-1.387.47-7.3537.80-36.504.92PHDECCSW2.15-2.028.32-8.1435-354.2528試驗結果及分析特征荷載實測值及承載力表3.6剪力墻特征荷載滯回性能a)HSWb)HDHSW1c)PHDHSWd)PHDECCSW圖3.6剪力墻實測滯回曲線29滯回性能a)HSWb)HDHSW1c)PHDHSWd)耗能與剛度退化圖3.9等效粘滯阻尼系數(shù)-位移變化曲線圖3.10剛度退化曲線對比圖試件破壞特征a)HSWb)HDHSW1a)PHDHSWa)PHDECCSW圖3.14剪力墻裂縫分布圖30耗能與剛度退化圖3.9等效粘滯阻尼系數(shù)-位移變化曲線圖應變分析

為驗證部分高阻尼剪力墻配筋型式的合理性，本文分別給出了剪力墻PHDHSW和PHDECCSW底部縱向鋼筋應變、鋼筋暗支撐應變和墻肢豎向分布筋與水平荷載之間的變化關系，如下圖所示。圖中豎向虛線表示鋼筋的實測屈服應變(根據(jù)表3.5可計算得出)。PHDHSW鋼筋應變PHECCSW鋼筋應變31應變分析為驗證部分高阻尼剪力墻配筋型式的合小結

(1)與普通混凝土剪力墻相比，部分高阻尼混凝土剪力墻的開裂荷載、延性和耗能能力具有較大程度的提高。與高阻尼混凝土剪力墻試驗結果相比，部分高阻尼混凝土剪力墻的開裂荷載、峰值荷載、延性和耗能能力均相差不大。(2)高阻尼混凝土比普通混凝土具有較高的造價，用部分高阻尼混凝土剪力墻來替代全部高阻尼混凝土剪力墻能節(jié)約工程造價，在經(jīng)濟上更具合理性。(3)與部分高阻尼混凝土剪力墻試驗結果相比，部分高阻尼ECC剪力墻延性和變形能力無顯著差別，但其開裂荷載和峰值荷載有較大程度的提高，剛度退化較小。從最終裂縫分布性態(tài)來看，具有較高軸壓比下的部分高阻尼ECC剪力墻裂縫開展較為充分，整體破壞表現(xiàn)出較好的延性。在剪力墻底部容易發(fā)生破壞的部位用高阻尼ECC材料來代替高阻尼混凝土，能進一步提高剪力墻耗能能力。32小結(1)與普通混凝土剪力墻相比，部分高阻尼混凝土試驗概況4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究模型設計及制作表4.2

雙肢剪力墻試驗參數(shù)對比澆筑材料墻肢暗支撐類型連梁暗支撐類型圖例參考文獻混凝土—鋼筋暗支撐(a)[41][80]混凝土鋼筋暗支撐鋼筋暗支撐(b)[41][80]高阻尼混凝土鋼筋暗支撐鋼板暗支撐(c)[56]高阻尼混凝土鋼板暗支撐鋼板暗支撐(d)-(a)(b)(c)(d)(e)1-1剖面(f)2-2剖面(g)3-3剖面33試驗概況4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究模型設計表4.3鋼筋力學性能型號文獻[80]本文及文獻[56]屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)φ4262370203276380202φ6467528202458542201φ8400474202416465204φ10420459204415461203φ12404578200396563202鋼板———289415198(a)鋼筋和鋼板整體骨架(b)局部構造圖4.3

雙肢剪力墻制作現(xiàn)場照片34表4.3鋼筋力學性能型號文獻[80]本文及文獻[56]試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載相片圖4.4

加載裝置示意圖及現(xiàn)場加載相片試驗結果及分析實測承載力及延性35試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載表4.4剪力墻特征荷載實測值組別試件編號(kN)(kN)(kN)正向負向

第一組()CSW250204.61259.66-209.380.1931.27CSW457230.39308.99-310.260.1781.34HDCSW162242.15352.35-328.420.1761.46HDCSW365281.64412.97-385.130.1571.47

第二組()CSW635190.59245.48-234.180.1431.34CSW737210.02279.24-278.120.1331.33HDCSW245201.30297.38-303.100.1511.48HDCSW448239.58355.27-336.020.1351.48表4.5剪力墻特征位移實測值組別試件編號(mm)

(mm)(mm)相對

第一組()CSW21.2716.7795.735.7081.000CSW41.2314.64114.667.8321.372HDCSW11.6115.33118.417.7241.353HDCSW31.5915.1496.326.3621.115

第二組()CSW61.1515.5393.856.0431.000CSW71.2013.31103.457.7721.286HDCSW21.5215.42109.737.1161.176HDCSW41.6315.46103.656.7041.10936表4.4剪力墻特征荷載實測值組別試件(kN)(kN)(滯回性能(a)CSW2(c)CSW4(e)CSW2(g)CSW2第一組剪力墻試驗滯回曲線37滯回性能(a)CSW2(c)CSW4(e)CSW(b)CSW6(d)CSW7(f)CSW6(h)CSW6第二組剪力墻試驗滯回曲線38(b)CSW6(d)CSW7(f)CSW6(h)骨架曲線及耗能能力分析組別試件編號(kN·mm)(kN·mm)(kN·mm)

第一組()CSW213.667.3410.500.2070.232CSW423.4216.6720.050.2060.231HDCSW128.1621.3924.780.1790.273HDCSW327.6326.3453.970.1760.250第二組()CSW611.6012.7212.160.1690.189CSW717.8322.1419.990.1740.234HDCSW222.2625.2823.770.2020.223HDCSW424.9426.3925.670.1870.239表4.6骨架曲線耗能與等效粘滯阻尼系數(shù)(a)第一組剪力墻(

)(b)第二組剪力墻(

)圖4.7骨架曲線對比圖39骨架曲線及耗能能力分析組別試件編號(kN·mm)(kN·試件破壞特征(a)初始裂縫圖(b)最終裂縫分布圖40試件破壞特征(a)初始裂縫圖(b)最終裂縫分布圖小結

(1)連梁內設置帶抗剪釘?shù)匿摪澹鉀Q了連梁內設置鋼筋暗支撐帶來的鋼筋擁擠問題，使得施工較為簡單方便。與此同時，在加載后期內置帶抗剪釘鋼板的連梁能使墻肢保持較好的整體受力性能，避免了各墻肢在加載后期單獨受力的情況，從而使得墻體的承載力和后期剛度有一定的增加，提高了剪力墻的抗震能力。(2)與普通配筋剪力墻和帶暗支撐剪力墻相比，高阻尼混凝土帶鋼板暗支撐雙肢剪力墻在開裂荷載、極限承載力、變形能力、后期剛度和耗能能力方面均有一定程度的提高；對同為高阻尼混凝土的雙肢剪力墻，鋼板暗支撐比混合暗支撐更能提高剪力墻的承載力、后期剛度和耗能能力。(3)鋼板暗支撐的加入改善小剪跨比連梁的雙肢剪力墻延性。在試驗過程中，首先在連梁端部形成較為明顯的塑性鉸，其次墻肢邊框柱底部混凝土被壓酥而發(fā)生明顯的破壞，屈服破壞機制具有明確的兩道抗震防線。41小結(1)連梁內設置帶抗剪釘?shù)匿摪?，解決了連梁5.剪力墻恢復力模型及有限元分析圖5.1剪力墻四折線恢復力模型圖5.3開裂狀態(tài)下截面應力應變分布圖圖5.4屈服狀態(tài)下截面應力應變分布圖圖5.5峰值狀態(tài)下截面應力應變分布圖四折線恢復力模型425.剪力墻恢復力模型及有限元分析圖5.1剪力墻(5.9)(5.19)(5.27)

剪力墻極限荷載取為峰值荷載的85%。根據(jù)材料力學的公式可得到剪力墻的初始剛度

，即：(5.30)剪力墻特征剛度的計算：43(5.9)(5.19)(5.27)剪力墻極限荷表5.1帶暗支撐單肢剪力墻初始彈性剛度計算值與實測值比較試件編號實測值kN·mm-1計算值kN·mm-1相對誤差%HSW65.770.97.9HDHSW161.566.88.6HDHSW264.366.83.9HDHSW3128.4135.15.2PHDHSW57.8362.57.5PHDECCSW83.872.611.5

對帶暗支撐剪力墻試驗數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析，剪力墻的開裂剛度

；屈服剛度

；峰值剛度

；下降段剛度

。剪力墻特征位移計算：(5.31)(5.32)(5.33)(5.34)剪力墻四折線恢復力模型44表5.1帶暗支撐單肢剪力墻初始彈性剛度計算值與實測值比滯回規(guī)則圖5.6剪力墻剛度退化曲線圖5.7剪力墻恢復力行走路線恢復力模型驗證圖5.8恢復力模型計算與試驗曲線對比(a)HSW(b)HDHSW(c)PHDHSW(d)PHDECCSW45滯回規(guī)則圖5.6剪力墻剛度退化曲線圖5.7剪力墻有限元分析分析參數(shù)選擇本文選用有限軟分析軟件MARC和ABAQUS進行數(shù)值分析。(5.36)(5.37)混凝土受壓本構混凝土受拉本構鋼筋采用帶有強化段的兩折線模型圖5.10鋼筋兩折線模型示意圖46有限元分析分析參數(shù)選擇本文選用有限軟分析軟件MARC和ABA模擬與實測滯回曲線分析圖5.12PHDHSW滯回曲線對比圖5.13PHDECCSW滯回曲線對比單肢剪力墻47模擬與實測滯回曲線分析圖5.12PHDHSW滯回曲線圖5.14HDCSW3滯回曲線對比圖5.15HDCSW4滯回曲線對比雙肢剪力墻48圖5.14HDCSW3滯回曲線對比圖5.15單調加載分析圖5.16剪力墻模擬與實測骨架曲線對比(a)PHDHSW(b)PHDECCSW(c)HDCSW3(d)HDCSW449單調加載分析圖5.16剪力墻模擬與實測骨架曲線對比(a(a)PHDHSW(b)PHDECCSW圖5.23不同軸壓比下力-位移曲線表5.5模擬特征值及位移延性系數(shù)試件編號/kN/kN/mm/mmPHDHSW0.1115.37168.817.635.24.630.15127.45179.497.429.53.990.2151.86190.787.121.83.070.3177.32210.576.914.62.13PHDECCSW0.1182.40265.788.145.35.590.15195.78285.507.736.24.700.2237.53299.597.331.54.310.3266.14321.857.025.63.66參數(shù)分析軸壓比50(a)PHDHSW(b)PHDECCSW圖5.23圖5.24HDCSW3不同軸壓比下力-位移曲線圖5.25高阻尼ECC高度對峰值荷載的影響軸壓比高阻尼ECC高度雙肢剪力墻暗支撐型式(a)HDCSW3(4)(b)HDCSW5(6)(c)HDCSW7(8)圖5.26雙肢剪力墻不同暗支撐型式布置圖51圖5.24HDCSW3不同軸壓比下力-位移曲線圖5.2(a)連梁剪跨比為1時(b)連梁剪跨比為1.5時圖5.27不同暗支撐型式力-位移曲線含鋼率(a)墻肢含鋼率(b)連梁含鋼率圖5.32含鋼率對峰值承載力的影響52(a)連梁剪跨比為1時(b)連梁剪跨比為1.5時圖5小結

(1)提出了帶暗支撐剪力墻在各荷載特征點的理論計算公式，在試驗的基礎上，通過統(tǒng)計分析，得到了滯回曲線的卸載段剛度衰減規(guī)律，采用本文所提出四折線恢復力模型可以較好地反映帶暗支撐剪力墻試件的滯回性能。(2)運用有限元分析程序MARC和ABAQUS軟件對試驗剪力墻構件進行了數(shù)值模擬分析，模擬滯回曲線和實測滯回曲線較為吻合，在此基礎上分析了軸壓比，暗支撐型式和含鋼率等參數(shù)對剪力墻受力性能的影響。

(3)軸壓比對部分高阻尼剪力墻的抗震性能有較大影響，在相同軸壓比下，部分高阻尼ECC剪力墻PHDECCSW的承載力和延性顯著高于部分高阻尼混凝土剪力墻PHDHSW。53小結(1)提出了帶暗支撐剪力墻在各荷載特征6.鋼筋混凝土剪力墻基于性能的設計方法剪力墻塑性鉸長度計算模型分析塑性鉸影響因素分析(a)剪力墻(b)屈服曲率(c)極限曲率(d)屈服位移和極限位移圖6.1剪力墻尺寸及變形示意圖(6.1a)(6.1b)546.鋼筋混凝土剪力墻基于性能的設計方法剪力墻塑性鉸表6.1模擬特征值及位移延性系數(shù)提出者計算式Park[119]Paulay[121]Bohl[122]張松[123]European8[129]

Sasani[130]有限元分析圖6.3剪力墻截面及配筋示意圖55表6.1模擬特征值及位移延性系數(shù)提出者計算式Park有限元分析單參數(shù)下塑性鉸長度擬合(a)剪跨比(b)軸壓比(c)暗柱配筋率(d)墻肢配筋率圖6.4各參數(shù)對塑性鉸區(qū)長度的影響56有限元分析單參數(shù)下塑性鉸長度擬合(a)剪跨比(b)軸塑性鉸長度模型多參數(shù)影響下的塑性鉸長度計算模型：(6.9)(6.11)式(6.11)中每個指數(shù)函數(shù)可近似表示為：(6.12)經(jīng)多參數(shù)擬合后的塑性鉸長度計算公式為：(6.13)(6.14)基于實驗數(shù)據(jù)的塑性鉸長度計算模型驗證(6.15)57塑性鉸長度模型多參數(shù)影響下的塑性鉸長度計算模型：(6.9)表6.2剪力墻試驗數(shù)據(jù)數(shù)據(jù)來源試件編號

/MPa

[123]sw12.2100012520.70.10.4720.3sw42.2100012520.70.40.4712.9sw61.7100012520.70.30.4711.4sw72.2100012530.80.30.4712.1sw82.7100012530.80.30.4721.4[134]sw212.16506542.801.5620.6sw222.16506550.60.11.5615.3sw232.16506547.80.21.5613.9sw242.16506548.301.5618.1sw252.165065450.21.569.5sw262.16506530.101.5620.9[135]msw11.5120010024.5300.5625.4msw21.5120010024.5400.2836.8msw31.5120010022.650.070.2826.558表6.2剪力墻試驗數(shù)據(jù)數(shù)據(jù)來源試件編號/表6.3塑性鉸長度計算模型對剪力墻極限位移的影響數(shù)據(jù)來源試件編號Park[119]Paulay[121]Bohl[122]Sasani[130]本文ERRERRERRERRERR[123]sw135.474.3%26.630.8%30.148.3%32.158.2%24.918.6%sw417.233.7%15.520.3%14.411.6%16.628.7%14.310.0%sw612.05.4%9.913.4%8.921.3%11.30.8%9.814.1%sw717.544.6%14.923.4%14.217.4%16.536.7%13.711.9%sw823.911.7%21.11.5%20.92.1%22.76.1%19.59.6%[134]sw2123.614.9%17.515.2%20.81.2%21.43.6%17.814.6%sw2215.94.21%12.617.6%13.511.9%14.73.9%13.114.4%sw2311.31.89%9.631.1%9.531.5%10.623.5%10.425.1%sw2425.742.1%18.835.0%22.624.5%23.127.6%17.81.6%sw2511.117.9%9.50.5%9.40.3%10.511.3%8.96.3%sw2618.99.9%14.531.0%16.919.5%17.217.8%18.810.0%[135]msw133.833.1%23.57.3%25.71.4%30.620.7%22.312.2%msw260.063.1%38.95.9%43.518.2%53.542.5%38.13.5%msw329.511.3%21.020.9%21.518.8%26.91.5%19.825.2%59表6.3塑性鉸長度計算模型對剪力墻極限位移的影響數(shù)據(jù)剪力墻基于變形的設計方法曲率延性與位移延性的關系延性定義(6.15)(6.23)剪力墻極限位移角計算(6.24)(6.25)60剪力墻基于變形的設計方法曲率延性與位移延性的關系延性定義(6(6.27)

影響剪力墻極限位移角的主要因素有剪跨比、軸壓比、相對受壓區(qū)高度和配箍特征值相對受壓區(qū)高度計算(6.28)(6.29)邊緣約束區(qū)長度計算61(6.27)影響剪力墻極限位移角的主要因素有剪跨比(6.33)邊緣約束區(qū)配箍特征值計算(6.36)圖6.7剪力墻基于變形的設計流程圖62(6.33)邊緣約束區(qū)配箍特征值計算(6.36)圖6.7

計算示例

以剪跨比為2的懸臂剪力墻為例，當需求位移角

分別取1/150、1/100、1/80和1/60時，按圖6.7所示的基于變形的設計流程圖，可經(jīng)計算得到剪力墻在不同軸壓比和墻肢配筋率下相對邊緣約束區(qū)長度

以及相應約束邊緣構件的配箍特征值

，詳見表6.9~表6.12。表6.9約束邊緣構件相對長度()0.0050.010.0150.021/1500.1060.1600.2010.2341/1000.1360.1880.2280.2581/800.1480.2000.2380.2681/600.1600.2110.2490.278表6.10約束邊緣構件相對長度()0.0050.010.0150.021/1500.2150.2530.2820.3051/1000.2430.2780.3060.3271/800.2540.2890.3150.3361/600.2650.2990.3250.34563計算示例以剪跨比為2的懸臂剪力墻為例，當表6.11配箍特征值要求長度()0.0050.010.0150.021/1500.0560.0910.1230.1551/1000.1090.1610.2090.2571/800.1480.2130.2730.3331/600.2140.3000.3800.461表6.12配箍特征值要求長度()0.0050.010.0150.021/1500.1260.1580.1890.2231/1000.2120.2610.3080.3591/800.2780.3380.3980.4611/600.3860.4670.5460.63164表6.11配箍特征值要求長度(小結(1)在數(shù)值模擬的基礎上，利用MATLAB軟件擬合出了單一影響因素對塑性鉸長度的影響。進而，通過多參數(shù)擬合，提出了在主要因素影響下的塑性鉸長度計算模型。(2)利用本文提出的塑性鉸長度計算模型，計算出了已有剪力墻的極限位移，并與試驗數(shù)據(jù)中的極限進行對比，分析結果表明本文提出的等效塑性鉸長度計算的具有一定的合理性。(3)給出了鋼筋混凝土剪力墻基于變形能力的設計流程圖，并推導了邊緣約束區(qū)長度和配箍特征值的計算公式，為實際工程設計提供參考。65小結(1)在數(shù)值模擬的基礎上，利用MATLAB結論與展望結論(1)在聚合物摻入量相同情況下，單一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)對ECC材料的強度影響要大，但對阻尼比沒有顯著的影響。在ECC材料中摻加乳液共混聚合物時，能夠在強度降低不大的情況下，提高材料的阻尼比，高阻尼ECC材料最優(yōu)聚灰比在6%~8%之間；(2)高阻尼混凝土比普通混凝土具有較高的造價，用部分高阻尼混凝土剪力墻來替代全部高阻尼混凝土剪力墻能節(jié)約工程造價，在經(jīng)濟上更具合理性。在剪力墻底部容易發(fā)生破壞的部位用高阻尼ECC材料來代替高阻尼混凝土，能進一步提高剪力墻承載力和耗能能力。(3)通過與已有試驗結果的對比，高阻尼混凝土帶鋼板暗支撐雙肢剪力墻的開裂荷載、極限承載力、后期剛度、變形能力、耗能能力均有一定程度的提高。從試件的最終破壞形態(tài)來看，鋼板暗支撐的加入改善小剪跨比連梁的雙肢剪力墻延性。試驗結果及數(shù)值分析表明，該新型剪力墻具有一定的工程實用意義，將該新型剪力墻結構用于工程中，更有利于結構的抗震。66結論與展望結論(1)在聚合物摻入量相同(4)提出了帶暗支撐剪力墻在各荷載特征點的理論計算公式，在試驗的基礎上，通過統(tǒng)計分析，得到了滯回曲線的卸載段剛度衰減規(guī)律，采用本文所提出四折線恢復力模型可以較好地反映帶暗支撐剪力墻試件的滯回性能。(5)隨剪跨比的增大，塑性鉸長度逐漸增加，并呈現(xiàn)出明顯的非線性關系；隨軸壓比和墻肢配筋率增大，塑性鉸長度逐漸減小，且呈現(xiàn)出明顯線性關系。在數(shù)值模擬的基礎上，利用MATLAB軟件擬合出了單一影響因素對塑性鉸長度的影響。進而，通過多參數(shù)擬合，提出了在主要因素影響下的塑性鉸長度計算模型。展望(1)工程水泥基復合材料(ECC)的本構關系材料本構關系是進行結構有限元分析及理論分析的基礎，ECC作為一種新型材料，目前還沒有統(tǒng)一的本構關系曲線，特別是本文配制的高阻尼ECC材料的本構關系有待進一步深入研究。高阻尼ECC材料構件的阻尼性能是利用懸臂梁自由振動衰減法確定的，而阻尼是結構構件動力特性重要的參數(shù)，有必要對高阻尼ECC材料構件在動力荷載作用下的阻尼性能進行研究。67(4)提出了帶暗支撐剪力墻在各荷載特征點的(2)由于實驗室條件限制，對本文提出的高阻尼混凝土帶鋼板暗支撐雙肢剪力墻和部分高阻尼剪力墻進行是低周反復加載試驗，采用的耗能能力評價指標是等效粘滯阻尼系數(shù)，但低周反復加載試驗屬于靜力試驗的范疇。為進一步了解高阻尼剪力墻的抗震性能，需對對其進行動力荷載作用下的受力性能研究。(3)本文提出的塑性鉸長度計算模型只考慮剪跨比、軸壓比和墻肢配筋率等主要因素的影響。為精確的估算不同參數(shù)下的剪力墻塑性鉸長度，需要進一步研究混凝土的強度、約束邊緣構件情況和鋼筋強度等因素的影響。剪力墻塑性鉸長度的大小反映了剪力墻的延性和變形能力的強弱，如何通過塑性鉸長度計算模型較為精確的估計剪力墻的延性和變形能力需要進行持續(xù)深入的研究。展望68(2)由于實驗室條件限制，對本文提出的高阻尼謝謝69謝謝69新型高阻尼混凝土暗支撐剪力墻抗震

性能與設計方法研究博士學位論文答辯學位申請人：培養(yǎng)單位土木工程學院導師姓名及職稱教授學科專業(yè)結構工程研究方向建筑結構抗震答辯日期70新型高阻尼混凝土暗支撐剪力墻抗震

性能與設計方法研究博士學位目錄1.緒論2.阻尼識別理論及ECC材料阻尼性能研究3.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究5.剪力墻恢復力模型及有限元分析6.鋼筋混凝土剪力墻基于性能的設計方法7.結論與展望71目錄1.緒論2.阻尼識別理論及ECC材料阻尼性能研究3.部1.緒論研究背景及意義混凝土阻尼性能研究概述概善剪力墻抗震性能的研究本文研究的主要內容721.緒論研究背景及意義3鋼筋混凝土剪力墻是高層建筑中最為主要的抵抗水平荷載及水平地震作用的抗側力構件。在進行抗震設計時，一般作為結構抗震的第一道設防防線。從能量的角度分析，剪力墻在強震作用下吸收的能量主要是通過自身的彈塑性變形能力來進行耗散。為提高剪力墻的耗能能力，常見的做法是在剪力墻墻身中設置阻尼器或在剪力墻底部設置橡膠隔震支座來達到減震的目的。在進行結構設計時，對鋼筋混凝土結構的阻尼值一般取為0.05?，F(xiàn)有的研究表明，結構在靜力和動力作用下的阻尼是不同，隨著結構進入損傷階段，其阻尼呈現(xiàn)增加趨勢。研究背景及意義施工不便，且后期維護費用較高73鋼筋混凝土剪力墻是高層建筑中最為主要的抵抗水平荷載及水平地震混凝土阻尼性能研究概述對于混凝土阻尼性能的研究主要包括普通混凝土阻尼性能研究和聚合物混凝土阻尼性能研究兩個方面。普通混凝土阻尼性能研究等效粘滯阻尼理論湯姆森粘滯阻尼理論Jacobsen

等效粘滯阻尼理論Swamy水灰比、養(yǎng)護條件骨料種類Hop

鋼筋混凝土梁不同齡期的阻尼柯國軍

不同配合比下混凝土T型懸臂梁微幅振動下的阻尼研究現(xiàn)狀74混凝土阻尼性能研究概述對于混凝土阻尼性能的研究主要包括普通混高阻尼混凝土阻尼性能研究研究現(xiàn)狀Schulz和Tanner率先研究了聚合物混凝土的阻尼性能（ICPIC’84），并首次將其應于機械的基礎。Wong采用自由振動法研究了聚灰比對阻尼性能的影響。FuXuli研究了聚合物、聚乙烯纖維和硅粉等不同摻合料對阻尼性能的影響。Chung提出在砂漿中摻入甲基纖維素、碳纖維和硅粉等摻合料時，對水泥砂漿阻尼的影響。我國學者：陳振富劉鐵軍75高阻尼混凝土阻尼性能研究研究現(xiàn)狀Schulz和Tanner率高阻尼混凝土在結構中的應用Walter對圓鋼管聚合物混凝土與普通圓鋼管混凝土梁的受彎性能對比試驗。劉鐵軍進行了3組單層兩榀高阻尼聚合物混凝土框架模型的振動臺試驗，并測定普通混凝土框架結構與高阻尼聚合物混凝土框架結構的動力特性。研究現(xiàn)狀改善剪力墻抗震性能的研究影響剪力墻抗震能力強弱的因素主要有延性和承載力兩個方面，一般來說，提高剪力墻抗震能力主要從上述兩個方面著手。76高阻尼混凝土在結構中的應用Walter對圓鋼管聚合物混凝土開縫剪力墻圖1.1

霞關大夏帶豎縫抗震墻圖1.2

半通縫剪力墻圖1.3

縫內填充橡膠剪力墻圖1.4

雙功能帶縫剪力墻研究現(xiàn)狀77開縫剪力墻圖1.1霞關大夏帶豎縫抗震墻圖1.2半通縫帶暗支撐剪力墻研究現(xiàn)狀a)斜向配筋混凝土連梁b)菱形配筋混凝土連梁c)交叉菱形配筋混凝土筋連梁d)型鋼混凝土連梁圖1.6

連梁配筋方案圖1.5

暗支撐剪力墻圖1.7

帶栓釘鋼板混凝土連梁78帶暗支撐剪力墻研究現(xiàn)狀a)斜向配筋混凝土連梁b)菱形配筋高阻尼混凝土剪力墻上述大量的研究都是從改變剪力墻配筋型式這一個方面著手來提高剪力墻的抗震性能，如采用斜向配筋、加設暗支撐以及設置開縫剪力墻等，但是較少有研究者從改善混凝土阻尼性能這一方面著手進行研究。結合現(xiàn)有研究成果，課題組在總結國內外專家和學者研究成果的基礎上，提出了高阻尼混凝土剪力墻。

帶鋼筋暗支撐雙肢剪力墻研究現(xiàn)狀79高阻尼混凝土剪力墻上述大量的研究都是從改變剪力墻配筋型式這一本文研究內容ECC材料的基本力學性能和阻尼性能試驗研究部分高阻尼剪力墻試驗研究研究內容結合現(xiàn)有的高阻尼混凝土剪力墻的研究成果，通過試驗研究和理論分析，進一步論證了將高阻尼混凝土應用于剪力墻結構的可行性。在強烈地震作用下，剪力墻受力較大的部位會出現(xiàn)塑性鉸，塑性郊區(qū)的大小反映了剪力墻耗能能力的強弱，探討了影響剪力墻塑性鉸長度的因素上，提出了剪力墻塑性鉸長度的計算公式。具體內容包括：80本文研究內容ECC材料的基本力學性能和阻尼性能試驗研究部分高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究剪力墻恢復力模型及有限元分析剪力墻塑性鉸長度計算模型分析探討了剪力墻基于變形的設計方法研究內容81高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究剪力墻恢復力模型及有2.阻尼識別基本理論及ECC材料阻尼性能研究822.阻尼識別基本理論及ECC13阻尼識別基本理論阻尼是衡量結構振動響應的重要參數(shù)，與結構體系中質量、剛度不同，不能通過相應的計算和直接的測量方式得到。常用的方法是通過自然或人工激勵的使結構產(chǎn)生振動，同時利用信號采集設備采集結構體系的響應信號，進而利用信號識別方法來確定結構體系的阻尼及其他模特參數(shù)。信號識別方法主要包括頻域法和時域法兩類。時域法優(yōu)點：能直接識別結構振動響應信號，改方法避免了由傅里葉變換而造成的信號能量損失，提高了識別精度。時域法主要有ITD法、LSCE法、NExT法、ARMA法等。83阻尼識別基本理論阻尼是衡量結構振動響應的重要參數(shù)，與結構體系RDT法隨機減量法(RandomDecrementTechnique-RDT)由美國學者Cole提出。該方法利用樣本平均的方法，去除響應中的隨機成分，從而獲得初始激勵下的自由響應。a)隨機振動曲線b)擬合后曲線圖2.1平穩(wěn)隨機激勵NExT法NExT法(NaturalExcitationTechnique)，又稱自然激勵技術法，是由James在1993年的一份研究報告提出的。84RDT法隨機減量法(RandomDecrementTecITD法ITD法(TheIbrahimtimedomaintechnique)是由Ibrahim在上世紀70年代提出的一種用于結構自由振動響應的時域信號參數(shù)識別方法。模態(tài)參數(shù)識別步驟圖2.2模態(tài)參數(shù)識別流程圖超高韌性水泥基復合材料(ECC)試驗研究試驗用原材料及其配比本文ECC材料配和比是在參考文獻[57]基礎上進行了適當修正，見表2.1所示。85ITD法ITD法(TheIbrahimtimedoma表2.1ECC材料配合比水泥硅灰石英粉石英砂水灰比減水劑PE10.3890.2770.9670.2080.020.02表2.2聚乙烯纖維(PE)力學性能長度(mm)直徑(um)彈性模量(GPa)斷裂強度(MPa)密度(g·m-3)12258530000.97表2.3高阻尼ECC材料配合比組別試件編號水灰比/%聚灰比/%BC992SD623第一組PT0.208——第二組PT-SD50.208—5PT-SD100.208—10PT-SD150.208—15PT-SD200.208—20第二組PT-BC-SD50.2082.52.5PT-BC-SD100.20855PT-BC-SD150.2087.57.5PT-BC-SD200.208101086表2.1ECC材料配合比水泥硅灰石英粉石英砂水灰比減水劑P試件設計及測試方法軸心抗壓強度()和彈性模量()測試按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081-2001)進行。軸心受拉采啞鈴型試件。圖2.3啞鈴形試件截面尺寸圖圖2.4試件配筋圖2.5試驗加載裝置圖圖2.6現(xiàn)場試驗加載照片87試件設計及測試方法軸心抗壓強度()和彈性模量()測試力學性能測試受壓力學性能測試a)ECCb)BC-SD-5%c)BC-SD-10%d)SD-10%表2.4試件力學性能測試結果組別試件編號抗壓強度/MPa彈性模量/GPa阻尼比第一組PT79.7436.422.23%第二組PT-SD543.9322.783.12%PT-SD1041.4121.354.02%PT-SD1531.6219.764.27%PT-SD2031.4819.525.02%第二組PT-BC-SD561.9733.923.37%PT-BC-SD1055.6225.633.66%PT-BC-SD1552.5623.904.01%PT-BC-SD2043.4422.034.47%受拉力學性能測試88力學性能測試受壓力學性能測試a)ECCb)BC-SD-5振動信號測試及阻尼識別振動信號測試ECC懸臂梁分三組進行，第一組由普通ECC材料澆筑而成，采用的試件為PT；第二組主要考慮不同摻量下的單一乳液(SD623)對ECC材料阻尼性能的影響，采用的試件為PT-SD5、PT-SD10、PT-SD15和PT-SD20；第三組主要考慮不同摻量下的乳液共混(BC992、SD623)對ECC材料阻尼性能的影響，采用的試件為PT-BC-SD5、PT-BC-SD10、PT-BC-SD15和PT-BC-SD20。a)1mmb)2mmc)3mmd)4mm89振動信號測試及阻尼識別振動信號測試ECC懸臂梁阻尼識別a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)圖2.2聚合物摻量對阻尼比的影響試驗分析結果及討論

隨著聚灰比的提高，ECC材料的阻尼比逐漸增大，但其強度和彈性模量有所降低。從試驗結果來看，當聚灰比相同時，采用乳液共混時的強度和彈性模量比采用單一乳液時要高，且采用乳液共混與采用單一乳液相比，其阻尼比相差不大。90阻尼識別a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SDa)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)圖2.14相對阻尼比及相對抗壓強度隨聚灰比變化曲線兩折線懸臂梁阻尼比模型

一般認為，構件的阻尼主要有材料阻尼和摩擦阻尼兩部分組成。材料阻尼包括材料本身各相之間的界面摩擦以及高分子材料通過分子鍵和物理鍵耗散能量產(chǎn)生的阻尼；摩擦阻尼主要包括ECC材料開裂處骨料摩擦和聚乙烯纖維(PE)與骨料的相互作用而產(chǎn)生的阻尼。91a)單一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、假定：(1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不隨T型梁構件振幅的變化而變化，材料的阻尼認為是一定值。

(2)在彈塑性階段，摩擦阻尼是阻尼比增大的主要原因。隨著裂縫的開展，摩擦阻尼的影響越來越大，且摩擦阻尼隨振動幅度呈線性關系。圖2.15兩折線阻尼比模型示意圖

(2.46)a)PT-BC-SD5a)PT-BC-SD10圖2.16懸臂梁實測與計算模型阻尼比曲線對比圖92假定：(1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不隨T型梁小結(1)隨著聚合物的摻入量的增加，ECC材料的強度和彈性模量逐漸降低，阻尼比逐漸增大。(2)在聚合物摻入量相同情況下，單一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)對ECC材料的強度影響要大，但對阻尼比沒有顯著的影響。在ECC材料中摻加乳液共混聚合物時，能夠在強度降低不大的情況下，較高的提高材料的阻尼比(3)當聚合物采用單一乳液(SD623)時，高阻尼ECC材料的最優(yōu)聚灰比在4%~6%之間；當聚合物采用乳液共混(SD623、BC992)時，高阻尼ECC材料的最優(yōu)聚灰比在6%~8%之間

(4)探討了阻尼產(chǎn)生的機理和影響阻尼比小的主要因素，提出了阻尼全過程的兩折線簡化計算模型，并給出了簡化計算模型的參數(shù)計算公式及建議的參數(shù)選擇范圍。93小結(1)隨著聚合物的摻入量的增加，ECC材料的強3.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究試驗概況

本章試驗的2片單肢剪力墻試件的編號分別為PHDECCSW和PHDHSW，截面尺寸為700mm×100mm，試件高度H=1400mm，剪跨比均為2.0，模型縮尺比例均為1:3；試驗時加載梁高度為200，相應的試驗剪跨比為2.14。模型設計及制作圖3.1

試件尺寸和配筋943.部分高阻尼剪力墻抗震性能試驗研究試驗概況表3.1試件力學性能測試結果試件編號剪跨比

墻高(mm)墻度(mm)暗柱截面(mm)豎向荷載(kN)試驗軸圧比HSW121400700100×1002340.1HDHSW121400700100×1002340.1PHDHSW21400700100×1002300.1PHDECCSW21400700100×1007700.2圖3.2現(xiàn)場澆筑剪力墻照片表3.4實測棱柱體抗壓強度及彈性模量試件編號混凝土(MPa)高阻尼混凝土(MPa)高阻尼ECC(MPa)彈性模型(GPa)HSW133.2——32.5HDHSW1—34.1—30.6PHDHSW30.632.9—30.3PHDECCSW48.0—55.025.4表3.5鋼筋力學性能鋼筋規(guī)格屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)伸長率(%)φ631647420124φ830546720729φ124015322051495表3.1試件力學性能測試結果試件剪跨比墻高墻度暗柱截面試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載相片圖3.3

加載裝置示意圖及現(xiàn)場加載相片a)墻身應變片布置圖b)暗支撐應變片布置圖圖3.4

鋼筋應變片布置圖96試驗裝置及測試內容a)加載裝置示意圖b)現(xiàn)場加載試驗結果及分析特征荷載實測值及承載力表3.6

剪力墻特征荷載實測值試件編號(kN)(kN)(kN)正向負向均值正向負向均值正向負向均值HSW25.226.325.8100.598.799.6163.5157.3160.4HDHSW130.132.131.1113.4117.2115.3175.1172.2173.7PHDHSW29.828.729.25103.7101.4102.6162.1158.2160.2PHDECCSW84.381.582.9235.6228.7232.2294.8284.6289.7頂點位移實測值及延性表3.7剪力墻頂部位移實測值及延性系數(shù)試件編號(mm)(mm)(mm)均值正向負向正向負向正向負向HSW1.1-1.27.21-7.4533.19-33.554.55HDHSW11.48-1.527.71-7.9439.21-40.35.08PHDHSW1.43-1.387.47-7.3537.80-36.504.92PHDECCSW2.15-2.028.32-8.1435-354.2597試驗結果及分析特征荷載實測值及承載力表3.6剪力墻特征荷載滯回性能a)HSWb)HDHSW1c)PHDHSWd)PHDECCSW圖3.6剪力墻實測滯回曲線98滯回性能a)HSWb)HDHSW1c)PHDHSWd)耗能與剛度退化圖3.9等效粘滯阻尼系數(shù)-位移變化曲線圖3.10剛度退化曲線對比圖試件破壞特征a)HSWb)HDHSW1a)PHDHSWa)PHDECCSW圖3.14剪力墻裂縫分布圖99耗能與剛度退化圖3.9等效粘滯阻尼系數(shù)-位移變化曲線圖應變分析

為驗證部分高阻尼剪力墻配筋型式的合理性，本文分別給出了剪力墻PHDHSW和PHDECCSW底部縱向鋼筋應變、鋼筋暗支撐應變和墻肢豎向分布筋與水平荷載之間的變化關系，如下圖所示。圖中豎向虛線表示鋼筋的實測屈服應變(根據(jù)表3.5可計算得出)。PHDHSW鋼筋應變PHECCSW鋼筋應變100應變分析為驗證部分高阻尼剪力墻配筋型式的合小結

(1)與普通混凝土剪力墻相比，部分高阻尼混凝土剪力墻的開裂荷載、延性和耗能能力具有較大程度的提高。與高阻尼混凝土剪力墻試驗結果相比，部分高阻尼混凝土剪力墻的開裂荷載、峰值荷載、延性和耗能能力均相差不大。(2)高阻尼混凝土比普通混凝土具有較高的造價，用部分高阻尼混凝土剪力墻來替代全部高阻尼混凝土剪力墻能節(jié)約工程造價，在經(jīng)濟上更具合理性。(3)與部分高阻尼混凝土剪力墻試驗結果相比，部分高阻尼ECC剪力墻延性和變形能力無顯著差別，但其開裂荷載和峰值荷載有較大程度的提高，剛度退化較小。從最終裂縫分布性態(tài)來看，具有較高軸壓比下的部分高阻尼ECC剪力墻裂縫開展較為充分，整體破壞表現(xiàn)出較好的延性。在剪力墻底部容易發(fā)生破壞的部位用高阻尼ECC材料來代替高阻尼混凝土，能進一步提高剪力墻耗能能力。101小結(1)與普通混凝土剪力墻相比，部分高阻尼混凝土試驗概況4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究模型設計及制作表4.2

雙肢剪力墻試驗參數(shù)對比澆筑材料墻肢暗支撐類型連梁暗支撐類型圖例參考文獻混凝土—鋼筋暗支撐(a)[41][80]混凝土鋼筋暗支撐鋼筋暗支撐(b)[41][80]高阻尼混凝土鋼筋暗支撐鋼板暗支撐(c)[56]高阻尼混凝土鋼板暗支撐鋼板暗支撐(d)-(a)(b)(c)(d)(e)1-1剖面(f)2-2剖面(g)3-3剖面102試驗概況4.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻試驗研究模型設計表4.3鋼筋力學性能型號文獻[80]本文及文獻[56]屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)屈服強度(MPa)極限強度(MPa)彈性模量(GPa)φ4262370203276380202φ6467528202458542201φ8400474202416465204φ10420459204415461203φ12