小開口對剪力墻強(qiáng)度和剛度的影響

1、反應(yīng)堆建筑物中小開口對剪力墻強(qiáng)度和剛度的影響小林學(xué)者等人，日本橫濱市戶冢區(qū)大成公司日本仙臺東北大學(xué)日本東京核電廠工程公司摘要：一共對26個(gè)試件進(jìn)行了試驗(yàn)用以檢測在反應(yīng)堆建筑物中小開口對剪力墻強(qiáng)度和剛度的影響。被測試的參數(shù)包括形狀，數(shù)量和開口位置，以及在開口周圍加固方法等。施加在試件上的反向循環(huán)荷載、它們的強(qiáng)度和恢復(fù)力特點(diǎn)被用來相互比較以此來理解這些參數(shù)的影響。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，用來預(yù)測有多個(gè)小開口墻體抗剪強(qiáng)度的兩種方法得到檢驗(yàn)。一種方法是按照假定的破壞線路直接計(jì)算強(qiáng)度，另一種方法是在設(shè)計(jì)時(shí)允許估計(jì)強(qiáng)度折減系數(shù)，同時(shí)考慮到開口的影響。兩種方法對于估計(jì)剪力墻的大致強(qiáng)度都是很有用的。它也表明，這些墻體的

2、剛度可以使用一種混合多彈簧模型進(jìn)行估計(jì)。在開口周圍的加強(qiáng)方法中，一種簡單的加強(qiáng)方法被提出來，并且通過檢驗(yàn)加固對墻體強(qiáng)度的貢獻(xiàn)來討論這種方法的有效性。1. 引言：在反應(yīng)堆建筑物中由于滲透管道或其他要求剪力墻不可避免地要有許多開口。當(dāng)一堵墻里存在大量開口時(shí)，即使開口的尺寸相對其墻體的尺寸較小，根據(jù)開口的大小，數(shù)量和形狀的不同，這些開口也能影響剪力墻的結(jié)構(gòu)性能，造成削減其強(qiáng)度，剛度和變形能力。在日本相應(yīng)的建筑學(xué)會(huì)（AIJ）標(biāo)準(zhǔn)（AIJ1998），只有一個(gè)開口的剪力墻強(qiáng)度的減少程度是通過水平橫截面損失率的較大值或開口面積與墻體表面積比值的平方根來評價(jià)的。此外，1.0減去這個(gè)值被定義為設(shè)計(jì)實(shí)踐中的強(qiáng)度折

3、減系數(shù)。然而，這種折減系數(shù)不能適用于墻體上有大量的小開口的情況。因此，在日本現(xiàn)行的做法，在每個(gè)開口處加強(qiáng)設(shè)置以確?？辜魪?qiáng)度等于或超過墻體不開口時(shí)的強(qiáng)度。這會(huì)導(dǎo)致開口附近配筋的相互擁擠。與此相反，當(dāng)墻體存在一個(gè)大開口時(shí)，比如位于隔離墻體中的一個(gè)機(jī)械門或者阻隔室，隔離墻本身就是精心設(shè)計(jì)的，同時(shí)考慮到開口的影響，借助于精密的程序，如有限元模型進(jìn)行分析。為了確定一個(gè)能夠估算小開口和分組開口剪力墻強(qiáng)度減少程度的方法，并提出在開口處一種簡單有效的加固方法，采用了26個(gè)墻體試件進(jìn)行加載試驗(yàn)。2.試驗(yàn)要點(diǎn)所有墻體樣本的厚度，長度和剪跨比均分別為15厘米，200厘米和0.6，如圖1所示。為了加強(qiáng)墻體強(qiáng)度，在間距

4、10cm的橫向和豎向采用一對D10的直桿件，所有的試件都選用相同的0.95%的配筋率，為防止一些鋼筋在開口處斷裂，在開口處設(shè)置了更多同樣型號的鋼筋。Mpa,均值和標(biāo)準(zhǔn)差分別為34.1和4.25兆帕。這些材料的特性概述在表1中?；炷恋膹椥阅Ａ康木岛蜆?biāo)準(zhǔn)差分別是23.91000Mpa和2.061000Mpa。（圖1）試件的開口尺寸和位置（單位：毫米）小林艾拉學(xué)者/核工程設(shè)計(jì)156(1995)17-27試件分為三類，即OF,OA,OR系列。每個(gè)試件開口的位置比較如圖1所示。在OF系列中，有些開口被位于試件中高部的狹縫所取代，因此，可以研究在水平橫截面中損失率的基本影響。在這項(xiàng)研究中，損失率是指在

5、任一水平截面中最大的開口面積與總的墻體橫截面積的比值。第二個(gè)系列（OA）基本上有一個(gè)固定的20%損失率，它的目的是研究開口形狀，位置和數(shù)量的影響。雖然試件開口的大小不一定和實(shí)際反應(yīng)堆建筑物中一致，但是它們可以用來描繪一組小開口彼此相距較近的情況。對于OR系列，選定開口的形狀和位置以模擬在實(shí)際反應(yīng)堆建筑物中的剪力墻，以及直接檢測成組小開口的影響。與此同時(shí)，開口周圍的加強(qiáng)方法的兩種類型適用于試件OR3和OR4,每一種加強(qiáng)方法效率都被仔細(xì)檢查。一種加固方法是在（AIJ，1988）（試件OR3）中指定的常規(guī)使用方法。該標(biāo)準(zhǔn)要求開口處配筋有足夠的強(qiáng)度以承擔(dān)開口造成的額外對角線張力。另一種加固方法是一種簡

6、化的方法，可以避免開口周圍（試件OR4）鋼筋的擁擠。X型的鋼筋放置在被假想形成的開裂線附近。配筋的數(shù)量是由彌補(bǔ)預(yù)測強(qiáng)度的減少量所決定的。試樣OX1與樣本OA5有相同的開口，并且在開口周圍有簡化的配筋，它被作為一個(gè)特殊的情況。由于樣本OA-5有相當(dāng)大的強(qiáng)度損失，在這種情況下期望新方法的作用會(huì)清楚的解決。開口處其他的配筋在圖2中做了對比。相反的偱環(huán)荷載，會(huì)相應(yīng)的產(chǎn)生0.0005-0.01rad的轉(zhuǎn)角，它們都適用于試件。它們的回復(fù)力特性和主要配筋的張力得到檢測。配筋：2-D10 OR-3傳統(tǒng)加固方法非專門配筋：2-D10OR-4(X型配筋)加固：2-D13圖2：開口附近進(jìn)一步加強(qiáng)小林學(xué)者等人。核工程

7、與設(shè)計(jì)156（1995）17-273.實(shí)驗(yàn)結(jié)果3.1 強(qiáng)度折減在比較每個(gè)試件的折減強(qiáng)度之前，應(yīng)對每個(gè)試件的觀測強(qiáng)度應(yīng)進(jìn)行修改，同時(shí)要考慮到所有試件材料強(qiáng)度的不同。在這篇文章中，觀測強(qiáng)度cQ與理論強(qiáng)度cQ1的比率作為強(qiáng)度折減指數(shù)。在理論計(jì)算時(shí)，實(shí)際的材料強(qiáng)度和早先用的研究方法被采用（Yoshizaki，1985），不考慮墻壁上開口的存在。比例恢復(fù)正常所以沒有開口的試件OF1的值就變成了1.0。比率系數(shù)eru，定義為“觀測強(qiáng)度折減系數(shù)”。這些觀測強(qiáng)度折減系數(shù)被列在表1中，表中同時(shí)列出了水平橫截面的損失率。在表1中通過比較觀測到的折減系數(shù)和水平橫截面的損失率，發(fā)現(xiàn)由于分散的小開口引起的強(qiáng)度折減比由于

8、水平橫截面的損失率引起的折減要少。同時(shí)也發(fā)現(xiàn)，開口的形狀和位置影響強(qiáng)度折減的程度，即使水平橫截面的損失率和/或墻面開口的總面積是一樣的。例如，盡管事實(shí)上，大多數(shù)OA系列試件有相同的20%的損失率，強(qiáng)度折減系數(shù)也從0.72（試件OA-5）至0.99（試件OA-3）各不相同，超過10%的明顯的折減只在試件OA-5,OA-6,OA-7,OA-9和OA-10系列中觀察到。雖然試件OA-11的損失率小于2O%，但它顯示了類似于這五種試件的的折減系數(shù)。標(biāo)本OA-5，OA-6,OA-7和OA-8具有相同的損失率和總的開口面積，但在這些不同的試件中其減少程度不同。然而，觀察到的試件OA-9和A-10有很少的不

9、同，它們也有同樣的損失率和總的開口面積。這表明，強(qiáng)度的減少并不僅僅取決于損失率和/或總的開口面積。試件OF-9和OA-3的比較表明另一個(gè)有趣的事實(shí)。它們彼此折減系數(shù)的不同，僅僅取決于開口的位置。3.2破壞模式在加強(qiáng)剪力墻的情況下，眾所周知，墻體往往出現(xiàn)剪切壓縮或剪切滑移破壞，而不是剪切張拉破壞，剪切張拉的破壞模式是普通的剪力墻中很常見的破壞模式。試件OF-1沒有任何開口，實(shí)際上正如預(yù)期地顯示了這種類型的破壞模式。試件OF-9也有這樣的破壞模式。在這種破壞類型的所有墻體表面都可以看見有許多分散的斜裂縫。另一種類型的破壞模式在試件OA-5,OA-7等情況中被發(fā)現(xiàn)。在這些情況中，開口的連接處形成了一

10、條明顯的失效線，好像試件包括多個(gè)墻構(gòu)件。另外，剪切裂縫不像以前那么大。這些破壞模式在圖3中進(jìn)行了比較。它們在表1中被列為A類（OF-1,OF-9等），B類（OF-5,OA-7等）。總的說來，同B類破壞模式相比，A類的強(qiáng)度降低較少。B類的破壞模式主要在OA系列的試件中被觀測到，OA系列代表了小開口分布較密的情況。這也就是說，分散的小開口可能不會(huì)影響墻體強(qiáng)度;但是，密集分布的小開口可能會(huì)有影響。4.討論4.1強(qiáng)度預(yù)測帶有許多小開口墻體的抗剪強(qiáng)度的兩種方法得到了研究。一種方法是用直接的方法估算沿預(yù)測破壞路線的強(qiáng)度，另一種方法是估計(jì)由于小開口因素所造成的強(qiáng)度減少。第二種方法在設(shè)計(jì)實(shí)踐中是有用的，因?yàn)闆]

11、有開口的剪力墻強(qiáng)度可以被計(jì)算出，比如產(chǎn)品的減少因素cru和沒有開口的墻體的傳統(tǒng)理論強(qiáng)度（比如cQ1）。在第一種方法（Yoshizaki，1985年），墻體被順著預(yù)測失效線分為幾個(gè)墻體組成部分所示。每個(gè)組成部分都被計(jì)算，正如預(yù)測的，當(dāng)失效線形成時(shí)2所有組成部分強(qiáng)度給出了一個(gè)樣本的理論剪力強(qiáng)度。表1中列出了CQ2預(yù)測強(qiáng)度結(jié)果，并在圖4中對cQ的觀測強(qiáng)度進(jìn)行了比較。在圖4中，開平方代表試件的值，它顯示出強(qiáng)度減少大于10%，充分平方代表有較小強(qiáng)度降低的試件。可以這樣說，這種方法適用于那些主要受開口影響的試件，但它會(huì)低估那些僅受開口輕微影響的試件的強(qiáng)度。這種方法需要一個(gè)假定的破壞線，有時(shí)假定的破壞線是錯(cuò)

12、誤的。其結(jié)果是當(dāng)假定的破壞線錯(cuò)誤時(shí)，這種方法會(huì)高估開口的影響。沿著虛設(shè)的破壞線的墻的組成部分通常有小的剪跨比，并且這種方法（Yoshizaki，1985年）給出的墻的強(qiáng)度比較保守，因?yàn)檫@種小剪跨比剪力墻的強(qiáng)度相當(dāng)分散。在第二個(gè)方法中，介紹了實(shí)際設(shè)計(jì)中的強(qiáng)度折減系數(shù)，并考慮了整體應(yīng)力流在墻壁上的影響。類似的方法被提出過（Tokuhiro，1987年），但這種方法在這項(xiàng)研究中是經(jīng)過修改和審查的。由于認(rèn)為墻體上受到的剪應(yīng)力被對角線支桿所承受，墻體的強(qiáng)度主要是依賴于支桿的能力。然而，墻壁的開口擾亂了應(yīng)力流在墻上的順利流通，這降低支桿的有效作用區(qū)域。在Tokuhiro的方法中，只有支桿在45方向才被認(rèn)為

13、是有效的和這種方法低估了其強(qiáng)度。小林學(xué)者等人，核工程設(shè)計(jì)156（1995）17-27圖3，典型的破壞模式然而，應(yīng)該考慮到在45方向以外的其他方向也可能形成有效支桿。因此，圖5中顯示的有效支柱在這項(xiàng)研究中是假定的。首先，墻體被通過每個(gè)開口中心的45方向的隔界線劃分為幾塊。然后，每個(gè)支柱的有效寬度被定義為長度方向的最小寬度。通過這種修正方法得到的有效面積比用Tokuhito方法獲得的數(shù)據(jù)大一點(diǎn)。圖4，觀測強(qiáng)度和預(yù)測強(qiáng)度的對比 圖5，觀測值和建議的減少系數(shù)的對比通過這種方法得到的估計(jì)強(qiáng)度折減系數(shù)列于表1中作為擬議的設(shè)計(jì)系數(shù)cru。把這個(gè)值與觀察到的強(qiáng)度折減系數(shù)cru的值相互比較，并在圖5中繪制。對于

14、大部分試件來說計(jì)算值和觀測值的比值降為0.90-1.10。這個(gè)方法似乎為實(shí)際設(shè)計(jì)提供了一個(gè)折減系數(shù)，再利用常規(guī)公式來預(yù)測沒有開口的墻的剪切強(qiáng)度。4.2剛度圖6，恢復(fù)力計(jì)算X型配筋剪力墻的承載力配筋模型的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系圖7 X型配筋剪力墻的承載力計(jì)算方法為了討論試件的剛度，用一個(gè)多彈簧模型進(jìn)行研究。在此方法中，類似于直接強(qiáng)度估算方法，墻被分為多個(gè)彈簧構(gòu)件，構(gòu)件的恢復(fù)力特性通過早期的研究（Forukawa，1987年）確定，這項(xiàng)研究用來確定在核反應(yīng)堆建筑物中有大量鋼筋的剪力墻的恢復(fù)力特性。最終的0.4%的剪切變形被確定，剪應(yīng)力剪應(yīng)變的關(guān)系的最終值在研究報(bào)告被提出。在小剪跨比的墻體中剪切變形占主導(dǎo)地位

15、。在這個(gè)項(xiàng)目中所有被測試的試件有相同的0.6的剪跨比;因此，對于所有情況該比值達(dá)到0.7或以上時(shí)剪切變形占主要地位。此外，彎曲變形似乎對所有的試件有相同的影響，因?yàn)樗性嚰哂邢嗤呐浣盥屎涂箯澞芰ΑＲ虼?，在這里比較剪切變形特點(diǎn)，因?yàn)檫@似乎足以檢測小開口對試件恢復(fù)力特性的影響。在圖6中顯示了采用彈簧元素的假定方法，使用試件OA-5作為一個(gè)例子。每個(gè)試件的恢復(fù)力一步一步地被計(jì)算出，這樣總的恢復(fù)力的所有要素被計(jì)算出。一些結(jié)果在圖6被顯示出來。可以說，這樣的墻壁的剛度可以通過彈簧模型大致被計(jì)算出來。4.3 加固效應(yīng)圍繞開口進(jìn)行常規(guī)的加強(qiáng)的作用被OR-3的實(shí)驗(yàn)結(jié)果所證實(shí)，因?yàn)榕c沒有開口的試件OF-1相

16、比，它具有更大的強(qiáng)度值。簡化加強(qiáng)的效用在試件OA-5,OX-1,OR-2,OR-4的基礎(chǔ)上進(jìn)行了比較。假設(shè)一個(gè)雙線性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，鋼筋的拉伸強(qiáng)度可以通過光盤在測試期間被大致記錄下來，盡管Bauschinger效應(yīng)被忽視了。圖7顯示的方法過去常常用于計(jì)算X形加強(qiáng)剪力墻的剪切力。圖8顯示了試件OX-1和OR-4的計(jì)算值。試件開口強(qiáng)度的應(yīng)力隨變形的增加而增加，并最終達(dá)到屈服強(qiáng)度。在圖9中，試件OX-1和OR-4的骨架曲線同OA-5和OR-2進(jìn)行了比較，OA-5和OR-2沒有任何X型加強(qiáng)。它們之間的不同在于在剪切荷載下還給予了直接的有效的加強(qiáng)。盡管這兩個(gè)結(jié)果不一定相互適合，可以說，該方法是有效的，至少在改進(jìn)變形能力方面。然而，試件OX-1或OR-4的強(qiáng)度不能通過試件OA-5或OR-2的最大體積和X型加強(qiáng)開口的最大體積方法進(jìn)行簡單估算。這是因?yàn)樵谝粋€(gè)特定的時(shí)期他們的最大能力出現(xiàn)差異。5結(jié)論預(yù)測帶有許多小開口剪力墻強(qiáng)度和剛度的方法在26個(gè)試件的實(shí)驗(yàn)結(jié)果上進(jìn)行了討論。小開口周圍的加強(qiáng)效應(yīng)得到了檢測。實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到以下的結(jié)論。（1） 小開口剪力墻中強(qiáng)度的減少不能簡單地通過水平截面的損失率進(jìn)行評價(jià)。（2） 疏散的小開口幾乎不影響墻的強(qiáng)度，但它們的位置影響墻體的強(qiáng)度。（3） 由假想墻體破壞線所取得的強(qiáng)度預(yù)測同實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，證明破壞