楊興民程煥英張建偉邢 民曹萬林

1）中國中建設(shè)計集團有限公司，北京 100037

2）北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124

帶斜筋單排配筋L形截面剪力墻的非工程方向抗震性能1

楊興民1)程煥英2)張建偉2)邢 民1)曹萬林2)

1）中國中建設(shè)計集團有限公司，北京 100037

2）北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124

帶斜筋單排配筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)是為取代粘土磚多層住宅結(jié)構(gòu)而發(fā)展起來的一種新型多層混凝土結(jié)構(gòu)，其經(jīng)濟性合理，抗震性能優(yōu)于傳統(tǒng)的砌體結(jié)構(gòu)。為進一步充分了解其抗震性能，開展該新型結(jié)構(gòu)體系中“L”形截面剪力墻的非工程軸方向抗震性能試驗研究。進行1個單排配筋混凝土“L”形截面剪力墻和1個帶斜筋的單排配筋混凝土“L”形截面剪力墻低周反復(fù)荷載試驗，對比分析其破壞特征、滯回特性、耗能能力、承載力、延性、剛度，并利用ABAQUS軟件進行非線性有限元分析，探究斜筋對其抗震性能的影響。研究結(jié)果表明，在非工程軸方向，帶斜筋單排配筋“L”形截面混凝土剪力墻的抗震性能優(yōu)于不帶斜筋的剪力墻。

斜筋 單排配筋 L形截面剪力墻 非工程軸 抗震性能

引言

在多層住宅結(jié)構(gòu)中，傳統(tǒng)的粘土磚砌體結(jié)構(gòu)因毀壞農(nóng)田而受到限制，近年發(fā)展的空心砌塊砌體結(jié)構(gòu)因容易出現(xiàn)“熱、裂、滲、透”等問題（周強等，2010；王愛民等，2002），推廣應(yīng)用較困難。鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)住宅室內(nèi)房間布置不靈活、漏梁漏柱、房間不規(guī)整（曹萬林等，2002）；輕型鋼結(jié)構(gòu)住宅造價相對較高，且防火性和耐久性較差（彭曉彤等，2005），因此以上兩種結(jié)構(gòu)不易被廣泛接受。而鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)住宅應(yīng)用普遍，建筑設(shè)計布置靈活，抗火性能、耐腐蝕性能和抗震性能優(yōu)良，受到設(shè)計人員和用戶的青睞。但現(xiàn)有的鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)設(shè)計方法主要適用于10層和10層以上或高度超過28m的高層民用建筑，按照這種方法設(shè)計多層住宅剪力墻住宅造價偏高，且施工企業(yè)資質(zhì)要求較高，不利于在經(jīng)濟條件相對薄弱的廣大小城鎮(zhèn)地區(qū)推廣應(yīng)用，不利于通過限制粘土磚住宅結(jié)構(gòu)來保護耕地的發(fā)展目標實現(xiàn)，因此有必要發(fā)展施工方便、造價低廉、易于推廣、抗震防火性能優(yōu)良的新型節(jié)能多層住宅結(jié)構(gòu)體系。為適應(yīng)這樣的需求，筆者所在課題組研發(fā)了單排配筋混凝土剪力墻多層節(jié)能住宅結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)與聚苯外保溫體系和半免拆模網(wǎng)施工技術(shù)相結(jié)合，實現(xiàn)了節(jié)能與降低施工難度及造價的目標，墻體厚度僅為140mm，提高了建筑的使用面積率，抗震性能優(yōu)于砌體結(jié)構(gòu)，可在高烈度抗震設(shè)防區(qū)應(yīng)用，性價比較好，易于被用戶接受（張建偉等，2009a；2009b；張彬彬等，2011）。為在保持低配筋量的情況下，進一步提高其抗震性能，可在單排配筋混凝土剪力墻中設(shè)置斜筋，增強其基底抗剪切滑移能力，提高其抗震耗能能力。為此，筆者開展了較系統(tǒng)的帶斜筋單排配筋剪力墻多層住宅結(jié)構(gòu)抗震性能研究工作，本文介紹其中的“L”形截面剪力墻非工程軸方向的抗震性能研究結(jié)果。

1 試驗設(shè)計

設(shè)計2個“L”形截面混凝土剪力墻模型，試件墻肢高度均為1500mm，墻厚為140mm，墻體配筋率為0.25%，混凝土強度設(shè)計等級為C20，實測立方體抗壓強度為22.76MPa。2個試件的編號為SWL-2和SWLX-2，其中SWL-2為普通單排配筋混凝土剪力墻；SWLX-2為帶斜筋單排配筋混凝土剪力墻，其斜筋配筋率為0.1%與水平筋成60°夾角，在墻肢內(nèi)成“X”形交叉布置，豎向及水平分布鋼筋配筋率為0.15%。試件尺寸及配筋如圖1所示。鋼筋力學(xué)性能實測值列于表1。

圖1 配筋圖Fig. 1 Steel bar details of specimens

表1 鋼筋材料性能Table 1 Material property of steel bars

試件端部邊緣構(gòu)件采用三角形箍筋暗柱形式（張建偉等，2009a；2009b），其縱筋為3Φ8；兩墻肢相交的節(jié)點部位為矩形箍筋暗柱形式，其縱筋配筋為4Φ8。暗柱箍筋間距為變間距形式，上部2/3墻肢高度范圍內(nèi)箍筋為Φ4@150；下部1/3墻肢高度范圍內(nèi)加密為Φ4@100。SWLX-2的墻肢內(nèi)斜筋與水平鋼筋成60°夾角，斜筋水平方向間距為100mm，上端錨固在暗柱和加載梁內(nèi)，下端錨固在基礎(chǔ)內(nèi)。

在墻肢截面長軸45°夾角方向施加水平低周反復(fù)荷載，荷載位置距基礎(chǔ)頂面1500mm，剪跨比為2。試驗加載裝置如圖2所示，加載裝置包括：水平、豎向液壓千斤頂；施加水平力的反力墻；施加豎向力的剛性橫梁；位移計。豎向千斤頂固定在加載橫梁的滾軸支座上，試驗過程中隨試件水平變形而移動，保持其作用位置不變，摩擦阻力可忽略，其作用位置為“L”形墻肢截面形心。水平加載前，先對試件施加427kN的豎向壓力，其試驗軸壓比為0.1，并在試驗過程中維持不變。水平荷載通過固定在反力墻上的拉壓千斤頂施加，并在其相應(yīng)高度位置布置位移計，量測試件水平位移變形。模型基礎(chǔ)通過地錨螺栓錨固在試驗臺座上。試件屈服前使用力控制加載，屈服后改為水平位移控制加載。使用自動數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采集應(yīng)變、荷載和位移等試驗數(shù)據(jù)，人工描繪混凝土裂縫開展過程。水平加載方向的規(guī)定為：千斤頂拉為“正”；壓為“負”。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞特征

試件SWL-2：第一循環(huán)初期，試件基本處于彈性階段，直至正向加載到90kN時，墻肢交角外側(cè)角部與基礎(chǔ)交接處出現(xiàn)第一條水平裂縫，并向兩側(cè)延伸10cm、30cm；負向加載到110kN時，剪力墻端部與基礎(chǔ)交接處拉裂長度為2.5cm。第二循環(huán)，正向加載到120kN時，“L”形剪力墻節(jié)點外側(cè)距基礎(chǔ)15cm處出現(xiàn)裂縫并與水平線成45°角斜向下延伸至基礎(chǔ)；負向加載到160kN時，剪力墻端部與基礎(chǔ)交接處裂縫不斷延伸。第三循環(huán)，負向加載至199kN時，墻肢根部與基礎(chǔ)交接處裂縫貫通，墻肢交角距基礎(chǔ)15cm高度處裂縫不斷加寬，兩墻肢交接內(nèi)側(cè)豎向裂縫延伸至頂部。第四循環(huán)，負向加載到205kN時，北翼緣端部距基礎(chǔ)50cm高度處，出現(xiàn)水平裂縫并向左右分別延伸27cm、36cm；南翼緣端部距基礎(chǔ)40cm高度處，出現(xiàn)水平裂縫并向左右分別延伸52cm、43cm。第五循環(huán)，翼緣裂縫不斷延伸擴展，裂縫寬度不斷增大，負向加載至209kN時，墻肢交角底部出現(xiàn)豎向裂縫。第六循環(huán)，承載力不再增加，負向加載時，墻肢交角處混凝土被壓碎，混凝土受壓區(qū)高度不斷增加。第七循環(huán)，正向加載時，墻肢交角被拔起8mm，混凝土逐漸脫落，翼墻端部開始出現(xiàn)豎向裂縫；負向加載時，受壓區(qū)角部混凝土壓酥面積增大。隨著循環(huán)加載次數(shù)的不斷增多，墻肢交角暗柱縱筋拉斷，受壓區(qū)混凝土較大面積壓碎，南翼緣端部暗柱縱筋拉斷，拔起高度增至3cm，試件達到嚴重破壞狀態(tài)。

試件SWLX-2：第一循環(huán)初期，試件基本處于彈性階段，直至正向加載到100kN時，墻肢交角外側(cè)距基礎(chǔ)4cm處出現(xiàn)第一條水平裂縫，寬度為0.06mm，并向兩側(cè)分別斜向下延伸5cm、6cm伸至基礎(chǔ)；負向加載到120kN時，兩剪力墻端部內(nèi)側(cè)與基礎(chǔ)交接處拉開。第二循環(huán)，正向加載到160kN時，“L”形剪力墻節(jié)點外側(cè)距基礎(chǔ)25cm處，出現(xiàn)水平裂縫并向兩側(cè)延伸；負向加載到165kN時，剪力墻端部距基礎(chǔ)25cm處，出現(xiàn)水平裂縫。第三循環(huán)，負向加載至170kN時，距基礎(chǔ)25cm高度處裂縫不斷延伸至與墻肢交角處水平裂縫貫通。第四循環(huán)，負向加載到180kN時，翼緣端部距基礎(chǔ)38cm高度處，出現(xiàn)水平裂縫并不斷延伸；剪力墻與基礎(chǔ)交接處裂縫貫通。第五循環(huán)，翼緣裂縫不斷延伸擴展，裂縫寬度不斷增大，負向加載至190kN時，墻肢交角底部出現(xiàn)豎向裂縫。第六循環(huán)，承載力不再增加，裂縫不斷加寬，正向加載時，翼墻端部開始出現(xiàn)豎向裂縫；負向加載時，墻肢交角處混凝土被壓碎。第七循環(huán)，正向加載時，墻肢交角被拔起1cm；負向加載時，受壓區(qū)角部混凝土壓酥面積增大，暗柱縱筋外露并屈曲。隨著循環(huán)加載次數(shù)的不斷增多，墻肢交角暗柱縱筋拉斷，受壓區(qū)混凝土較大面積壓碎，翼緣端部混凝土脫落高度至5cm，試件達到嚴重破壞狀態(tài)。

2個剪力墻最終破壞照片及其裂縫開展情況見圖3和圖4。由圖3和圖4可見：①2個試件最終破壞均呈彎曲破壞特征；②帶斜筋的單排配筋混凝土剪力墻與普通單排配筋混凝土剪力墻相比，裂縫數(shù)量多些、寬度小些，耗能相對好些；③由于墻體空間作用效果，破壞時基底沒有出現(xiàn)明顯剪切滑移現(xiàn)象。

圖2 加載裝置Fig. 2 Test set-up

圖3 SWL-2破壞形態(tài)Fig. 3 Failure mode of SWL-2

圖4 SWLX-2破壞形態(tài)Fig. 4 Failure mode of SWLX-2

2.2 滯回性能與耗能

2個剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線如圖5所示。圖6為2個剪力墻模型的骨架曲線比較。各滯回環(huán)所包含的面積（取相同滯回環(huán)數(shù)）的累積反映了剪力墻抗震耗能的大小。圖7為2個試件Ep-U曲線，反映了在不同水平位移下所對應(yīng)耗能量的大小。

由圖5、圖6及圖7表明：①試件在開裂前基本處于彈性階段，其加載和卸載曲線基本上重合為一條直系；在開裂之后至屈服前，滯回曲線狹窄細長，所包圍的面積較小，殘余變形較小，耗能較??；屈服后滯回環(huán)的面積逐漸增大，耗能量主要集中在屈服后。②SWLX-2與SWL-2相比，滯回環(huán)相對飽滿，捏攏輕些，承載力有所提高，累計耗能增大，說明斜筋對“L”形截面剪力墻非工程軸方向的抗震耗能起到有利作用。

圖5 滯回曲線Fig. 5 Hysteretic curves of specimens

圖6 骨架曲線Fig. 6 Skeleton curves of specimens

圖7 耗能量-位移曲線Fig. 7 Curves of energy dissipation vs. displacement

2.3 承載力

各試件的開裂荷載、正負兩方向屈服荷載、正負兩方向極限荷載的試驗結(jié)果及其比值見表2。其中：Fc為出現(xiàn)肉眼可見第一條裂縫時所對應(yīng)的開裂荷載；Fy為屈服荷載；Fu為極限荷載；ucu=Fc/Fu；uyu=Fy/Fu。

由表2可見：

（1）帶斜筋的單排配筋混凝土剪力墻與普通單排配筋混凝土剪力墻相比，正向加載時，開裂荷載、屈服荷載和極限荷載分別提高了9.7%、17.3%和23.4%；負向加載時，帶斜筋的單排配筋混凝土剪力墻與普通單排配筋混凝土剪力墻相比，屈服荷載下降了10.9%，極限荷載下降了9.2%。綜合可見，斜筋對“L”形截面剪力墻非工程軸方向的承載力有一定程度的提高作用。

（2）帶交叉斜筋的“L”形截面剪力墻沿正負兩方向加載時的uyu均比不帶交叉斜筋的剪力墻有所減小，說明其屈服后的彈塑性變形過程變長，有利于抗震。

表2 開裂荷載、屈服荷載和極限荷載試驗結(jié)果Table 2 Experimental results of cracking load，yield load and ultimate load

2.4 延性

2個試件的位移及其延性系數(shù)試驗結(jié)果見表3。其中：Uc為開裂位移；Uy為屈服位移；Ud為水平荷載降低到85%極限荷載時對應(yīng)的彈塑性最大位移；θP為試件的彈塑性最大位移角；μ=Ud/Uy為延性系數(shù)。

由表3可見：

（1）2個試件的延性系數(shù)均比較大，說明單排配筋“L”形截面混凝土剪力墻非工程軸方向具有較好的延性。

（2）試件SWLX-2的彈塑性最大位移角和正向延性系數(shù)均大于SWL-2，負向延性系數(shù)與其接近，表明沿非工程軸加載時，斜筋對“L”形截面單排配筋混凝土剪力墻的延性也有一定的提高效果。

表3 位移與延性系數(shù)實測值Table 3 Experimental results of displacement and ductility coefficients

2.5 剛度

表4為各試件的剛度試驗值及其退化系數(shù)。其中：Ko為初始彈性剛度；Kc為明顯開裂剛度；Ky為明顯屈服剛度；βco=Kc/Ko，為試件從初始彈性到開裂的剛度衰減系數(shù)；βyc=Ky/Kc，為試件從開裂到屈服的剛度衰減系數(shù)；βyo=Ky/Ko，為試件從初始彈性到屈服的剛度衰減系數(shù)。試件的抗側(cè)剛度K-5水平位移角θ關(guān)系曲線見圖8。

表4 各階段剛度實測值Table 4 Experimental results of stiffness

由表4、圖8可見：

（1）2個剪力墻試件的初始剛度比較接近，說明配筋形式對其非工程方向的初始抗側(cè)剛度影響不大，主要還是由混凝土強度和幾何尺寸決定。

（2）2個剪力墻試件的剛度衰減規(guī)律基本一致，沒有明顯差別。

2.6 鋼筋應(yīng)變規(guī)律

帶斜筋單排配筋“L”形截面剪力墻鋼筋應(yīng)變測點布置如圖9所示。圖10為同一循環(huán)墻體底部暗柱縱筋、斜筋、豎向鋼筋應(yīng)變隨水平力的變化規(guī)律。由圖10可見：在墻肢底部，最外側(cè)暗柱縱筋應(yīng)變最大，其次是最外側(cè)斜筋，二者很快達到了屈服應(yīng)變；由外向內(nèi)鋼筋應(yīng)變依次減小。

圖8 剛度衰減曲線Fig. 8 Stiffness attenuation curves

圖9 SWLX-2的鋼筋應(yīng)變測點布置Fig. 9 Arrangement of strain gage for SWLX-2

圖10 鋼筋應(yīng)變滯回曲線Fig. 10 Hysteretic curves of steel bars

3 有限元分析

在試驗研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS有限元程序，對剪力墻進行非線性有限元分析?；炷翐p傷塑性模型通過損傷參數(shù)來定義，假定混凝土主要出現(xiàn)兩種破壞：壓縮破壞和拉伸破壞。鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用理想彈塑性模型。

模型建立中，混凝土采用三維實體線性減縮積分單元（C3D8R），鋼筋采用D3T2桁架單元，混凝土和鋼筋之間的相互作用通過鋼筋嵌入（embedded）來實現(xiàn)。加載控制點和面采用分布耦合（distribute coupling），基礎(chǔ)、加載板分別和墻體實行綁定約束（tie constraint）。圖11為混凝土塑性損傷圖。圖12為鋼筋應(yīng)力云圖。圖13為2個試件在單向加載下的水平力-水平位移的骨架曲線。可見，計算結(jié)果與試驗結(jié)果相符合。

圖11 混凝土塑性損傷圖Fig. 11 Diagram of concrete damaged plasticity

圖12 鋼筋應(yīng)力云圖Fig. 12 Computed stress of steel bars

圖13 各試件荷載-位移曲線Fig. 13 Load-displacement curves of specimens

4 結(jié)論

（1）低配筋條件下的帶斜筋單排配筋“L”形截面混凝土剪力墻，在其非工程軸方向的低周反復(fù)水平荷載作用下，呈現(xiàn)彎曲破壞特征，具有好的延性性能。

（2）配筋量保持不變情況下，在單排配筋“L”形截面混凝土剪力墻中合理布置斜向鋼筋，不僅可以明顯改善其工程軸方向的抗震性能，對其非工程軸方向的承載力及耗能能力也有一定的提高作用。

（3）使用ABAQUS有限元程序建模，分析帶斜筋單排配筋“L”形截面混凝土剪力墻非工程軸方向的抗震性能，可以得到與試驗相符的計算結(jié)果。

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彭曉彤，林晨，滿杰，2005．輕鋼結(jié)構(gòu)住宅體系發(fā)展現(xiàn)狀．四川建筑科學(xué)研究，（6）：18—21．

王愛民，范國慶，丁道信，2002．混凝土空心砌塊住宅結(jié)構(gòu)方案及抗震構(gòu)造措施探討．工程抗震，24（2）：11—14．

張彬彬，曹萬林，張建偉，潘毅，2011．雙向單排配筋L形剪力墻抗震性能試驗研究．工程抗震與加固改造，（5）：37—44+57．

張建偉，楊興民，曹萬林，2009a．單排配筋剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能及設(shè)計研究．世界地震工程，（1）：77—81．

張建偉，曹萬林，殷偉帥，2009b．簡化邊緣構(gòu)造的單排配筋中高剪力墻抗震性能試驗研究．土木工程學(xué)報，（12）：99—104．

周強，孫柏濤，2010．汶川地震中極震區(qū)砌體結(jié)構(gòu)教學(xué)樓典型震害分析. 震災(zāi)防御技術(shù)，（4）：467—476．

Seismic Performance of L-Shaped Shear Wall with Single Row of Steel Bars and Inclined Reinforcements Along Non-Engineering-Axis Direction

Yang Xingmin1），Cheng Huanying2），Zhang Jianwei2），Xing Min1）and Cao Wanlin2）

1）China Construction Engineering Design Group Corporation Limited，Beijing 100037，China
2）College of Architecture and Civil Engineering Beijing University of Technology，Beijing 100124，China

To substitute the multi-storey brick residential structure，a new concrete shear wall structure with single row of steel bars and inclined reinforcements was proposed．It has proved to be more economical and shows better seismic behavior than traditional masonry structures by some tests．In order to fully understand its seismic performance，a cycle-load test of L-shaped shear walls along non-engineering-axis direction were carried out，including one L-shaped shear wall with single row of steel bars and another shear wall with single row of steel bars and inclined reinforcements．A comparative analysis of their failure characteristics，hysteretic property，energy dissipation，load-bearing capacity，ductility and stiffness was made．On the basis of the test，a finite element analysis to investigate the mechanical behavior of the test specimens along non-engineering-axis direction was conducted by using ABAQUS software．The results show that the inclined reinforcements can improve the seismic performance of L-shaped shear wall at non-engineering-axis direction．Due to the seismic performance of the shear wall with inclined reinforcements being better than that of the shear wall without inclined reinforcements，it can more easily meet the requirements for seismic performance of multi-story residential structure design．

Inclined reinforcement；Single row of steel bar；L-shaped shear wall；Non-engineering-axis；Seismic performance

楊興民，程煥英，張建偉，邢民，曹萬林，2014．帶斜筋單排配筋L形截面剪力墻的非工程方向抗震性能．震災(zāi)防御技術(shù)，9（4）：872—881．

10.11899/zzfy20140415

國家自然科學(xué)基金項目（51378029）；中國建筑股份有限公司科技項目（CSCEC-2011-Z-16）

2014-04-06

楊興民，男，生于1979年。高級工程師，博士。主要從事工程結(jié)構(gòu)設(shè)計和抗震研究。E-mail: yang.xingmin@cscec.com