預(yù)應(yīng)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(xué)土木建筑工程學(xué)院， 廣西南寧530004；2.廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室， 廣西南寧530004； 3.廣西建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 廣西南寧530003)

?

預(yù)應(yīng)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(xué)土木建筑工程學(xué)院， 廣西南寧530004；2.廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室， 廣西南寧530004； 3.廣西建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 廣西南寧530003)

為了研究預(yù)應(yīng)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(fù)加載試驗。試驗研究表明，預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土短肢剪力墻的破壞形態(tài)為延性較好的彎剪破壞，橫向預(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)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(shù)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(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)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(xué)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(xiàn)為墻體上出現(xiàn)交叉斜裂縫，而大量斜裂縫的產(chǎn)生將導(dǎo)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(xué)者提出了在剪力墻內(nèi)設(shè)置暗柱和暗支撐、布置型鋼等措施[10-16]。結(jié)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(jié)構(gòu)形式——施加橫向預(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)力，利用預(yù)應(yīng)力延緩墻體裂縫的發(fā)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?；谝陨蠘?gòu)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(fù)加載試驗，以期評估橫向預(yù)應(yīng)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(shè)計

設(shè)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(shè)計參數(shù)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(yù)應(yīng)力型鋼混凝土短肢剪力墻試件。試件所用鋼材的力學(xué)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(shè)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(yù)應(yīng)力筋，采用后張無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力，通過在試件內(nèi)預(yù)埋鋼套管形成預(yù)留孔洞。預(yù)應(yīng)力筋采用1860級直徑15.2 mm的鋼絞線，每根鋼絞線的有效預(yù)應(yīng)力為90 kN。為防止錨具下混凝土局部受壓破壞，在錨具下設(shè)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(shè)計Tab.1　Design of specimens

表2　鋼材的力學(xué)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(tǒng)對試件施加低周反復(fù)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(shè)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(nèi)分別布置應(yīng)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(huán)加載。當正向加載(推力)至110 kN時，在距受拉區(qū)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(qū)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(fā)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(nèi)的槽鋼腹板上各有一個測點達到屈服應(yīng)變，此時對應(yīng)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(nèi)的槽鋼腹板測點達到屈服應(yīng)變，對應(yīng)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(xù)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(shù)倍。當控制位移為1Δy時，墻體上裂縫有一定的延伸和發(fā)展。當控制位移為2Δy時，斜向裂縫大量出現(xiàn)并且越過墻體中心區(qū)域；同時在墻肢根部出現(xiàn)豎向裂縫，墻肢根部受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)小塊剝離現(xiàn)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(xiàn)兩條明顯的縱向裂縫帶，型鋼與混凝土間的粘結(jié)破壞加??；同時斜向剪切裂縫寬度迅速擴大，墻肢根部受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)較大的壓潰區(qū)域，試件的承載力顯著下降，試驗結(jié)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(qū)一側(cè)距底部約200 mm高處發(fā)現(xiàn)第一條水平裂縫。反向加載至150 kN時，在距墻底50 mm處發(fā)現(xiàn)水平裂縫。正向加載到230 kN時，墻肢根部截面內(nèi)槽鋼腹板測點達到屈服應(yīng)變，對應(yīng)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(yīng)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(shù)倍。在1Δy和2Δy的位控加載循環(huán)下，墻體上出現(xiàn)了一定數(shù)量的斜裂縫。在3Δy位控循環(huán)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(shù)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(qū)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(huán)中，墻肢底部壓碎區(qū)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(jié)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(xiàn)明顯的豎向劈裂裂縫。

3　主要試驗結(jié)果與分析

3.1破壞形態(tài)

2個試件的破壞形態(tài)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(xiàn)了兩條明顯的縱向劈裂裂縫，主要是由于墻體內(nèi)型鋼與混凝土交界處出現(xiàn)了粘結(jié)破壞；同時剪力墻底部和墻體上交叉斜裂縫分布區(qū)域的混凝土出現(xiàn)局部壓碎和剝落的現(xiàn)象，試件呈現(xiàn)典型的剪壓破壞特征。對于試件PSW-1，橫向預(yù)應(yīng)力的存在抑制了斜裂縫的發(fā)展，增強了裂縫間骨料的咬合作用；同時預(yù)應(yīng)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(xiàn)沿高度方向的縱向裂縫，但墻底部同樣出現(xiàn)了混凝土壓碎的現(xiàn)象，試件呈現(xiàn)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(yīng)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(yù)應(yīng)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(guān)系曲線Fig.5　λ3 versus displacement curves

在位移幅值不變的條件下，結(jié)構(gòu)承載力隨循環(huán)加載次數(shù)的增加而降低的特性稱為承載力退化。構(gòu)件承載力退化的程度可用承載力降低系數(shù)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(shù)見表3，表3中：Δy和Δu分別表示屈服荷載對應(yīng)的位移和試件承載力下降至0.85極限荷載時所對應(yīng)的位移；μ表示位移延性系數(shù)，μ=Δu/Δy。由表3可見，施加預(yù)應(yīng)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(shù)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(shù)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(huán)進行計算：

(2)

式中，SABCD表示圖8中滯回環(huán)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(huán)的粘滯阻尼系數(shù)he與位移的關(guān)系曲線見圖9。由圖9可見，在相同位移的情況下，預(yù)應(yīng)力短肢剪力墻試件PSW-1的粘滯阻尼系數(shù)明顯大于普通短肢剪力墻試件SW-1，可見橫向預(yù)應(yīng)力的施加明顯提高了結(jié)構(gòu)的耗能能力。

3.4剛度退化

(3)

圖8等效粘滯阻尼系數(shù)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(shù)與位移關(guān)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(huán)加載時的峰值荷載及與之對應(yīng)的位移值；n為循環(huán)次數(shù)，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(huán)線剛度退化曲線如圖10所示，由圖10可知：①試件PSW-1的環(huán)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(yù)應(yīng)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(xiàn)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(jié)　論

①橫向預(yù)應(yīng)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(yù)應(yīng)力的存在消除了剪力墻內(nèi)型鋼與混凝土之間的粘結(jié)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(yù)應(yīng)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(shù)至少提高了25.0%，表現(xiàn)出了良好的延性。

③預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土短肢剪力墻構(gòu)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(xiàn)前期快、后期趨于平穩(wěn)的特點。

④對比可知，對型鋼混凝土短肢剪力墻施加橫向預(yù)應(yīng)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(shù)量有限，有必要對影響預(yù)應(yīng)力型鋼混凝土短肢剪力墻抗震性能的參數(shù)開展進一步研究。

[1]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程：JGJ3-2010[S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社, 2010.

[2]程紹革, 陳善陽, 劉經(jīng)偉.高層建筑短肢剪力墻結(jié)構(gòu)振動臺試驗研究[J]. 建筑科學(xué), 2000, 16(1): 12-16.

[3]肖全東, 郭正興.裝配式混凝土雙板短肢剪力墻擬靜力試驗[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2014, 46(12): 84-88.

[4]徐玉野, 胡翠平, 王榮輝, 等.火災(zāi)后混凝土短肢剪力墻抗震性能的試驗研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2014, 47(1): 59-69.

[5]商興艷, 余江滔, 馬澤峰.地震力作用角度對短肢剪力墻抗震性能的影響[J]. 結(jié)構(gòu)工程師，2013, 29(2): 75-80.

[6]尚軍, 李自林, 張聰, 等.型鋼混凝土T形短肢剪力墻非線性分析[J]. 西安理工大學(xué)學(xué)報, 2013, 29(3): 362-366.

[7]李曉蕾, 李青寧.鋼筋混凝土短肢剪力墻恢復(fù)力模型研究[J]. 地震工程與工程振動, 2014, 34(5): 100-107.

[8]李青寧,李曉蕾,閆艷偉,等.鋼筋混凝土短肢剪力墻抗震性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2011, 32(4): 53-62.

[9]王博,白國良,代慧娟,等.短肢剪力墻對型鋼混凝土異型節(jié)點力學(xué)性能的影響研究[J]. 工程力學(xué), 2014, 31(12): 68-75.

[10]韋宏, 龔正為, 方小丹，等.一字形短肢剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2010, 40(3): 71-74.

[11]曹萬林, 張建偉, 黃選明，等.帶暗支撐短肢剪力墻及核心筒抗震研究與應(yīng)用[J]. 工程力學(xué), 2005, 22(增刊): 94-106.

[12]苗亞州，陳宗平，蘇益聲，等.型鋼高強混凝土短肢剪力墻抗震性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)，2010，40(8): 99-102.

[13]蘇益聲, 鄭述芳, 全金云, 等.型鋼高強混凝土T形短肢墻承載力試驗研究[J]. 廣西大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2012, 37(1): 8-13.

[14]CAO W L, XUE S D, ZHANG J W.Seismic performance of RC shear wall with concealed bracing[J]. Advances in Structural Engineering, 2003, 6(1): 1-13.

[15]WANG X Y, SU Y S, YAN L B.Experimental and numerical study on steel reinforced high-strength concrete short-leg shear walls[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 101: 242-253.

[16]LAN W W, MA J X, LI B.Seismic performance of steel-concrete composite structural walls with internal bracings[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 110: 76-89.

(責(zé)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(xué)基金資助項目(50968003)；廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點實驗室系統(tǒng)性研究項目(2014ZDX01)；廣西高等學(xué)?？茖W(xué)研究項目(KY2015YB006)

楊濤(1979—)，男，河南淅川人，廣西大學(xué)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(yù)應(yīng)力加強型鋼混凝土短肢剪力墻的抗震性能[J].廣西大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2016，41(4)：1016-1023.