T形與L形截面局部設縫短肢剪力墻抗扭性能試驗研究

張 敏 易 祺 王竹林 廖桂紅

(廣西科技大學土木建筑工程學院，柳州545006)

1 引言

《高層建筑設計規程》規定截面肢寬與肢厚之比為4～8的剪力墻為短肢剪力墻。短肢剪力墻墻肢厚度一般為200～300 mm，墻肢長度一般為800～2 400 mm。由于該剪力墻布置靈活，克服了一般框架露梁露柱的缺點，因而短肢剪力墻在現代建筑中獲得了廣泛應用，但由于T形、L形截面短肢剪力墻縱筋配置不對稱，因此地震作用下，該剪力墻截面翼緣受拉與受壓時延性與耗能能力差異較大，當翼緣受拉時，由于翼緣受拉縱筋參與了腹板工作將減小墻體延性，降低墻體耗能能力;而當翼緣受壓時，翼緣受壓縱筋則增大墻體延性，提高墻體耗能能力。此外，不少試驗表明，低周水平反復荷載作用下，T形、L形截面短肢剪力墻的滯回曲線一頭大，一頭小，滯回環不對稱，其延性與耗能與水平荷載方向有關，上述均表明T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能存在不足。

為了克服短肢剪力墻抗震性能的不足，作者提出了局部設縫短肢剪力墻［1］，即在傳統T形、L形截面短肢剪力墻的底部塑性鉸區域，沿墻體高度方向設置豎縫，將配置在墻體翼緣內的腹板縱筋與翼緣內其他縱筋分離，使翼緣內僅腹板縱筋參與腹板受力，翼緣內其他縱筋不再參與腹板受力，從而使墻體底部塑性鉸區的腹板縱筋對稱配置，以減小腹板截面混凝土受壓區高度，增大墻體延性與耗能，從而提高T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能。試驗與理論分析均表明［1］，該短肢剪力墻局部設縫后，墻體耗能與延性均大大提高，而腹板平面內承載能力降低大致5%左右，等效彈性剛度EIeq降低6%左右，均滿足工程要求，這些內容已在文獻［1］中闡述。該局部設縫短肢剪力墻目前已申請了國家發明專利。

國內不少學者對短肢剪力墻進行了研究。2012年廣西科技大學張敏等對傳統及局部設縫T形與L形截面短肢剪力墻進行了低周水平反復加載試驗研究［1］，表明T形、L形截面短肢剪力墻的底部局部設縫后，其延性、耗能等抗震性能顯著提高。2011年4月西安建筑科技大學李青寧等進行了鋼筋混凝土短肢剪力墻抗震性能試驗研究［2］，分別采用6個T形及6個L形短肢剪力墻試件通過低周反復加載試驗，表明T形與L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側移滯回曲線兩側不對稱，滯回環呈現一頭大一頭小的不對稱形狀，并且當短肢剪力墻翼緣受拉時的延性比翼緣受壓時延性小得多。2010年12月西安建筑科技大學張品樂等進行了短肢剪力墻抗震性能試驗研究［3］，分析了短肢剪力墻的承載力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞機制等抗震性能。2010年8月西安建筑科技大學李曉莉等對T形、L形等截面異形柱和短肢剪力墻的軸壓比限值進行了比較分析［4］，表明截面翼緣處于受拉側時，軸壓比較低，構件軸壓比限制應按翼緣處于受拉側考慮。2010年8月西安建筑科技大學張品樂等研究了L形截面短肢剪力墻的抗震性能［5］，分析了試件的承載能力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞特性等，表明L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側移滯回曲線兩側不對稱，滯回環呈現一頭大一頭小的不對稱形狀，并且當L形截面短肢剪力墻翼緣受拉時延性比翼緣受壓時小得多。2010年2月李青寧等對T形截面六片短肢剪力墻，兩片普通剪力墻分別進行了低周反復水平荷載作用下的試驗研究［6］，分析了短肢剪力墻的破壞現象，對滯回曲線及骨架曲線進行分析，研究了從開裂直至破壞過程中剛度退化系數隨試件位移變化的規律，并給出了數值模擬公式，通過對比各試件位移延性的差異，表明當短肢剪力墻的高厚比從規范規定的8變化到普通剪力墻的9時性能差異并不明顯。2010年4月西安建筑科技大學吳敏哲等進行了T形截面短肢剪力墻的非線性分析［7］，表明T形短肢剪力墻在翼緣受拉，腹板受壓時，隨軸壓比增大，極限承載力逐步降低，延性明顯變差，且T形短肢剪力墻三個端部的配筋量相等并不合理，應加大腹板端部的配筋量。2009年4月吳敏哲等為了解決T形短肢剪力墻承載力、延性不對稱及在腹板受壓時破壞為脆性的問題，提出了型鋼短肢剪力墻的概念［8-9］，即在腹板端部設置型鋼暗柱，并通過低周反復荷載試驗揭示了型鋼短肢剪力墻的破壞形態、延性及滯回性能，結果表明:型鋼短肢剪力墻的承載力和延性有顯著提高，適當配置型鋼后滯回曲線接近對稱，構件的綜合性能得到明顯改善;而普通短肢剪力墻在破壞過程中，容易出現斜裂縫，正截面受彎破壞常常伴隨著斜截面裂縫的開展，型鋼短肢剪力墻腹板的斜裂縫比普通短肢剪力墻更為密集，型鋼短肢剪力墻與普通短肢剪力墻相比，顯著改善了抗震性能，經過合理配置型鋼后，構件水平往復承載力大致相等。構件的滯回曲線大致對稱，兩個方向的受力性能大致相同;型鋼短肢剪力墻在腹板受壓時的豎向承載穩定性較普通短肢剪力墻有明顯改善，配置合理型鋼受壓，使構件腹板受壓時發生大偏心破壞，可以大大改善構件的延性，腹板的裂縫在翼緣和型鋼暗柱的約束下，沒有貫穿整個截面，整個構件的裂縫可以充分發展，可以承受較高的荷載。2007年6月肖良麗等利用ANSYS對兩組6個鋼筋混凝土短肢剪力墻進行單調荷載作用下的非線性有限元分析［10］，并將計算的荷載—位移曲線與試驗的骨架曲線進行對比，結果表明兩者符合較好，當肢厚比為6．5左右的短肢墻受力性能較好，同時具有一定的能量儲備;軸壓比高的短肢剪力墻的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載要比軸壓比低的短肢剪力墻大，但延性和耗能能力要比后者小，其中軸壓比為0．3左右的短肢剪力域試體，綜合性能較好。2003年3月東南大學黃東生等對短肢剪力墻進行了彈塑性性能研究［12］，分析了墻體破壞形態、滯回特性和整體性能等對其彈塑性性能的影響。2000年5月Zhang和Wang對承受較高軸壓比與剪壓比的鋼筋混凝土剪力墻進行了理論與試驗研究［13］，表明軸壓比對墻體的破壞模式、剛度和延性影響很大，試驗中軸壓比為0．35的試件，剪力墻發生了出平面的屈曲破壞，延性很低，而軸壓比為0．25、剪壓比為0．11的試件發生了邊緣混凝土壓碎破壞，延性較高，因此對剪力墻的允許軸壓比應進行多個試驗研究。1999年4月Kwan和Cheng，對帶豎縫的鋼筋混凝土剪力墻進行了地震反應的非線性分析［14］，表明剪力墻設置豎縫后，將豎縫間連梁設計為先于剪力墻板破壞之前屈服，則結構位移反應與結構的地震作用均可減小20%～25%。

國內還有不少學者對短肢剪力墻均進行了研究。

地震作用下，建筑結構不可避免會發生扭轉。短肢剪力墻一般厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限，如何保證地震作用下該短肢剪力墻的抗扭性能，避免發生扭轉破壞，這是本文研究的重點。

2 模型設計與加載制度

2．1 模型設計

設計2個1/2比例的T形截面短肢剪力墻TW650，TW800，以及2個1/2比例的L形截面短肢剪力墻LW650，LW800，各短肢剪力墻均在墻體底部沿塑形鉸區設置豎縫，豎縫高按等效塑形鉸長度lp式(1)計算。

式中，z為反彎點到臨界截面的距離;h為試件截面高度;μ為軸壓比。

根據式(1)計算結果，并考慮施工因素取各試件豎縫高均為400 mm，各豎縫寬均為10 mm。

各試件墻體高均為1．5 m，截面厚度均為100 mm，試件的肢長與厚度之比分別為6．5∶1和8∶1，如圖1、圖2所示，試驗時各試件軸壓比均為0．2。為了模擬樓板的約束作用，并考慮水平及豎向加載裝置，在各試件上部均設置了150 mm高的矩形加載平臺。試件采用C30混凝土澆筑，實測立方體抗壓強度均值為39．3 MPa，可得混凝土棱柱體強度均值為18．8 MPa，可得抗拉強度均值為2．98 MPa，彈性模量均值為 3．24 ×104MPa，試件鋼材力學性能參數見表1。

表1 鋼材力學性能表Table 1 Mechanical properties of steels MPa

圖1 T形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．1 Short shear walls of T-shaped cross section(Unit:mm)

圖2 L形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．2 Short shear walls of L-shaped cross section(Unit:mm)

2．2 試驗裝置與加載制度

試驗在廣西科技大學結構實驗室進行，對各試件采用低周擬靜力扭轉反復加載，加載前將試件基礎與剛性試驗臺座固定，豎向荷載采用加載器施加在試件頂部的加載平臺上，根據軸壓比0．2調整試件豎向荷載值，扭矩通過反力墻由50T電液伺服加載作動器將水平荷載以同步拉壓的方式形成，施加于試件頂部的加載平臺側面，加載裝置見圖3;按反復加載的要求，采用荷載和位移混合控制，即試件屈服前加載采用荷載控制，試件屈服后加載采用扭轉角控制，直到試件斜向壓碎，荷載下降為止。

圖3 試驗加載裝置Fig．3 Loading equipments

各試件水平加載正方向見圖4。

在各試件翼緣頂部及底部均分別設置三個位移計，沿翼緣水平方向等間距分布，以測量墻體水平位移以及扭轉角，試件底部三個位移計用以考慮加載過程中支座移動對試件水平位移的影響。

圖4 加載正方向示意圖Fig．4 Loading direction

3 試驗結果

3．1 破壞現象

3．1．1 試件 TW650，TW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對稱趨勢。開裂時，腹板中部出現傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發展，并出現新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現斜向裂縫，隨反向加載，亦出現反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫呈相交網格狀，但翼緣板斜裂縫數量與寬度均較腹板斜裂縫小，這是因為T形截面短肢剪力墻腹板位于翼緣的中部，對翼緣中部提供了較強的約束，限制了翼緣中部混凝土的開裂。隨著扭矩增大，腹板內部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉角增大，且腹板斜裂縫兩側混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達到極限狀態。試驗還表明，墻體底部局部設縫區域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現一些細微斜裂縫，但沒有出現破壞現象，這主要是因為墻體豎縫靠近試件底座，受試件底座約束作用明顯，因此設縫區域沒有出現明顯破壞，試件破壞照片見圖5。

圖5 T形截面試件破壞Fig．5 Damage of test T-shaped cross section specimens

3．1．2 試件 LW650，LW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對稱趨勢。開裂時，腹板中部出現傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發展，并出現新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現斜向裂縫，隨反向加載，亦出現反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫數量與寬度逐漸增大，并呈相交網格狀，數量與腹板相近。隨著扭矩增大，腹板內部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉角增大，且腹板斜裂縫兩側混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達到極限狀態。與T形截面類似，墻體底部局部設縫區域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現一些細微斜裂縫，個別斜裂縫與墻體上部斜裂縫貫通但沒有出現破壞現象，試件破壞照片見圖6。

圖6 L形截面試件破壞Fig．6 Damage of L-shaped cross section test specimens

3．2 滯回曲線

兩片T形截面，兩片L形截面局部設縫短肢剪力墻試件，低周反復扭轉加載的扭矩T—頂部扭轉角θ滯回曲線(T-θ曲線)分別見圖7、圖8。

圖7、圖8中，T表示試件頂部的扭矩(單位為kN·m)，θ表示試件頂部的扭轉角。

圖7、圖8表明，扭矩作用下開裂之前試件基本處于彈性工作狀態，加載與卸載曲線基本呈直線狀態，開裂后至屈服前扭矩－扭轉角滯回環包圍面積較小，殘余轉角不大，耗能較小;試件屈服后扭轉角增大，但試件各滯回環面積仍較小，表明各試件扭轉耗能較弱，延性較小。因此短肢剪力墻通過扭轉耗能與延性抵抗扭轉地震作用的意義不大，應限制地震作用的扭轉效應，避免該局部設縫短肢剪力墻產生過大的扭轉角而引起扭轉破壞，就成為該墻體抵抗地震作用的重要手段。

圖7 T形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．7 Hysteretic curves of short shear walls of T-shaped cross section

圖8 L形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．8 Hysteretic curves of L-shaped cross section short shear walls

4 抗扭能力

T形、L形截面短肢剪力墻腹板和翼緣均配置了縱筋，同時還配有水平分布鋼筋，其抗扭能力包括墻體抗裂扭矩Tcr和極限扭矩Tu，分析如下。

4．1 抗裂扭矩Tcr

T形、L形截面短肢剪力墻各墻肢一般只沿墻肢平面承擔各自彎矩M，各墻肢承擔的平面外彎矩一般很小，可以忽略;而短肢剪力墻體剪力V一般只由剪力方向的墻肢承擔，此外，墻體壓力N與扭矩T由墻體各墻肢共同承擔。

在壓、彎、剪、扭構件中，初始裂縫一般產生在剪應力相加面的中部，此處為彎矩作用的中性軸附近，彎曲應力較小，可忽略不計。

國內外對開裂扭矩的試驗結果表明［15］，對于扭矩和剪力引起剪應力與軸壓力共同作用時，剪力可按彈性理論計算其引起的剪應力，扭矩則按塑性理論計算其引起的剪應力，當主拉應力達到混凝土抗拉強度，即σ1=ft時，構件開裂。

扭矩T與剪力V作用下墻肢最大剪應力τmax為

式中，Wt為抗扭塑性抵抗矩;Al為剪力V作用方向的墻肢截面面積;l，l'為分別為墻體腹板與翼緣的墻肢長;η為剪力引起最大剪應力增大系數，對于矩形截面η=1．5。

墻體壓力N引起的壓應力σN為

式中，A為墻體各墻肢截面面積總和。

根據莫爾強度理論，當墻體受扭開裂時，主拉應力σ1=ft:

開裂扭矩Tcr為

對于扭剪構件，文獻［15］提出在計算開裂扭矩時應考慮混凝土受拉軟化效應引起的應力重分布，并提出可采用塑性系數K對開裂扭矩進行修正。因此開裂扭矩取為

對壓力N作用的純扭構件，V=0，可得:

4．2 極限扭矩Tu

我國《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)［16］規定，對于承受軸向壓力N和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構件，各墻肢受扭承載力Tui采用式(12)計算:

構件總受扭承載力Tu:

文獻［15］在理論與試驗研究的基礎上，指出上述規范給出的公式(12)計算結果偏小，構件墻肢受扭承載力按式(14)修正，才與試驗結果較為靠近:

因此對于承受軸向壓力N、彎矩M、剪力V和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構件，各墻肢受扭承載力 Tui可采用規范式(15)或修正式(16)計算:

式(17)中，λ為剪跨比，短肢剪力墻剪跨比λ一般大于3，因此根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)［16］的規定，可取 λ =3，其他各量詳見《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)［16］。

4．3 試驗及計算結果

各試驗構件在軸向壓力作用下，處于純扭狀態，各試件開裂扭矩與極限扭矩的理論計算值及試驗值分別見表2。

表2表明，開裂扭矩Tcr計算公式(10)與試驗結果吻合較好，極限扭矩Tu計算公式(16)與試驗結果差別稍大，但偏于安全。

表2 開裂扭矩與極限扭矩Table 2 Torsion loads at the cracking and ultimate states

5 層間扭轉角

水平地震作用下，結構各樓層一般均存在扭轉，若構件扭矩過大，將引起脆性的扭轉破壞，而短肢剪力墻厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限，限制短肢剪力墻的扭轉不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。

地震作用下，結構各樓層將產生層間扭轉角，當采用剛性樓層假定時，樓層扭轉角與該樓層短肢剪力墻的扭轉角相等，對于i樓層j墻體的層間扭轉角Δθji采用式(19)計算:

式中，Tji為結構i樓層j墻體承受的扭矩;keji為結構i樓層j墻體的抗扭剛度;h為樓層高度;G為混凝土剪切彈性模量。

式(20)中系數βi按表3取值。

表3 系數βiTable 3 Coefficient βi

若短肢剪力墻不發生脆性破壞，則:

式中，［Tp］為短肢剪力墻允許扭矩。可得:

即結構各樓層的層間扭轉角不應超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉角，

地震作用下，結構不應發生扭轉破壞，建議［Tp］一般取為開裂扭矩，以避免墻體扭轉開裂;最多取為極限扭矩，以避免墻體扭轉破壞。因此，按開裂扭矩取值時:

按極限扭矩取值時:

控制短肢剪力墻層間扭轉角不致過大，即使墻體扭轉延性、耗能較差，也能確保地震作用下墻體的抗扭性能。

6 結論

本文對局部設縫短肢剪力墻進行了反復扭轉加載試驗，表明該墻體扭矩—轉角滯回環面積較小，墻體扭轉耗能較弱，延性較小，因此短肢剪力墻依靠扭轉耗能與延性抵抗扭轉地震作用意義不大。試驗還表明短肢剪力墻底部局部設置豎縫，對短肢剪力墻破壞形式影響不大，由此提出了避免短肢剪力墻發生扭轉破壞的措施，即控制結構各樓層的層間扭轉角不超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉角并對短肢剪力墻允許扭矩［Tp］給出了建議。

由于結構布置不可能完全規則對稱，地震作用下結構扭轉不可避免，而短肢剪力墻厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限。地震作用下，限制短肢剪力墻的扭轉不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。如何在結構分析計算中判別短肢剪力墻的扭轉是否過大，本文進行了初步探討，希望能拋磚引玉，得到各位專家指點。

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