土木工程毕业设计外文翻译.doc

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1、译 文 学 院： 船舶与建筑工程 专 业： 土木工程 学 号： 0745512126 姓 名： 肖永 指导教师： 裴星洙 江 苏 科 技 大 学2011年5月30日江苏科技大学本科毕业设计（论文）双功能带缝剪力墙的抗震性能分析Ye Lieping,Wang Zhihao, Kang Sheng,Zhao Wenhuiand Zeng Yong 前两位是清华大学土木工程系教授，后三位是清华大学土木系硕士生 摘要：一种新型的可控被动式钢筋混凝土剪力墙，称之为双功能带缝剪力墙（简称双功能墙），由第一个作者提出。双功能带缝剪力墙是在通缝的开缝部位设置连接键而形成的一种新型抗震剪力墙。在中小地震下，双功

2、能墙可以提供比带缝钢筋混凝土墙更大的刚度和强度；在严重的地震下，带缝钢筋混凝土与墙体的连接器出现故障时，完成延性弯曲破坏。实验研究调查了双功能墙的抗震性能，包括七块墙构件和连接器构件，在第一章中详细说明。一个分析模型，通过计算得出了双功能墙整体结构的荷载-位移关系曲线。分析结果发现，与试验结果相吻合。双结构的抗震模型，使用时程分析法研究双功能墙的动态响应。试验研究与分析，展示了双重控制功能，并表明双功能墙比相应的带缝剪力墙具有更好的抗震性能比。说明为了提高实心的钢筋混凝土剪力墙（SW）脆性剪切破坏，武藤敏郎 (1974)提出了一个带缝剪力墙（SLW），该剪力墙可以发展出韧性弯曲破坏。不管怎样，

3、起初的横向刚度和承载能力远远降低由于狭缝的引入，这样可能导致在中小型地震中位移和强度控制问题。通过在狭缝中设置连接器，一种新型的钢筋混凝土剪力墙，称之为双功能带缝剪力墙（双功能墙），由第一位学者提出（1999，详见图形1）。在小型地震（或正常使用荷载）和中度地震中，通过设置连接器，使双功能墙体表现出整体墙的工作性能，具有较大的刚度和承载力（功能一）。在强震作用下，连接键因受剪破坏退出工作，双功能墙自动转变为通缝墙，抗侧刚度可显著减小，从而使地震作用减小，并可获得与通缝墙基本一致的变形能力（功能二）。在中震下破坏主要限制连接键，这种破坏很容易修复，在强震下，墙的主体部分的破坏程度得以缓解。双功能

4、墙的抗震性能首次得到验证，通过本论文中的七个样本的试验来说明。从十三个连接器的试验得出了剪切应力变形关系。根据试验结果，提出了一种可以计算出双功能墙的整个结构体系的侧向荷载-位移关系的分析模型。为例更深入的研究双功能墙的抗震性能，一个双震结构模型（叶和Oyang，2000）采用非线性时程分析方法以此来研究双功能墙的动态响应。结论显示了，双功能墙相比与带缝墙有更好的抗震性能。 图形1：双功能带缝剪力墙双功能墙的试验研究概况这个试验模型是一个单层框架边墙，如图形1所示。对一堵整体墙，一个通缝墙和五个双功能墙进行了测试。这五个双功能墙和通缝墙的框架梁、框架柱和墙肢有相同的几何尺寸。固体壁架和墙板尺寸

5、也是相同的。试样详细尺寸见表1。试验分两批进行。第一批三个试件，主要对比双功能墙、整体墙和通缝墙的受力性能；第二批四个试件均为双功能墙，主要研究连接键参数变化对双功能墙受力性能的影响。所有试件的基本尺寸均相同（见表1），各试件墙板部分配筋及连接键参数见表2。试验在顶梁轴线位置施加水平反复荷载。表1 试件尺寸墙高墙宽墙厚墙肢宽D缝宽a连接件厚边框柱截面边框梁截面8001000602252040150150150250表2 连接键和墙板参数及配筋组别试件编号第一组SW22.7-6-706-100-SLW20.50006-706-10028DFW127.512006-1006-706-10028第二

6、组DFW2302210006-506-260210DFW317.5206-506-506-260210DFW426.3221006-506-506-260210DFW531.3221006-506-506-260210 附注：混凝土的抗压强度（MPa）；:每一个缝隙的连接件的数量；:连接件的长度；：连接件中的配筋路线；：墙肢中水平筋； ：墙肢中竖向筋；:墙肢中受力筋。6钢筋的屈服强度：=371MPa，8钢筋的屈服强度是=336MPa,10钢筋的屈服强度是=255MPa。图2显示了双功能墙4典型的开裂形成的过程。图3显示了所有试件的横向荷载-位移关系曲线的结果。钢筋混凝土剪力墙上较大的侧向力导致

7、了基础梁的旋转，引起了明显的塑性方式的滞后关系而它实际上是脆性破坏模式。 图2：双功能墙4的裂缝形成图形3(a):第一组的侧向荷载-位移滞回关系曲线图形4显示了双功能墙4在水平荷载作用下的剪应力-层间转角（-R）关系骨架线,为过墙断面水平方向的平均剪应力，为层间位移角。根据试验研究，双功能墙分为以下几个受力阶段：（1）弹性整体工作阶段（OA段）：由于剪切首次在连接件中观察到裂缝（见图形2的）。在连接件开裂前，双功能墙基本处于弹性受力状态，具有一定的整体墙的工作性能和较大的侧向刚度；大约是相应通缝墙的23倍。 图形3（b）：第二组的侧向荷载-位移滞回关系曲线（2）开裂后的弹塑性阶段（AB段）：在

8、墙肢中，弯曲力矩引起横向裂缝（如图2中的）出现在顶部和底部。随着荷载增加，连接件中的裂缝不断发展。在大约0.5(是最大侧向力)，连接件中的裂缝宽度大约为0.10.2mm。在靠近连接件的壁柱部位由弯曲应力引起的横向裂缝（在图2的）。墙上的柱段剪切力引起一些斜剪裂缝（如图2的）当柱纵筋在顶部和底部产生时，更大的变形可被观察到（图形4的点B）；（3）连接件开始破坏（BC段）：墙肢受拉主筋达到屈服（B点）后，连接件处剪切裂缝发展迅速，且连接件混凝土开始崩落随着荷载达到最大值（图形4的C点）；（4）连接件退出工作（CD段）：在达到最大荷载时，连接件的剪切刚度急剧下降，这样导致了在墙肢中的更少的连接。双功

9、能墙的荷载承载力明显下降。裂缝和在这个阶段不会发展；（5）延性承载阶段（DE段）：在连接件混凝土完全崩落并退出工作的时候（图形4的点D），墙向通缝墙转变，除了连接件中的钢筋。此阶段负荷能力成为大变形稳定。由于连接件中剩下的钢筋，此阶段的承载力比相应的通缝墙的最大承载力约提高1.11.2倍。 图形4:双功能墙的典型骨架线-R图形5比较了双功能墙1，带缝剪力墙和钢筋混凝土剪力墙的-R曲线。从图中可以看出有最大的最初横向刚度和强度的钢筋混凝土剪力墙，在一次脆性剪切模式下破坏，而有最小的初始横向刚度和强度的带缝剪力墙在韧性弯曲模式下破坏。 图形5：双功能墙1，带缝剪力墙和钢筋混凝土剪力墙的-R曲线至于

10、双功能墙（DFW1），初始横向刚度比钢筋混凝土剪力墙小但比带缝剪力墙大，在弹性阶段，其值大于是带缝剪力墙的3倍（见表3）。当变形增大的时候横向刚度降低。连接件完全破坏后，横向刚度几乎与带缝剪力墙的一致，誉为初始值得1/50。因此，在不同的地震强度下，连接件可以提供适当的刚度控制。在小型地震（或正常使用荷载下）阶段，结构变形可以控制在大的横向刚度下，而在强地震作用下，横向刚度可能产生更小的地震力作用。双功能墙1的强度在钢筋混凝土剪力墙和带缝剪力墙之间。双功能墙1的最大强度比带缝剪力墙高出40。因此，在中度地震下，双功能剪力墙比带缝剪力墙可以提供更大的强度。在连接件破坏后，双功能墙1的-R曲线随着

11、负荷能力的逐渐增大转变为带缝剪力墙。双功能墙的延续弯曲破坏模式最终转变为带缝剪力墙的模式。墙肢处的连接件刚度比是影响双功能墙初始刚度和最大强度的主要参数（叶和康，1999年）。图形6显示了第二组样本的-R骨架曲线。在双功能墙上的连接件仅仅由钢筋制作而成，然而双功能墙4上的连接件由混凝土和钢筋（同双功能墙3）共同构成。双功能墙3和双功能墙4的比较表明，该连接件剪切刚度大大影响了双功能墙的墙侧刚度。由于钢连接件，双功能墙3随着强度的逐渐加大表现的更像整体墙。由于有较大的剪切刚度的连接件，双功能墙4比双功能墙3有更大的刚度和强度，且在延性加载阶段，同双功能墙3相同的变形能力。在连接件中增加钢筋会在加

12、载阶段造成双功能墙5比双功能墙4有较高的最大强度和承载能力。试件双功能墙2的连接件仅由混凝土构成没有钢筋。虽然它的初始刚度和最大强度较大，因为和双功能墙4和双功能墙5连接件相同的剪切刚度，在连接件破坏时，它的承载能力迅速下降，并在加载阶段和其他试件（第二组）相比造成了较低的承载能力。所有试件主要测试结果列于表3。图形6：第二组的-R骨架曲线表3 试验结果连接件的试验研究概况连接件是双功能墙的关键控制元件。有限元分析表明，在双功能墙中连接件起到的功能是垂直剪切（叶和康，1999）。为了分析双功能墙，应首先得到连接件剪切-变形的关系。因此，对连接件进行了实验研究。测试设置如图7，在试件连接件中心的

13、两个垂直反力用来引起纯剪力。图7中的虚线画出的力和支座用于提供扭转剪应力。图7：试件连接件的荷载设置在测试中需要考虑的参数是：（1）连接件中的钢筋率；（2）垂直缝的压应力；（3）连接件尺寸；（4）加载方式（单调和循环）。对十三个试件进行了测试。试件的尺寸为：墙板厚度，连接件厚度，宽度。所有试件的参数列于表4。一个典型的试件配筋如图8。连接件两面的相对的垂直变形在试验中测定。图形9是在实验中得出的-关系的一个典型结果，其中是连接件中的平均剪应力，是剪切变形。由于很大的剪切刚度，在初始的加载阶段剪切变形是非常小的，并且和剪应力成线性关系。首先，首先在连接件的顶部或底部边缘约剪切裂缝（图9点A）。随

14、着剪切力的继续增加出现了更多的剪切裂缝，而剪切刚度下降。如果逆转剪切力得到应用，在扭转角45方向观察到相同数量的剪切裂缝。在达到最大剪切力时，这些裂缝被发现集中在连接件。剪切裂缝的模式如图9所示。在最大荷载之前钢筋屈服了一些（图9的）。在达到最大剪切力后（图9的B点），抗剪刚度迅速下降，主要是因为混凝土的开裂和剪切变形的快速增长。由于剪切变形变得足够大，剪切力慢慢回升。这是由于在在试验的连接件的两面形成了非常大的相对垂直变形一些弯曲机构。双功能墙连接件的剪切变形小于这种变形值。因此，理想的连接件的-关系如图10。图8：试件连接件的配筋表4：试件连接件的参数表附注：-穿过连接件的钢筋；-钢筋的屈

15、服强度；-混凝土的抗压强度；-通缝的压应力；-连接件的高度；字母“”在测试编号中表示单调加载方式；字母“”表示循环加载方式。图9：连接件的剪应力-变形关系和剪切裂缝模式图10：理想的连接件的-关系试验发现循环加载方式下的-关系的骨架曲线几乎与相应的单调加载方式相同，取少量的迟滞模式在循环加载下观察-关系。通过以下转折点可以确定图10的理想化的-关系：(1)裂纹点A：在连接件中当拉应力达到混凝土抗拉强度时开始产生裂纹。根据有限元分析（赵、王、叶2001）当=0时为纯剪应力，所以在开裂点A剪应力大约等于（图11（a）。开裂剪应力值随压应力增加。由有限元分析及试验结果（图11（b），对于时，的计算采

16、用下面的公式： （1）忽略弹性理论的钢筋可以计算出裂点A的剪切变形，即，其中是混凝土的剪切模量。 图11：连接件的开裂剪应力(2)屈服点：根据试验结果，屈服剪切应力约为最大剪应力B点的90，例如，=0.9。发现屈服剪切变形与钢筋屈服应变相关，钢筋直径与连接件的比和压应力。在分析和试验结果的基础上提出了下面的公式： （2）其中，是压应力的影响因素，当=1.0，当=1.1；是加载方式的影响因素，在试验的结果基础上单调加载时=1.095，循环加载时=1.607；d是钢筋的直径，a是连接件的宽度；为连接件的配筋率，=/th；和分布为钢筋的屈服强度和弹性模量。计算得出的剪切变形与试验的对比如图12。 图

17、12：计算和试验的对比(3)最大值点B：连接件的抗剪强度与混凝土强度、配筋率和强度相关。在分析连接件的极限应力状态的基础上，在结合剪切强度和压应力及试验结果的基础下，提出下列公式（赵、王、叶2001年）：一个系数0.9应当考虑循环荷载。图13显示了方程（3）和试验的对比。 （3）至于在剪切强度的剪切变形，（赵、王、叶2001）建议如下公式： （4）其中，和的单位均为MPa。图14显示了方程（4）与试验的对比。(4)点C ：由试验结果可得出，在C点残余抗剪强度和相应的剪切变形大致分别采纳0.65和6 。图13：方程（3）与试验的比较 图14：方程（4）与试验的比较双功能墙的分析建立在以下假定基础

18、上的双功能墙的分析模型见图15：(1)墙肢和框架柱的底部为固定端，而上部是水平滚动支座仅当抵抗弯曲力矩时是刚性的；(2)连接件仅受到剪切力和和采用的剪切应力-变形的弹性部分作用；(3)在墙肢的连接件的水平部分被视为是刚性的；(4)由于外框架的限制，在墙肢上，除了由侧向力引起的弯矩和剪切力还存在轴向压应力。据武藤敏郎的提议（1974），在墙肢处的轴压应力为： （5）其中，和D分别是墙肢的高度和宽度；=/是墙肢的平均剪应力；是墙肢的剪力；是墙肢的横截面面积；k是系数，武藤敏郎（1974）提出在墙肢屈服之前k=0.7和在最大侧向荷载时k=0.9。图15：双功能分析模型根据建议的模型，通过以下的非线性

19、分析步骤可以得到全面的双功能墙的侧向力和位移关系曲线：(1)根据混凝土和钢筋的适当的轴压应力-应变关系及平面假定，可以首先得到墙肢和框架柱的部分的弯矩-曲率关系；(2)为了一步步提高墙肢和框架柱的曲率，根据先前获得的弯矩-曲率关系可以确定相应的弯矩；(3)假设可以由平衡方程得到连接件的剪切变形，计算相应的剪切力，在墙肢和框架柱顶端的水平荷载；(4)墙肢和框架柱被分成许多个有限段，在各段的每部分弯矩和相应的曲率可以根据连接件已知的顶端弯矩和剪力而确定；(5)在连接件的各部分水平(沿着墙肢和框架柱高度各部分的曲率)通过转角计算得出剪切变形；(6)如果计算得出的剪切变形和假设之一是允许的，继续下一步

20、；否则，重复（3）（5）步；(7)通过沿柱高各部分积累的曲率来计算墙肢和框架柱在顶端的侧移；(8)重复步骤（2）（7）以达到墙肢和框架柱的完整的水平荷载-位移关系；通过叠加的方法得到双功能墙的全水平荷载-位移关系。试验和分析得到的横向荷载位移曲线的对比如图16所示，可以得到合理的解答。从上述的分析过程相应的带缝剪力墙的横向荷载位移曲线也可得到，并在同一图上表示。双功能墙和带缝剪力墙的区别被用于下一章的动态分析。 图16：计算和试验得出的横向荷载-位移关系对比双功能墙的抗震性能分析为了进一步探讨双功能墙的在地震运动下的抗震性能和动态响应，进行了时程响应分析方法。，由第一作者提出（叶和Oyang，

21、2000年）的双重抗震结构中的一个单自由度体系模型用于分析。所谓的双重结构体系是结构具有两个结构系统（或元素），一个是所谓的主体结构体系；另一个是所谓的二级结构体系（或二级元件）。当结构作为单一主体结构来考虑时，主体结构有足够的强度以维持使用荷载，但稍小的横侧向刚度为了减小地震力反应。主体结构在足够的韧性下也可以形成一个适当的受益机制，以便他能够在强震下保存即使二级结构不起作用。二级结构（或元素）对主要的结构是一个补充，来控制结构性能，能源消耗和减轻损害。二级结构（或元素）也可以很容易修理和更换。图17（a）给出了双功能墙的单自由度的抗震结构体系的动态分析模型。主要和次要结构平行，以抵抗横向地

22、震力，即主体和次要结构的侧移是相同的，主体和次要结构的剪切力总和等于结构质心的侧向力响应值。二级结构比主体结构有更小的屈服位移，因此在主体结构和能量消耗达到它的磁滞回线时屈服。图17：单自由度双功能抗震结构体系对于双功能墙，相应的带缝剪力墙作为主体结构连接件作为二级结构。在双功能墙中二级结构对水平荷载位移的关系的贡献是从双功能墙中提炼到相应的带缝剪力墙，见图17（b）。在试验结构的基础上，在双功能墙的滞回关系中发现了收缩效应（图3）。因此，三线性武田滑迟滞模型应用于非线性动态分析（藤和武田，1973）.外侧荷载位移测试和武田滑迟滞模型的一个典型试件滞后关系的比较如图18所示。利用Newmark

23、-方法用于非线性时程分析。埃尔森特洛1940（NS）的地震记录被用来作为激发用的输入量。加速度值已修改为100加仑，200加仑及400加仑以代表小，中和强地震水平。双功能墙4和相应的带缝剪力墙被用于分析。相应的带缝剪力墙在起始阶段被采用为0.6sec。在强震输入下，相应的带缝剪力墙的屈服强度为叹香菱响应值的五分之一。图18：试验和提出的模型磁滞回横向荷载-位移比较表5：双功能墙4和相应的带缝剪力墙的响应比较表格5显示了双功能墙4及其相应的带缝剪力墙（表5的SLW4）响应比较结果。可以看出，在小、中、严重地震烈度下，双功能墙4的最大位移响应分别约为33%，22%和10%，略小于同期的带缝剪力墙。

24、由主体结构和相应的带缝剪力墙的延性比较结果可以看出，在中度和重度地震下，双功能墙的主体结构比相应的带缝剪力墙的损坏程度要小。本文的试验和分析研究支持了双功能墙的控制功能的发明。它的抗震性能可通过在通缝上设置连接件来实现，以满足不同层次不同抗震设计标准。与相应的带缝剪力墙相比，双功能墙的初始侧向刚度约23倍高，最大强度为4060以上，在中小地震给出了适当的位移控制和承载能力议案。连接件破坏后，双功能墙自动转换为通缝墙。在弹性阶段刚度约为初始的1/50，在强烈地震下可减小地震力响应。双功能墙的抗震性能主要取决于连接件的设置和它的参数，连接件的剪应力-变形可采用本文的建议。图15提出的分析模型可预测

25、双功能墙的水平荷载-位移。由图17的单自由度双功能抗震体系模型，可得到双功能墙的抗震效应。鸣谢本研究是由中国国家自然科学基金提供（批准号：59678029）。 参考文献：1）Muto K., Ohmori N. and Takahashi T. （1974年）带缝剪力墙的研究。混凝土杂志，12（4），15-25（日文）2） Ye L. P. and Kang S（1999）双功能带缝剪力墙的弹性性能分析。清华大学学报。 39（12），79-81（中文）3） Ye L. P. and Oyang Y. F.（2000）双重抗震结构体系和参数分析。工程力学，2000（2），2329（中文）4） Zhao W. H., Wang Z. H., and Ye L. P.（2001）双功能带缝剪力墙连接的实验研究。工程力学，18（1），126136（中文）5） Kang S. and Ye L. P. （2001）。双功能带缝剪力墙刚度和强度分析。工程力学，18（2），27-34（中文）6） Eto H. and Takeda T（1973年）钢筋混凝土框架结构弹塑性地震反应分析。日本建筑学会年度会议上的报告，1261126216