豎向荷載作用下短肢剪力墻結構承載能力試驗研究

盧學臣，楊曉華，周 磊

（湖南工業大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007）

豎向荷載作用下短肢剪力墻結構承載能力試驗研究

盧學臣，楊曉華，周 磊

（湖南工業大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007）

短肢剪力墻結構是現今運用較普遍的抗側力結構，為了研究這種抗側力能力較好的結構在豎向荷載作用下的承載能力，以一個實際的短肢剪力墻工程結構為背景，選取靠近頂層附近的三層結構進行簡化，結合結構模型試驗的相似性原理，按照1:4的縮尺比例制作了一個三層兩跨短肢剪力墻結構試驗模型。通過在試驗模型第二層樓板施加豎向均布荷載的試驗表明，短肢剪力墻結構具有良好的承載性能，豎向荷載作用下墻肢整體受彎，連梁端部和墻板連接處為短肢剪力墻結構的薄弱區。結合試驗結果闡述了短肢剪力墻中L型和T型截面在壓彎復合作用下受力性能和破壞機理。

短肢剪力墻；豎向荷載；彈性范圍；承載能力

0 引言

短肢剪力墻是一種介于異形柱和剪力墻的抗側力構件[1]，其結構結合了框架結構和剪力墻結構的優點。由于短肢剪力墻不像框架結構那樣在室內有突出墻面的柱子，非常適用辦公和商業住宅建筑，所以成為高層建筑結構廣泛運用的結構體系之一。近年來，國內外學者對短肢剪力墻結構進行了大量研究，得到了一些有價值的理論，但研究內容大多側重于短肢剪力墻結構在水平荷載作用下的抗剪和抗震性能，而利用整體結構模型對短肢剪力墻結構在豎向荷載作用下受力性能[2-3]的研究較少。

本文以一個實際的短肢剪力墻工程結構為背景，選取靠近頂層附近的三層結構進行簡化，結合結構模型試驗的相似性原理，按照1:4的縮尺比例制作了一個三層兩跨短肢剪力墻結構試驗模型[4-6]。用堆載法模擬均布荷載對結構模型進行豎向荷載作用下的受力試驗，分析短肢剪力墻結構各構件的變形和受力情況，了解這種抗側能力較強的短肢剪力墻結構在豎向荷載作用下的受力性能，以期為后續研究提供依據。

1 試驗模型制作

課題組制作的短肢剪力墻結構試驗模型完全按照國家現行《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）[7]要求進行設計和施工，結構試驗模型共3層，按照1:4的縮尺比例進行制作，各樓層高度為800 mm，模型四角設置L型短肢剪力墻，肢厚比為5，墻厚為75 mm；各肢長均為375 mm，模型中間設置T型短肢剪力墻，墻厚為75 mm；其中翼緣部分肢長375 mm，腹板部分肢長為375 mm，連梁截面尺寸為75 mm×150 mm，頂層連梁截面為75 mm×200 mm；樓面板及屋面板板厚為40 mm，結構模型底部設置與試驗平臺固定的地基梁，地基梁高為400 mm，結構模型總高度為2 850 mm。結構試驗模型如圖1所示，單位為mm。

圖1 結構試驗模型Fig. 1 A structural test model

根據結構模型試驗相似性原理對結構試驗模型進行配筋，短肢剪力墻墻肢縱筋采用C4鋼筋，鋼筋間距為90 mm，墻肢在轉角處設有暗柱，水平箍筋為C4@100。墻肢配筋如圖2所示，單位為mm。連梁上下各布置3根C6鋼筋，箍筋布置為B4@150；樓面板及屋面板受力鋼筋為B4@200，按雙向板要求設置；結構試驗模型混凝土強度等級為C30。

圖2 墻肢配筋圖Fig. 2 Reinforcement drawing of wall limbs

本次結構模型試驗在湖南工業大學結構實驗室完成，根據實驗室現有臺座的要求將底層基礎梁每端延伸出300 mm，設置固定錨栓，以便固定。安裝完成后的結構試驗模型如圖3所示。

圖3 模型試驗現場圖Fig. 3 A scene diagram of model tests

2 試驗目的和方法

2.1 試驗目的

1）測定各跨梁端、跨中底面以及節點核心區域鋼筋在各加載階段的應變，了解結構整體受力性能；

2）測定連梁和短肢剪力墻在各加載階段的豎向位移，根據豎向荷載-位移關系確定短肢剪力墻結構在荷載作用下的變形規律。

2.2 測點布置

2.2.1 位移測試

考慮到結構試驗模型、試驗現場固定條件和施加外荷載的對稱性，利用堆載法在結構試驗模型的第二層樓板施加外荷載，為測量各級豎向荷載作用下結構發生的位移，在第二層一個格構區的周邊梁跨中布置位移百分表測量其跨中撓度，共布置3個撓度測點，在結構第二層樓面短肢剪力墻和連梁連接邊節點和中間節點處布置2個位移百分表，在樓板底面中心和1/4跨位置上各布置一個位移測點。人工讀取記錄各級荷載作用下的豎向位移數值，各百分表的量程均為50 mm。

2.2.2 應變測試

以第二層樓板節點為主要研究對象，在短肢剪力墻與連梁連接的邊節點及中間節點的墻肢和連梁鋼筋上設置鋼筋應變片，作為對比，在施加外荷載的一層樓面節點相應位置也布置鋼筋應變片。墻肢縱筋和梁縱筋應變片粘貼位置如圖4所示。為測量連梁的受力情況，在第二層連梁的中間位置的上側和下側縱向鋼筋上粘貼應變片，應變片的具體位置如圖5所示，單位為mm。

為進一步分析和探討短肢剪力墻結構受力和變形情況，了解結構構件橫截面上的變形規律，在結構試驗模型第二層樓面的部分連梁端部、連梁跨中、短肢剪力墻端頂面、樓層中間部位和墻端底面布置混凝土應變片，用來測量在各加載階段該處混凝土表面產生的應變。

圖4 鋼筋應變片在結構中位置Fig. 4 Position in the structure of steel bar strain gauge

圖5 應變片位置標注Fig. 5 Position of reinforcing strain gauges

2.3 加載方法和加載制度

2.3.1 加載方法

本試驗采用堆集加載法模擬均布荷載[8]。為了方便加載，試驗開始前在試驗模型的第二層樓板上畫出大小相同的方格，荷載分級施加，堆載物均勻地放置在樓板上所繪出的方格內。

2.3.2 加載制度

1）預加載

在結構試驗模型和設備安裝完成后，先進行預加載。預加載采用均布荷載方式，將加載物均勻地放置在第二層樓板事先畫好的方格內，預加荷載為1.5 kN/m2，加載后持荷15～20 min后卸載，重復3次，待一切正常后，正式開始試驗。

2）正式加載

本次試驗分2次完成，第一次模擬荷載最不利荷載布置的情況，只在第二層某一個區格樓面板上施加外荷載（單跨加載）；第二次在第二層樓面板上同時施加外荷載（滿布加載），外荷載逐級增加分級加入，每級荷載增加0.75 kN/m2，施加的最大荷載為6.00 kN/m2，每級荷載施加完后，持荷20 min，待結構變形穩定后，開始讀數。荷載施加示意如圖6所示。

圖6 第二層樓面加載示意圖Fig. 6 A loading diagram of the second fl oor

3 試驗結果分析

3.1 結構豎向位移

表1～2分別給出了第二層梁跨中在各級均布荷載作用下第二層連梁跨中的撓度值。由表可知，單跨布置荷載時，中間橫向連梁跨中最大撓度為0.128 mm，左側邊橫梁和左下縱向邊梁撓度相差不大。兩跨同時加載時，中間橫向連梁跨中最大撓度達到0.271 mm，其最大撓度值約為左側邊橫梁和左下縱向邊梁跨中撓度最大值的2倍。

表1 單跨布置均布荷載第二層連梁跨中撓度Table 1 The second fl oor beam midspan de fl ection under the single span arrangement of uniformly distributed load

表2 兩跨同時布置均布荷載第二層連梁跨中撓度Table 2 The second fl oor beam midspan de fl ection under the two cross arranged simultaneously distributed load

表3～4給出的是第二層墻板連接處在各級均布荷載作用下的豎向位移。分析表中數據可知，單跨布置荷載時，墻板連接處的豎向位移在加載初期變化規律不明顯，在中后期均為負值，說明墻板連接處隨著荷載的增加而下沉，力也通過墻板傳遞給短肢剪力墻。左側L型墻肢與中間T型墻肢板角連接處的豎向位移相近。兩跨同時受到均布荷載時，中間支座上的負彎矩達到最大值，位移也達到最大值，為-0.186 mm。

表3 單跨布置均布荷載第二層墻板連接角處位移Table 3 The second fl oor wall angle displacement under the second fl oor beam midspan de fl ection

表4 滿布均布荷載第二層墻板連接角處位移Table 4 The second fl oor wall angle displacement under the two cross arranged uniformly distributed load

3.2 結構應變

對試驗采集的結構第二層的混凝土應變和鋼筋應變數據進行處理，分析梁跨中底面和梁端頂面的混凝土應變以及連梁跨中縱筋和墻肢縱筋的應變變化情況。

3.2.1 連梁跨中底面混凝土應變

連梁跨中底面混凝土在豎向均布荷載作用下的應變變化如圖7所示。圖中應變為微應變με的倍數。單跨加載時，混凝土應變隨外加荷載基本保持線性變化。滿布加載時，中間橫梁和左側橫梁應變明顯大于單跨加載，而縱梁的應變變化不大。

圖7 連梁跨中底面混凝土應變Fig. 7 Concrete strain in middle span of coupling beams

3.2.2 梁端頂面混凝土應變

圖8給出了單跨加載和滿布加載時連梁端部頂面混凝土應變與外荷載的關系曲線。單跨加載時（如圖8a所示），角部L型墻肢兩端縱梁和橫梁頂面混凝土應變完全不同，橫梁混凝土應變遠大于縱梁混凝土應變，而中間T型墻肢橫梁混凝土應變略小于L型墻肢橫梁混凝土應變。滿布加載時（如圖8b所示），隨著荷載的增加，連梁端部混凝土頂面混凝土應變呈線性變化，T型墻肢橫梁梁端頂面混凝土應變約為單跨加載時的2倍。

圖8 連梁端頂面混凝土應變Fig. 8 Concrete strain on the top of beams with distributed load

3.2.3 墻肢縱筋應變

圖9a和圖9b分別給出了T型墻肢和L型墻肢中心暗柱節點外側縱筋在節點核心區域上、中、下部位受豎向均布荷載作用下的應變曲線。在豎向荷載作用下兩類墻肢的節點核心區都呈小偏心受壓狀態，節點核心區受壓彎作用。T型墻肢節點核心區沿翼緣（縱向梁）方向的兩個彎矩大小相近，方向相反，彎矩作用效果相互抵消，在沿腹板（橫向梁）方向存在彎矩作用。L型墻肢節點核心區則同時受到雙向彎矩作用。兩類墻肢節點核心區外側縱筋在上部處于受壓狀態，而在中部和下部處于受拉狀態。

圖9 墻肢縱筋應變Fig. 9 Longitudinal reinforcement strain of wall limbs

4 短肢剪力墻各類截面的受力性能和破壞機理

分析試驗結果可知，短肢剪力墻結構中L型截面的墻肢處于雙向壓彎的受力狀態，其截面中和軸的位置既不垂直于彎矩的作用平面也不平行于截面邊緣，并會因很多因素的改變而改變，如混凝土的強度、鋼筋配筋率、加載方式、加載密度、截面尺寸等。而T型截面的墻肢處于單向壓彎的受力狀態，有關文獻指出[9-10]，可根據截面的破壞特性和軸向力或相對偏心距的區別將截面的破壞形式分為兩種主要的形式，即受壓破壞和受拉破壞。軸壓比較大，或者偏心距較小的截面，一般發生受壓破壞；軸壓比較小或者相對偏心距較大的截面，一般發生受拉破壞。

4.1 L型截面

受壓破壞的特征是混凝土先達到抗壓強度，離軸向力較遠一側的鋼筋，不管其處于受拉狀態還是受壓狀態，都不會達到屈服強度，試件破壞之前沒有明顯的預兆，屬于脆性破壞。受拉破壞的特征是受拉區鋼筋先達到屈服強度而破壞。破壞前會出現一條開展和延伸都很明顯的主裂縫，且主裂縫區域的受拉鋼筋應力變化非常快，隨著受拉鋼筋的屈服，受壓區的高度逐漸減小，最后受壓區的混凝土達到極限抗壓強度而破壞。這種破壞形式有明顯的預兆，構件的破壞特征屬于塑性破壞，其承載能力受受拉區鋼筋的強度等級和配筋率的影響。

4.2 T型截面

受壓破壞最開始發生在受壓較大的區域，該區域的受壓縱筋達到屈服強度，然后混凝土出現豎向裂縫，隨著外荷載繼續增加，豎向裂縫延伸擴展直到混凝土被壓碎。而受壓較小或者處于受拉狀態的區域內的縱筋不會達到屈服強度。如果受拉區域的混凝土出現水平裂縫，裂縫也不會開展太多；沒有出現水平裂縫，受壓破壞區會比較長，而破壞荷載與產生豎向裂縫時的荷載十分相近，以致沒有明顯的破壞征兆。

受拉破壞最開始發生在受拉區，距離受拉區較遠一側的縱筋先達到受拉屈服強度，這時混凝土會產生水平裂縫。隨著外荷載繼續增大，受拉區域的縱向受拉鋼筋先后達到屈服強度，橫向水平裂縫快速延伸，受壓區高度也快速降低，然后受壓區混凝土出現縱向裂縫，裂縫繼續增加直到混凝土被壓碎試件破壞。破壞時，混凝土的壓碎區段一般會比較短，距離中和軸較遠的受壓區縱筋也可達到受壓屈服強度。

除上述兩種主要的破壞形式外，還有一種處于大小偏壓分界的破壞形式，即當受拉區鋼筋屈服的同時，受壓區的混凝土達到極限抗壓強度而被破壞。但在實際應用中這種破壞形式極少發生，所以不作為主要的破壞形式。

5 結論

1）在彈性范圍內，現澆混凝土短肢剪力墻結構變形特征與框架結構接近，樓面荷載通過樓板傳遞給框支梁，外加荷載的施加滿足疊加原理。由試驗結果可看出，結構的最終變形與施加荷載的順序無關。

2）在豎向均布荷載作用下，現澆混凝土短肢剪力墻結構呈現出較好的承載能力，連梁與短肢剪力墻連接處存在應力集中現象，在此處測得的混凝土應變和鋼筋應變存在突變現象，此處為短肢剪力墻結構的薄弱區域。

3）通過墻肢節點內縱筋應力和應變分析可知，在豎向均布荷載作用下，墻肢節點區域呈現壓彎復合受力狀態。

[1] 容柏生. 高層住宅建筑中的短肢剪力墻結構體系[J].建筑結構學報，1997，18(6)：1-6.RONG Baisheng. High-Rise Residential Building in the Short-Leg Shear Wall Structure[J]. Journal of Building Structures，1997，18(6)：1-6.

[2] 周天華，管 宇，吳函恒，等. 鋼框架-預制混凝土抗側力墻裝配式結構豎向受力性能研究[J]. 建筑結構學報，2014(9)：27-34.ZHOU Tianhua，GUAN Yu，WU Hanheng，et al.Research on Vertical Mechanical Behavior of Steel Frame-Prefabricated Concrete Lateral Resistancewall Fabricated Structure[J]. Journal of Building Structures 2014(9)：27-34.

[3] 管 宇，周天華，吳函恒. 多高層鋼框架-預制混凝土抗側力墻裝配式結構豎向受力性能研究[J]. 建筑結構學報，2014(13)：64-72.GUAN Yu，ZHOU Tianhua，WU Hanheng. Research on the Vertical Mechanical Behavior of Multi-Storey and High-Rise Steelframe-Prefabricated Concrete Lateral Resistance Wall Fabricated Structure[J]. Journal of Building Structures，2014(13)：64-72.

[4] 周明華. 土木工程結構試驗與檢測[M]. 南京：東南大學出版社，2010：28-72.ZHOU Minghua. Civil Engineering Structure Testing and Detection[M]. Nanjing：Southeast University Press，2010：28-72.

[5] 魯 楠. 短肢剪力墻節點受力性能研究[D]. 株洲：湖南工業大學，2016.LU Nan. Seisimc Performance of Joint of Short Limb Shear Wall[D]. Zhuzhou：Hunan University of Technology，2016.

[6] 李曉蕾. 高層建筑短肢剪力墻結構的力學模型與試驗研究[D]. 西安：西安建科技大學，2011.LI Xiaolei. Mechanical Model and Test Study of High-Rise Building on Short-Leg Shear Wall Structure[D]. Xi’an：Xi’an University of Architecture and Technology，2011.

[7] 中華人民共和國建設部. 混凝土結構設計規范：GB 50010—2010[S]. 北京：中國建筑工業出版社，2010：79.Ministry of Construction of the People’s Republc of China. Code for Design of Concrete Structures：GB 50010—2010[S]. Beijing：China Building Industry Press，2010：79.

[8] 楊曉華. 無粘結預應力現澆混凝土管式空心板柱結構承載能力及抗震性能研究[D]. 長沙：中南大學，2014.YANG Xiaohua. Seismic Performance and Load-Carrying Capacity of Unbonded Prestressed Concrete Cellular Slab-Colum Structures[D]. Changsha：Central South University，2014.

[9] 陳云霞，劉 超，趙燕靜，等. L形、T形截面鋼筋混凝土雙向壓彎構件正截面承載力的研究[J]. 建筑結構，1991(1)：11-15.CHEN Yunxia，LIU Chao，ZHAO Yanjing，et al. The Research on the Bearing Capacity of T and L-Shaped Section R. C. Members Subjected to Axial Compression[J]. Building Structures，1991(1)：11-15.

[10] 陳云霞，高云海，張玉秋，等. T形截面鋼筋砼壓彎構件正截面承載力及延性[J]. 天津大學學報，1998，33(1)：1-10.CHEN Yunxia，GAO Yunhai，ZHANG Yuqiu，et al. Strength and Ductility of T-Section R. C. Members Subjected to Axial Compression and Biaxial Bending[J].Journal of Tianjin University，1998，33(1)：1-10.

（責任編輯：申 劍）

Experiment Research on Bearing Behavior of Short Limb Shear Wall Structures Under Vertical Load

LU Xuechen，YANG Xiaohua，ZHOU Lei
（School of Civil Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou Hunan 412007，China）

Short pier shear wall structure is commonly applied for the lateral load resistance. In order to study an improved bearing capacity of this structure to resist lateral force under vertical load, with a practical short leg shear wall structure taken as its background, with the three layer structure near the top layer much simpli fi ed, and with the similarity principle of structural model test adopted, a test model of three-storied short leg shear wall structure with two spans has been established with a scale ratio of 1:4. Experimental results of the second fl oor structure under the vertical load show that short leg shear wall structure exhibits a better bearing capacity under vertical load. Under the action of the vertical load, with the whole wall limb in a bending state, the end of tie-beam and the wallboard joint proves to be the weak area of short pier shear wall structure. Finally, based on the testing results, this paper expounds the mechanical properties and failure mechanism of L and T sections in short leg shear walls under the action of bending composite.

short limb shear wall；vertical load；elastic range；bearing capacity

TU312+.1

：A

：1673-9833(2017)03-0006-06

10.3969/j.issn.1673-9833.2017.03.002

2016-12-10

盧學臣（1990-），女，湖南郴州人，湖南工業大學碩士生，主要研究方向為高層建筑結構，E-mail：2206592317@qq.com