T型剪力墻骨架曲線計(jì)算方法及試驗(yàn)驗(yàn)證

劉成清，韋小丹，羅馨怡，王雯燕，倪向勇

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

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T型剪力墻骨架曲線計(jì)算方法及試驗(yàn)驗(yàn)證

劉成清，韋小丹，羅馨怡，王雯燕，倪向勇

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

為研究T型剪力墻在腹板受壓時(shí)的力-位移骨架曲線，提出將截面彎矩-曲率骨架曲線及構(gòu)件的力-位移骨架曲線均簡(jiǎn)化為以開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)為特征點(diǎn)的四折線模型；然后基于平截面假定和傳統(tǒng)的彎曲理論，考慮邊緣約束構(gòu)件對(duì)峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)的影響，建立壓彎荷載作用下T型剪力墻截面彎矩-曲率關(guān)系的四個(gè)特征點(diǎn)值的計(jì)算公式，并據(jù)此推導(dǎo)出T型剪力墻構(gòu)件的力與位移骨架曲線的四個(gè)特征點(diǎn)的計(jì)算公式。為驗(yàn)證公式的合理性，結(jié)合T型剪力墻擬靜力試驗(yàn)，將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。研究結(jié)果表明：T型剪力墻構(gòu)件的力與位移的四折線型骨架曲線與試驗(yàn)得到的骨架曲線基本一致，可為基于性能的T型剪力墻抗震分析與設(shè)計(jì)提供參考。

T型剪力墻；彎矩-曲率骨架曲線；力-位移骨架曲線；計(jì)算理論

T型剪力墻因其布置靈活、易于施工，常布置于高層結(jié)構(gòu)中。由于骨架曲線是進(jìn)行結(jié)構(gòu)彈塑性計(jì)算和理論分析的前提，因此研究T型剪力墻骨架曲線對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震性能具有重要意義。

李青寧等[1]進(jìn)行了6片T型剪力墻構(gòu)件擬靜立試驗(yàn)，建立了T型剪力墻恢復(fù)力模型。楊玉東[2]對(duì)T型型鋼混凝土短肢剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究及有限元分析。張敏等[3]分別對(duì)墻體底部局部設(shè)縫的2個(gè)T形以及2個(gè)L形截面短肢剪力墻試件進(jìn)行低周擬靜力扭轉(zhuǎn)反復(fù)加載試驗(yàn)，提出限制地震作用的樓層層間扭轉(zhuǎn)角，并對(duì)短肢剪力墻的層間允許扭轉(zhuǎn)角做出了建議。李曉蕾等[4]由短肢剪力墻低周反復(fù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)及理論公式，推導(dǎo)了往復(fù)荷載作用下構(gòu)件的四折線型恢復(fù)力模型，并給出了滯回模型，且恢復(fù)力模型與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。李海川[5]建立了13個(gè)有限元模型，分析了結(jié)構(gòu)在單調(diào)水平荷載作用下的延性、承載力、型鋼和混凝土的協(xié)同作用以及循環(huán)荷載作用下的滯回性能、骨架曲線、剛度退化曲線。由于剪力墻尺寸、配筋的特殊性，其受力相對(duì)復(fù)雜，學(xué)者們多是直接采用試驗(yàn)的方法得到其恢復(fù)力模型，利用統(tǒng)計(jì)分析的方法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行研究，得到考慮各種影響因素的統(tǒng)一恢復(fù)力曲線數(shù)學(xué)模型。這些方法得到的恢復(fù)力模型，簡(jiǎn)單實(shí)用且易于編程，但是由于所得試驗(yàn)數(shù)量有限，其適用范圍有限。

為解決上述不足，利用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)基本原理，借助鋼筋混凝土構(gòu)件骨架曲線的計(jì)算機(jī)編程理論[6]，依據(jù)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)計(jì)算的基本假定，利用傳統(tǒng)彎曲理論，推導(dǎo)出T型剪力墻截面的彎矩-曲率骨架曲線特征點(diǎn)計(jì)算公式。T型剪力墻的腹板受壓對(duì)構(gòu)件的斜截面破壞較為不利，承載力低[2]，所以本文擬研究基于單調(diào)荷載作用下，構(gòu)件以受彎破壞為主時(shí)T型剪力墻的骨架曲線，然后基于截面的彎矩曲率骨架曲線的特征點(diǎn)值推導(dǎo)出構(gòu)件的力—位移骨架曲線特征點(diǎn)值，最后利用試驗(yàn)驗(yàn)證計(jì)算理論的正確性。

1 骨架曲線的簡(jiǎn)化

剪力墻的骨架曲線一般是通過(guò)試驗(yàn)獲得。為了模擬剪力墻在地震作用下的真實(shí)受力情況，試驗(yàn)多采用在試件的頂端加載往復(fù)的水平荷載，并保持軸向荷載恒定，如圖1所示。

圖1 低周往復(fù)水平荷載試驗(yàn)Fig.1 Quasi-static cyclic test

1.1 截面彎矩-曲率骨架曲線簡(jiǎn)化

在受拉區(qū)混凝土開裂之前，截面的彎矩-曲率呈近似的線性關(guān)系，所以在截面到達(dá)開裂點(diǎn)之前，彎矩-曲率關(guān)系可以簡(jiǎn)化為一條直線。受拉區(qū)混凝土開裂后，彎矩-曲率關(guān)系呈非線性關(guān)系，但截面的彎矩仍隨著曲率的增加而增加，因此可將截面在開裂點(diǎn)與屈服點(diǎn)之間骨架曲線簡(jiǎn)化成一條直線，但斜率較開裂前有所下降。截面達(dá)到屈服點(diǎn)后，呈明顯的塑性，剛度下降較大，但彎矩仍隨著曲率的增加而增加直至達(dá)到峰值點(diǎn)，截面在屈服點(diǎn)與峰值點(diǎn)之間，彎矩-曲率關(guān)系簡(jiǎn)化為一條直線，斜率較小。截面達(dá)到峰值點(diǎn)后，其彎矩隨著曲率的增加而減小直至構(gòu)件到達(dá)極限點(diǎn)，截面破壞。綜上，剪力墻截面的彎矩-曲率骨架曲線可簡(jiǎn)化為開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)的四折線模型，如圖2所示：

圖2 截面的彎矩-曲率骨架曲線Fig.2 Moment-curvature skeleton curve of cross section

圖2中Mc和φc分別為開裂彎矩和開裂曲率；My和φy分別為屈服彎矩和屈服曲率；Mp和φp分別為峰值彎矩和峰值曲率；Mu和φu分別為極限彎矩和極限曲率。

1.2 剪力墻力-位移骨架曲線簡(jiǎn)化

與截面簡(jiǎn)化的彎矩曲率骨架曲線類似，剪力墻構(gòu)件的骨架曲線也可以簡(jiǎn)化為以開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)為特征點(diǎn)的四折線模型。如圖3所示。

圖3 剪力墻構(gòu)件的力-位移骨架曲線Fig.3 Force-displacement skeleton curve of shear walls

(1)

式中：Fc和Δc分別為開裂荷載和開裂位移；Fy和Δy分別為屈服荷載和屈服位移；Fp和Δp分別為峰值荷載和峰值位移；Fu和Δu分別為極限荷載和極限位移。

2 T型剪力墻彎矩-曲率骨架曲線特征點(diǎn)

2.1 基本假定

T型剪力墻彎矩-曲率骨架曲線特征參數(shù)的計(jì)算基于以下基本假定：

1)平截面假定;

2)鋼筋本構(gòu)關(guān)系為理想的應(yīng)力應(yīng)變曲線，受壓區(qū)混凝土的本構(gòu)關(guān)系按文獻(xiàn)[7]規(guī)定的曲線。受拉區(qū)混凝土開裂后退出工作，不再考慮其受力;

3)不考慮大軸壓比情況，即中和軸始終位于截面內(nèi)。

2.2 開裂彎矩與開裂曲率

在彎矩作用下，截面的翼緣受拉，當(dāng)受拉區(qū)邊緣的混凝土達(dá)到極限拉應(yīng)變?chǔ)舤u時(shí)，即認(rèn)為剪力墻截面進(jìn)入開裂極限狀態(tài)，此時(shí)截面的曲率定義為開裂曲率φc，相應(yīng)的彎矩定義為開裂彎矩Mc。在此狀態(tài)下，剪力墻截面受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)明顯的塑性，此時(shí)可將受拉區(qū)混凝土的應(yīng)力分布曲線簡(jiǎn)化為標(biāo)準(zhǔn)的拋物線；受拉區(qū)的縱向鋼筋以及豎向分布筋仍處于彈性狀態(tài)；受壓區(qū)混凝土遠(yuǎn)未達(dá)到抗壓強(qiáng)度，其應(yīng)力呈三角形分布，受壓區(qū)的鋼筋皆處于彈性狀態(tài)，計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖4所示：

(a)截面示意圖；(b)應(yīng)變示意圖；(c)鋼筋應(yīng)力分布圖；(d)混凝土應(yīng)力分布圖圖4 剪力墻截面開裂狀態(tài)下計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.4 Calculating diagrams of cracking state

T型剪力墻截面的形心軸距截面的底端的距離為d，由圖4(a)所示求得：

(2)

截面的受拉區(qū)邊緣的混凝土極限拉應(yīng)變?chǔ)舤u按照文獻(xiàn)[8]相關(guān)公式計(jì)算：

(3)

式中：ft為混凝土的抗拉強(qiáng)度；Ec為混凝土的彈性模量。

由圖4(b)可得剪力墻截面的開裂曲率φc：

(4)

由圖4(c)、(d)，可得平衡方程：

N+Ts+Tsw1+Tsw2+Tc1+Tc2=Csw+Cs+Cc

(5)

M=Tsds+Tsw1dsw1+Tsw2dsw2+Tc1dc1+

(6)

對(duì)于T型截面，在不同的軸壓比下，中和軸的位置可能在腹板也可能在翼緣。首先假設(shè)中和軸的位置在腹板中，按上述公式求得受壓區(qū)高度x，若x

(7)

(8)

2.3 屈服彎矩與屈服曲率

剪力墻截面翼緣內(nèi)的縱向受拉鋼筋與豎向分布筋進(jìn)入屈服階段，且受壓區(qū)的混凝土進(jìn)入塑性階段，即截面達(dá)到屈服極限狀態(tài)，此時(shí)截面的曲率為屈服曲率φy，彎矩為屈服彎矩My；受拉區(qū)混凝土因開裂退出工作，分析時(shí)不再考慮；受拉區(qū)腹板內(nèi)豎向分布筋處于彈性狀態(tài)。受壓區(qū)混凝土進(jìn)入塑性，應(yīng)力呈拋物線分布。計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖5所示：

(a)截面示意圖；(b)應(yīng)變示意圖；(c)鋼筋應(yīng)力分布圖；(d)混凝土應(yīng)力分布圖圖5 剪力墻截面屈服狀態(tài)下計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.5 Calculating diagrams of yield state

由圖5(b)可得剪力墻截面的屈服曲率φy：

(9)

由圖5(a)、(c)和(d)受力簡(jiǎn)圖，可得平衡方程：

N+Ts+Tsw1+Tsw2=Csw+Cs+Cc

(10)

(11)

由圖5的計(jì)算簡(jiǎn)圖，式(10)和式(11)可化為：

(12)

(13)

式中：fc為混凝土抗壓強(qiáng)度代表值；fy為受拉區(qū)縱向鋼筋的屈服強(qiáng)度；fyw豎向分布鋼筋屈服強(qiáng)度。由式(9)、式(10)和式(12)計(jì)算求得受壓區(qū)高度x，然后代入式(9)與式(13)求得屈服曲率φy和屈服彎矩My。

2.4 峰值彎矩與峰值曲率

對(duì)于有約束邊緣構(gòu)件混凝土剪力墻，當(dāng)截面受壓區(qū)邊緣混凝土應(yīng)變達(dá)到約束混凝土峰值壓應(yīng)變?chǔ)與c，且在受壓區(qū)內(nèi)，非約束區(qū)混凝土進(jìn)入極限狀態(tài)，截面處于峰值極限狀態(tài)。對(duì)于豎向分布筋，在翼緣內(nèi)的受拉分布筋處于屈服階段，腹板內(nèi)的分布筋的受力按文獻(xiàn)[9]計(jì)算。受力簡(jiǎn)圖如圖6所示：

(a)截面示意圖；(b)應(yīng)變示意圖；(c)鋼筋應(yīng)力分布圖；(d)混凝土應(yīng)力分布圖圖6 剪力墻截面峰值狀態(tài)下計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.6 Calculating diagrams of peak state

由圖6(b)可以求得截面的峰值曲率φp。

(14)

式中：εcc為約束混凝土峰值壓應(yīng)變[10]；εcc=(1+3.50λv)ε0；λv為配箍特征值；ε0為非約束混凝土的峰值壓應(yīng)變。

豎向分布筋的合力按文獻(xiàn)[9]計(jì)算，如下式所示：

(15)

(16)

Ccc=αfccblc

(17)

fcc=(1+1.79λv)fc

(18)

式中： α為與約束區(qū)長(zhǎng)度有關(guān)的系數(shù)，取0.8；fcc為約束混凝土強(qiáng)度。

由圖6所示的受力簡(jiǎn)圖可得平衡方程：

N+Ts+Tsw1=Ccc+Cc+Cs+Nsw

(19)

(20)

式(19)與式(20)可化為：

N+fyAs+fywρw(bf-3lc)b=αfccblc+

(21)

(22)

2.5 極限彎矩與極限曲率

當(dāng)剪力墻受壓區(qū)約束混凝土應(yīng)變達(dá)到極限壓應(yīng)變?chǔ)與cu，截面達(dá)到極限狀態(tài)。εccu的計(jì)算方法按文獻(xiàn)[10]的公式計(jì)算：

(23)

根據(jù)文獻(xiàn)[11]，當(dāng)截面受壓區(qū)混凝土邊緣壓應(yīng)變達(dá)到峰值應(yīng)變后，截面受壓區(qū)高度基本保持不變。所以可以根據(jù)公式(14)～式(19)求得受壓區(qū)高度x，由下式計(jì)算求得截面的極限曲率φu：

(24)

極限彎矩取峰值彎矩0.85倍[12]，即：

其實(shí)以門派身份而產(chǎn)生的正邪之分實(shí)無(wú)必要，單純以此來(lái)分善惡更是可笑至極，誰(shuí)家還沒(méi)有三兩好漢，誰(shuí)家又缺得了集合無(wú)賴？名門如昆侖派，幾十年前的前輩何足道，自在灑脫，武藝高強(qiáng)，令人心折。幾十年后的后輩何太沖夫婦，氣量狹小，忘恩負(fù)義，讓人作嘔。若要給他們扣帽子，昆侖派究竟是正是邪？

Mu=0.85Mp

(25)

3 T型剪力墻力-位移骨架曲線特征點(diǎn)計(jì)算

基于以上推導(dǎo)的計(jì)算公式，可以求得剪力墻模型在恒定軸力下底部截面的彎矩—曲率關(guān)系，即得到彎矩-曲率模型的四個(gè)特征點(diǎn)值。據(jù)此，可以推導(dǎo)出相對(duì)應(yīng)的力-位移骨架曲線的4個(gè)特征點(diǎn)的值。

3.1 開裂荷載與開裂位移

由上述彎矩-曲率骨架計(jì)算公式可求得底部截面(臨界截面)的開裂彎矩Mc與開裂曲率φc，所以可以求得開裂荷載Fc：

(26)

剪力墻構(gòu)件在開裂之前基本保持著彈性狀態(tài)，在計(jì)算構(gòu)件在Fc作用下時(shí)，可以看成懸臂梁，由此可得剪力墻的剛度K：

(27)

式中：E為鋼筋混凝土的彈性模量；G為鋼筋混凝土的剪切模量；I為墻肢截面的慣性矩；As為墻肢截面面積；H0為剪力墻高度。

剪力墻的開裂位移Δc：

(28)

3.2 屈服荷載與屈服位移

由上述彎矩-曲率骨架計(jì)算公式可以求得剪力墻底部截面(臨界截面)的屈服彎矩My與開裂曲率φy，所以可以求得屈服荷載Fy：

(29)

剪力墻構(gòu)件的頂點(diǎn)位移，包括由彎曲引起的位移Δf與剪切引起的位移Δs。由結(jié)構(gòu)力學(xué)可知，屈服荷載引起的彎曲位移Δyf：

(30)

屈服荷載引起的剪切位移Δys仍按彈性計(jì)算：

(31)

綜上，可得屈服位移Δy：

Δy=Δyf+Δys

(32)

3.3 峰值荷載與峰值位移

由上述彎矩-曲率骨架計(jì)算公式可以求得剪力墻構(gòu)件底部截面的峰值彎矩Mp與峰值曲率φp，所以可以求得峰值荷載Fp：

(33)

彎曲引起的位移Δpf按文獻(xiàn)[13]計(jì)算：

(34)

式中：lp為塑性鉸長(zhǎng)度，采用文獻(xiàn)[14]建議：

lp=(0.20+0.044H0/hw)hw

(35)

剪切引起的位移，包括彈性段位移Δpes及塑性鉸產(chǎn)生的位移Δpps：

(36)

假定腹桿是由45o混凝土斜壓桿和垂直的箍筋組成的桁架模型來(lái)考慮剪力墻塑性鉸區(qū)的抗剪剛度Ks[15]：

(37)

(38)

所以峰值荷載引起的剪切位移Δps：

Δps=Δpes+Δpps

(39)

綜上，可求得峰值位移：

Δp=Δpf+Δps

(40)

3.4 極限荷載與極限位移

由上述彎矩-曲率骨架計(jì)算公式可以求得剪力墻構(gòu)件底部截面(臨界截面)的極限彎矩Mu與極限曲率φu，所以可以求得極限荷載Fu：

(41)

彎曲引起的位移Δuf按文獻(xiàn)[13]計(jì)算：

(42)

剪切引起的位移包括彈性段位移Δues及塑性鉸產(chǎn)生的位移Δups：

(43)

(44)

所以極限荷載引起的剪切位移Δus：

Δus=Δues+Δups

(45)

綜上，可求得極限位移：

Δu=Δuf+Δus

(46)

4 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述公式的精確程度與適用性，采用文獻(xiàn)[1]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了8個(gè)T型剪力墻試件，通過(guò)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，研究T型鋼筋混凝土剪力墻構(gòu)件的抗震性能，觀測(cè)了短肢剪力墻受力-變形-損傷-裂縫-屈服-破壞的全過(guò)程；試驗(yàn)分析了剪力墻的破壞特征、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、位移延性及截面變形規(guī)律。根據(jù)得到的剪力墻構(gòu)件骨架曲線，選取翼緣受拉時(shí)構(gòu)件的力-位移關(guān)系，然后與計(jì)算結(jié)果相比。根據(jù)試驗(yàn)中混凝土材料的力學(xué)指標(biāo)實(shí)測(cè)值，取四組混凝土強(qiáng)度的平均值fc=46.05 MPa，鋼筋材料的力學(xué)指標(biāo)實(shí)測(cè)值Φ8屈服強(qiáng)度295 MPa，Φ12屈服強(qiáng)度345 MPa，Φ4屈服強(qiáng)度730 MPa，選取其中6個(gè)模型，配筋方式如圖4(a)所示，其尺寸及配筋量可參見(jiàn)文獻(xiàn)[1]。

依據(jù)上述一系列公式，編寫相關(guān)計(jì)算程序，精確求出T型剪力墻構(gòu)件力-位移骨架曲線各個(gè)特征點(diǎn)的值。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖7所示。

(a)SDT500-01；(b)SDT500-02；(c)SDT650-04；(d)SDT800-05；(e)SDT800-06；(f)SDT900-07圖7 試驗(yàn)和計(jì)算骨架曲線對(duì)比Fig.7 Comparison between the experimental and analytical skeleton curves

表1是各模型的試驗(yàn)最大橫向荷載與計(jì)算得到的峰值荷載的對(duì)比，試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的差別小于10%。表1也總結(jié)了各模型的試驗(yàn)極限轉(zhuǎn)角與計(jì)算的極限轉(zhuǎn)角的對(duì)比，極限轉(zhuǎn)角可按下式進(jìn)行計(jì)算：

表1 試驗(yàn)結(jié)果及計(jì)算結(jié)果對(duì)比

Table 1 Comparison between experimental and analytical results

試件峰值荷載/kNθ試驗(yàn)計(jì)算試驗(yàn)計(jì)算SDT500-01194207.961/671/80SDT500-02204220.051/611/65SDT650-04341307.541/731/82SDT800-05367372.641/941/110SDT800-06394387.851/681/75SDT900-07442460.001/1021/120

(47)

由以上各圖可以發(fā)現(xiàn)，剪力墻試驗(yàn)開裂點(diǎn)與計(jì)算開裂點(diǎn)數(shù)值接近，試驗(yàn)骨架曲線在彈性階段的初始斜率與計(jì)算骨架曲線接近，即計(jì)算的初始剛度與試驗(yàn)的初始剛度較吻合。剪力墻試驗(yàn)屈服強(qiáng)度與計(jì)算屈服強(qiáng)度存在一定的誤差，從表1可以發(fā)現(xiàn)，剪力墻計(jì)算峰值荷載與試驗(yàn)峰值荷載較吻合，兩者的延性吻合也較好，由此可以得出結(jié)論：T型剪力墻構(gòu)件的骨架曲線基本上可以反映出T型剪力墻構(gòu)件的強(qiáng)度及延性。但計(jì)算出來(lái)的骨架曲線與試驗(yàn)得出的骨架曲線也存在差異，造成這些差異主要基于以下原因：1)荷載形式不同，試驗(yàn)是基于往復(fù)荷載作用下的力與位移關(guān)系，計(jì)算得到的是基于靜力荷載作用下的力與位移曲線。2)計(jì)算中材料所采用的本構(gòu)關(guān)系較難與實(shí)際情況相吻合，計(jì)算原理所采用的假定與實(shí)際情況也有一定的差別。

5 結(jié)論

1)建立了一系列簡(jiǎn)單實(shí)用公式，用于計(jì)算T型剪力墻截面彎矩-曲率骨架曲線的特征點(diǎn)的值。該計(jì)算理論考慮邊緣約束構(gòu)件對(duì)峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)的彎矩-曲率的影響，與實(shí)際情況更符合，計(jì)算更準(zhǔn)確。

2)根據(jù)T型剪力墻截面的彎矩-曲率骨架曲線的特征點(diǎn)計(jì)算理論推導(dǎo)出構(gòu)件的力-位移骨架曲線特征點(diǎn)的計(jì)算理論，然后用于相關(guān)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷挠?jì)算，得到的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，因此該理論可用于剪力墻結(jié)構(gòu)的基于性能的設(shè)計(jì)。且該計(jì)算理論不受模型尺寸和材料特性等限制，實(shí)用性較強(qiáng)，適用范圍廣。

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Calculation method and verification test for skeleton curve of T-shaped shear wall

LIU Chengqing, WEI Xiaodan, LUO Xinyi, WANG Wenyan, NI Xiangyong

(School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In order to study skeleton curve of T-shaped shear wall of which the web was in compression, moment-curvature skeleton curve of cross section and force-displacement skeleton curve of shear wall component were both simplified as four lines, which were represented by four featuring points: cracking point, yield point, peak point and ultimate point. Based on the flexure theory and plane cross section assumptions, considering the influence of constraints on the values of peak point and ultimate point, a calculating theory to calculate the value of the four featuring points of moment-curvature skeleton curve of cross section was established, and then the formulation for the four featuring points of force-displacement skeleton curve of shear wall was put forward. In order to validate the accuracy of the theory, some experimental results were used to compare with the theoretical values. The research shows that the theoretical values are almost agreed with the experimental results. These conclusions can provide references for performance-based seismic design of T-shaped shear wall.

T-shaped shear walls; moment-curvature skeleton curve; force-displacement skeleton curve; calculating theory

2016-01-03

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278428)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2682014CX066)

劉成清(1976-)，男，江西贛州人，副教授，博士，從事抗震與抗沖擊研究，E-mail：lcqjd@swjtu.cn

TU4

A

1672-7029(2016)11-2235-08