預應力加強型鋼混凝土短肢剪力墻的抗震性能

藍文武，莫自慶, 楊　濤,謝　華

(1.廣西大學土木建筑工程學院， 廣西南寧530004；2.廣西防災減災與工程安全重點實驗室， 廣西南寧530004； 3.廣西建設職業技術學院， 廣西南寧530003)

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預應力加強型鋼混凝土短肢剪力墻的抗震性能

藍文武1,2，莫自慶1, 2, 楊濤1, 2,謝華3

(1.廣西大學土木建筑工程學院， 廣西南寧530004；2.廣西防災減災與工程安全重點實驗室， 廣西南寧530004； 3.廣西建設職業技術學院， 廣西南寧530003)

為了研究預應力對型鋼混凝土短肢剪力墻抗震性能的影響，制作了2個1/2比例的型鋼混凝土(SRC)短肢剪力墻試件，并對其開展了低周反復加載試驗。試驗研究表明，預應力型鋼混凝土短肢剪力墻的破壞形態為延性較好的彎剪破壞，橫向預應力的施加明顯提高了墻體的耗能能力；與普通型鋼混凝土短肢剪力墻相比，預應力型鋼混凝土短肢剪力墻試件的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載分別至少提高了15.4%、4.6%和24.5%，延性系數則提高了25.0%。對比可知，對型鋼混凝土短肢剪力墻施加橫向預應力是改善其抗震性能的一種有效途徑。

型鋼混凝土(SRC)；短肢剪力墻；預應力；抗震性能

短肢剪力墻是指截面厚度不大于300 mm、墻肢截面高度與厚度之比大于4但不大于8的剪力墻[1]。在地震作用下，短肢剪力墻通常承受剪力、軸力和彎矩的共同作用，受力較為不利。因此，我國學者針對短肢剪力墻的抗震性能開展了大量研究工作[2-9]。基于已有研究可知，短肢剪力墻的震害通常表現為墻體上出現交叉斜裂縫，而大量斜裂縫的產生將導致墻體受力性能的劣化。為了改善短肢剪力墻的抗震性能，部分學者提出了在剪力墻內設置暗柱和暗支撐、布置型鋼等措施[10-16]。結合短肢剪力墻的震害特點和已有的研究成果，筆者提出了一種新型的剪力墻結構形式——施加橫向預應力的型鋼混凝土短肢剪力墻，即在短肢剪力墻的墻肢上施加橫向預應力，利用預應力延緩墻體裂縫的發展和墻肢剛度的退化，從而達到改善短肢剪力墻抗震性能的目的。基于以上構思，對2個1/2比例的型鋼混凝土短肢剪力墻試件開展了低周反復加載試驗，以期評估橫向預應力對型鋼混凝土短肢剪力墻抗震性能的影響。

1　試驗概況

1.1試件設計

設計了2個1/2比例的一字形型鋼混凝土短肢剪力墻試件，試件編號分別為SW-1和PSW-1。兩試件的主要設計參數見表1，其中SW-1為普通型鋼混凝土短肢剪力墻試件，PSW-1為預應力型鋼混凝土短肢剪力墻試件。試件所用鋼材的力學性能指標見表2。實測的混凝土軸心抗壓強度、抗拉強度和彈性模量分別為32.4 MPa、2.64 MPa和3.44×104MPa。兩試件的墻肢截面高度均為720 mm，墻肢厚度為120 mm，剪跨比為2.1。在兩個試件的墻肢端部均設置了暗柱，暗柱中配置了由槽鋼、等邊角鋼和扁鋼組成的型鋼架。試件截面尺寸和配筋如圖1所示。試件PSW-1沿墻肢高度方向布置3根橫向預應力筋，采用后張無粘結預應力，通過在試件內預埋鋼套管形成預留孔洞。預應力筋采用1860級直徑15.2 mm的鋼絞線，每根鋼絞線的有效預應力為90 kN。為防止錨具下混凝土局部受壓破壞，在錨具下設置厚20 mm、寬80 mm的錨墊板，同時在每根鋼套管靠近錨具部位焊接三根橫向短圓鋼。

表1　試件設計Tab.1　Design of specimens

表2　鋼材的力學性能Tab.2　Mechanical performance of steel

(a) 試件SW-1

(b) 試件PSW-1

圖1　試件尺寸與配筋

1.2加載與測試方案

試驗中利用電液伺服加載系統對試件施加低周反復荷載，作動器與試件之間通過4根拉桿相連接。同時利用液壓千斤頂在試件頂部施加豎向壓力，兩個試件的軸壓比均取0.2。千斤頂與豎向反力架之間設置了滾軸以減小水平向摩擦的影響。試件安裝和水平方向位移計布置如圖2所示。在距墻肢底部50 mm、100 mm、650 mm和1 250 mm高度處的橫截面內分別布置應變測點，測點布置示意圖如圖3所示。

圖2試件安裝

Fig.2Test setup

圖3測點布置

Fig.3Distribution of measuring points

2　受力過程

①試件SW-1

首先采用力控加載的方式，以10 kN的級差進行循環加載。當正向加載(推力)至110 kN時，在距受拉區墻肢底部200 mm處觀測到水平裂縫；反向加載(拉力)至130 kN時，在受拉區墻肢底部120 mm高處觀測到水平裂縫。隨著荷載的增加，已有裂縫逐漸斜向發展。當正向荷載增加至220 kN時，距墻肢根部50 mm和100 mm截面內的槽鋼腹板上各有一個測點達到屈服應變，此時對應的墻頂位移約為7.7 mm。當反向加載到220 kN時，距墻肢底部50 mm處截面內的槽鋼腹板測點達到屈服應變，對應墻頂位移為8.7 mm。在初步判斷試件屈服后，采用位移控制的方式繼續開展試驗，綜合考慮后屈服位移Δy取8 mm，控制位移取為Δy的整數倍。當控制位移為1Δy時，墻體上裂縫有一定的延伸和發展。當控制位移為2Δy時，斜向裂縫大量出現并且越過墻體中心區域；同時在墻肢根部出現豎向裂縫，墻肢根部受壓區混凝土出現小塊剝離現象。當控制位移增至3Δy時，墻體上的斜向裂縫貫穿整個墻體，并形成典型的交叉斜裂縫。當控制位移增加到4Δy時，墻體上型鋼和混凝土交界面處出現兩條明顯的縱向裂縫帶，型鋼與混凝土間的粘結破壞加??；同時斜向剪切裂縫寬度迅速擴大，墻肢根部受壓區混凝土出現較大的壓潰區域，試件的承載力顯著下降，試驗結束。

②試件PSW-1

在試驗過程中，當正向加載到130 kN時，在墻肢受拉區一側距底部約200 mm高處發現第一條水平裂縫。反向加載至150 kN時，在距墻底50 mm處發現水平裂縫。正向加載到230 kN時，墻肢根部截面內槽鋼腹板測點達到屈服應變，對應的墻體頂點位移為5.0 mm；當負向加載到240 kN時，墻肢根部截面槽鋼腹板處測點達到屈服，對應墻頂位移為5.9 mm。初步判斷試件屈服后，采用位移控制的方式進行試驗加載，綜合評估后屈服位移Δy取5.0 mm，控制位移為屈服位移Δy的整數倍。在1Δy和2Δy的位控加載循環下，墻體上出現了一定數量的斜裂縫。在3Δy位控循環加載過程中，墻肢底部混凝土開始壓碎并剝離，墻體上斜裂縫數量明顯增加。當控制位移為4Δy時，墻體上的裂縫大部分已貫穿墻體核心區域，試件的承載能力略有降低。當控制位移增至5Δy時，墻肢底部混凝土被壓碎，試件承載力進一步下降?？刂莆灰茷?Δy的加載循環中，墻肢底部壓碎區域進一步擴展，試件的承載力降至極限承載力的85%以下，試驗結束。與試件SW-1相比，試件PSW-1的裂縫分布較為密集，但裂縫寬度相對較小，同時未出現明顯的豎向劈裂裂縫。

3　主要試驗結果與分析

3.1破壞形態

2個試件的破壞形態如圖4所示。在最終破壞階段，試件SW-1沿墻肢高度方向出現了兩條明顯的縱向劈裂裂縫，主要是由于墻體內型鋼與混凝土交界處出現了粘結破壞；同時剪力墻底部和墻體上交叉斜裂縫分布區域的混凝土出現局部壓碎和剝落的現象，試件呈現典型的剪壓破壞特征。對于試件PSW-1，橫向預應力的存在抑制了斜裂縫的發展，增強了裂縫間骨料的咬合作用；同時預應力筋也直接提供了部分抗剪承載力。因此，試件PSW-1墻體上裂縫寬度偏小，墻體上也未出現沿高度方向的縱向裂縫，但墻底部同樣出現了混凝土壓碎的現象，試件呈現延性較好的彎剪破壞。

3.2承載能力

2個試件的承載力特征值見表3。表3中：Pcr、Py和Pu分別表示開裂荷載、屈服荷載和極限荷載，其中Py取墻肢底部槽鋼屈服時對應的荷載。由表3可知，試件PSW-1正向的Pcr、Py和Pu分別比SW-1提高了18.2%、4.6%和33.0%，反向則分別提高了15.4%、9.1%和24.5%。對比可知，在其他條件相同的情況下，對剪力墻施加橫向預應力可以有效地提高墻體的抗裂能力和極限承載力。

(a) 試件SW-1

圖5　λ3—位移關系曲線Fig.5　λ3 versus displacement curves

在位移幅值不變的條件下，結構承載力隨循環加載次數的增加而降低的特性稱為承載力退化。構件承載力退化的程度可用承載力降低系數λi進行衡量：

(1)

3.3延性與耗能

試件的荷載—墻頂位移滯回曲線如圖6所示。與試件SW-1相比，試件PSW-1的滯回曲線明顯較為飽滿，說明其具有較好的耗能能力。2個試件的位移延性系數見表3，表3中：Δy和Δu分別表示屈服荷載對應的位移和試件承載力下降至0.85極限荷載時所對應的位移；μ表示位移延性系數，μ=Δu/Δy。由表3可見，施加預應力后短肢剪力墻的延性也得到了明顯的改善，試件PSW-1的位移延性系數比SW-1至少提高了25.0%。將滯回曲線的峰值點連線得到試件的荷載—位移骨架曲線，如圖7所示。由骨架曲線可以直觀地看出2個試件在受力性能方面的差異：試件PSW-1的初始剛度和極限承載力明顯高于SW-1，而2個試件的極限變形能力相差不大。

(a) 試件SW-1

(b) 試件PSW-1

圖6荷載—位移滯回曲線

Fig.6Load versus displacement hysteretic loops

圖7　骨架曲線

為了量化2個試件的耗能能力，引入等效粘滯阻尼系數he，并利用荷載—位移滯回曲線中每一級控制位移的第一個滯回環進行計算：

(2)

式中，SABCD表示圖8中滯回環所圍成的面積；S△OED和S△OBF分別表示圖8中三角形OED和OBF的面積。計算所得的典型滯回環的粘滯阻尼系數he與位移的關系曲線見圖9。由圖9可見，在相同位移的情況下，預應力短肢剪力墻試件PSW-1的粘滯阻尼系數明顯大于普通短肢剪力墻試件SW-1，可見橫向預應力的施加明顯提高了結構的耗能能力。

3.4剛度退化

(3)

圖8等效粘滯阻尼系數計算示意圖

Fig.8Schematic diagram for calculation of equivalent viscous damping coefficients

圖9等效粘滯阻尼系數與位移關系曲線

Fig.9Equivalent viscous damping coefficients versus displacement curves

圖10　剛度退化曲線Fig.10　Rigidity degeneration curves

式中：Pi和Δi分別為某一控制位移下第i次循環加載時的峰值荷載及與之對應的位移值；n為循環次數，對本文試驗取3。按公式(3)計算所得各級控制位移下試件的環線剛度退化曲線如圖10所示，由圖10可知：①試件PSW-1的環線剛度曲線始終在試件SW-1之上，受力各階段的剛度總大于SW-1。②試件PSW-1的平均初始剛度約為試件SW-1的1.67倍，說明水平預應力有效的提高了墻體的剛度，尤其是初始剛度。③試件SW-1的剛度退化速度一直較為均勻，PSW-1的剛度退化則呈現前期退化較快而后期退化減緩的特點；在受力后期，2個試件的剛度退化速率較為接近。

4　結　論

①橫向預應力作用提高了墻肢的抗裂性能，增強了裂縫間的骨料咬合作用，提高了型鋼混凝土短肢剪力墻的剛度和承載能力。預應力的存在消除了剪力墻內型鋼與混凝土之間的粘結破壞，試件的耗能能力得到了明顯的提高。

②與普通型鋼混凝土短肢剪力墻相比，預應力型鋼混凝土短肢剪力墻試件的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載分別至少提高了15.4%、4.6%和24.5%；位移延性系數至少提高了25.0%，表現出了良好的延性。

③預應力型鋼混凝土短肢剪力墻構件的強度退化略緩于普通型鋼混凝土短肢剪力墻，剛度退化呈現前期快、后期趨于平穩的特點。

④對比可知，對型鋼混凝土短肢剪力墻施加橫向預應力是改善其抗震性能的一種有效途徑。由于本文開展的抗震試驗數量有限，有必要對影響預應力型鋼混凝土短肢剪力墻抗震性能的參數開展進一步研究。

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(責任編輯唐漢民梁健)

Seismic behavior of pre-stressed steel reinforced concrete short-pier shear wall

LAN Wen-wu1,2, MO Zi-qing1,2, YANG Tao1,2, XIE Hua3

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China;>2.Guangxi Key Laboratory of Disaster Prevention and Engineering Safety, Guangxi University,Nanning 530004, China;3.Guangxi Polytechnic of Construction, Nanning 530003, China)

To investigate the influence of pre-stress on the seismic behavior of steel reinforced concrete (SRC) short-pier shear walls, two SRC short-pier shear walls of 1/2 scale were made and tested under low cyclic reversed loading. Experimental results showed that the failure pattern of the pre-stressed SRC short-pier shear walls was bending-shear failure with good ductility, and lateral pre-stress apparently improved the energy dissipation capacity of the walls. Comparing with non-pre-stressed SRC short-pier shear wall, the cracking load, the yielding load, as well as the ultimate load of the laterally pre-stressed SRC short-pier shear wall increased by at least 15.4%, 4.6% and 24.5%, respectively, and the ductility factors increased by 25.0%. It indicated that applying lateral pre-stress is an effective way to improve the seismic behavior of SRC short-pier shear wall.

steel reinforced concrete (SRC); short-pier shear wall; pre-stress; seismic behavior

2016-04-08；

2016-06-17

國家自然科學基金資助項目(50968003)；廣西防災減災與工程安全重點實驗室系統性研究項目(2014ZDX01)；廣西高等學校科學研究項目(KY2015YB006)

楊濤(1979—)，男，河南淅川人，廣西大學副教授，博士；E-mail：yangt@gxu.edu.cn。

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.1016

TU398.2; TU317.1

A

1001-7445(2016)04-1016-08

引文格式：藍文武，莫自慶,楊濤,等.預應力加強型鋼混凝土短肢剪力墻的抗震性能[J].廣西大學學報(自然科學版)，2016，41(4)：1016-1023.