盧學(xué)臣，楊曉華，周 磊

（湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲 412007）

豎向荷載作用下短肢剪力墻結(jié)構(gòu)承載能力試驗(yàn)研究

盧學(xué)臣，楊曉華，周 磊

（湖南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 株洲 412007）

短肢剪力墻結(jié)構(gòu)是現(xiàn)今運(yùn)用較普遍的抗側(cè)力結(jié)構(gòu)，為了研究這種抗側(cè)力能力較好的結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下的承載能力，以一個(gè)實(shí)際的短肢剪力墻工程結(jié)構(gòu)為背景，選取靠近頂層附近的三層結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，結(jié)合結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)的相似性原理，按照1:4的縮尺比例制作了一個(gè)三層兩跨短肢剪力墻結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀Ｍㄟ^在試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷诙訕前迨┘迂Q向均布荷載的試驗(yàn)表明，短肢剪力墻結(jié)構(gòu)具有良好的承載性能，豎向荷載作用下墻肢整體受彎，連梁端部和墻板連接處為短肢剪力墻結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果闡述了短肢剪力墻中L型和T型截面在壓彎復(fù)合作用下受力性能和破壞機(jī)理。

短肢剪力墻；豎向荷載；彈性范圍；承載能力

0 引言

短肢剪力墻是一種介于異形柱和剪力墻的抗側(cè)力構(gòu)件[1]，其結(jié)構(gòu)結(jié)合了框架結(jié)構(gòu)和剪力墻結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)。由于短肢剪力墻不像框架結(jié)構(gòu)那樣在室內(nèi)有突出墻面的柱子，非常適用辦公和商業(yè)住宅建筑，所以成為高層建筑結(jié)構(gòu)廣泛運(yùn)用的結(jié)構(gòu)體系之一。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)短肢剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量研究，得到了一些有價(jià)值的理論，但研究?jī)?nèi)容大多側(cè)重于短肢剪力墻結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下的抗剪和抗震性能，而利用整體結(jié)構(gòu)模型對(duì)短肢剪力墻結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下受力性能[2-3]的研究較少。

本文以一個(gè)實(shí)際的短肢剪力墻工程結(jié)構(gòu)為背景，選取靠近頂層附近的三層結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，結(jié)合結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)的相似性原理，按照1:4的縮尺比例制作了一個(gè)三層兩跨短肢剪力墻結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚4-6]。用堆載法模擬均布荷載對(duì)結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行豎向荷載作用下的受力試驗(yàn)，分析短肢剪力墻結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的變形和受力情況，了解這種抗側(cè)能力較強(qiáng)的短肢剪力墻結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下的受力性能，以期為后續(xù)研究提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h2>

課題組制作的短肢剪力墻結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆凑諊椰F(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）[7]要求進(jìn)行設(shè)計(jì)和施工，結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸?層，按照1:4的縮尺比例進(jìn)行制作，各樓層高度為800 mm，模型四角設(shè)置L型短肢剪力墻，肢厚比為5，墻厚為75 mm；各肢長(zhǎng)均為375 mm，模型中間設(shè)置T型短肢剪力墻，墻厚為75 mm；其中翼緣部分肢長(zhǎng)375 mm，腹板部分肢長(zhǎng)為375 mm，連梁截面尺寸為75 mm×150 mm，頂層連梁截面為75 mm×200 mm；樓面板及屋面板板厚為40 mm，結(jié)構(gòu)模型底部設(shè)置與試驗(yàn)平臺(tái)固定的地基梁，地基梁高為400 mm，結(jié)構(gòu)模型總高度為2 850 mm。結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D1所示，單位為mm。

圖1 結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 1 A structural test model

根據(jù)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)相似性原理對(duì)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行配筋，短肢剪力墻墻肢縱筋采用C4鋼筋，鋼筋間距為90 mm，墻肢在轉(zhuǎn)角處設(shè)有暗柱，水平箍筋為C4@100。墻肢配筋如圖2所示，單位為mm。連梁上下各布置3根C6鋼筋，箍筋布置為B4@150；樓面板及屋面板受力鋼筋為B4@200，按雙向板要求設(shè)置；結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷翉?qiáng)度等級(jí)為C30。

圖2 墻肢配筋圖Fig. 2 Reinforcement drawing of wall limbs

本次結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)在湖南工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室完成，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有臺(tái)座的要求將底層基礎(chǔ)梁每端延伸出300 mm，設(shè)置固定錨栓，以便固定。安裝完成后的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig. 3 A scene diagram of model tests

2 試驗(yàn)?zāi)康暮头椒?/h2>

2.1 試驗(yàn)?zāi)康?/p>

1）測(cè)定各跨梁端、跨中底面以及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域鋼筋在各加載階段的應(yīng)變，了解結(jié)構(gòu)整體受力性能；

2）測(cè)定連梁和短肢剪力墻在各加載階段的豎向位移，根據(jù)豎向荷載-位移關(guān)系確定短肢剪力墻結(jié)構(gòu)在荷載作用下的變形規(guī)律。

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

2.2.1 位移測(cè)試

考慮到結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ?、試?yàn)現(xiàn)場(chǎng)固定條件和施加外荷載的對(duì)稱性，利用堆載法在結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牡诙訕前迨┘油夂奢d，為測(cè)量各級(jí)豎向荷載作用下結(jié)構(gòu)發(fā)生的位移，在第二層一個(gè)格構(gòu)區(qū)的周邊梁跨中布置位移百分表測(cè)量其跨中撓度，共布置3個(gè)撓度測(cè)點(diǎn)，在結(jié)構(gòu)第二層樓面短肢剪力墻和連梁連接邊節(jié)點(diǎn)和中間節(jié)點(diǎn)處布置2個(gè)位移百分表，在樓板底面中心和1/4跨位置上各布置一個(gè)位移測(cè)點(diǎn)。人工讀取記錄各級(jí)荷載作用下的豎向位移數(shù)值，各百分表的量程均為50 mm。

2.2.2 應(yīng)變測(cè)試

以第二層樓板節(jié)點(diǎn)為主要研究對(duì)象，在短肢剪力墻與連梁連接的邊節(jié)點(diǎn)及中間節(jié)點(diǎn)的墻肢和連梁鋼筋上設(shè)置鋼筋應(yīng)變片，作為對(duì)比，在施加外荷載的一層樓面節(jié)點(diǎn)相應(yīng)位置也布置鋼筋應(yīng)變片。墻肢縱筋和梁縱筋應(yīng)變片粘貼位置如圖4所示。為測(cè)量連梁的受力情況，在第二層連梁的中間位置的上側(cè)和下側(cè)縱向鋼筋上粘貼應(yīng)變片，應(yīng)變片的具體位置如圖5所示，單位為mm。

為進(jìn)一步分析和探討短肢剪力墻結(jié)構(gòu)受力和變形情況，了解結(jié)構(gòu)構(gòu)件橫截面上的變形規(guī)律，在結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷诙訕敲娴牟糠诌B梁端部、連梁跨中、短肢剪力墻端頂面、樓層中間部位和墻端底面布置混凝土應(yīng)變片，用來測(cè)量在各加載階段該處混凝土表面產(chǎn)生的應(yīng)變。

圖4 鋼筋應(yīng)變片在結(jié)構(gòu)中位置Fig. 4 Position in the structure of steel bar strain gauge

圖5 應(yīng)變片位置標(biāo)注Fig. 5 Position of reinforcing strain gauges

2.3 加載方法和加載制度

2.3.1 加載方法

本試驗(yàn)采用堆集加載法模擬均布荷載[8]。為了方便加載，試驗(yàn)開始前在試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牡诙訕前迳袭嫵龃笮∠嗤姆礁瘢奢d分級(jí)施加，堆載物均勻地放置在樓板上所繪出的方格內(nèi)。

2.3.2 加載制度

1）預(yù)加載

在結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃驮O(shè)備安裝完成后，先進(jìn)行預(yù)加載。預(yù)加載采用均布荷載方式，將加載物均勻地放置在第二層樓板事先畫好的方格內(nèi)，預(yù)加荷載為1.5 kN/m2，加載后持荷15～20 min后卸載，重復(fù)3次，待一切正常后，正式開始試驗(yàn)。

2）正式加載

本次試驗(yàn)分2次完成，第一次模擬荷載最不利荷載布置的情況，只在第二層某一個(gè)區(qū)格樓面板上施加外荷載（單跨加載）；第二次在第二層樓面板上同時(shí)施加外荷載（滿布加載），外荷載逐級(jí)增加分級(jí)加入，每級(jí)荷載增加0.75 kN/m2，施加的最大荷載為6.00 kN/m2，每級(jí)荷載施加完后，持荷20 min，待結(jié)構(gòu)變形穩(wěn)定后，開始讀數(shù)。荷載施加示意如圖6所示。

圖6 第二層樓面加載示意圖Fig. 6 A loading diagram of the second fl oor

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 結(jié)構(gòu)豎向位移

表1～2分別給出了第二層梁跨中在各級(jí)均布荷載作用下第二層連梁跨中的撓度值。由表可知，單跨布置荷載時(shí)，中間橫向連梁跨中最大撓度為0.128 mm，左側(cè)邊橫梁和左下縱向邊梁撓度相差不大。兩跨同時(shí)加載時(shí)，中間橫向連梁跨中最大撓度達(dá)到0.271 mm，其最大撓度值約為左側(cè)邊橫梁和左下縱向邊梁跨中撓度最大值的2倍。

表1 單跨布置均布荷載第二層連梁跨中撓度Table 1 The second fl oor beam midspan de fl ection under the single span arrangement of uniformly distributed load

表2 兩跨同時(shí)布置均布荷載第二層連梁跨中撓度Table 2 The second fl oor beam midspan de fl ection under the two cross arranged simultaneously distributed load

表3～4給出的是第二層墻板連接處在各級(jí)均布荷載作用下的豎向位移。分析表中數(shù)據(jù)可知，單跨布置荷載時(shí)，墻板連接處的豎向位移在加載初期變化規(guī)律不明顯，在中后期均為負(fù)值，說明墻板連接處隨著荷載的增加而下沉，力也通過墻板傳遞給短肢剪力墻。左側(cè)L型墻肢與中間T型墻肢板角連接處的豎向位移相近。兩跨同時(shí)受到均布荷載時(shí)，中間支座上的負(fù)彎矩達(dá)到最大值，位移也達(dá)到最大值，為-0.186 mm。

表3 單跨布置均布荷載第二層墻板連接角處位移Table 3 The second fl oor wall angle displacement under the second fl oor beam midspan de fl ection

表4 滿布均布荷載第二層墻板連接角處位移Table 4 The second fl oor wall angle displacement under the two cross arranged uniformly distributed load

3.2 結(jié)構(gòu)應(yīng)變

對(duì)試驗(yàn)采集的結(jié)構(gòu)第二層的混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，分析梁跨中底面和梁端頂面的混凝土應(yīng)變以及連梁跨中縱筋和墻肢縱筋的應(yīng)變變化情況。

3.2.1 連梁跨中底面混凝土應(yīng)變

連梁跨中底面混凝土在豎向均布荷載作用下的應(yīng)變變化如圖7所示。圖中應(yīng)變?yōu)槲?yīng)變?chǔ)苔诺谋稊?shù)。單跨加載時(shí)，混凝土應(yīng)變隨外加荷載基本保持線性變化。滿布加載時(shí)，中間橫梁和左側(cè)橫梁應(yīng)變明顯大于單跨加載，而縱梁的應(yīng)變變化不大。

圖7 連梁跨中底面混凝土應(yīng)變Fig. 7 Concrete strain in middle span of coupling beams

3.2.2 梁端頂面混凝土應(yīng)變

圖8給出了單跨加載和滿布加載時(shí)連梁端部頂面混凝土應(yīng)變與外荷載的關(guān)系曲線。單跨加載時(shí)（如圖8a所示），角部L型墻肢兩端縱梁和橫梁頂面混凝土應(yīng)變完全不同，橫梁混凝土應(yīng)變遠(yuǎn)大于縱梁混凝土應(yīng)變，而中間T型墻肢橫梁混凝土應(yīng)變略小于L型墻肢橫梁混凝土應(yīng)變。滿布加載時(shí)（如圖8b所示），隨著荷載的增加，連梁端部混凝土頂面混凝土應(yīng)變呈線性變化，T型墻肢橫梁梁端頂面混凝土應(yīng)變約為單跨加載時(shí)的2倍。

圖8 連梁端頂面混凝土應(yīng)變Fig. 8 Concrete strain on the top of beams with distributed load

3.2.3 墻肢縱筋應(yīng)變

圖9a和圖9b分別給出了T型墻肢和L型墻肢中心暗柱節(jié)點(diǎn)外側(cè)縱筋在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域上、中、下部位受豎向均布荷載作用下的應(yīng)變曲線。在豎向荷載作用下兩類墻肢的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)都呈小偏心受壓狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)受壓彎作用。T型墻肢節(jié)點(diǎn)核心區(qū)沿翼緣（縱向梁）方向的兩個(gè)彎矩大小相近，方向相反，彎矩作用效果相互抵消，在沿腹板（橫向梁）方向存在彎矩作用。L型墻肢節(jié)點(diǎn)核心區(qū)則同時(shí)受到雙向彎矩作用。兩類墻肢節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外側(cè)縱筋在上部處于受壓狀態(tài)，而在中部和下部處于受拉狀態(tài)。

圖9 墻肢縱筋應(yīng)變Fig. 9 Longitudinal reinforcement strain of wall limbs

4 短肢剪力墻各類截面的受力性能和破壞機(jī)理

分析試驗(yàn)結(jié)果可知，短肢剪力墻結(jié)構(gòu)中L型截面的墻肢處于雙向壓彎的受力狀態(tài)，其截面中和軸的位置既不垂直于彎矩的作用平面也不平行于截面邊緣，并會(huì)因很多因素的改變而改變，如混凝土的強(qiáng)度、鋼筋配筋率、加載方式、加載密度、截面尺寸等。而T型截面的墻肢處于單向壓彎的受力狀態(tài)，有關(guān)文獻(xiàn)指出[9-10]，可根據(jù)截面的破壞特性和軸向力或相對(duì)偏心距的區(qū)別將截面的破壞形式分為兩種主要的形式，即受壓破壞和受拉破壞。軸壓比較大，或者偏心距較小的截面，一般發(fā)生受壓破壞；軸壓比較小或者相對(duì)偏心距較大的截面，一般發(fā)生受拉破壞。

4.1 L型截面

受壓破壞的特征是混凝土先達(dá)到抗壓強(qiáng)度，離軸向力較遠(yuǎn)一側(cè)的鋼筋，不管其處于受拉狀態(tài)還是受壓狀態(tài)，都不會(huì)達(dá)到屈服強(qiáng)度，試件破壞之前沒有明顯的預(yù)兆，屬于脆性破壞。受拉破壞的特征是受拉區(qū)鋼筋先達(dá)到屈服強(qiáng)度而破壞。破壞前會(huì)出現(xiàn)一條開展和延伸都很明顯的主裂縫，且主裂縫區(qū)域的受拉鋼筋應(yīng)力變化非常快，隨著受拉鋼筋的屈服，受壓區(qū)的高度逐漸減小，最后受壓區(qū)的混凝土達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度而破壞。這種破壞形式有明顯的預(yù)兆，構(gòu)件的破壞特征屬于塑性破壞，其承載能力受受拉區(qū)鋼筋的強(qiáng)度等級(jí)和配筋率的影響。

4.2 T型截面

受壓破壞最開始發(fā)生在受壓較大的區(qū)域，該區(qū)域的受壓縱筋達(dá)到屈服強(qiáng)度，然后混凝土出現(xiàn)豎向裂縫，隨著外荷載繼續(xù)增加，豎向裂縫延伸擴(kuò)展直到混凝土被壓碎。而受壓較小或者處于受拉狀態(tài)的區(qū)域內(nèi)的縱筋不會(huì)達(dá)到屈服強(qiáng)度。如果受拉區(qū)域的混凝土出現(xiàn)水平裂縫，裂縫也不會(huì)開展太多；沒有出現(xiàn)水平裂縫，受壓破壞區(qū)會(huì)比較長(zhǎng)，而破壞荷載與產(chǎn)生豎向裂縫時(shí)的荷載十分相近，以致沒有明顯的破壞征兆。

受拉破壞最開始發(fā)生在受拉區(qū)，距離受拉區(qū)較遠(yuǎn)一側(cè)的縱筋先達(dá)到受拉屈服強(qiáng)度，這時(shí)混凝土?xí)a(chǎn)生水平裂縫。隨著外荷載繼續(xù)增大，受拉區(qū)域的縱向受拉鋼筋先后達(dá)到屈服強(qiáng)度，橫向水平裂縫快速延伸，受壓區(qū)高度也快速降低，然后受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)縱向裂縫，裂縫繼續(xù)增加直到混凝土被壓碎試件破壞。破壞時(shí)，混凝土的壓碎區(qū)段一般會(huì)比較短，距離中和軸較遠(yuǎn)的受壓區(qū)縱筋也可達(dá)到受壓屈服強(qiáng)度。

除上述兩種主要的破壞形式外，還有一種處于大小偏壓分界的破壞形式，即當(dāng)受拉區(qū)鋼筋屈服的同時(shí)，受壓區(qū)的混凝土達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度而被破壞。但在實(shí)際應(yīng)用中這種破壞形式極少發(fā)生，所以不作為主要的破壞形式。

5 結(jié)論

1）在彈性范圍內(nèi)，現(xiàn)澆混凝土短肢剪力墻結(jié)構(gòu)變形特征與框架結(jié)構(gòu)接近，樓面荷載通過樓板傳遞給框支梁，外加荷載的施加滿足疊加原理。由試驗(yàn)結(jié)果可看出，結(jié)構(gòu)的最終變形與施加荷載的順序無關(guān)。

2）在豎向均布荷載作用下，現(xiàn)澆混凝土短肢剪力墻結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出較好的承載能力，連梁與短肢剪力墻連接處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，在此處測(cè)得的混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)變存在突變現(xiàn)象，此處為短肢剪力墻結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域。

3）通過墻肢節(jié)點(diǎn)內(nèi)縱筋應(yīng)力和應(yīng)變分析可知，在豎向均布荷載作用下，墻肢節(jié)點(diǎn)區(qū)域呈現(xiàn)壓彎復(fù)合受力狀態(tài)。

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（責(zé)任編輯：申 劍）

Experiment Research on Bearing Behavior of Short Limb Shear Wall Structures Under Vertical Load

LU Xuechen，YANG Xiaohua，ZHOU Lei
（School of Civil Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou Hunan 412007，China）

Short pier shear wall structure is commonly applied for the lateral load resistance. In order to study an improved bearing capacity of this structure to resist lateral force under vertical load, with a practical short leg shear wall structure taken as its background, with the three layer structure near the top layer much simpli fi ed, and with the similarity principle of structural model test adopted, a test model of three-storied short leg shear wall structure with two spans has been established with a scale ratio of 1:4. Experimental results of the second fl oor structure under the vertical load show that short leg shear wall structure exhibits a better bearing capacity under vertical load. Under the action of the vertical load, with the whole wall limb in a bending state, the end of tie-beam and the wallboard joint proves to be the weak area of short pier shear wall structure. Finally, based on the testing results, this paper expounds the mechanical properties and failure mechanism of L and T sections in short leg shear walls under the action of bending composite.

short limb shear wall；vertical load；elastic range；bearing capacity

TU312+.1

：A

：1673-9833(2017)03-0006-06

10.3969/j.issn.1673-9833.2017.03.002

2016-12-10

盧學(xué)臣（1990-），女，湖南郴州人，湖南工業(yè)大學(xué)碩士生，主要研究方向?yàn)楦邔咏ㄖY(jié)構(gòu)，E-mail：2206592317@qq.com