博士论文答辩PPT

1、新型高阻尼混凝土暗支撑剪力墙抗震性能与设计方法研究,博士学位论文答辩,学位申请人,培 养 单 位 土木工程学院 导师姓名及职称 教授 学 科 专 业 结构工程 研 究 方 向 建筑结构抗震 答 辩 日 期,目 录,1.绪论,2.阻尼识别理论及ECC材料阻尼性能研究,3.部分高阻尼剪力墙抗震性能试验研究,4.高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究,5.剪力墙恢复力模型及有限元分析,6.钢筋混凝土剪力墙基于性能的设计方法,7.结论与展望,1. 绪 论,研究背景及意义 混凝土阻尼性能研究概述 概善剪力墙抗震性能的研究 本文研究的主要内容,钢筋混凝土剪力墙是高层建筑中最为主要的抵抗水平荷载及水平地震

2、作用的抗侧力构件。在进行抗震设计时，一般作为结构抗震的第一道设防防线。 从能量的角度分析，剪力墙在强震作用下吸收的能量主要是通过自身的弹塑性变形能力来进行耗散。 为提高剪力墙的耗能能力，常见的做法是在剪力墙墙身中设置阻尼器或在剪力墙底部设置橡胶隔震支座来达到减震的目的。 在进行结构设计时，对钢筋混凝土结构的阻尼值一般取为0.05。现有的研究表明，结构在静力和动力作用下的阻尼是不同，随着结构进入损伤阶段，其阻尼呈现增加趋势,研究背景及意义,施工不便，且后期维护费用较高,混凝土阻尼性能研究概述,对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两个方面,汤姆森 粘滞阻

3、尼理论,Jacobsen 等效粘滞阻尼理论,研究现状,研究现状,Schulz和Tanner率先研究了聚合物 混凝土的阻尼性能（ICPIC84）， 并首次将其应于机械的基础,Wong采用自由振动法研究了聚灰比对阻尼性能的影响,Fu Xuli研究了聚合物、聚乙烯纤维和硅粉等 不同掺合料对阻尼性能的影响,Chung提出在砂浆中掺入甲基纤维素、碳纤维 和硅粉等掺合料时，对水泥砂浆阻尼的影响,高阻尼混凝土在结构中的应用,Walter 对圆钢管聚合物混凝土与普通圆钢管混凝土梁的受弯性能对比试验,刘铁军进行了3组单层两榀高阻尼聚合物混凝土框架模型的振动台试验，并 测定普通混凝土框架结构与高阻尼聚合物混凝土框

4、架结构的动力特性,研究现状,改善剪力墙抗震性能的研究,影响剪力墙抗震能力强弱的因素主要有延性和承载力两个方面，一般来说，提高剪力墙抗震能力主要从上述两个方面着手,开缝剪力墙,图1.1 霞关大夏带竖缝抗震墙,图1.2 半通缝剪力墙,图1.3 缝内填充橡胶剪力墙,图1.4 双功能带缝剪力墙,研究现状,带暗支撑剪力墙,研究现状,a) 斜向配筋混凝土连梁,b) 菱形配筋混凝土连梁,c) 交叉菱形配筋混凝土筋连梁,d) 型钢混凝土连梁,图1.6 连梁配筋方案,图1.5 暗支撑剪力墙,图1.7 带栓钉钢板混凝土连梁,高阻尼混凝土剪力墙,上述大量的研究都是从改变剪力墙配筋型式这一个方面着手来提高剪力墙的抗震

5、性能，如采用斜向配筋、加设暗支撑以及设置开缝剪力墙等，但是较少有研究者从改善混凝土阻尼性能这一方面着手进行研究。结合现有研究成果，课题组在总结国内外专家和学者研究成果的基础上，提出了高阻尼混凝土剪力墙,带钢筋暗支撑双肢剪力墙,研究现状,本文研究内容,ECC 材料的基本力学性能和阻尼性能试验研究,部分高阻尼剪力墙试验研究,研究内容,结合现有的高阻尼混凝土剪力墙的研究成果，通过试验研究和理论分析，进一步论证了将高阻尼混凝土应用于剪力墙结构的可行性。在强烈地震作用下，剪力墙受力较大的部位会出现塑性铰，塑性郊区的大小反映了剪力墙耗能能力的强弱，探讨了影响剪力墙塑性铰长度的因素上，提出了剪力墙塑性铰长度

6、的计算公式。具体内容包括,高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究,剪力墙恢复力模型及有限元分析,剪力墙塑性铰长度计算模型分析,探讨了剪力墙基于变形的设计方法,研究内容,2. 阻尼识别基本理论及ECC 材料阻尼性能研究,阻尼识别基本理论,阻尼是衡量结构振动响应的重要参数，与结构体系中质量、刚度不同， 不能通过相应的计算和直接的测量方式得到。常用的方法是通过自然或人工激励的使结构产生振动，同时利用信号采集设备采集结构体系的响应信号，进而利用信号识别方法来确定结构体系的阻尼及其他模特参数,信号识别方法主要包括频域法和时域法两类,时域法优点：能直接识别结构振动响应信号，改方法避免了由傅里叶变换 而造

7、成的信号能量损失，提高了识别精度,时域法主要有ITD法、LSCE法、NExT法、ARMA法等,RDT法,随机减量法(Random Decrement Technique-RDT)由美国学者Cole提出。该方法利用 样本平均的方法，去除响应中的随机成分，从而获得初始激励下的自由响应,a) 随机振动曲线,b) 拟合后曲线,图2.1 平稳随机激励,NExT法,NExT法(Natural Excitation Technique)，又称自然激励技术法，是由James在1993年的一份研究报告提出的,ITD法,ITD法(The Ibrahim time domain technique)是由Ibrahi

8、m在上世纪70年代提出的一种用于结构自由振动响应的时域信号参数识别方法,模态参数识别步骤,图2.2 模态参数识别流程图,超高韧性水泥基复合材料(ECC)试验研究,试验用原材料及其配比,本文ECC材料配和比是在参考文献57基础上进行了 适当修正，见表2.1所示,表2.1 ECC材料配合比,表2.2 聚乙烯纤维(PE)力学性能,表2.3 高阻尼ECC材料配合比,试件设计及测试方法,轴心抗压强度( )和弹性模量( )测试按照普通混凝土力学性能试验方法标准(GB/T 50081-2001)进行。轴心受拉采哑铃型试件,图2.3 哑铃形试件截面尺寸图,图2.4 试件配筋,图2.5 试验加载装置图,图2.6

9、 现场试验加载照片,力学性能测试,受压力学性能测试,a) ECC,b) BC-SD-5,c) BC-SD-10,d) SD-10,表2.4 试件力学性能测试结果,受拉力学性能测试,振动信号测试及阻尼识别,振动信号测试,ECC悬臂梁分三组进行，第一组由普通ECC材料浇筑而成，采用的试件为PT；第二组主要考虑不同掺量下的单一乳液(SD623)对ECC材料阻尼性能的影响，采用的试件为PT-SD5、PT-SD10、PT-SD15和PT-SD20；第三组主要考虑不同掺量下的乳液共混(BC992、SD623)对ECC材料阻尼性能的影响，采用的试件为PT-BC-SD5、PT-BC-SD10、PT-BC-SD

10、15和PT-BC-SD20,a) 1mm,b) 2mm,c) 3mm,d) 4mm,阻尼识别,a) 单一乳液(SD623,b) 乳液共混(SD623、BC992,图2.2 聚合物掺量对阻尼比的影响,试验分析结果及讨论,随着聚灰比的提高，ECC材料的阻尼比逐渐增大，但其强度和弹性模量有所降低。从试验结果来看，当聚灰比相同时，采用乳液共混时的强度和弹性模量比采用单一乳液时要高，且采用乳液共混与采用单一乳液相比，其阻尼比相差不大,a) 单一乳液(SD623,b) 乳液共混(SD623、BC992,图2.14 相对阻尼比及相对抗压强度随聚灰比变化曲线,两折线悬臂梁阻尼比模型,一般认为，构件的阻尼主要有

11、材料阻尼和摩擦阻尼两部分组成。材料阻尼包括材料本身各相之间的界面摩擦以及高分子材料通过分子键和物理键耗散能量产生的阻尼；摩擦阻尼主要包括ECC材料开裂处骨料摩擦和聚乙烯纤维(PE)与骨料的相互作用而产生的阻尼,假定,1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不随T型梁构件振幅的变化而变化，材料的阻尼认为是一定值。 (2)在弹塑性阶段，摩擦阻尼是阻尼比增大的主要原因。随着裂缝的开展，摩擦阻尼的影响越来越大，且摩擦阻尼随振动幅度呈线性关系,图2.15 两折线阻尼比模型示意图,2.46,a) PT-BC-SD5,a) PT-BC-SD10,图2.16 悬臂梁实测与计算模型阻尼比曲线对比图,小结,1)随着聚合

12、物的掺入量的增加，ECC材料的强度和弹性模量逐渐降低，阻尼比逐渐增大。 (2)在聚合物掺入量相同情况下，单一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)对ECC材料的强度影响要大，但对阻尼比没有显著的影响。在ECC材料中掺加乳液共混聚合物时，能够在强度降低不大的情况下，较高的提高材料的阻尼比 (3)当聚合物采用单一乳液(SD623)时，高阻尼ECC材料的最优聚灰比在4%6%之间；当聚合物采用乳液共混(SD623、BC992)时，高阻尼ECC材料的最优聚灰比在6%8%之间 (4)探讨了阻尼产生的机理和影响阻尼比小的主要因素，提出了阻尼全过程的两折线简化计算模型，并给出了简化计算模型的参

13、数计算公式及建议的参数选择范围,3. 部分高阻尼剪力墙抗震性能试验研究,试验概况,本章试验的2片单肢剪力墙试件的编号分别为PHDECCSW和PHDHSW，截面尺寸为700mm 100mm，试件高度H=1400mm，剪跨比均为2.0，模型缩尺比例均为1:3；试验时加载梁高度为200，相应的试验剪跨比为2.14,模型设计及制作,图3.1 试件尺寸和配筋,表3.1 试件力学性能测试结果,图3.2 现场浇筑剪力墙照片,表3.4 实测棱柱体抗压强度及弹性模量,表3.5 钢筋力学性能,试验装置及测试内容,a) 加载装置示意图,b) 现场加载相片,图3.3 加载装置示意图及现场加载相片,a) 墙身应变片布置

14、图,b) 暗支撑应变片布置图,图3.4 钢筋应变片布置图,试验结果及分析,特征荷载实测值及承载力,表3.6 剪力墙特征荷载实测值,顶点位移实测值及延性,表3.7 剪力墙顶部位移实测值及延性系数,滞回性能,a) HSW,b) HDHSW1,c) PHDHSW,d) PHDECCSW,图3.6 剪力墙实测滞回曲线,耗能与刚度退化,图3.9 等效粘滞阻尼系数-位移变化曲线,图3.10 刚度退化曲线对比图,试件破坏特征,a) HSW,b) HDHSW1,a) PHDHSW,a) PHDECCSW,图3.14 剪力墙裂缝分布图,应变分析,为验证部分高阻尼剪力墙配筋型式的合理性，本文分别给出了剪力墙PHD

15、HSW和PHDECCSW底部纵向钢筋应变、钢筋暗支撑应变和墙肢竖向分布筋与水平荷载之间的变化关系，如下图所示。图中竖向虚线表示钢筋的实测屈服应变(根据表3.5可计算得出,PHDHSW钢筋应变,PHECCSW钢筋应变,小结,1)与普通混凝土剪力墙相比，部分高阻尼混凝土剪力墙的开裂荷载、延性和耗能能力具有较大程度的提高。与高阻尼混凝土剪力墙试验结果相比，部分高阻尼混凝土剪力墙的开裂荷载、峰值荷载、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较高的造价，用部分高阻尼混凝土剪力墙来替代全部高阻尼混凝土剪力墙能节约工程造价，在经济上更具合理性。 (3)与部分高阻尼混凝土剪力墙试验结果相

16、比，部分高阻尼ECC剪力墙延性和变形能力无显著差别，但其开裂荷载和峰值荷载有较大程度的提高，刚度退化较小。从最终裂缝分布性态来看，具有较高轴压比下的部分高阻尼ECC剪力墙裂缝开展较为充分，整体破坏表现出较好的延性。在剪力墙底部容易发生破坏的部位用高阻尼ECC材料来代替高阻尼混凝土，能进一步提高剪力墙耗能能力,试验概况,4.高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究,模型设计及制作,表4.2 双肢剪力墙试验参数对比,a,b,c,d,e) 1-1剖面,f) 2-2剖面,g) 3-3剖面,表4.3 钢筋力学性能,a) 钢筋和钢板整体骨架,b) 局部构造,图4.3 双肢剪力墙制作现场照片,试验装置及测试

17、内容,a) 加载装置示意图,b) 现场加载相片,图4.4 加载装置示意图及现场加载相片,试验结果及分析,实测承载力及延性,表4.4 剪力墙特征荷载实测值,表4.5 剪力墙特征位移实测值,滞回性能,a) CSW2,c) CSW4,e) CSW2,g) CSW2,第一组剪力墙试验滞回曲线,b) CSW6,d) CSW7,f) CSW6,h) CSW6,第二组剪力墙试验滞回曲线,骨架曲线及耗能能力分析,表4.6 骨架曲线耗能与等效粘滞阻尼系数,a) 第一组剪力墙(,b) 第二组剪力墙(,图4.7 骨架曲线对比图,试件破坏特征,a) 初始裂缝图,b) 最终裂缝分布图,小结,1)连梁内设置带抗剪钉的钢板

18、，解决了连梁内设置钢筋暗支撑带来的钢筋拥挤问题，使得施工较为简单方便。与此同时，在加载后期内置带抗剪钉钢板的连梁能使墙肢保持较好的整体受力性能，避免了各墙肢在加载后期单独受力的情况，从而使得墙体的承载力和后期刚度有一定的增加，提高了剪力墙的抗震能力。 (2)与普通配筋剪力墙和带暗支撑剪力墙相比，高阻尼混凝土带钢板暗支撑双肢剪力墙在开裂荷载、极限承载力、变形能力、后期刚度和耗能能力方面均有一定程度的提高；对同为高阻尼混凝土的双肢剪力墙，钢板暗支撑比混合暗支撑更能提高剪力墙的承载力、后期刚度和耗能能力。 (3) 钢板暗支撑的加入改善小剪跨比连梁的双肢剪力墙延性。在试验过程中，首先在连梁端部形成较为

19、明显的塑性铰，其次墙肢边框柱底部混凝土被压酥而发生明显的破坏，屈服破坏机制具有明确的两道抗震防线,5. 剪力墙恢复力模型及有限元分析,图5.1 剪力墙四折线恢复力模型,图5.3 开裂状态下截面应力应变分布图,图5.4 屈服状态下截面应力应变分布图,图5.5 峰值状态下截面应力应变分布图,四折线恢复力模型,5. 9,5. 19,5. 27,剪力墙极限荷载取为峰值荷载的85,根据材料力学的公式可得到剪力墙的初始刚度 ，即,5. 30,剪力墙特征刚度的计算,表5.1 带暗支撑单肢剪力墙初始弹性刚度计算值与实测值比较,对带暗支撑剪力墙试验数据进行统计分析，剪力墙的开裂刚度 ； 屈服刚度 ；峰值刚度 ；

20、下降段刚度,剪力墙特征位移计算,5. 31,5. 32,5. 33,5. 34,剪力墙四折线恢复力模型,滞回规则,图5.6 剪力墙刚度退化曲线,图5.7 剪力墙恢复力行走路线,恢复力模型验证,图5.8 恢复力模型计算与试验曲线对比,a) HSW,b) HDHSW,c) PHDHSW,d) PHDECCSW,有限元分析,分析参数选择,本文选用有限软分析软件MARC和ABAQUS进行数值分析,5. 36,5. 37,混凝土受压本构,混凝土受拉本构,钢筋采用带有强化段的两折线模型,图5.10 钢筋两折线模型示意图,模拟与实测滞回曲线分析,图5.12 PHDHSW滞回曲线对比,图5.13 PHDECC

21、SW滞回曲线对比,单肢剪力墙,图5.14 HDCSW3滞回曲线对比,图5.15 HDCSW4滞回曲线对比,双肢剪力墙,单调加载分析,图5.16 剪力墙模拟与实测骨架曲线对比,a) PHDHSW,b) PHDECCSW,c) HDCSW3,d) HDCSW4,a) PHDHSW,b) PHDECCSW,图5.23 不同轴压比下力-位移曲线,表5.5 模拟特征值及位移延性系数,参数分析,轴压比,图5.24 HDCSW3不同轴压比下力-位移曲线,图5.25 高阻尼ECC高度对峰值荷载的影响,轴压比,高阻尼ECC高度,双肢剪力墙暗支撑型式,a) HDCSW3(4,b) HDCSW5(6,c) HDCS

22、W7(8,图5.26 双肢剪力墙不同暗支撑型式布置图,a) 连梁剪跨比为1时,b) 连梁剪跨比为1.5时,图5.27 不同暗支撑型式力-位移曲线,含钢率,a) 墙肢含钢率,b) 连梁含钢率,图5.32 含钢率对峰值承载力的影响,小结,1) 提出了带暗支撑剪力墙在各荷载特征点的理论计算公式，在试验的基础上，通过统计分析，得到了滞回曲线的卸载段刚度衰减规律，采用本文所提出四折线恢复力模型可以较好地反映带暗支撑剪力墙试件的滞回性能。 (2)运用有限元分析程序MARC和ABAQUS软件对试验剪力墙构件进行了数值模拟分析，模拟滞回曲线和实测滞回曲线较为吻合，在此基础上分析了轴压比，暗支撑型式和含钢率等参

23、数对剪力墙受力性能的影响。 (3) 轴压比对部分高阻尼剪力墙的抗震性能有较大影响，在相同轴压比下，部分高阻尼ECC剪力墙PHDECCSW的承载力和延性显著高于部分高阻尼混凝土剪力墙PHDHSW,6. 钢筋混凝土剪力墙基于性能的设计方法,剪力墙塑性铰长度计算模型分析,塑性铰影响因素分析,a) 剪力墙,b) 屈服曲率,c) 极限曲率,d) 屈服位移和极限位移,图6.1 剪力墙尺寸及变形示意图,6.1a,6.1b,表6.1 模拟特征值及位移延性系数,有限元分析,图6.3 剪力墙截面及配筋示意图,有限元分析,单参数下塑性铰长度拟合,a) 剪跨比,b) 轴压比,c) 暗柱配筋率,d) 墙肢配筋率,图6.

24、4 各参数对塑性铰区长度的影响,塑性铰长度模型,多参数影响下的塑性铰长度计算模型,6. 9,6. 11,式(6.11)中每个指数函数可近似表示为,6. 12,经多参数拟合后的塑性铰长度计算公式为,6. 13,6. 14,基于实验数据的塑性铰长度计算模型验证,6. 15,表6.2 剪力墙试验数据,表6.3 塑性铰长度计算模型对剪力墙极限位移的影响,剪力墙基于变形的设计方法,曲率延性与位移延性的关系,延性定义,6. 15,6. 23,剪力墙极限位移角计算,6. 24,6. 25,6. 27,影响剪力墙极限位移角的主要因素有剪跨比、轴压比、相对受压区高度和配箍特征值,相对受压区高度计算,6. 28,

25、6. 29,边缘约束区长度计算,6. 33,边缘约束区配箍特征值计算,6. 36,图6.7 剪力墙基于变形的设计流程图,计算示例,以剪跨比为2的悬臂剪力墙为例，当需求位移角 分别取1/150、1/100、1/80和1/60时，按图6.7所示的基于变形的设计流程图，可经计算得到剪力墙在不同轴压比和墙肢配筋率下相对边缘约束区长度 以及相应约束边缘构件的配箍特征值 ，详见表6.9表6.12,表6.9 约束边缘构件相对长度(,表6.10 约束边缘构件相对长度(,表6.11 配箍特征值要求长度(,表6.12 配箍特征值要求长度(,小结,1)在数值模拟的基础上，利用MATLAB软件拟合出了单一影响因素对塑

26、性铰长度的影响。进而，通过多参数拟合，提出了在主要因素影响下的塑性铰长度计算模型。 (2)利用本文提出的塑性铰长度计算模型，计算出了已有剪力墙的极限位移，并与试验数据中的极限进行对比，分析结果表明本文提出的等效塑性铰长度计算的具有一定的合理性。 (3)给出了钢筋混凝土剪力墙基于变形能力的设计流程图，并推导了边缘约束区长度和配箍特征值的计算公式，为实际工程设计提供参考,结论与展望,结论,1) 在聚合物掺入量相同情况下，单一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)对ECC材料的强度影响要大，但对阻尼比没有显著的影响。在ECC材料中掺加乳液共混聚合物时，能够在强度降低不大的情况下，提高材料的阻尼比，高阻尼ECC材料最优聚灰比在6%8%之间； (2) 高阻尼混凝土比普通混凝土具有较高的造价，用部分高阻尼混凝土剪力墙来替代全部高阻尼混凝土剪力墙能节约工程造价，在经济上更具合理性。在剪力墙底部容易发生破坏的部位用高阻尼ECC材料来代替高阻尼混凝土，能进一步提高剪力墙承载力和耗能能力。 (3) 通过与已有试验结果的对比，高