斜筋配置對單排配筋低矮墻抗震性能影響試驗

張建偉，李琬荻，曹萬林，蔡 翀，吳蒙捷

(城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124)

斜筋配置對單排配筋低矮墻抗震性能影響試驗

張建偉，李琬荻，曹萬林，蔡 翀，吳蒙捷

(城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室(北京工業(yè)大學(xué))，北京 100124)

在低配筋量的單排配筋混凝土低矮剪力墻中配置斜向鋼筋，可限制基底施工縫處水平剪切滑移和墻體斜裂縫開展，提高混凝土低矮剪力墻的抗震耗能能力.為探求帶斜筋單排配筋混凝土低矮剪力墻的優(yōu)化配筋設(shè)計方法，進(jìn)行了5個不同配筋設(shè)計的剪力墻模型低周反復(fù)荷載試驗，對比分析了各模型的破壞特征、滯回性能、承載與變形能力、剛度退化規(guī)律、耗能能力及鋼筋應(yīng)變發(fā)展規(guī)律.試驗結(jié)果表明：對于單排配筋混凝土低矮剪力墻，斜筋可有效控制其剪切變形，使其抗震性能優(yōu)于不帶斜筋的剪力墻；合理配置斜筋，可明顯提高混凝土低矮剪力墻的抗震耗能能力，獲得性價比較高的抗震墻.

單排配筋；斜筋；低矮剪力墻；抗震性能；設(shè)計方法

混凝土剪力墻由于其平面內(nèi)剛度較大，在水平荷載作用下側(cè)向位移較小，被廣泛應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)[1].由于粘土磚結(jié)構(gòu)的禁用和地震的頻繁發(fā)生，混凝土剪力墻在多層住宅中應(yīng)用也越來越廣泛[2].但如果按照《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[3]對多層住宅中的混凝土剪力墻進(jìn)行設(shè)計，會導(dǎo)致鋼筋用量偏多、施工不便、造價偏高，不利于推廣應(yīng)用.為此，課題組針對多層住宅結(jié)構(gòu)，開展了單排配筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)研究，圍繞設(shè)計方法、構(gòu)造措施、施工工藝、抗震性能等方面開展了較系統(tǒng)的研究工作.結(jié)果表明：通過合理的設(shè)計，單排配筋混凝土剪力墻的抗震性能明顯優(yōu)于磚砌體墻，可以滿足多層住宅結(jié)構(gòu)抗震性能要求[4]；單排配筋混凝土剪力墻邊緣構(gòu)件宜采用設(shè)置矩形箍筋或三角形箍筋的暗柱形式[5]；單排配筋混凝土剪力墻連梁與墻肢的強弱關(guān)系對其連接部位的破壞特征影響較大，宜設(shè)計成強墻肢、弱連梁的結(jié)構(gòu)形式[6].

由于多層建筑結(jié)構(gòu)中混凝土剪力墻的軸壓比一般較低[7]，再加上單排配筋混凝土剪力墻的墻體配筋量較少，在水平地震作用下，其底部施工縫處容易發(fā)生水平剪切滑移現(xiàn)象.為此，在低配筋量的單排配筋混凝土剪力墻中配置斜向鋼筋，可以限制基底施工縫處水平剪切滑移和墻體斜裂縫開展，提高混凝土剪力墻的抗震耗能能力[8-11].為探求帶斜筋單排配筋混凝土剪力墻的優(yōu)化配筋設(shè)計方法，本文對5個不同配筋形式的矩形截面混凝土低矮剪力墻進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗研究.

1 試驗概況

1.1 模型設(shè)計

設(shè)計5個單排配筋剪力墻模型，編號為SW1.0-1～SW1.0-5.模型由墻頂加載梁、墻底基礎(chǔ)梁及墻體構(gòu)成.模型的幾何尺寸均相同：墻體寬度為1 200 mm，厚度為140 mm，即《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[12]中規(guī)定的剪力墻最小厚度，剪跨比λ=1.0.其中，SW1.0-1為不帶斜筋單排配筋剪力墻，SW1.0-2～SW1.0-5為帶斜筋單排配筋剪力墻，其配筋率及配筋形式不同，最低配筋率取《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[3]規(guī)定的剪力墻分布鋼筋最小配筋率0.25%，5個模型的配筋詳情見表1.模型的邊緣構(gòu)件均采用三角形箍筋暗柱形式，縱筋為3Ф8鋼筋，箍筋為Ф4@70.模型的幾何尺寸及配筋見圖1.

采用商品混凝土澆筑模型，墻體混凝土強度設(shè)計等級為C30，實測立方體抗壓強度均值為55.56 MPa，彈性模量為3.13×104MPa.墻體鋼筋均采用HPB300級鋼筋，其力學(xué)性能見表2.

表1 模型配筋

表2 鋼筋力學(xué)性能

圖1 模型尺寸及配筋(mm)

1.2 加載方案及量測內(nèi)容

試驗加載裝置見圖2.加載方案為在恒定豎向軸壓力作用下施加往復(fù)水平力.首先在截面形心處施加豎向軸壓力至624 kN，使墻體試驗軸壓比達(dá)到0.1，并在試驗過程中保持恒定.水平力采用荷載-變形雙控制的方法：模型屈服前采用荷載控制，分成三級加載，每級荷載反復(fù)1 次，級差80 kN；從第4循環(huán)開始采用變形控制，逐級加載，每級位移增量取模型1/400位移角，每級反復(fù)2 次；當(dāng)頂點位移角超過1/66 時，每級位移增量改為1/200位移角.加載至模型承載力下降到峰值荷載的85%以下時，試驗停止.

試驗量測內(nèi)容主要有：軸壓力、水平力、水平位移、剪切變形、鋼筋應(yīng)變.在加載過程中，觀察記錄裂縫的發(fā)展情況、裂縫寬度及混凝土破壞現(xiàn)象等.位移計及百分表布置見圖3(a).鋼筋應(yīng)變測量包括：暗柱底部縱向鋼筋應(yīng)變、剪力墻豎向分布鋼筋應(yīng)變、剪力墻水平分布鋼筋應(yīng)變和斜向鋼筋應(yīng)變.模型SW1.0-5的鋼筋應(yīng)變測點布置見圖3(b).

圖2 加載裝置

圖3 模型測點布置

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

模型最終破壞形態(tài)見圖4，其中照片為水平位移角達(dá)1/50時的破壞形態(tài).各模型墻體下部裂縫較為集中，加載開始時，各模型均先在下部墻體邊緣處出現(xiàn)水平裂縫，之后水平裂縫向墻底延伸，逐漸形成相互貫通的交叉型彎曲裂縫.模型SW1.0-3的斜裂縫在加載后期承載力下降階段發(fā)展為對角主斜裂縫，最后因剪切破壞喪失承載能力，其他模型呈以彎曲破壞為主的彎剪破壞特征.

圖4 破壞形態(tài)

SW1.0-1墻體斜裂縫開展不充分，主要因為墻體內(nèi)未配置斜筋，墻底抗剪切滑移能力較弱，加載后期墻底水平彎曲裂縫處出現(xiàn)剪切滑移現(xiàn)象，最終因角部混凝土壓碎而失效.SW1.0-2墻體裂縫主要為彎曲裂縫，其原因是墻體分布鋼筋配筋率降低，改為布置斜筋增強了墻體抗剪能力和底部抗剪切滑移能力，使得其正截面受彎承載能力相對減弱，墻底水平彎曲裂縫開展充分，墻體斜裂縫開展較少.SW1.0-3墻體因分布鋼筋配筋率較低，而斜筋配筋率較高，且斜筋在墻底邊緣構(gòu)件區(qū)域集中布置，導(dǎo)致其對墻底正截面受彎承載力的貢獻(xiàn)作用大于其對墻體受剪承載力貢獻(xiàn)作用，計算表明其正截面承載力略低于斜截面承載力，在剪力墻承載力下降階段，剪力墻底角部位混凝土壓壞后，導(dǎo)致斜截面承載力下降較快，最終發(fā)生了斜向剪切破壞.SW1.0-4墻體雖然與SW1.0-3總配筋率相同，但其分布鋼筋配筋率較高，而斜筋配筋率相對低些，剪力墻斜截面承載力在整個受力過程中始終大于正截面承載力，導(dǎo)致承載力下降階段的破壞形態(tài)與SW1.0-3有所不同，最后破壞特征以彎曲破壞為主，且墻底裂縫較多，分布區(qū)域較高.SW1.0-5墻體因斜筋呈扇形布置(45°、60°、75°)，且斜筋配筋率低于分布鋼筋的配筋率，剪力墻失效以彎曲破壞為主，加載后期出現(xiàn)了傾斜角度較大的壓剪斜裂縫.

各剪力墻底角部位均有混凝土壓碎、鋼筋屈曲現(xiàn)象.剪力墻達(dá)到峰值荷載時，邊緣暗柱底部受拉縱筋均達(dá)到了屈服狀態(tài).

2.2 滯回性能

SW1.0-1～SW1.0-5的水平力-位移滯回曲線見圖5，位移指距墻底1 200 mm的頂點水平位移.

圖5 水平力-位移滯回曲線

由圖5可見：模型SW1.0-1，由于墻底水平裂縫開展和滑移相對較重，加載后期不可恢復(fù)的殘余變形較大.模型SW1.0-2和SW1.0-5的滯回性能較為相近，破壞后期力學(xué)性能退化速度較慢，變形能力較好.模型SW1.0-4的破壞后期力學(xué)性能退化速度慢于模型SW1.0-3.各模型在最后一次滯回加載時，均發(fā)生了墻底角部混凝土壓潰現(xiàn)象，導(dǎo)致承載力和剛度下降十分明顯.

2.3 承載力

各模型的水平力-位移骨架曲線比較見圖6.可見：開裂前，各模型曲線基本重合；開裂與屈服階段，曲線略有差異；峰值荷載之后，骨架曲線的下降速度差別較明顯；模型SW1.0-2、SW1.0-5骨架曲線平緩，承載能力比較穩(wěn)定.

圖6 水平荷載-位移骨架曲線

各模型的開裂荷載Fcr(墻體出現(xiàn)肉眼可見的第一條明顯裂縫時荷載值)、屈服荷載Fy、峰值荷載Fu列于表3.其中屈服荷載采用能量等值法確定.由表3

可見：

1)模型SW1.0-4與SW1.0-1相比，各特征點實測值均略有提高.表明在分布鋼筋配筋率相同的情況下，增加斜筋能提高剪力墻的承載能力.

2)模型SW1.0-3與SW1.0-2相比，在分布鋼筋配筋率相同且均存在斜筋的情況下，斜筋配筋率增加對剪力墻峰值荷載的提高有一定作用，但對其開裂和屈服荷載影響不大.

3)模型SW1.0-5與SW1.0-2相比，各特征點荷載值基本相近.表明在分布鋼筋和斜筋配筋率相同的情況下，斜筋呈扇形布置對承載力的貢獻(xiàn)不大.

總的來說，各模型承載力差異不大，其主要原因是：混凝土強度及邊緣構(gòu)件對模型承載力貢獻(xiàn)明顯，在低配筋條件下的墻體配筋形式變化對其承載力影響較小.

表3 開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載的實測值

2.4 變形能力

各模型的開裂位移Δcr、屈服位移Δy(正負(fù)向均值)、峰值位移Δu(正負(fù)向均值)、破壞位移Δd(正負(fù)向均值)、延性系數(shù)μ=Δd/Δy列于表4.Δd取承載力下降至峰值荷載的85%時所對應(yīng)的位移值，模型SW1.0-1和SW1.0-4負(fù)向承載力未能下降至峰值荷載的85%，則Δd取正向數(shù)值.位移角θ=Δ/H，Δ為墻頂測點的水平位移，H為測點高度.

表4 模型的特征點位移

由表4可見：

1)模型SW1.0-4與SW1.0-1相比，峰值位移略有增加，延性系數(shù)提高了23.1%.表明在分布鋼筋配筋率相同的情況下，增加斜筋能提高剪力墻的延性.

2)模型SW1.0-2、SW1.0-5較其他3個模型延性提高明顯，表明斜筋和分布筋配筋量的優(yōu)化配置可以提高剪力墻的延性，當(dāng)分布筋配筋率為0.15%，斜筋配筋率為0.10%時，延性提高效果較佳.

3)模型SW1.0-5與SW1.0-2相比，延性系數(shù)提高了25.1%.表明在分布鋼筋和斜筋配筋率相同的情況下，斜筋呈扇形布置有助于提高剪力墻的延性.

低矮剪力墻的水平剪切變形占總變形的比例較大，尤其是在剪力墻開裂以后，剪切變形所占的比例會進(jìn)一步增加.表5列出了各模型達(dá)到破壞荷載時剪切變形所占比例值.可見，不帶斜筋剪力墻SW1.0-1的剪切變形所占比例明顯大于其他帶斜筋剪力墻.表明斜筋可以有效地控制低矮剪力墻剪切變形，且墻體配筋或斜筋越多，其剪切變形占總變形的比例越小.

表5 模型的剪切變形

2.5 剛度

各模型實測所得初始剛度Ko、開裂割線剛度Kcr、屈服割線剛度Ky、峰值割線剛度Ku、1/50位移角割線剛度K1/50列于表6.

由表6可見：各模型初始剛度較為接近，模型SW1.0-2、SW1.0-4與SW1.0-1相比，開裂剛度和屈服剛度明顯提高，說明在配筋量不變的情況下，合理布置斜筋可減緩低矮剪力墻開裂后的剛度衰減速度；在分布鋼筋配筋量相同的情況下，增設(shè)斜筋可明顯減緩剪力墻開裂后的剛度衰減速度.其原因是斜筋能更有效地承擔(dān)墻體斜向主拉應(yīng)力，限制斜裂縫的開展，增強斜裂縫間的骨料咬合作用，增大墻體抗剪切能力，減小剪切變形，從而減緩剛度下降速度.模型SW1.0-5與SW1.0-2相比，除開裂剛度以外，各剛度數(shù)據(jù)均明顯提高，表明在分布鋼筋和斜筋配筋率相同的情況下，斜筋呈扇形布置能減緩剪力墻的剛度衰減；模型SW1.0-3在1/50位移角時割線剛度較其他模型低，峰值荷載后，剛度退化更為迅速，主要是因為剪力墻在承載力下降階段同其他模型不同，發(fā)生了剪切破壞.

表6 模型的割線剛度

2.6 耗能能力

模型的能量耗散能力以累積耗能Ep(滯回曲線所包圍面積)和等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量.圖7和圖8分別為累計耗能和等效粘滯阻尼系數(shù)隨水平位移增長而變化的關(guān)系曲線.

圖7 累計耗能與水平位移關(guān)系

圖8 等效阻尼系數(shù)與水平位移關(guān)系

表7給出了模型荷載下降至峰值荷載85%以前的累計耗能，破壞荷載點所在滯回環(huán)的等效粘滯阻尼系數(shù)he.

表7 模型的耗能能力

由圖7、8和表7可見：

1)與SW1.0-1相比，帶斜筋剪力墻模型的耗能能力明顯提高，尤其是模型SW1.0-2和SW1.0-5的累計耗能提高顯著，表明按合理比例配置斜筋，可更有效地提高單排配筋混凝土低矮剪力墻的抗震耗能能力.其原因是斜向鋼筋可以增強墻底水平裂縫處的銷栓作用和墻體斜裂縫的骨料咬合作用，使得墻體具有較好的彈塑性變形能力，從而提高其耗能能力.

2)SW1.0-2與SW1.0-5的耗能能力相差不大，表明相同配筋率情況下，斜筋扇形放置對低矮混凝土剪力墻的耗能能力影響較小.

3)SW1.0-3最終發(fā)生的是脆性剪切破壞，破壞時的等效粘滯阻尼系數(shù)較小.

2.7 鋼筋應(yīng)變規(guī)律

圖9(a)為各模型邊緣暗柱鋼筋應(yīng)變測點ZZ2第六、七循環(huán)加載的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律.圖9(b)為SW1.0-2剪力墻最外側(cè)斜向鋼筋底部應(yīng)變測點X1的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律.

由圖9對比分析可見：

1)圖9(a)中各模型在達(dá)到峰值荷載之前，邊緣構(gòu)件底部受拉縱筋均已屈服，模型正截面受彎承載力較弱，呈現(xiàn)彎曲破壞形態(tài).與模型SW1.0-1相比，其他4個模型的邊緣暗柱縱筋應(yīng)變，由于斜筋有效限制了斜裂縫的開展，降低了墻體剛度衰減速度，減慢了墻體水平變形發(fā)展，使得其發(fā)展速度減慢；隨著墻體配筋率或斜筋配置量的提高，邊緣暗柱縱筋受拉應(yīng)變發(fā)展速度相應(yīng)降低；斜筋呈扇形布置，可降低邊緣暗柱縱筋的應(yīng)變發(fā)展速度.

2)圖9(b)表明，當(dāng)墻體混凝土出現(xiàn)斜裂縫時，斜向鋼筋應(yīng)變會突增，最終受拉屈服.表明斜筋在剪力墻體受剪過程中可有效控制斜裂縫的開展，增強墻體的抗震耗能能力.

圖9 鋼筋應(yīng)變滯回曲線

3 結(jié) 論

1)對于單排配筋混凝土低矮剪力墻，斜筋可以有效控制其剪切變形.

2)斜筋和分布筋的合理配置，可以明顯提高單排配筋混凝土低矮剪力墻的抗震性能；當(dāng)分布鋼筋配筋率為0.15%、斜筋配筋率為0.10%時，效果較好.

3)扇形布置斜筋，有利于提高單排配筋混凝土低矮剪力墻的延性和減緩剛度衰減.

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Experimental study on the influence of different inclined reinforcements collocation on seismic performance of low-rise concrete shear wall with single row of steel bars

ZHANG Jianwei, LI Wandi, CAO Wanlin, CAI Chong, WU Mengjie

(Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering (Beijing University of Technology), Ministry of Education, Beijing 100124, China)

The inclined reinforcements are configured in low-rise reinforced concrete shear wall with single row of steel bars and low reinforcement ratio, which can limit horizontal shear slip at the bottom construction joints and development of diagonal cracks on the wall. To investigate optimization design method of reinforcements for low-rise concrete shear wall with single row of steel bars and inclined reinforcements, the cyclic loading tests of 5 shear walls with different reinforcement design were carried out. The failure characteristic, hysteretic property, load-carrying and deformation capacity, stiffness degradation, energy dissipation and reinforcement strain were compared and analyzed. The results show that the seismic performance of shear wall with inclined reinforcements is better than the wall without inclined reinforcements, because the inclined reinforcements can control the shear deformation effectively. If inclined reinforcements are reasonably allocated, energy dissipation capacity of low-rise concrete shear wall can be significantly improved and higher performance price ratio of structural wall can be obtained.

single row of steel bars; inclined reinforcement; low-rise RC shear wall; seismic performance; design method

(編輯 趙麗瑩)

10.11918/j.issn.0367-6234.201512108

2015-12-24

國家自然科學(xué)基金(51378029)； 國家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體項目(51421005)

張建偉(1971—)，男，教授，博士生導(dǎo)師; 曹萬林(1954—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

張建偉，zhangjw@bjut.edu.cn

TU375

A

0367-6234(2017)06-0028-07