凍融環(huán)境作用下低矮RC剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究*

張德義，鄭山鎖，楊威，甘傳磊

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055)

凍融環(huán)境作用下低矮RC剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究*

張德義，鄭山鎖，楊威?，甘傳磊

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055)

采用人工氣候快速凍融試驗(yàn)方法，對(duì)4個(gè)實(shí)際剪跨比為1.14的低矮RC剪力墻試件進(jìn)行凍融試驗(yàn)，進(jìn)而對(duì)其進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究低矮RC剪力墻經(jīng)不同凍融循環(huán)作用后其抗震性能的衰減規(guī)律.以承載力、延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角、強(qiáng)度衰減、剛度退化和累積滯回耗能等指標(biāo)為參數(shù)，探討凍融循環(huán)次數(shù)對(duì)低矮RC剪力墻抗震性能的影響.結(jié)果表明：暗柱和墻體分布鋼筋可以約束凍脹裂縫的開(kāi)展，延緩凍融循環(huán)作用對(duì)墻體造成的破壞；凍融循環(huán)作用會(huì)引起低矮RC剪力墻的破壞模式由彎曲為主的彎剪破壞向剪切為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變；凍融循環(huán)作用下低矮RC剪力墻抗震性能指標(biāo)退化規(guī)律為：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，水平抗剪承載力顯著降低，位移延性系數(shù)和塑性轉(zhuǎn)角顯著增大，強(qiáng)度退化速率加快，耗能能力逐步變差.

擬靜力試驗(yàn)；凍融循環(huán)；低矮RC剪力墻；抗震性能

Abstract：Four RC shear wall specimens with a shear span ratio of 1.14 were subjected to rapid action of freeze-thaw cycles in artificial climate room，and then the quasi-static tests were carried out to study the deterioration of seismic behaviors of the shear walls under different action of freeze-thaw cycle.Six performance indicators，such as load carrying capacity，ductility，plastic rotation，strength degradation，stiffness degradation，and cumulative hysteretic energy dissipation，were used to evaluate the influence of the number of freeze-thaw cycles on the seismic behaviors of squat RC shear wall.The Results reveal that the embedded column and distributed reinforcement could restrain the growth and widening of frost heaving cracks and slow down the damage caused by freeze-thaw.With the increase of the number of freeze-thaw cycles，shear deformation is becoming more obvious in total deformation and the failure mechanism is changing from apparent flexure-shear dominated by flexural deformation to flexure-shear dominated by shear deformation gradually.The deterioration laws of seismic behaviors of the shear walls under action of freeze-thaw cycle are as fallows：with the increasing of the number of freeze-thaw cycles，the shear capacity is significantly reduced，but there is a significant increase in the ductility and plastic rotation; the degradation rate of strength is accelerated，and energy dissipation capacity is steadily deteriorated.

Keywords：quasi-static test；freeze-thaw cycles；squat RC shear wall；seismic behavior

目前，國(guó)內(nèi)外已有的研究多集中于探討凍融循環(huán)作用對(duì)混凝土(RC)力學(xué)性能[1-2]以及鋼筋與混凝土粘結(jié)性能[3-5]的影響.凍融循環(huán)作用會(huì)造成RC結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的嚴(yán)重劣化，降低混凝土與鋼筋的粘結(jié)性能，從而使得RC結(jié)構(gòu)抗震性能降低.劉旭峰[6]通過(guò)鋼筋混凝土短柱軸心受壓凍融循環(huán)試驗(yàn)研究，認(rèn)為凍融循環(huán)次數(shù)越多，短柱應(yīng)變?cè)酱螅休d力越低；設(shè)計(jì)強(qiáng)度越低，柱的承載力損失越大，應(yīng)變也越大.曹大富等[7-8]分別以普通RC梁和RC柱為研究對(duì)象，進(jìn)行靜力試驗(yàn)研究，認(rèn)為隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試驗(yàn)柱的開(kāi)裂和極限荷載都逐漸減小，極限變形逐漸增大，部分試件由大偏心受壓破壞轉(zhuǎn)變?yōu)樾∑氖軌浩茐模桓邚?qiáng)度等級(jí)混凝土可延緩凍融循環(huán)造成的破壞，部分設(shè)計(jì)適筋混凝土梁經(jīng)歷凍融循環(huán)作用后發(fā)生超筋破壞.杜曉雷[9]、周禹[10]實(shí)驗(yàn)研究了鋼筋混凝土梁分別在凍融、銹蝕環(huán)境下以及在凍融和銹蝕共同作用下的受彎性能，總結(jié)了梁在不同環(huán)境下承載力、跨中截面混凝土應(yīng)變、撓度、鋼筋應(yīng)變和裂縫開(kāi)展情況的變化規(guī)律.

本試驗(yàn)采用人工氣候環(huán)境模擬技術(shù)實(shí)現(xiàn)低矮RC剪力墻試件的快速凍融試驗(yàn)，進(jìn)而對(duì)凍融循環(huán)后的試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，探討凍融循環(huán)次數(shù)對(duì)低矮RC剪力墻抗震性能的影響.研究成果可為我國(guó)嚴(yán)寒地區(qū)以剪力墻為主要抗側(cè)力構(gòu)件的高層建筑的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和耐久性評(píng)估提供理論依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4個(gè)實(shí)際剪跨比為1.14的懸臂RC剪力墻，以凍融循環(huán)次數(shù)為變量.各試件的截面尺寸均為700 mm×100 mm，墻體高度為700 mm.墻體設(shè)置端部約束區(qū)，以模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)中縱筋集中配置于墻體兩側(cè)的情況.混凝土保護(hù)層厚度均為10 mm，縱筋采用HRB335級(jí)鋼筋，分布鋼筋及邊緣配箍均為HPB235級(jí)鋼筋，試件具體設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，試件尺寸及配筋見(jiàn)圖1.

表1 RC剪力墻試件參數(shù)

圖1 RC剪力墻試件尺寸及配筋

對(duì)于RC結(jié)構(gòu)，引氣劑的加入會(huì)大大增強(qiáng)混凝土的抗凍性，冬季施工需于混凝土中添加引氣劑，而正常施工條件則不需要添加引氣劑.鑒于此，本文并未進(jìn)行引氣劑的添加.采用P.O 42.5R水泥配制C50混凝土，其配合比為水泥∶中砂∶細(xì)石∶水∶粉煤灰=400∶980∶810∶95∶80.混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為55.08 MPa，彈性模量為3.53×104MPa，鋼筋力學(xué)性能見(jiàn)表2.

表2 鋼筋力學(xué)性能

1.2 人工氣候快速凍融試驗(yàn)方案

試件采用墻體與基座分離二次澆筑，首先澆筑墻體部分，放于自然環(huán)境下養(yǎng)護(hù)24 d時(shí)，將墻體從養(yǎng)護(hù)地點(diǎn)取出，置于水中浸泡4 d.在28 d齡期時(shí)，將墻體置于人工氣候?qū)嶒?yàn)室進(jìn)行快速凍融循環(huán)試驗(yàn).人工氣候環(huán)境參數(shù)設(shè)置如圖2所示.待凍融循環(huán)完成后再將墻體與基座和加載梁澆筑為一體.

圖2 人工氣候環(huán)境參數(shù)設(shè)定

1.3 試驗(yàn)加載裝置與制度

本試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行，采用懸臂梁式加載方案、擬靜力試驗(yàn)方法，加載裝置如圖3所示.豎向荷載由液壓千斤頂提供，在豎向千斤頂與試件之間設(shè)置剛性墊梁，以使剪力墻截面產(chǎn)生均勻的壓應(yīng)力.由100 t電液伺服作動(dòng)器施加水平反復(fù)荷載，加載點(diǎn)位于加載梁的中心.

圖3 試驗(yàn)裝置

加載制度：試件達(dá)到屈服荷載以前，采用荷載控制并分級(jí)加載，各級(jí)荷載增量為±30 kN，每級(jí)控制荷載往復(fù)循環(huán)一次；試件加載至屈服荷載后，以該屈服荷載對(duì)應(yīng)位移的倍數(shù)為級(jí)差進(jìn)行位移控制加載，每級(jí)控制位移循環(huán)3次；當(dāng)RC剪力墻試件承載力下降到峰值荷載的85%之后或試件破壞明顯時(shí)停止試驗(yàn).試驗(yàn)加載制度示意如圖4所示.

圖4 加載制度示意圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 凍融試驗(yàn)現(xiàn)象

圖5為經(jīng)凍融循環(huán)后各試件的表觀現(xiàn)象及局部放大照片.由圖可見(jiàn)：

1)凍融循環(huán)100次試件SW-2，沿暗柱縱筋方向的混凝土保護(hù)層表面出現(xiàn)不同程度的凍脹裂縫，裂縫主要集中于墻體邊緣，主要原因是該部分混凝土缺少鋼筋的約束.

2)凍融循環(huán)200次試件SW-3，凍脹裂縫數(shù)目增多，初始橫向裂縫開(kāi)始變寬、延伸，裂縫主要集中于墻體的四周，墻體中部也出現(xiàn)少量裂縫，剪力墻的棱角處有骨料露出.

3)凍融循環(huán)300次試件SW-4，凍脹裂縫數(shù)目繼續(xù)增多，橫向裂縫繼續(xù)變寬、延伸，裂縫開(kāi)始向墻體中部蔓延.墻體邊、角處混凝土開(kāi)始疏松，部分骨料和砂漿也隨凍融次數(shù)的增加而發(fā)生脫落.

(a)SW-2

(b)SW-3

(c)SW-4 圖5 RC剪力墻試件凍融后的表觀現(xiàn)象

從裂縫出現(xiàn)在墻體不同部位的先后順序來(lái)看，暗柱和墻體分布鋼筋對(duì)凍脹裂縫的開(kāi)展有明顯的約束作用，可延緩凍融循環(huán)作用對(duì)試件造成的破壞.試件經(jīng)歷的凍融循環(huán)次數(shù)越多，凍脹裂縫越多，表面破壞越嚴(yán)重.該現(xiàn)象可用靜水壓理論[11]和滲透壓理論[12]來(lái)解釋，當(dāng)靜水壓和滲透壓所產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度時(shí)，混凝土內(nèi)部孔隙及微裂縫增大，經(jīng)過(guò)多次凍融循環(huán)后，孔隙和微裂縫擴(kuò)展并互相連通.

2.2 試件破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

圖6為各試件加載破壞后的照片，圖7為試件混凝土保護(hù)層剝落和內(nèi)部混凝土分層的照片.各試件的裂縫發(fā)展過(guò)程及破壞形態(tài)描述如下：

(a)試件SW-1 (b)試件SW-2

(c)試件SW-3 (d)試件SW-4 圖6 試件加載破壞后的照片

(a)SW-2 (b)SW-4 圖7 混凝土保護(hù)層剝落和內(nèi)部混凝土分層的照片

對(duì)于完好試件SW-1，當(dāng)水平拉力達(dá)到168.89 kN，頂點(diǎn)水平位移為1.27 mm(位移角δ=1/630)時(shí)，試件端部約束區(qū)下方出現(xiàn)第一條細(xì)微的水平裂縫；試件屈服前，端部新生多條水平短裂縫，原有水平裂縫由端部斜向下開(kāi)展、延伸.頂點(diǎn)位移達(dá)到3.25 mm(位移角δ=1/246，記為Δy)時(shí)，墻體出現(xiàn)多條45°方向延伸的剪切斜裂縫，裂縫明顯延長(zhǎng)；P-Δ曲線偏離直線，墻體邊緣受拉縱筋進(jìn)入屈服階段，試件開(kāi)始屈服，改為位移控制加載.隨著位移幅值的增大，原有裂縫延長(zhǎng)、貫通并加寬，網(wǎng)狀裂縫將墻體分割成塊狀.頂點(diǎn)位移達(dá)到5.86 mm(位移角δ=1/137)，第1次循環(huán)時(shí)，交叉剪切斜裂縫寬度達(dá)到1 mm；第3次循環(huán)反向加載時(shí)，剪切斜裂縫突然加寬，同時(shí)發(fā)出“啪”聲，此時(shí)試件承載力急劇下降，破壞呈明顯的脆性.

凍融循環(huán)100次試件SW-2，在按位移控制加載后期，墻體受壓區(qū)出現(xiàn)混凝土豎向粘結(jié)滑移裂縫，裂縫迅速延伸和擴(kuò)展，隨后混凝土保護(hù)層大面積剝落(圖7(a))，分布鋼筋裸露；墻體端部約束區(qū)下方的縱筋受壓屈曲，混凝土被壓碎.

凍融循環(huán)200次試件SW-3，在按位移控制加載時(shí)，受壓區(qū)的混凝土豎向粘結(jié)滑移裂縫和保護(hù)層外鼓現(xiàn)象出現(xiàn)較早，墻體分布鋼筋約束區(qū)內(nèi)的部分混凝土與保護(hù)層一起剝落.

凍融循環(huán)300次試件SW-4，在位移控制加載階段，墻體中下部出現(xiàn)多條縱向裂縫，墻腳出現(xiàn)塑性鉸，混凝土沿墻體橫截面法線方向發(fā)生錯(cuò)位，最終破壞時(shí)，兩墻腳混凝土碎落，墻體端部約束區(qū)下方的縱筋和縱向分布鋼筋全部受壓屈曲，該試件屬于彎剪破壞.將碎落的混凝土移除可發(fā)現(xiàn)，墻體內(nèi)部混凝土出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象(圖7(b)).

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

各試件的滯回曲線如圖8所示.由圖可見(jiàn)，各試件的滯回曲線有以下共同特征：試件開(kāi)裂前，滯回環(huán)面積極小，整體剛度變化不大，加載與卸載基本重合.隨著荷載的增加，滯回環(huán)面積逐漸增大.由于試件頂部偏心彎矩作用，以及初始加載的方向性，使得滯回曲線的正、負(fù)向呈現(xiàn)出明顯的不對(duì)稱，向正向產(chǎn)生了偏移.

(a)試件SW-1

(b)試件SW-2

(c)試件SW-3

(d)試件SW-4 圖8 試件滯回曲線

試件SW-1為完好試件，滯回曲線無(wú)明顯的屈服點(diǎn)；在荷載控制加載階段，其基本處于彈性工作階段，隨著位移幅值的增大，滯回環(huán)逐漸飽滿；試件破壞較突然，為脆性破壞.試件SW-2和SW-3的滯回曲線出現(xiàn)了較為明顯的屈服點(diǎn)；隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件的峰值荷載明顯下降，卸載后的殘余變形略有增大.試件SW-4在加載過(guò)程中，滯回曲線出現(xiàn)了明顯的屈服點(diǎn)和下降段；加載屈服后，殘余變形明顯增大，滑移效應(yīng)愈加顯著.

3.2 骨架曲線及特征參數(shù)

基于滯回曲線，繪制出低矮RC剪力墻試件的骨架曲線，如圖9所示.為了便于討論試件變形能力，采用“能量等值法”[13]確定試驗(yàn)所得骨架曲線的假定屈服點(diǎn).雖然個(gè)別試件的骨架曲線也具有下降段，但從總體上看，其破壞仍屬于脆性破壞.本文取滯回曲線開(kāi)始下降的點(diǎn)作為極限荷載點(diǎn)即為試件的極限荷載，其對(duì)應(yīng)的位移即為極限位移.并通過(guò)延性系數(shù)μΔ和塑性轉(zhuǎn)角θD[14]作為衡量低矮RC剪力墻延性變化的指標(biāo)，計(jì)算公式如下：

μΔ=Δu/Δv

(1)

θD=(Δu-Δv)/H

(2)

式中：Δu為試件極限位移；Δv為試件屈服位移；H為低矮RC剪力墻的計(jì)算高度.

各試件特征點(diǎn)、位移延性系數(shù)和塑性轉(zhuǎn)角見(jiàn)表3，由表3可見(jiàn)：

1)完好試件SW-1的開(kāi)裂荷載略高于凍融剪力墻試件的開(kāi)裂荷載；試件SW-2，SW-3和SW-4所經(jīng)歷的凍融循環(huán)次數(shù)不同，但開(kāi)裂荷載基本相同.隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，凍融循環(huán)300次試件SW-4的屈服荷載和峰值荷載較完好試件SW-1分別下降了31.80%和29.89%，試件的屈服荷載和峰值荷載顯著下降.

2)凍融循環(huán)300次試件SW-4的屈服位移較完好試件SW-1，下降了14.77%.總的來(lái)說(shuō)，隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加，各試件的屈服位移略有減小.但是，凍融循環(huán)次數(shù)對(duì)開(kāi)裂位移和峰值位移的影響無(wú)規(guī)律可循.

3)低矮剪力墻試件的破壞模式屬于脆性破壞，其位移延性系數(shù)均在1.80～2.35之間，延性差.總的來(lái)說(shuō)，位移延性系數(shù)和塑性轉(zhuǎn)角隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而增大.試件SW-4產(chǎn)生明顯的黏結(jié)滑移變形，其位移延性系數(shù)和塑性轉(zhuǎn)角較完好試件SW-1分別增大了30.56%和43.56%.

(a)試驗(yàn)骨架曲線 (b)平均骨架曲線 圖9 試件骨架曲線

試件編號(hào)開(kāi)裂屈服峰值Pc/kNΔc/mmPy/kNΔy/mmPp/kNΔp/mm極限位移Δu/mm延性系數(shù)μΔ塑性轉(zhuǎn)角θpSW?1168．891．27276．773．25330．355．865．861．800．326SW?2179．411．25248．412．97302．925．975．972．010．375SW?3151．371．38238．633．15288．505．895．891．870．343SW?4149．311．47188．752．77231．605．516．512．350．468

3.3 變形分析

低矮RC剪力墻試件剪切變形由布置于試件對(duì)角線的位移計(jì)測(cè)量.根據(jù)兩個(gè)對(duì)角線布置的位移計(jì)測(cè)量值，繪制出4個(gè)試件剪切變形滯回曲線如圖10所示.

圖10 剪切變形滯回曲線

圖11為剪切變形計(jì)算示意圖，根據(jù)幾何關(guān)系可得：

對(duì)角線方向的平均變位為：

(3)

剪切角為：

(4)

圖11 剪切變形示意圖

由式(3)和式(4)計(jì)算得各試件特征點(diǎn)處的剪切角如表4所示，Δs/Δ為試件剪切變形占總變形的比值，其中總變形包括剪切變形、彎曲變形和黏結(jié)滑移變形.

1)各試件從開(kāi)裂發(fā)展峰值，剪切變形所占的比值逐漸增大.

2)未凍融試件SW-1的剪切變形占總變形的比值介于0.187～0.344，由此可見(jiàn)剪跨比為1.14的剪力墻試件主要發(fā)生彎剪破壞.

3)隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，剪切變形占總變形的比值顯著增大.在骨架曲線特征點(diǎn)處，凍融循環(huán)300次試件SW-4的剪切變形占總變形的比值介于0.731～0.861，是未凍融試件SW-1的3.91倍，2.34倍和2.50倍.可見(jiàn)，凍融循環(huán)作用會(huì)引起低矮RC剪力墻的破壞模式由彎曲為主的彎剪破壞逐漸向剪切為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變.

表4 剪切變形分析

3.4 強(qiáng)度衰減

強(qiáng)度衰減描述中取同一加載位移幅值下正反強(qiáng)度平均值，依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到了各試件強(qiáng)度衰減與加載循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線，如圖12所示.其中，j為屈服位移的倍數(shù)(j=1,2,3…)；Pij表示第j倍屈服位移幅值下的第i次循環(huán)的荷載峰值(i=1,2,3)；Pjmax為第j倍屈服位移幅值下的最大荷載.由圖可見(jiàn)，各試件強(qiáng)度衰減規(guī)律如下：

1)各位移幅值下，第2次循環(huán)時(shí)強(qiáng)度衰減幅度較大，第3次循環(huán)時(shí)強(qiáng)度衰減幅度較第2次循環(huán)略有增大.

2)隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，混凝土內(nèi)部的微裂縫數(shù)目增多，凍融損傷不斷累積，試件強(qiáng)度衰減幅度逐漸增大，因此凍融循環(huán)300次試件SW-4的強(qiáng)度衰減最為明顯.

圖12 試件強(qiáng)度衰減退化規(guī)律

3.5 耗能能力分析

采用能量耗散系數(shù)E[15]、功比指數(shù)和累積滯回耗能來(lái)評(píng)價(jià)試件的耗能能力.能量耗散系數(shù)表達(dá)式為：

(5)

式中：面積SABCDA為荷載正反交變一周時(shí)結(jié)構(gòu)所耗散的能量；SOBE和SODF為理想彈性結(jié)構(gòu)在達(dá)到相同位移時(shí)所吸收的能量，如圖13所示.

圖13 能量耗散系數(shù)計(jì)算簡(jiǎn)圖

功比指數(shù)計(jì)算公式如下[13]：

(6)

式中：Pi,Δi分別為第i次循環(huán)時(shí)卸載點(diǎn)的荷載和位移值；Py,Δy分別為屈服荷載和屈服位移值.

各試件的平均能量耗散系數(shù)、功比指數(shù)和累積滯回耗能計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5.可見(jiàn)隨著凍融循環(huán)次數(shù)從0次增加至200次，試件的平均能量耗散系數(shù)、功比指數(shù)和累積滯回耗能顯著減小，耗能能力總體趨勢(shì)變差.在加載過(guò)程中,凍融循環(huán)300次試件SW-4產(chǎn)生明顯的黏結(jié)滑移變形,因此平均能量耗散系數(shù)、功比指數(shù)和累積滯回耗能有較大幅度的增長(zhǎng).

表5 試件的耗能特性

4 凍融對(duì)剪力墻承載力與變形的影響規(guī)律分析

芯樣試件的混凝土抗壓強(qiáng)度換算值按式(7)計(jì)算[16]：

(7)

混凝土芯樣試件的相對(duì)抗壓強(qiáng)度與凍融循環(huán)次數(shù)的關(guān)系見(jiàn)表6和圖14，混凝土芯樣抗壓強(qiáng)度隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而下降.

表6 凍融循環(huán)后混凝土相對(duì)強(qiáng)度

圖14 抗壓強(qiáng)度與凍融循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

根據(jù)芯樣的抗壓強(qiáng)度，計(jì)算混凝土的抗拉強(qiáng)度和彈性模量[17]；根據(jù)試驗(yàn)中構(gòu)件的實(shí)際豎向荷載，計(jì)算相應(yīng)凍融循環(huán)下SW-1～SW-4試件的實(shí)際軸壓比，具體參數(shù)見(jiàn)表7.

表7 RC剪力墻試件參數(shù)

根據(jù)已有承載力計(jì)算公式，預(yù)測(cè)受凍剪力墻試件的開(kāi)裂、屈服和極限點(diǎn)的承載力和位移.

根據(jù)文獻(xiàn)[18-21]，剪力墻的開(kāi)裂荷載處于0.53～0.70倍峰值荷載之間，本文中完好試件SW-1開(kāi)裂荷載與峰值荷載的比值為0.51，SW-2～SW-4處于0.52～0.64之間，見(jiàn)表8，取值基本處于0.53～0.70之間，與完好試件相比凍融循環(huán)次數(shù)并未改變開(kāi)裂與峰值荷載間的比值.鑒于目前剪力墻開(kāi)裂荷載計(jì)算公式[18，21]的預(yù)測(cè)結(jié)果較差，本文對(duì)于剪力墻骨架曲線的建立，采用僅考慮屈服與極限荷載的兩折線形式，如圖15所示.

圖15 剪力墻的兩折線骨架曲線

本文對(duì)于剪力墻屈服和峰值荷載的計(jì)算，分別采用Hirosawa(廣澤公式)[21]屈服荷載和Cevdet Kerem Gulec(2009)[22]提出的適用于剪跨比為1.0的剪切控制的帶暗柱剪力墻峰值荷載的計(jì)算公式，理論值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表8.根據(jù)文獻(xiàn)[23]計(jì)算各試件的開(kāi)裂、屈服和極限點(diǎn)位移的相對(duì)誤差.

表8 骨架曲線特征參數(shù)理論公式

注：相對(duì)誤差=|理論值-試驗(yàn)值|/試驗(yàn)值

諸多學(xué)者[24-29]經(jīng)試驗(yàn)研究均認(rèn)為：混凝土強(qiáng)度隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加而減小，混凝土峰值壓應(yīng)變隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而增大.

文獻(xiàn)[21]屈服荷載和[22]峰值荷載公式中僅涉及混凝土抗壓強(qiáng)度，因而上述SW-2～SW-4試件屈服荷載的計(jì)算值僅考慮了混凝土抗壓強(qiáng)度的變化，而并未考慮混凝土的峰值壓應(yīng)變.

采用文獻(xiàn)[23]進(jìn)行3個(gè)特征點(diǎn)位移的計(jì)算公式中涉及到混凝土的峰值壓應(yīng)變，而本文在進(jìn)行SW-2,SW-3特征點(diǎn)的計(jì)算中并未考慮混凝土峰值壓應(yīng)變隨凍融循環(huán)的變化.

因而對(duì)于未凍融的SW-1試件，采用現(xiàn)有理論計(jì)算公式可較好地預(yù)測(cè)剪力墻開(kāi)裂、屈服和極限點(diǎn)處的荷載與位移，相對(duì)誤差小于5.5%，而SW-2～SW-4試件的計(jì)算值與試驗(yàn)值偏差則較大，相對(duì)誤差已達(dá)到18.7%，表明僅考慮受凍后混凝土抗壓強(qiáng)度的減小并采用現(xiàn)有理論公式，并不適用于凍融RC剪力墻的承載力與位移預(yù)測(cè).

文獻(xiàn)[29]對(duì)凍融循環(huán)作用下箍筋約束棱柱體的單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行了試驗(yàn)研究，認(rèn)為在混凝土抗壓強(qiáng)度超過(guò)45 MPa時(shí)(本文混凝土強(qiáng)度為53.73 MPa)，凍融循環(huán)并未顯著減小箍筋與混凝土間的粘結(jié)強(qiáng)度，而因混凝土抗壓強(qiáng)度降低所導(dǎo)致的配箍特征值的增大，使得混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段隨凍融循環(huán)次數(shù)的增大而趨于平緩，與表3中SW-1～SW-4試件延性系數(shù)隨凍融循環(huán)次數(shù)逐漸增大的反常規(guī)律相一致.此外，根據(jù)配箍特征值的計(jì)算公式λfyh/fc可知：隨混凝土抗壓強(qiáng)度的降低，配箍特征值增加，即凍融后混凝土強(qiáng)度的降低，導(dǎo)致了剪力墻暗柱配箍特征值的增加，但仍應(yīng)考慮試件破壞模式的改變等其他因素的影響.

5 結(jié) 論

1)暗柱和墻體分布鋼筋對(duì)凍脹裂縫的開(kāi)展有明顯的約束作用，可延緩凍融循環(huán)作用對(duì)試件造成的破壞.

2)剪力墻構(gòu)件設(shè)計(jì)參數(shù)不變，軸壓比為0.2，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，剪切變形比重逐漸增大.表明凍融循環(huán)作用會(huì)引起低矮RC剪力墻的破壞模式由彎曲為主的彎剪破壞向剪切為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變.

3)凍融循環(huán)作用下低矮RC剪力墻抗震性能指標(biāo)退化規(guī)律為：隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，抗剪承載力顯著降低，位移延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角和強(qiáng)度衰減幅度略有增大，耗能能力逐步變差，凍融循環(huán)300次試件SW-4因破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變使得其耗能能力有較大幅度的增長(zhǎng).

4)不可僅考慮混凝土抗壓強(qiáng)度的降低，而直接采用現(xiàn)有剪力墻承載力和位移的計(jì)算公式預(yù)測(cè)凍融RC剪力墻試件的承載力與位移.

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Experimental Study on the Seismic Behaviors of Squat RC Shear Walls under Action of Freeze-thaw Cycle

ZHANG Deyi，ZHENG Shansuo，YANG Wei?，GAN Chuanlei

(School of Civil Engineering，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China)

1674-2974(2017)09-0072-10

10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2017.09.009

2016-06-23

國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2013BAJ08B03),National Key Technology R&D Program(2013BAJ08B03)；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20136120110003),The Research Fund for the Doctoral Program of Higher Education under Grant(20136120110003)；陜西省科研項(xiàng)目資助項(xiàng)目(2012K12-03-01, 2011KTCQ03-05, 2013JC16),The Research Fund from Shaanxi Province under Grant(2012K12-03-01, 2011KTCQ03-05, 2013JC16); 西安建筑科技大學(xué)博士后基金資助項(xiàng)目,Postdoctoral Research Fund from XAUAT

張德義(1983-)，男，陜西榆林人，西安建筑科技大學(xué)博士

?通訊作者，E-mail: bluceyang1987@163.com

TU375

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