張 敏 易 祺 王竹林 廖桂紅

(廣西科技大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，柳州545006)

1 引言

《高層建筑設(shè)計規(guī)程》規(guī)定截面肢寬與肢厚之比為4～8的剪力墻為短肢剪力墻。短肢剪力墻墻肢厚度一般為200～300 mm，墻肢長度一般為800～2 400 mm。由于該剪力墻布置靈活，克服了一般框架露梁露柱的缺點(diǎn)，因而短肢剪力墻在現(xiàn)代建筑中獲得了廣泛應(yīng)用，但由于T形、L形截面短肢剪力墻縱筋配置不對稱，因此地震作用下，該剪力墻截面翼緣受拉與受壓時延性與耗能能力差異較大，當(dāng)翼緣受拉時，由于翼緣受拉縱筋參與了腹板工作將減小墻體延性，降低墻體耗能能力;而當(dāng)翼緣受壓時，翼緣受壓縱筋則增大墻體延性，提高墻體耗能能力。此外，不少試驗(yàn)表明，低周水平反復(fù)荷載作用下，T形、L形截面短肢剪力墻的滯回曲線一頭大，一頭小，滯回環(huán)不對稱，其延性與耗能與水平荷載方向有關(guān)，上述均表明T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能存在不足。

為了克服短肢剪力墻抗震性能的不足，作者提出了局部設(shè)縫短肢剪力墻［1］，即在傳統(tǒng)T形、L形截面短肢剪力墻的底部塑性鉸區(qū)域，沿墻體高度方向設(shè)置豎縫，將配置在墻體翼緣內(nèi)的腹板縱筋與翼緣內(nèi)其他縱筋分離，使翼緣內(nèi)僅腹板縱筋參與腹板受力，翼緣內(nèi)其他縱筋不再參與腹板受力，從而使墻體底部塑性鉸區(qū)的腹板縱筋對稱配置，以減小腹板截面混凝土受壓區(qū)高度，增大墻體延性與耗能，從而提高T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能。試驗(yàn)與理論分析均表明［1］，該短肢剪力墻局部設(shè)縫后，墻體耗能與延性均大大提高，而腹板平面內(nèi)承載能力降低大致5%左右，等效彈性剛度EIeq降低6%左右，均滿足工程要求，這些內(nèi)容已在文獻(xiàn)［1］中闡述。該局部設(shè)縫短肢剪力墻目前已申請了國家發(fā)明專利。

國內(nèi)不少學(xué)者對短肢剪力墻進(jìn)行了研究。2012年廣西科技大學(xué)張敏等對傳統(tǒng)及局部設(shè)縫T形與L形截面短肢剪力墻進(jìn)行了低周水平反復(fù)加載試驗(yàn)研究［1］，表明T形、L形截面短肢剪力墻的底部局部設(shè)縫后，其延性、耗能等抗震性能顯著提高。2011年4月西安建筑科技大學(xué)李青寧等進(jìn)行了鋼筋混凝土短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［2］，分別采用6個T形及6個L形短肢剪力墻試件通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)，表明T形與L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側(cè)移滯回曲線兩側(cè)不對稱，滯回環(huán)呈現(xiàn)一頭大一頭小的不對稱形狀，并且當(dāng)短肢剪力墻翼緣受拉時的延性比翼緣受壓時延性小得多。2010年12月西安建筑科技大學(xué)張品樂等進(jìn)行了短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［3］，分析了短肢剪力墻的承載力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞機(jī)制等抗震性能。2010年8月西安建筑科技大學(xué)李曉莉等對T形、L形等截面異形柱和短肢剪力墻的軸壓比限值進(jìn)行了比較分析［4］，表明截面翼緣處于受拉側(cè)時，軸壓比較低，構(gòu)件軸壓比限制應(yīng)按翼緣處于受拉側(cè)考慮。2010年8月西安建筑科技大學(xué)張品樂等研究了L形截面短肢剪力墻的抗震性能［5］，分析了試件的承載能力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞特性等，表明L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側(cè)移滯回曲線兩側(cè)不對稱，滯回環(huán)呈現(xiàn)一頭大一頭小的不對稱形狀，并且當(dāng)L形截面短肢剪力墻翼緣受拉時延性比翼緣受壓時小得多。2010年2月李青寧等對T形截面六片短肢剪力墻，兩片普通剪力墻分別進(jìn)行了低周反復(fù)水平荷載作用下的試驗(yàn)研究［6］，分析了短肢剪力墻的破壞現(xiàn)象，對滯回曲線及骨架曲線進(jìn)行分析，研究了從開裂直至破壞過程中剛度退化系數(shù)隨試件位移變化的規(guī)律，并給出了數(shù)值模擬公式，通過對比各試件位移延性的差異，表明當(dāng)短肢剪力墻的高厚比從規(guī)范規(guī)定的8變化到普通剪力墻的9時性能差異并不明顯。2010年4月西安建筑科技大學(xué)吳敏哲等進(jìn)行了T形截面短肢剪力墻的非線性分析［7］，表明T形短肢剪力墻在翼緣受拉，腹板受壓時，隨軸壓比增大，極限承載力逐步降低，延性明顯變差，且T形短肢剪力墻三個端部的配筋量相等并不合理，應(yīng)加大腹板端部的配筋量。2009年4月吳敏哲等為了解決T形短肢剪力墻承載力、延性不對稱及在腹板受壓時破壞為脆性的問題，提出了型鋼短肢剪力墻的概念［8-9］，即在腹板端部設(shè)置型鋼暗柱，并通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)揭示了型鋼短肢剪力墻的破壞形態(tài)、延性及滯回性能，結(jié)果表明:型鋼短肢剪力墻的承載力和延性有顯著提高，適當(dāng)配置型鋼后滯回曲線接近對稱，構(gòu)件的綜合性能得到明顯改善;而普通短肢剪力墻在破壞過程中，容易出現(xiàn)斜裂縫，正截面受彎破壞常常伴隨著斜截面裂縫的開展，型鋼短肢剪力墻腹板的斜裂縫比普通短肢剪力墻更為密集，型鋼短肢剪力墻與普通短肢剪力墻相比，顯著改善了抗震性能，經(jīng)過合理配置型鋼后，構(gòu)件水平往復(fù)承載力大致相等。構(gòu)件的滯回曲線大致對稱，兩個方向的受力性能大致相同;型鋼短肢剪力墻在腹板受壓時的豎向承載穩(wěn)定性較普通短肢剪力墻有明顯改善，配置合理型鋼受壓，使構(gòu)件腹板受壓時發(fā)生大偏心破壞，可以大大改善構(gòu)件的延性，腹板的裂縫在翼緣和型鋼暗柱的約束下，沒有貫穿整個截面，整個構(gòu)件的裂縫可以充分發(fā)展，可以承受較高的荷載。2007年6月肖良麗等利用ANSYS對兩組6個鋼筋混凝土短肢剪力墻進(jìn)行單調(diào)荷載作用下的非線性有限元分析［10］，并將計算的荷載—位移曲線與試驗(yàn)的骨架曲線進(jìn)行對比，結(jié)果表明兩者符合較好，當(dāng)肢厚比為6．5左右的短肢墻受力性能較好，同時具有一定的能量儲備;軸壓比高的短肢剪力墻的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載要比軸壓比低的短肢剪力墻大，但延性和耗能能力要比后者小，其中軸壓比為0．3左右的短肢剪力域試體，綜合性能較好。2003年3月東南大學(xué)黃東生等對短肢剪力墻進(jìn)行了彈塑性性能研究［12］，分析了墻體破壞形態(tài)、滯回特性和整體性能等對其彈塑性性能的影響。2000年5月Zhang和Wang對承受較高軸壓比與剪壓比的鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了理論與試驗(yàn)研究［13］，表明軸壓比對墻體的破壞模式、剛度和延性影響很大，試驗(yàn)中軸壓比為0．35的試件，剪力墻發(fā)生了出平面的屈曲破壞，延性很低，而軸壓比為0．25、剪壓比為0．11的試件發(fā)生了邊緣混凝土壓碎破壞，延性較高，因此對剪力墻的允許軸壓比應(yīng)進(jìn)行多個試驗(yàn)研究。1999年4月Kwan和Cheng，對帶豎縫的鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了地震反應(yīng)的非線性分析［14］，表明剪力墻設(shè)置豎縫后，將豎縫間連梁設(shè)計為先于剪力墻板破壞之前屈服，則結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)與結(jié)構(gòu)的地震作用均可減小20%～25%。

國內(nèi)還有不少學(xué)者對短肢剪力墻均進(jìn)行了研究。

地震作用下，建筑結(jié)構(gòu)不可避免會發(fā)生扭轉(zhuǎn)。短肢剪力墻一般厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限，如何保證地震作用下該短肢剪力墻的抗扭性能，避免發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞，這是本文研究的重點(diǎn)。

2 模型設(shè)計與加載制度

2．1 模型設(shè)計

設(shè)計2個1/2比例的T形截面短肢剪力墻TW650，TW800，以及2個1/2比例的L形截面短肢剪力墻LW650，LW800，各短肢剪力墻均在墻體底部沿塑形鉸區(qū)設(shè)置豎縫，豎縫高按等效塑形鉸長度lp式(1)計算。

式中，z為反彎點(diǎn)到臨界截面的距離;h為試件截面高度;μ為軸壓比。

根據(jù)式(1)計算結(jié)果，并考慮施工因素取各試件豎縫高均為400 mm，各豎縫寬均為10 mm。

各試件墻體高均為1．5 m，截面厚度均為100 mm，試件的肢長與厚度之比分別為6．5∶1和8∶1，如圖1、圖2所示，試驗(yàn)時各試件軸壓比均為0．2。為了模擬樓板的約束作用，并考慮水平及豎向加載裝置，在各試件上部均設(shè)置了150 mm高的矩形加載平臺。試件采用C30混凝土澆筑，實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度均值為39．3 MPa，可得混凝土棱柱體強(qiáng)度均值為18．8 MPa，可得抗拉強(qiáng)度均值為2．98 MPa，彈性模量均值為 3．24 ×104MPa，試件鋼材力學(xué)性能參數(shù)見表1。

表1 鋼材力學(xué)性能表Table 1 Mechanical properties of steels MPa

圖1 T形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．1 Short shear walls of T-shaped cross section(Unit:mm)

圖2 L形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．2 Short shear walls of L-shaped cross section(Unit:mm)

2．2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)在廣西科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，對各試件采用低周擬靜力扭轉(zhuǎn)反復(fù)加載，加載前將試件基礎(chǔ)與剛性試驗(yàn)臺座固定，豎向荷載采用加載器施加在試件頂部的加載平臺上，根據(jù)軸壓比0．2調(diào)整試件豎向荷載值，扭矩通過反力墻由50T電液伺服加載作動器將水平荷載以同步拉壓的方式形成，施加于試件頂部的加載平臺側(cè)面，加載裝置見圖3;按反復(fù)加載的要求，采用荷載和位移混合控制，即試件屈服前加載采用荷載控制，試件屈服后加載采用扭轉(zhuǎn)角控制，直到試件斜向壓碎，荷載下降為止。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig．3 Loading equipments

各試件水平加載正方向見圖4。

在各試件翼緣頂部及底部均分別設(shè)置三個位移計，沿翼緣水平方向等間距分布，以測量墻體水平位移以及扭轉(zhuǎn)角，試件底部三個位移計用以考慮加載過程中支座移動對試件水平位移的影響。

圖4 加載正方向示意圖Fig．4 Loading direction

3 試驗(yàn)結(jié)果

3．1 破壞現(xiàn)象

3．1．1 試件 TW650，TW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對稱趨勢。開裂時，腹板中部出現(xiàn)傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數(shù)量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現(xiàn)反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網(wǎng)格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發(fā)展，并出現(xiàn)新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現(xiàn)斜向裂縫，隨反向加載，亦出現(xiàn)反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫呈相交網(wǎng)格狀，但翼緣板斜裂縫數(shù)量與寬度均較腹板斜裂縫小，這是因?yàn)門形截面短肢剪力墻腹板位于翼緣的中部，對翼緣中部提供了較強(qiáng)的約束，限制了翼緣中部混凝土的開裂。隨著扭矩增大，腹板內(nèi)部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內(nèi)豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉(zhuǎn)角增大，且腹板斜裂縫兩側(cè)混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達(dá)到極限狀態(tài)。試驗(yàn)還表明，墻體底部局部設(shè)縫區(qū)域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現(xiàn)一些細(xì)微斜裂縫，但沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，這主要是因?yàn)閴w豎縫靠近試件底座，受試件底座約束作用明顯，因此設(shè)縫區(qū)域沒有出現(xiàn)明顯破壞，試件破壞照片見圖5。

圖5 T形截面試件破壞Fig．5 Damage of test T-shaped cross section specimens

3．1．2 試件 LW650，LW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對稱趨勢。開裂時，腹板中部出現(xiàn)傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數(shù)量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現(xiàn)反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網(wǎng)格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發(fā)展，并出現(xiàn)新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現(xiàn)斜向裂縫，隨反向加載，亦出現(xiàn)反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫數(shù)量與寬度逐漸增大，并呈相交網(wǎng)格狀，數(shù)量與腹板相近。隨著扭矩增大，腹板內(nèi)部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內(nèi)豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉(zhuǎn)角增大，且腹板斜裂縫兩側(cè)混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達(dá)到極限狀態(tài)。與T形截面類似，墻體底部局部設(shè)縫區(qū)域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現(xiàn)一些細(xì)微斜裂縫，個別斜裂縫與墻體上部斜裂縫貫通但沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，試件破壞照片見圖6。

圖6 L形截面試件破壞Fig．6 Damage of L-shaped cross section test specimens

3．2 滯回曲線

兩片T形截面，兩片L形截面局部設(shè)縫短肢剪力墻試件，低周反復(fù)扭轉(zhuǎn)加載的扭矩T—頂部扭轉(zhuǎn)角θ滯回曲線(T-θ曲線)分別見圖7、圖8。

圖7、圖8中，T表示試件頂部的扭矩(單位為kN·m)，θ表示試件頂部的扭轉(zhuǎn)角。

圖7、圖8表明，扭矩作用下開裂之前試件基本處于彈性工作狀態(tài)，加載與卸載曲線基本呈直線狀態(tài)，開裂后至屈服前扭矩－扭轉(zhuǎn)角滯回環(huán)包圍面積較小，殘余轉(zhuǎn)角不大，耗能較小;試件屈服后扭轉(zhuǎn)角增大，但試件各滯回環(huán)面積仍較小，表明各試件扭轉(zhuǎn)耗能較弱，延性較小。因此短肢剪力墻通過扭轉(zhuǎn)耗能與延性抵抗扭轉(zhuǎn)地震作用的意義不大，應(yīng)限制地震作用的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，避免該局部設(shè)縫短肢剪力墻產(chǎn)生過大的扭轉(zhuǎn)角而引起扭轉(zhuǎn)破壞，就成為該墻體抵抗地震作用的重要手段。

圖7 T形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．7 Hysteretic curves of short shear walls of T-shaped cross section

圖8 L形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．8 Hysteretic curves of L-shaped cross section short shear walls

4 抗扭能力

T形、L形截面短肢剪力墻腹板和翼緣均配置了縱筋，同時還配有水平分布鋼筋，其抗扭能力包括墻體抗裂扭矩Tcr和極限扭矩Tu，分析如下。

4．1 抗裂扭矩Tcr

T形、L形截面短肢剪力墻各墻肢一般只沿墻肢平面承擔(dān)各自彎矩M，各墻肢承擔(dān)的平面外彎矩一般很小，可以忽略;而短肢剪力墻體剪力V一般只由剪力方向的墻肢承擔(dān)，此外，墻體壓力N與扭矩T由墻體各墻肢共同承擔(dān)。

在壓、彎、剪、扭構(gòu)件中，初始裂縫一般產(chǎn)生在剪應(yīng)力相加面的中部，此處為彎矩作用的中性軸附近，彎曲應(yīng)力較小，可忽略不計。

國內(nèi)外對開裂扭矩的試驗(yàn)結(jié)果表明［15］，對于扭矩和剪力引起剪應(yīng)力與軸壓力共同作用時，剪力可按彈性理論計算其引起的剪應(yīng)力，扭矩則按塑性理論計算其引起的剪應(yīng)力，當(dāng)主拉應(yīng)力達(dá)到混凝土抗拉強(qiáng)度，即σ1=ft時，構(gòu)件開裂。

扭矩T與剪力V作用下墻肢最大剪應(yīng)力τmax為

式中，Wt為抗扭塑性抵抗矩;Al為剪力V作用方向的墻肢截面面積;l，l'為分別為墻體腹板與翼緣的墻肢長;η為剪力引起最大剪應(yīng)力增大系數(shù)，對于矩形截面η=1．5。

墻體壓力N引起的壓應(yīng)力σN為

式中，A為墻體各墻肢截面面積總和。

根據(jù)莫爾強(qiáng)度理論，當(dāng)墻體受扭開裂時，主拉應(yīng)力σ1=ft:

開裂扭矩Tcr為

對于扭剪構(gòu)件，文獻(xiàn)［15］提出在計算開裂扭矩時應(yīng)考慮混凝土受拉軟化效應(yīng)引起的應(yīng)力重分布，并提出可采用塑性系數(shù)K對開裂扭矩進(jìn)行修正。因此開裂扭矩取為

對壓力N作用的純扭構(gòu)件，V=0，可得:

4．2 極限扭矩Tu

我國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］規(guī)定，對于承受軸向壓力N和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構(gòu)件，各墻肢受扭承載力Tui采用式(12)計算:

構(gòu)件總受扭承載力Tu:

文獻(xiàn)［15］在理論與試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，指出上述規(guī)范給出的公式(12)計算結(jié)果偏小，構(gòu)件墻肢受扭承載力按式(14)修正，才與試驗(yàn)結(jié)果較為靠近:

因此對于承受軸向壓力N、彎矩M、剪力V和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構(gòu)件，各墻肢受扭承載力 Tui可采用規(guī)范式(15)或修正式(16)計算:

式(17)中，λ為剪跨比，短肢剪力墻剪跨比λ一般大于3，因此根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］的規(guī)定，可取 λ =3，其他各量詳見《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］。

4．3 試驗(yàn)及計算結(jié)果

各試驗(yàn)構(gòu)件在軸向壓力作用下，處于純扭狀態(tài)，各試件開裂扭矩與極限扭矩的理論計算值及試驗(yàn)值分別見表2。

表2表明，開裂扭矩Tcr計算公式(10)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，極限扭矩Tu計算公式(16)與試驗(yàn)結(jié)果差別稍大，但偏于安全。

表2 開裂扭矩與極限扭矩Table 2 Torsion loads at the cracking and ultimate states

5 層間扭轉(zhuǎn)角

水平地震作用下，結(jié)構(gòu)各樓層一般均存在扭轉(zhuǎn)，若構(gòu)件扭矩過大，將引起脆性的扭轉(zhuǎn)破壞，而短肢剪力墻厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限，限制短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。

地震作用下，結(jié)構(gòu)各樓層將產(chǎn)生層間扭轉(zhuǎn)角，當(dāng)采用剛性樓層假定時，樓層扭轉(zhuǎn)角與該樓層短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)角相等，對于i樓層j墻體的層間扭轉(zhuǎn)角Δθji采用式(19)計算:

式中，Tji為結(jié)構(gòu)i樓層j墻體承受的扭矩;keji為結(jié)構(gòu)i樓層j墻體的抗扭剛度;h為樓層高度;G為混凝土剪切彈性模量。

式(20)中系數(shù)βi按表3取值。

表3 系數(shù)βiTable 3 Coefficient βi

若短肢剪力墻不發(fā)生脆性破壞，則:

式中，［Tp］為短肢剪力墻允許扭矩?？傻?

即結(jié)構(gòu)各樓層的層間扭轉(zhuǎn)角不應(yīng)超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉(zhuǎn)角，

地震作用下，結(jié)構(gòu)不應(yīng)發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞，建議［Tp］一般取為開裂扭矩，以避免墻體扭轉(zhuǎn)開裂;最多取為極限扭矩，以避免墻體扭轉(zhuǎn)破壞。因此，按開裂扭矩取值時:

按極限扭矩取值時:

控制短肢剪力墻層間扭轉(zhuǎn)角不致過大，即使墻體扭轉(zhuǎn)延性、耗能較差，也能確保地震作用下墻體的抗扭性能。

6 結(jié)論

本文對局部設(shè)縫短肢剪力墻進(jìn)行了反復(fù)扭轉(zhuǎn)加載試驗(yàn)，表明該墻體扭矩—轉(zhuǎn)角滯回環(huán)面積較小，墻體扭轉(zhuǎn)耗能較弱，延性較小，因此短肢剪力墻依靠扭轉(zhuǎn)耗能與延性抵抗扭轉(zhuǎn)地震作用意義不大。試驗(yàn)還表明短肢剪力墻底部局部設(shè)置豎縫，對短肢剪力墻破壞形式影響不大，由此提出了避免短肢剪力墻發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞的措施，即控制結(jié)構(gòu)各樓層的層間扭轉(zhuǎn)角不超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉(zhuǎn)角并對短肢剪力墻允許扭矩［Tp］給出了建議。

由于結(jié)構(gòu)布置不可能完全規(guī)則對稱，地震作用下結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)不可避免，而短肢剪力墻厚度較小，肢長不大，因此其抗扭能力有限。地震作用下，限制短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。如何在結(jié)構(gòu)分析計算中判別短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)是否過大，本文進(jìn)行了初步探討，希望能拋磚引玉，得到各位專家指點(diǎn)。

［1］ 張敏．局部設(shè)縫T形與L形截面短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［J］．世界地震工程，2014，30(3):27-38．Zhang Min．Experimental research on seismic behavior of short shear walls of T-shaped and L-shaped cross section with local joint［J］．World Earthquake Engineering，2014，30(3):27-38．(in Chinese)

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