T形RAC短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

樊禹江,余濱杉,熊二剛,苗曉瑜

(1. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑學(xué)院,陜西 西安　710061; 2. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,陜西 西安　710065;3. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院,陜西 西安　710061)

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T形RAC短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

樊禹江1,3,余濱杉2,熊二剛3,苗曉瑜3

(1. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑學(xué)院,陜西 西安710061; 2. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,陜西 西安710065;3. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院,陜西 西安710061)

通過(guò)對(duì)4個(gè)縮尺比例為1∶2的不同再生粗骨料取代率、不同軸壓比的T形再生混凝土(RAC)短肢剪力墻結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能試驗(yàn),分析試驗(yàn)所得模型破壞形態(tài)、特征曲線、延性、剛度退化、耗能能力及正負(fù)向特征荷載的變化規(guī)律。分析結(jié)果表明:(a)T形RAC短肢剪力墻具有良好的抗震性能,能夠應(yīng)用于軸壓比較小的實(shí)際工程之中。(b)隨著再生粗骨料取代率的增加,T形RAC短肢剪力墻特征曲線、耗能能力等指標(biāo)逐漸增強(qiáng),同時(shí),隨著軸壓比的增大,各指標(biāo)逐漸減小;試件延性性能隨著再生粗骨料取代率及軸壓比的增加出現(xiàn)不同程度的降低。

再生混凝土;T形短肢剪力墻;抗震性能試驗(yàn);再生粗骨料取代率;軸壓比

短肢剪力墻結(jié)構(gòu)嚴(yán)格的定義是指墻肢截面高度與厚度之比在5～8之間的剪力墻[1-2]。針對(duì)此類結(jié)構(gòu),國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者進(jìn)行了大量的理論分析和試驗(yàn)研究,如:同濟(jì)大學(xué)李杰等[3-4]對(duì)4個(gè)縮尺比例為1∶3的相同短肢剪力墻結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)研究,分析側(cè)向剛度、位移延性等,并對(duì)其非線性行為進(jìn)行了分析。但目前相關(guān)研究主要集中于普通混凝土短肢剪力墻,而針對(duì)再生混凝土(RAC)剪力墻的研究則多集中于普通高剪力墻的抗震性能方面。如:曹萬(wàn)林等[5-6]針對(duì)RAC普通剪力墻進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能試驗(yàn),結(jié)果表明,普通RAC高剪力墻的抗震性能比普通混凝土高剪力墻略差;肖飛[7]則針對(duì)普通RAC高剪力墻在不同軸壓比作用下的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,隨著軸壓比的增加,RAC高剪力墻的承載力有所增加,但其延性和耗能能力卻隨之降低。在進(jìn)行RAC高剪力墻研究的同時(shí),國(guó)內(nèi)外對(duì)于RAC短肢剪力墻的研究幾乎處于空白。因此,結(jié)合課題組前期所做RAC材料基本力學(xué)性能的特點(diǎn)[8-9],以1個(gè)普通混凝土T形短肢剪力墻為基準(zhǔn),同時(shí)考慮再生粗骨料取代率及軸壓比,設(shè)計(jì)制作了4個(gè)縮尺比例為1∶2的T形RAC短肢剪力墻,并進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能試驗(yàn)研究,分析各因素對(duì)于T形RAC短肢剪力墻抗震性能的影響規(guī)律。

1　試 驗(yàn) 概 況

表1　模型工況Table 1　Model conditions

圖1　模型基本尺寸(單位:mm)Fig. 1　Basic dimensions of model(units:mm)

基于西安北郊某實(shí)際短肢剪力墻結(jié)構(gòu)原型,取其中一T形斷面短肢剪力墻為研究對(duì)象,按照相似理論-π定理[10],按照縮尺比例1∶2進(jìn)行模型縮尺與配筋。

1.1試驗(yàn)基本材料

模型采用秦嶺牌P.O42.5R級(jí)水泥,再生粗骨料采用西安龍首村拆遷所得建筑垃圾,經(jīng)人工破碎、鄂式破碎機(jī)粉碎、清洗、篩分而成。普通粗骨料采用陜西涇陽(yáng)天然碎石,細(xì)骨料則采用灞河中粗河沙。模型工況組合按照表1進(jìn)行。其中,C40RAC配合比參考課題組前期進(jìn)行的材料性能試驗(yàn)所得結(jié)果[11-12]。

1.2模型基本尺寸及配筋

T形RAC短肢剪力墻模型縱向高度為1 400 mm,地梁的高度為500 mm(主要起固定作用),頂部平臺(tái)高度為200 mm、截面厚度為100 mm(方便加載及模擬邊界條件而設(shè)置)。模型基本尺寸見(jiàn)圖1。

RAC短肢剪力墻模型截面配筋參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]和GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]等有關(guān)條文進(jìn)行設(shè)計(jì)。墻肢中豎向鋼筋的間距均為100 mm,水平鋼筋的間距均為80 mm,豎向鋼筋雙層布置(模型墻肢豎向鋼筋的配筋率均為1.2%,水平鋼筋的配筋率均為0.6%)。模型的箍筋在豎向高度上全部加密,并按照構(gòu)造要求在墻端翼緣處、墻肢交叉處加設(shè)暗柱,暗柱采用構(gòu)造配筋。模型配筋如圖2所示,試驗(yàn)實(shí)際加載裝置如圖3所示。

1.3材料的基本力學(xué)性能

表2　鋼筋材料力學(xué)性能實(shí)測(cè)值Table 2　Measured values of mechanical properties of steel bars

表3　RAC材料力學(xué)性能實(shí)測(cè)值Table 3　Measured values of mechanical properties of RAC　MPa

試驗(yàn)前進(jìn)行鋼筋取樣,同時(shí)預(yù)留150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊和150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試塊各1組,分別進(jìn)行基本力學(xué)性能試驗(yàn),所得結(jié)果如表2、表3所示。

1.4加載方案

試驗(yàn)開(kāi)始后首先在頂部平臺(tái)施加豎向軸力,達(dá)到預(yù)定軸壓比后保持不變,之后根據(jù)JGJ 101—1996《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[15]的規(guī)定,采用荷載-位移混合控制的方法進(jìn)行加載。其中,彈性階段采用力控制加載,以20 kN為一級(jí),逐級(jí)加載;彈塑性階段采用位移控制加載,位移值取屈服位移Δ,并以Δ的整數(shù)倍為級(jí)差進(jìn)行位移加載控制。施加反復(fù)荷載的次數(shù)為:屈服前每級(jí)荷載加載1次,屈服后加載3次。當(dāng)試件所受荷載達(dá)到其峰值荷載的85%時(shí),認(rèn)為試件破壞。

2　試 驗(yàn) 現(xiàn) 象

限于篇幅,以DT2模型為例,其最終破壞形態(tài)如圖4所示。

圖4　DT2破壞形態(tài)Fig. 4　Failure modes of DT2

T形RAC短肢剪力墻與普通混凝土短肢剪力墻的破壞模式相同,均為彎剪破壞,且經(jīng)過(guò)初裂、裂縫貫通、鋼筋屈服、極限狀態(tài)和最終破壞5個(gè)階段。在荷載控制階段,當(dāng)水平荷載較小時(shí),各短肢剪力墻構(gòu)件均處于彈性狀態(tài),此時(shí)短肢剪力墻沒(méi)有裂縫出現(xiàn),隨著荷載的增大,當(dāng)達(dá)到開(kāi)裂荷載時(shí)水平裂縫首先出現(xiàn)在墻角,此后隨著荷載不斷增大,墻身水平裂縫數(shù)量不斷增多,寬度不斷開(kāi)展,此時(shí)短肢剪力墻墻身斜裂縫數(shù)量較少;荷載繼續(xù)增大,短肢剪力墻中受力縱筋屈服,加載進(jìn)入位移控制階段,水平裂縫數(shù)量迅速增多,裂縫寬度增大,墻身斜裂縫的數(shù)量明顯增多,墻角混凝土開(kāi)始出現(xiàn)掉渣現(xiàn)象,隨著加載位移的繼續(xù)增大,墻身斜裂縫大量交匯,墻角混凝土外鼓、壓碎并大塊掉落,承載力急劇下降,模型最終破壞。

3　試 驗(yàn) 分 析

3.1滯回曲線分析

試驗(yàn)得到各T形RAC短肢剪力墻滯回曲線如圖5所示,圖中P表示水平荷載,Δ表示加載點(diǎn)(與頂點(diǎn)位移相同)處相應(yīng)的水平位移。

T形RAC短肢剪力墻與普通短肢剪力墻(DT1)具有相似的滯回曲線特點(diǎn)。加載初期,模型處于彈性階段,水平力和水平位移基本呈線性關(guān)系,滯回曲線的斜率較大,剛度退化不明顯,滯回環(huán)呈現(xiàn)明顯的“弓形”;隨著水平荷載增加,模型墻身以水平裂縫為主,隨后斜裂縫開(kāi)始發(fā)展,模型的塑形變形逐漸增大,殘余變形逐漸增加,對(duì)應(yīng)的滯回曲線斜率也逐漸減小,卸載剛度亦逐漸減小。當(dāng)荷載增大至縱向鋼筋屈服后,模型開(kāi)始按位移加載進(jìn)行控制,裂縫增加明顯,豎向裂縫大量出現(xiàn),裂縫寬度不斷增大,模型的滯回曲線開(kāi)始呈現(xiàn)“反S形”。對(duì)應(yīng)的斜率隨著位移的增大而減小,且斜率減小的速度要明顯大于力控制階段,剛度退化速度加快。

圖5　滯回曲線Fig. 5　Hysteresis curves

由圖5(a)可得:DT2(取代率50%)、DT4(取代率100%)與DT1(取代率0%)相比,滯回曲線形狀基本相同,但滯回環(huán)面積明顯大于DT1,且DT4的滯回環(huán)面積略大于DT2的滯回環(huán)面積。故隨著再生粗骨料取代率的增大,T形RAC短肢剪力墻的滯回性能逐漸增強(qiáng)。

由圖5(b)可得:DT2(軸壓比0.2)和DT3(軸壓比0.3)滯回曲線形狀基本相同,DT3的滯回曲線下降段比DT2陡峭,構(gòu)件延性明顯較差;同時(shí),DT2的極限荷載比DT3大,承載力高,滯回環(huán)面積大。故隨著軸壓比的增大,T形RAC短肢剪力墻的滯回性能逐漸降低。

3.2骨架曲線分析

T形RAC短肢剪力墻與普通混凝土T形短肢剪力墻骨架曲線形狀相似,各T形RAC短肢剪力墻骨架曲線均具有類似的發(fā)展規(guī)律,其主要包括3個(gè)階段——彈性階段、彈塑性階段、強(qiáng)度退化階段。T形RAC短肢剪力墻在達(dá)到屈服荷載后,骨架曲線下降較平緩,表明T形RAC短肢剪力墻具有較好的延性。

由圖6(a)可得:DT2、DT4較之DT1,其屈服荷載和極限荷載比DT1高且DT4大于DT2。上述結(jié)果表明，隨著再生粗骨料取代率的增加,T形RAC短肢剪力墻構(gòu)件承載力逐漸增大。

由圖6(b)可得:當(dāng)進(jìn)行正向加載時(shí)(拉為正),DT2與DT3屈服荷載和極限荷載基本相當(dāng),但當(dāng)達(dá)到極限荷載后。DT2下降較為平緩;當(dāng)進(jìn)行負(fù)向加載時(shí)(推為負(fù)),DT2屈服荷載與極限荷載均大于DT3。同時(shí),當(dāng)達(dá)到極限荷載后DT2的下降亦明顯平緩于DT3。上述結(jié)果表明，隨著軸壓比的增大,T形RAC短肢剪力墻承載能力減小,延性降低。

圖6　骨架曲線Fig. 6　Skeleton curves

3.3延性分析

文中采用位移延性系數(shù)來(lái)衡量再生混凝土短肢剪力墻的延性性能,其定義式如下[16]:

(1)

式中:Δu——極限位移;Δy——屈服位移。

利用式(1)對(duì)各T形RAC短肢剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行延性計(jì)算,各短肢剪力墻位移及延性系數(shù)計(jì)算值結(jié)果如表4所示。

表4　T形RAC短肢剪力墻特征位移及延性系數(shù)Table 4　Characteristic displacement and ductility factor of T-shaped RAC short-leg shear wall

注:Δc為開(kāi)裂位移,μ為延性系數(shù)。

由表4可得:

a. 正向加載時(shí):DT2、DT4與DT1相比,延性系數(shù)分別下降了7.66%、44.55%;DT4與DT2相比,延性系數(shù)下降了39.95%。負(fù)向加載時(shí):DT2、DT4與DT1相比,延性系數(shù)分別下降了2.02%、32.73%;DT4與DT2相比,延性系數(shù)下降了31.34%。故隨著再生粗骨料取代率的增加,T形RAC短肢剪力墻結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)降低。

b. 隨著軸壓比的增大,當(dāng)正向加載時(shí),DT3與DT2相比,延性系數(shù)下降了15.08%;負(fù)向加載時(shí),DT3與DT2相比,延性系數(shù)下降了9.48%。即隨著軸壓比的增大,T形RAC短肢剪力墻結(jié)構(gòu)延性系數(shù)降低。

3.4剛度退化分析

采用折算割線剛度對(duì)T形RAC短肢剪力墻各模型進(jìn)行剛度計(jì)算,割線剛度Ki利用式(2)計(jì)算[5]:

(2)

根據(jù)式(2)計(jì)算結(jié)果得到各試件剛度退化曲線,見(jiàn)圖7。

圖7　剛度退化曲線Fig. 7　Curves of stiffness degradation

各模型在低周反復(fù)荷載作用下的剛度退化都很明顯,剛度均隨著位移的增大而減小。在加載初期,剛度退化速度較快;進(jìn)入屈服階段后,隨著加載位移的增加,剛度退化速度變緩。但是由于不同再生粗骨料取代率與不同軸壓比的影響,各模型剛度退化曲線又呈現(xiàn)出不同的規(guī)律。

由圖7(a)可得:DT2、DT4初期剛度與DT1相比,下降略為緩慢。在加載至相同位移時(shí),DT2、DT4的剛度均大于DT1。該結(jié)果表明,隨著再生粗骨料取代率的增加,模型剛度退化速率較為緩慢,抗震性能越好。

由圖7(b)可得:加載初期,DT2比DT3剛度退化略為緩慢。在相同位移下,模型DT2的剛度始終大于DT3的剛度。該結(jié)果表明,隨著軸壓比的增大,模型剛度退化速率加快,抗震性能變差。

3.5耗能能力分析

對(duì)于滯回曲線的分析,僅能針對(duì)模型的抗震性能進(jìn)行定性分析,因而為了對(duì)模型抗震性能進(jìn)行定量評(píng)估,本文采用了滯回累積面積、耗能系數(shù)(又稱能量耗散系數(shù))來(lái)衡量模型能量耗散的大小[6]。耗能系數(shù)的計(jì)算公式如下:

(3)

式中:S(ABC+CDA)——滯回環(huán)對(duì)應(yīng)的面積;S(OBE+ODF)——相應(yīng)三角形的面積。

模型循環(huán)反復(fù)加載1次形成滯回環(huán)的面積越大,E就越大,其耗能能力就越強(qiáng),抗震性能越好。根據(jù)式(3)對(duì)各T形RAC短肢剪力墻構(gòu)件滯回環(huán)面積累積面積、耗能系數(shù)進(jìn)行計(jì)算,所得結(jié)果如圖8和9所示。

圖8　不同再生粗骨料取代率對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)Fig. 8　Variations of area of hysteresis loop and energy dissipation factor with lateral displacement for different replacement rates of recycled coarse aggregate

由圖8可得:DT1、DT2和DT4的累積滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)均隨著位移的增加而增加。當(dāng)側(cè)向位移較小時(shí)(0 ～10 mm),DT1、DT2和DT4滯回環(huán)面積相當(dāng);側(cè)向位移超過(guò)10 mm后,相同位移下,DT2的累積滯回環(huán)面積最大、DT4次之、DT1最小,當(dāng)承載力達(dá)到85%峰值荷載時(shí)DT4相應(yīng)的滯回環(huán)面積最大、DT2次之、DT1最小。同時(shí),耗能系數(shù)所呈現(xiàn)的規(guī)律與累積滯回環(huán)面積的變化規(guī)律相似。故T形RAC短肢剪力墻的耗能性能要好于普通混凝土T形短肢剪力墻。

圖9　不同軸壓比對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)Fig. 9　Variations of area of hysteresis loop and energy dissipation factor with lateral displacement for different axial compression ratios

由圖9可得:DT2和DT3的累積滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)亦隨著位移的增加而增加。當(dāng)側(cè)向位移較小時(shí)(0 ～10 mm),DT2和DT3的滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)相當(dāng);側(cè)向位移超過(guò)10 mm以后,在相同位移條件下,隨著軸壓比的增大,累積滯回環(huán)面積和耗能系數(shù)逐漸減小。即:軸壓比越大,T形RAC短肢剪力墻耗能性能越差。

3.6承載力分析

由于本試驗(yàn)試件截面為T形,正向和負(fù)向不對(duì)稱(拉為正,推為負(fù)),故將正向和負(fù)向承載力分開(kāi)進(jìn)行討論,試驗(yàn)所得結(jié)果見(jiàn)表5。

表5　模型開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載實(shí)測(cè)值Table 5　Measured values of cracking load, yield load, and ultimate load 　kN

注:Fc為試件的開(kāi)裂水平荷載,Fy為試件的屈服水平荷載,Fu為試件的最大水平荷載。

由表5可得:

a. 與DT1相比,T形RAC短肢剪力墻DT2、DT4的開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載均有所提高。正向加載時(shí),開(kāi)裂荷載分別提高了16.67%和33.33%,屈服荷載提高了12.22%和30.98%,極限荷載分別提高了5.02%和17.83%;負(fù)向加載時(shí),開(kāi)裂荷載分別提高了16.67%和33.33%,屈服荷載提高了6.23%和31.5%,極限荷載分別提高了12.17%和20.51%。即:隨著再生粗骨料取代率的增大,T形RAC短肢剪力墻正向、反向各特征荷載逐漸增大。

b. 對(duì)于不同軸壓比的T形RAC短肢剪力墻DT2、DT3,隨著軸壓比的增大(DT3大于DT2),正向加載時(shí),開(kāi)裂荷載降低了14.29%,屈服荷載降低了9.40%,極限荷載降低了2.37%;負(fù)向加載時(shí),開(kāi)裂荷載降低了14.29%,屈服荷載降低了9.89%,極限荷載降低了8.63%。

4　結(jié)　　語(yǔ)

本文通過(guò)對(duì)4個(gè)縮尺比例為1∶2的T形RAC短肢剪力墻進(jìn)行低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能試驗(yàn),對(duì)比分析了再生粗骨料取代率、軸壓比對(duì)于T形RAC短肢剪力墻抗震性能的影響;結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象,建立了相應(yīng)的正截面及水平極限承載力計(jì)算公式,將所得計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,所得結(jié)論如下:

a. 根據(jù)課題組前期所做RAC基本材料性能試驗(yàn)調(diào)整所得C40RAC配合比所制作的T形RAC短肢剪力墻與普通混凝土短肢剪力墻的破壞模式基本相同,均為彎剪破壞,且均經(jīng)過(guò)了初裂、裂縫貫通、鋼筋屈服、極限狀態(tài)和最終破壞5個(gè)階段。

b. 由T形RAC短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)結(jié)果表明:隨著再生粗骨料取代率的增大,T形RAC短肢剪力墻的特征曲線、剛度退化、耗能性能等抗震性能指標(biāo)均有所提高;隨著軸壓比的增大,T形RAC短肢剪力墻的特征曲線等指標(biāo)有所降低。

c. T形RAC短肢剪力墻延性隨著再生粗骨料取代率及軸壓比的提高均會(huì)出現(xiàn)不同程度的降低。

d. 文中針對(duì)T形RAC短肢剪力墻隨軸壓比變化的試驗(yàn)進(jìn)行尚不充分;但通過(guò)與普通混凝土T形短肢剪力墻抗震性能的對(duì)比表明,T形RAC短肢剪力墻能夠應(yīng)用于實(shí)際工程中軸壓比較小的結(jié)構(gòu)之中。

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[10] 遲世春,林少書.結(jié)構(gòu)動(dòng)力模型試驗(yàn)相似理論及其驗(yàn)證[J].世界地震工程,2004,20(4):25-30. (CHI Shichun, LIN Shaoshu. Validation of similitude laws for dynamic structural model test[J].World Information on Earthquake Engineering,2004,20(4):25-30.(in Chinese))

[11] 張波志,王社良,張博,等.再生混凝土基本力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].混凝土,2011(7):4-6.(ZHANG Bozhi, WANG Sheliang, ZHANG Bo, et al. Experimental analysis of the basic mechanical properties of recycled concrete[J].Concrete, 2011(7):4-6. (in Chinese))

[12] 王占鋒,王社良,翁光遠(yuǎn).不同粗骨料取代率再生混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].鄭州大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版),2012,33(4):32-35.(WANG Zhanfeng, WANG Sheliang, WENG Guangyuan. Experimental study on mechanical properties of concrete prepared with different recycled coarse aggregates replacement rate[J].Journal of Zhengzhou University(Engineering Science),2012,33(4):32-35.(in Chinese))

[13] 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部. GB 50010—2010混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2010.

[14] 中華人民共和國(guó)建設(shè)部. GB 50011—2010建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2010.

[15] 中國(guó)建筑科學(xué)研究院. JGJ 101—1996建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,1996.

[16] 吳波,劉偉,劉瓊祥,等.鋼管再生混合短柱的軸壓性能試驗(yàn)[J].土木工程學(xué)報(bào),2010,43(2):32-38.(WU Bo, LIU Wei, LIU Qiongxiang, et al. Experimental study on the behavior of recycled concrete segment/lump filled steel tubular stub columns subjected to concentrically axial load[J].China Civil Engineering Journal,2010,43(2):32-38.(in Chinese))

Experimental study on seismic performance of T-shaped RAC short-leg shear walls

FAN Yujiang1, 3, YU Binshan2, XIONG Ergang3, MIAO Xiaoyu3

(1.SchoolofArchitecture,Chang’anUniversity,Xi’an710061,China;2.CollegeofCivilEngineering,Xi’anUniversityofArchitectureandTechnology,Xi’an710065,China;3.SchoolofCivilEngineering,Chang’anUniversity,Xi’an710061,China)

Based on seismic performance tests on four T-shaped recycled aggregate concrete (RAC) short-leg shear walls at a reduced scale of 1∶2, with different replacement rates of recycled coarse aggregate and axial compression ratios at low-cyclic loading frequencies, the variation patterns of the failure mode, characteristic curve, ductility, stiffness degradation, energy dissipation capacity, and characteristic loads in forward and backward directions are analyzed. The results indicate that T-shaped RAC short-leg shear walls show strong seismic performance, and can be applied to actual projects with a relatively low axial compression ratio; the performance of shear walls reflected by the characteristic curve and the indices, such as the energy dissipation capacity, gradually increase with the replacement rate of recycled coarse aggregate, and gradually decrease with the increase of the axial compression ratio; and the ductility of test specimens decreases in different degrees with the increase of the replacement rate of recycled coarse aggregate and axial compression ratio.

recycled aggregate concrete (RAC); T-shaped short-leg shear wall; seismic performance test; replacement rate of recycled coarse aggregate; axial compression ratio

1000-1980(2016)04-0317-08

10.3876/j.issn.1000-1980.2016.04.006

2015-09-07

國(guó)家自然科學(xué)基金(51178388);陜西省教育廳重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室科研計(jì)劃項(xiàng)目(13JS050);陜西省工業(yè)攻關(guān)項(xiàng)目(2013K07-07);陜西省博士后基金(SX2014120057)

樊禹江(1987—),男,陜西西安人,講師,博士,主要從事混凝土結(jié)構(gòu)基本理論、新型智能材料及其在結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制中的應(yīng)用研究。E-mail:fanyujiangchd@163.com

TU37； TU317

A