摘要

為了揭示雙軸耦合效應(yīng)對不同截面形式帶翼緣RC剪力墻多維抗震性能的影響，對3個T形截面和2個L形截面RC剪力墻分別沿其主軸方向進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，對比分析了水平單、雙軸加載下帶翼緣RC剪力墻的破壞特征、滯回特性、承載力、延性、極限位移角、耗能能力與鋼筋應(yīng)變。研究表明：T形墻和L形墻的破壞均呈現(xiàn)出明顯的非對稱性，即破壞集中于墻肢自由端，雙軸加載加重了帶翼緣RC剪力墻的開裂和損傷程度，且易引起剪力墻局部損傷集中；與單軸加載相比，雙軸加載不僅削弱了帶翼緣RC剪力墻各受力方向的承載力與變形能力、增大了腹板塑性鉸區(qū)彎曲變形在總變形中的占比、加速了耗能進(jìn)程、降低了單個方向的耗能能力，并且增大了腹板與翼緣豎向鋼筋的應(yīng)變以及翼緣的剪力滯后效應(yīng)；雙軸耦合效應(yīng)對L形墻損傷的影響較T形墻更為顯著，并導(dǎo)致雙軸加載下L形墻各抗震性能指標(biāo)的衰減程度大于T形墻?？紤]雙軸受力后，中國抗震規(guī)范關(guān)于RC剪力墻層間位移角的限值仍較為安全，但安全冗余度降低。

關(guān)鍵詞

剪力墻; 抗震性能; 雙軸加載; 低周往復(fù)加載試驗(yàn); 損傷機(jī)理

引 言

帶翼緣剪力墻是由正交方向相鄰的一字形墻組合而成的空間受力構(gòu)件，其截面形式通常為T形、L形、U形等，以滿足電梯井、走廊和結(jié)構(gòu)角部等區(qū)域建筑功能的需求。在進(jìn)行帶翼緣剪力墻抗震設(shè)計(jì)時，現(xiàn)行規(guī)范認(rèn)為結(jié)構(gòu)兩個主軸方向的地震作用分別由相應(yīng)方向的墻肢承擔(dān)。而實(shí)際上，帶翼緣剪力墻是作為一個整體來承擔(dān)兩個主軸方向的荷載的，其翼緣和腹板墻肢間存在復(fù)雜的相互作用，導(dǎo)致帶翼緣剪力墻的受力性能與一字形墻存在顯著差異。

國內(nèi)外針對不同截面形式的帶翼緣RC剪力墻開展了單軸擬靜力試驗(yàn)研究，包括T形墻［1?4］、L形墻［5?6］、工字形墻［7?8］、C形墻［9］等，研究主要關(guān)注帶翼緣剪力墻的非對稱受力性能，發(fā)現(xiàn)翼緣受拉方向具有更高的承載力和剛度，而翼緣受壓方向具有更好的延性和耗能能力，并分析了翼緣截面的剪滯效應(yīng)［10］，建立了變形能力計(jì)算模型［11］，提出了邊緣構(gòu)件的設(shè)計(jì)方法［12］。綜上所述，目前已針對帶翼緣RC剪力墻沿單個主軸方向的抗震性能進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究，但僅考慮單軸地震作用并不能真實(shí)反映帶翼緣剪力墻的地震響應(yīng)。

震害調(diào)查表明［13?14］，地震動本身是空間的多維振動過程，其造成的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)也呈多維特性。雙軸地震作用下，作為空間受力構(gòu)件的帶翼緣剪力墻，其各加載方向間存在耦合作用并導(dǎo)致腹板與翼緣間的相互作用更為復(fù)雜，損傷后的翼緣（腹板）會對腹板（翼緣）方向的承載力、延性和恢復(fù)力特性產(chǎn)生影響，甚至改變帶翼緣剪力墻原有的損傷破壞機(jī)制。

目前已開展的帶翼緣RC剪力墻多維抗震性能的試驗(yàn)研究較少。Ma等［15］、Zhang等［16］和Ni等［17］分別對L形和T形截面RC剪力墻進(jìn)行了斜向加載下的擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)雙向壓彎剪受力下帶翼緣剪力墻的強(qiáng)度、剛度與耗能能力相較于主軸方向均有所減小。關(guān)于水平雙軸加載下帶翼緣RC剪力墻抗震性能的研究主要集中于U形與箱形截面［18?21］剪力墻，對于T形墻和L形墻的研究較少涉及，僅Brueggen［22］完成了2個T形截面RC剪力墻水平雙軸擬靜力加載試驗(yàn)，研究了腹板邊緣約束區(qū)長度、翼緣縱筋分布形式以及鋼筋搭接方式對T形墻抗震性能的影響，但未揭示雙軸耦合效應(yīng)對T形墻損傷機(jī)理的影響，也未量化雙軸加載下T形墻抗震性能指標(biāo)的劣化程度。

為了揭示水平雙軸地震作用下帶翼緣剪力墻的損傷演化機(jī)理，量化雙軸耦合效應(yīng)對其抗震性能的影響，本文通過3個T形截面與2個L形截面RC剪力墻的單、雙軸擬靜力加載試驗(yàn)，從破壞特征、滯回性能、承載力、延性、耗能能力和應(yīng)變分布等方面分析T形墻和L形墻的多維抗震性能，為帶翼緣剪力墻的多維抗震設(shè)計(jì)理論提供支撐。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了5個RC剪力墻試件，包括3個T形墻與2個L形墻，各試件的尺寸和配筋相同。試件為縮尺模型，根據(jù)加載裝置的實(shí)際加載能力，腹板和翼緣截面尺寸均取為900 mm×100 mm。為了使剪力墻設(shè)計(jì)發(fā)生彎曲破壞，將墻高均取為2200 mm，得到剪跨比為2.67，試驗(yàn)軸壓比取0.1。由于帶翼緣剪力墻的無翼緣端（腹板自由端）在水平荷載作用下會產(chǎn)生較高的壓應(yīng)變，導(dǎo)致該區(qū)域混凝土過早被壓碎且縱筋被壓屈而喪失承載力，因此對于腹板自由端的邊緣構(gòu)件采用了性能化設(shè)計(jì)方法［1］，由預(yù)期頂點(diǎn)極限位移確定了該邊緣構(gòu)件尺寸的范圍和配箍率。其余部位邊緣構(gòu)件的長度和配箍率等均滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［23］中二級抗震墻的要求。豎向鋼筋沿墻高通長布置，并錨固到基礎(chǔ)板和加載板中。各試驗(yàn)試件的具體設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示；剪力墻的幾何尺寸及截面配筋如圖1和2所示。

加載板、基礎(chǔ)板以及墻體的縱筋和分布鋼筋選用HRB400級熱軋帶肋鋼筋，箍筋和拉結(jié)筋選用HPB335級熱軋光圓鋼筋。對每一種鋼筋取6根長度約400 mm的試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)［24］，實(shí)測的鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。各試件的混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C35，同一批次澆筑完成。澆筑時預(yù)留4組12個標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，試驗(yàn)加載時（齡期160 d）實(shí)測的立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu為49.52 MPa，換算得到混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc為37.64 MPa。

1.2 加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。通過壓梁與雙向地腳抗剪螺栓將試件基礎(chǔ)板完全固定，限制其兩個主軸方向的轉(zhuǎn)動與平動，以滿足懸臂式加載的邊界條件。采用液壓千斤頂施加豎向軸壓力，軸壓力作用于剪力墻截面形心。在千斤頂與反力梁間設(shè)雙向滾軸滑板，允許加載板沿兩個主軸方向移動，以保證水平雙向加載過程中軸壓力作用點(diǎn)保持不變。

采用電液伺服作動器沿兩個主軸方向施加水平往復(fù)荷載。鑒于T形墻和L形墻截面的不對稱性，荷載只有通過剪力墻的剛度中心（而非中軸線）才可避免產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)，但實(shí)際操作時作動器很難與剛度中心完全對中，并且即便荷載通過其截面剛度中心，試驗(yàn)過程中試件局部開裂和損傷也會導(dǎo)致剛度中心發(fā)生偏移，進(jìn)而產(chǎn)生附加扭轉(zhuǎn)。由于本次試驗(yàn)不考慮扭轉(zhuǎn)的影響，因此專門設(shè)計(jì)一套連接裝置，如圖4所示。試件安裝時，首先通過螺桿將主體連接件與角部連接件連成整體，并安裝至試件加載板。隨后沿腹板方向?qū)蓚€對稱布置的500 kN作動器與連接裝置相連，加載過程中兩個作動器保持位移協(xié)同，在施加荷載的同時可起到防止扭轉(zhuǎn)的作用，再沿翼緣方向?qū)⒁粋€1000 kN作動器與連接裝置相連，作動器中軸線通過截面剛度中心。

1.3 加載制度

本次試驗(yàn)的目的在于考察雙軸耦合效應(yīng)對帶翼緣剪力墻各受力方向承載力和變形能力的影響，若在各加載方向采用統(tǒng)一的加載幅值，T形墻和L形墻的幾何非對稱性會導(dǎo)致試件在某一加載方向（通常為翼緣受拉方向）率先達(dá)到極限狀態(tài)，而無法得到其余方向的承載力和變形能力。因此，本次試驗(yàn)針對各加載方向的持荷能力選用不同的加載幅值，且各試件的加載制度保持一致，以消除加載幅值對試件抗震性能的影響。為便于描述，圖5定義了試件的四個加載方向，并對試件的細(xì)部進(jìn)行了命名。試驗(yàn)加載全過程采用位移控制，具體加載制度如下：

（1）試件屈服前，每級位移循環(huán)1次。鑒于四個加載方向的屈服位移大小相近，各方向的位移增量均取為1 mm。接近預(yù)測屈服位移時調(diào)整各方向的位移增量，保證四個加載方向在同一級循環(huán)下達(dá)到屈服。

（2）試件屈服后，每級位移循環(huán)3次，并針對不同加載方向選取不同的位移增量。對于T形墻，腹板方向（X軸）加載時正向位移增量為3 mm，負(fù)向?yàn)? mm；翼緣方向（Y軸）加載時正負(fù)向位移增量均為4 mm。對于L形墻，X軸和Y軸正向位移增量均為3 mm，負(fù)向均為6 mm。直至試件各方向承載力均下降到峰值荷載的85%時，停止加載。

對于單軸加載試件，按照上述加載制度沿腹板和翼緣方向施加單軸往復(fù)荷載。對于雙軸加載試件，本次試驗(yàn)采用了十字形加載路徑，加載路徑如圖6所示。

1.4 測試內(nèi)容

位移計(jì)的布置如圖7（a）所示，分別用以測量剪力墻頂點(diǎn)位移、塑性鉸區(qū)的各變形分量，并監(jiān)測加載板的扭轉(zhuǎn)和基礎(chǔ)板的滑移。在傳統(tǒng)測試手段之外，本次試驗(yàn)同時采用了非接觸測量技術(shù)——粒子圖像測速（PIV）技術(shù)［25］，具體操作是在預(yù)設(shè)塑性鉸區(qū)內(nèi)繪制交叉點(diǎn)以作為示蹤測點(diǎn)（22個），通過全過程追蹤示蹤測點(diǎn)的位置變換來測量并篩分塑性鉸區(qū)的變形，如圖7（b）所示。應(yīng)變片的布置如圖7（c）和（d）所示，通過測量豎向鋼筋應(yīng)變，用以分析翼緣和腹板截面的應(yīng)變分布；通過測量箍筋應(yīng)變，用以研究約束區(qū)箍筋對核心混凝土的約束作用；通過測量水平鋼筋應(yīng)變，用以考察不同位置處的水平鋼筋對于限制斜裂縫開展的效用。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

本次試驗(yàn)的5個帶翼緣RC剪力墻試件均發(fā)生彎曲破壞，破壞過程均經(jīng)歷墻肢自由端混凝土水平開裂、彎剪斜裂縫發(fā)展、受拉縱筋屈服、墻肢自由端底部混凝土豎向開裂并剝落、邊緣約束區(qū)縱筋壓曲、核心混凝土壓潰以及縱筋拉斷等階段。5個墻體的最終破壞形態(tài)如圖8所示，圖中紅色、藍(lán)色、綠色、黑色標(biāo)識的裂縫依次表示X軸正向加載、X軸負(fù)向加載、Y軸正向加載、Y軸負(fù)向加載產(chǎn)生的裂縫。

本次試驗(yàn)所有試件的破壞發(fā)生在腹板和翼緣自由端底部，單軸加載試件僅在其受力方向的墻肢自由端發(fā)生破壞，而雙軸加載試件在腹板和翼緣自由端均發(fā)生破壞，但腹板與翼緣交界處始終未見明顯損傷。因此墻肢自由端底部成為帶翼緣剪力墻的受力薄弱區(qū)。在試驗(yàn)結(jié)束后，對這些部位進(jìn)行了細(xì)部拍攝，如圖8中局部詳圖所示。由圖可以看出，各試件自由端邊緣約束區(qū)內(nèi)核心混凝土幾乎全部退出工作，縱筋甚至相鄰豎向分布鋼筋受壓屈曲，且靠近端部的縱筋被拉斷。因此，為改善帶翼緣RC剪力墻在多維地震作用下的抗震性能，在墻肢自由端尤其是腹板自由端，可采取增設(shè)鋼管或型鋼，或采用高性能混凝土等措施強(qiáng)化帶翼緣剪力墻的受力薄弱區(qū)。但局部增強(qiáng)的同時應(yīng)考慮與非增強(qiáng)區(qū)域的合理過渡，避免剛度突變造成增強(qiáng)區(qū)域與非增強(qiáng)區(qū)域間的界面破壞。

T形墻沿腹板與翼緣方向單軸加載時的破壞形態(tài)存在較大差異。T形墻沿腹板方向加載時，其破壞呈現(xiàn)出明顯的非對稱性，破壞集中于無翼緣一側(cè)。這歸因于沿X軸正向加載時受壓區(qū)高度較大，腹板自由端將承受較大的壓應(yīng)變；沿X軸負(fù)向加載時受壓區(qū)高度較小，腹板自由端又將承受較大的拉應(yīng)變，往復(fù)荷載作用下腹板自由端自然會損傷嚴(yán)重。T形墻沿翼緣方向加載時，試件裂縫的開展和破壞主要集中在翼緣，破壞形態(tài)與普通一字形墻基本一致［26］，這是由于腹板位于其截面形心處，對翼緣受力性能影響較小。

對比單軸和雙軸加載下T形墻的破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，雙軸加載下裂縫的發(fā)展更加迅速，裂縫寬度與數(shù)量均有所增加，自由端混凝土剝落程度和范圍增大，且雙軸加載導(dǎo)致的損傷加劇對于翼緣更加顯著，但并未改變T形墻的破壞模式。

相比于單軸加載，雙軸加載下L形墻的損傷也明顯加劇，且L形墻的損傷受雙軸耦合效應(yīng)的影響相比T形墻更加明顯，表現(xiàn)為腹板約束端出現(xiàn)大量由Y軸加載而形成的裂縫。這歸因于L形墻的腹板位于翼緣邊緣，Y軸正向加載時導(dǎo)致腹板整體受拉，造成一定程度的損傷。此外，由于L形墻的兩墻肢截面特性相同，兩個方向的受力特性一致，因而翼緣與腹板的損傷情況基本相同。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

試驗(yàn)實(shí)測的5個試件的荷載?位移滯回曲線如圖9所示，其具有如下特征：

（1）T形墻沿X軸單軸加載時的滯回曲線近似呈倒“L”形，其正、負(fù)向的抗震性能存在顯著差異。上半部分滯回環(huán)（正向加載）狹窄細(xì)長，說明翼緣受拉方向具有相對較高的承載力；而下半部分滯回環(huán)（負(fù)向加載）扁平飽滿，說明翼緣受壓方向具有較好的變形能力和耗能能力。T形墻沿Y軸單軸加載時的滯回曲線基本呈中心對稱，其正、負(fù)向的承載力和變形能力大體相當(dāng)，但其捏攏效應(yīng)較X軸滯回曲線更加顯著，加之Y軸承載力遠(yuǎn)不及X軸，因而T形墻沿腹板方向的耗能能力優(yōu)于沿翼緣方向。L形墻單軸加載時的滯回曲線與T形墻沿X軸方向加載時的曲線相似，但L形墻的滯回曲線更加飽滿，具有更好的耗能能力。

（2）雙軸加載時，T形墻兩正交方向的滯回曲線的形狀和走勢與相應(yīng)單軸加載試件相近，但由于雙軸加載試件的裂縫數(shù)量和寬度增大，荷載反向時裂縫閉合現(xiàn)象明顯，從而導(dǎo)致捏縮效應(yīng)加劇，加之雙軸加載下剛度和強(qiáng)度退化更加顯著，導(dǎo)致其單個加載方向的耗能能力劣于單軸加載試件。L形墻雙軸加載時的滯回曲線同樣與單軸加載試件相似，但其捏攏效應(yīng)相比于雙軸加載下的T形墻更加顯著，說明雙軸耦合效應(yīng)對于L形墻滯回特性的影響強(qiáng)于T形墻。

3.2 骨架曲線

圖10給出了T形墻和L形墻在不同加載方式下的骨架曲線，由圖可知：

（1）T形墻沿X軸加載時，相比于單軸加載試件TW?1，雙軸加載試件TW?3的正負(fù)向承載力、剛度和極限位移均有所下降，且正向承載力下降更加明顯。這是因?yàn)閅軸荷載作用會造成翼緣兩端混凝土開裂并退出工作，因而在沿X軸方向加載時翼緣所能提供的拉力減小，導(dǎo)致沿X軸正向承載力明顯降低；而沿Y軸方向加載時腹板位于截面的中和軸附近，腹板上產(chǎn)生的拉壓應(yīng)變很小，并不會造成腹板損傷，因而在沿X軸方向加載時腹板自由端所能提供的拉力較單軸加載變化不大，使得 X軸負(fù)向承載力只略微降低。

（2）T形墻沿Y軸加載時，相比于單軸加載試件TW?2，雙軸加載試件TW?3的承載力與變形能力同樣有所降低。這是因?yàn)閄軸荷載作用會造成翼緣外側(cè)中部開裂，且裂縫向兩端延伸，一定程度削弱了翼緣的持荷能力，但T形墻Y軸方向的抗震性能受雙軸耦合效應(yīng)的影響相對較小。需要特別說明的是，雙軸加載下T形墻Y軸正負(fù)向的受力性能理應(yīng)相同，但由圖8中試件TW?3翼緣的破壞形態(tài)可知，翼緣一側(cè)的損傷明顯大于另一側(cè)，從而導(dǎo)致試件TW?3沿Y軸負(fù)向的承載力和變形能力的降低程度明顯大于正向，這也說明雙軸耦合受力更易引起剪力墻局部損傷集中。

（3）對比單軸加載下的T形墻和L形墻的骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)，試件LW?1的正向承載力相比試件TW?1有很大程度的降低，但其負(fù)向承載力只略有下降。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于L形墻的有效翼緣寬度比T形墻小，導(dǎo)致在L形墻翼緣受拉方向加載時能夠提供拉應(yīng)力的縱筋數(shù)量遠(yuǎn)少于T形墻，因而正向承載力大幅降低，而翼緣由于其良好的抗壓性能，負(fù)向承載力的降低幅度有限。此外，由于有效翼緣寬度的降低，L形墻正向加載時的受壓區(qū)高度相比于T形墻有所減小，因而延緩了腹板自由端混凝土的壓碎；而負(fù)向加載時的受壓區(qū)高度相比T形墻有所增大，從而延緩了腹板自由端縱筋的拉斷，導(dǎo)致L形墻具有更好的極限變形能力。

（4）雙軸加載試件LW?2無論在X軸還是Y軸方向的承載力和變形能力均小于單軸加載試件LW?1，且兩個加載方向的降低程度大體相當(dāng)。對比雙軸耦合效應(yīng)影響下L形墻和T形墻的性能劣化程度可知，雙軸加載對L形墻造成的損傷更嚴(yán)重，表現(xiàn)為其承載力和變形能力的衰減程度更為明顯。

3.3 承載力和延性

采用位移延性系數(shù)μ來反映構(gòu)件的延性，μ=Δu/Δy，其中Δu為試件的極限位移，取骨架曲線上荷載下降至峰值荷載的85%時所對應(yīng)的位移；Δy為試件的屈服位移，由能量等效法確定。本次試驗(yàn)各試件的峰值承載力Pmax、屈服位移Δy、極限位移Δu、極限位移角θu和位移延性系數(shù)μ如表3所示。

由表3可知，相比于單軸加載，雙軸加載下T形墻各方向最大承載力平均降低了5.79%，極限位移降低了3.78%；雙軸加載下L形墻各方向最大承載力平均降低了5.04%，極限位移平均減低了10.08%。

利用非線性鋼筋混凝土構(gòu)件截面分析軟件XTRACT計(jì)算了帶翼緣剪力墻不同受力方向的受彎承載力Pcal，并列于表3。通過對比發(fā)現(xiàn)，T形墻峰值承載力的實(shí)測值與對應(yīng)的預(yù)估值吻合較好，而L形墻X軸正向與Y軸正向的實(shí)測值明顯小于預(yù)估值。這是因?yàn)樵趹?yīng)用XTRACT進(jìn)行截面承載力計(jì)算時，未能考慮有效翼緣寬度的影響。對于T形墻，翼緣寬度在有效寬度范圍內(nèi)，故預(yù)估值較為準(zhǔn)確，而L形墻的有效翼緣寬度小于其實(shí)際寬度，從而高估了受拉翼緣對于受彎承載力的貢獻(xiàn)。因此，帶翼緣剪力墻受彎承載力計(jì)算的關(guān)鍵在于有效翼緣寬度的準(zhǔn)確估計(jì)。

為考察國內(nèi)外規(guī)范提出的結(jié)構(gòu)層間位移角限值的合理性，圖11給出了各試件加載至極限荷載時對應(yīng)的層間位移角，同時給出了部分規(guī)范的彈塑性層間位移角限值?？梢钥闯?，文獻(xiàn)［27］給出的限值（1/40）均大于各試件的極限位移角，說明該規(guī)范的建議值偏于不安全；文獻(xiàn)［28］給出的限值（1/59）與文獻(xiàn)［29］的限值（1/67）僅小于部分試件的極限位移角，無法保證所有受力方向的安全性，層間位移角限值應(yīng)考慮異形墻各方向受力性能的差異，且應(yīng)小于各方向位移角的最小值；文獻(xiàn)［30］的建議值（1/100）雖小于各試件的極限層間位移角，但限值接近試驗(yàn)結(jié)果，說明該規(guī)范的安全冗余度較低。所有試件各方向的極限位移角θu均大于1/120，即中國現(xiàn)行的《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［23］規(guī)定的罕遇地震作用下彈塑性層間位移角限值，說明中國規(guī)范對于雙軸地震作用下帶翼緣剪力墻的層間位移角限值也是偏于安全的，但其安全冗余度與單軸加載相比有所降低。

3.4 塑性鉸區(qū)變形

通過PIV技術(shù)獲得各級加載至最大位移時試件腹板塑性鉸區(qū)的變形圖像，對圖像處理后得到各示蹤測點(diǎn)坐標(biāo)的變化數(shù)據(jù)，進(jìn)而可計(jì)算出塑性鉸區(qū)的彎曲變形、剪切變形與滑移變形［25］。將各變形分量除以位移計(jì)測得的塑性鉸區(qū)總變形，可得到各試件沿X軸加載時腹板塑性鉸區(qū)各變形分量的占比分布，如圖12所示，考慮到加載后期腹板自由端底部混凝土剝落，導(dǎo)致部分示蹤測點(diǎn)數(shù)據(jù)丟失，故數(shù)據(jù)取至峰值荷載對應(yīng)位移處?？傮w來看，各試件變形分量占比之和在90%～110%之間，說明PIV技術(shù)得到的變形與位移計(jì)實(shí)測變形之間的誤差較小，證明了應(yīng)用PIV技術(shù)進(jìn)行變形解耦與分析的可行性。

帶翼緣剪力墻試件塑性鉸區(qū)各變形分量與總變形之比在加載過程中呈現(xiàn)出以下特征：（1）彎曲變形占比在整個加載過程中始終大于剪切變形占比；（2）滑移變形隨加載位移的增大而緩慢增長，但在總變形中的占比較為穩(wěn)定，對總變形的貢獻(xiàn)較小，僅占5%左右；（3）伴隨著加載過程的進(jìn)行，彎曲變形占比逐漸減小，剪切變形占比逐漸增大，原因在于試件屈服后腹板剪切斜裂縫隨著加載位移的增大不斷開展，截面抗剪剛度持續(xù)減小；（4）沿X軸正向加載時剪切變形占比低于負(fù)向加載，原因是負(fù)向加載時中和軸位于翼緣內(nèi)，整個腹板處于受拉區(qū)范圍，造成腹板上產(chǎn)生大量對角斜向裂縫，因此剪切變形占比較大。

對比T形墻與L形墻單軸加載下彎曲與剪切變形占比可以看出，L形墻的彎曲變形占比明顯大于T形墻，這是由于L形墻的有效翼緣寬度小于T形墻，L形墻翼緣對截面抗彎剛度的貢獻(xiàn)減小，而T形墻和L形墻的抗剪剛度差異較小，因此L形墻彎曲變形占比增大，剪切變形占比相應(yīng)減小。

對比T形墻單、雙軸加載下彎曲與剪切變形占比可以看出，雙軸加載下T形墻的彎曲變形占比較單軸加載有所增大，原因在于雙軸加載主要加劇了翼緣的損傷，而對腹板影響較小，而翼緣主要影響截面的抗彎剛度，從而造成T形墻在雙軸加載下彎曲變形占比增大而剪切變形占比減小。

對比L形墻單、雙軸加載下彎曲與剪切變形占比可以看出，與單軸加載相比，雙軸加載下L形墻正向加載彎曲占比增大，而負(fù)向加載彎曲占比減小。出現(xiàn)此種差異是因?yàn)椋貉豖軸正向加載時，雙軸耦合效應(yīng)導(dǎo)致翼緣對抗彎剛度的貢獻(xiàn)減小，造成彎曲變形占比增大；沿X軸負(fù)向加載時，由于Y軸正向荷載作用導(dǎo)致腹板約束端產(chǎn)生一系列斜向裂縫，其方向與X軸負(fù)向加載產(chǎn)生的彎剪斜裂縫方向一致（見圖8（j）），從而降低了腹板負(fù)向的抗剪剛度，因此負(fù)向加載時剪切變形占比增大。

3.5 耗能能力

耗能能力通常由累積滯回耗能來定量反映，表4給出了各試件在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)、破壞點(diǎn)的累積滯回耗能，其中總耗能取試件破壞時的累積滯回耗能。圖13以滯回圈數(shù)為橫坐標(biāo)，以對應(yīng)的累積耗能為縱坐標(biāo)繪制了各試件的累積滯回耗能曲線。

由表4可以看出，試件TW?1各階段的累積滯回耗能明顯大于試件TW?2，說明翼緣的存在顯著提高了T形墻腹板方向的耗能能力，而腹板的存在對于翼緣方向耗能能力的貢獻(xiàn)甚微。此外，試件TW?1在峰值荷載前的滯回耗能大于試件LW?1，這是由于T形墻相比L形墻具有更高的峰值承載力，但試件LW?1總耗能大于試件TW?1，這歸因于L形墻的變形能力優(yōu)于T形墻。

對比單軸與雙軸加載下的耗能曲線可以看出，無論對于T形墻還是L形墻，雙軸加載試件的耗能曲線始終位于單軸加載試件的上方，說明雙軸加載使得試件損傷加速，耗能累積加快，但由于雙軸加載導(dǎo)致試件提前被破壞，滯回圈數(shù)減少，因此雙軸加載試件單個方向的總耗能小于相應(yīng)的單軸加載試件，且L形墻相比于T形墻的減小幅度更大，但兩個正交方向的耗能總和大于單軸加載的總耗能。

3.6 鋼筋應(yīng)變

3.6.1 腹板截面鋼筋應(yīng)變

為了對比不同截面形式帶翼緣RC剪力墻在單軸和雙軸加載下的應(yīng)變分布規(guī)律，圖14～16分別給出了試件TW?1，TW?3與LW?1沿X軸加載時腹板底部62.5 mm高度處豎向鋼筋應(yīng)變的分布曲線。由于加載后期部分應(yīng)變片數(shù)據(jù)失真，故只選取加載至峰值荷載前的應(yīng)變，每級加載數(shù)據(jù)選取三圈循環(huán)中應(yīng)變數(shù)據(jù)絕對值的最大值。

整體來看，各試件開裂前腹板截面各點(diǎn)應(yīng)變呈線性分布，試件開裂后部分受拉混凝土退出工作，并將其原本承受的拉力轉(zhuǎn)移至縱筋，導(dǎo)致受拉區(qū)邊緣縱筋的應(yīng)變明顯增大，隨后受到受壓混凝土豎向開裂的影響，受壓區(qū)邊緣縱筋的應(yīng)變也開始加速增長，并隨著位移的不斷增大，截面應(yīng)變非均勻分布愈加明顯。

對比圖14和15可知，雙軸加載下T形墻的腹板應(yīng)變分布與單軸加載大致相同，但腹板兩側(cè)縱筋應(yīng)變隨位移的增大速度要快于單軸加載試件，且加載至峰值位移時兩側(cè)縱筋的拉壓應(yīng)變也大于單軸加載試件，說明雙軸加載加劇了混凝土的破壞，致使縱筋需要承擔(dān)更多的荷載。

對比圖14和16可知，與T形墻相比，L形墻翼緣受拉方向的受壓區(qū)高度更小，而翼緣受壓方向的受壓區(qū)高度更大，這歸因于L形墻的有效翼緣寬度小于T形墻，使得L形墻的受力性能介于T形墻和一字形墻之間。

從宏觀大標(biāo)距的角度來看，腹板豎向鋼筋的應(yīng)變分布大體上符合平截面假定，故應(yīng)用平截面假定對帶翼緣RC剪力墻進(jìn)行正截面分析和設(shè)計(jì)是可行的。

3.6.2 翼緣截面鋼筋應(yīng)變

圖17～19分別給出了試件TW?1，TW?3與LW?1沿X軸加載時翼緣底部62.5 mm高度處豎向鋼筋應(yīng)變分布曲線?？紤]到T形墻翼緣受力對稱，僅在翼緣一側(cè)布置應(yīng)變片，故試件TW?1與TW?3應(yīng)變分布對稱。

整體來看，加載前期翼緣各處豎向鋼筋應(yīng)變基本呈線性分布。試件開裂后，T形墻翼緣中部（腹板翼緣交界處）應(yīng)變增長幅度明顯大于翼緣兩側(cè)，并且隨著位移的不斷增大，翼緣中部相對于兩側(cè)的應(yīng)變差值不斷放大，說明剪滯效應(yīng)不斷加劇。出現(xiàn)這一現(xiàn)象是由于翼緣的剪切剛度是有限的，剪力在翼緣內(nèi)傳遞會產(chǎn)生剪切變形，導(dǎo)致翼緣兩側(cè)傳遞的正應(yīng)力及軸向變形小于翼緣中部，從而產(chǎn)生了剪力滯后現(xiàn)象。此外，沿X軸正向加載時的剪滯效應(yīng)更為顯著，這是因?yàn)檎蚣虞d時翼緣提供的拉力要大于負(fù)向加載時翼緣提供的壓力，剪滯效應(yīng)隨所受荷載的增大而增大，因而翼緣受拉方向的剪滯效應(yīng)愈發(fā)顯著。

對比圖17和18可知，與單軸加載相比，雙軸加載下T形墻翼緣中部的應(yīng)變明顯增大，且翼緣應(yīng)變分布更不均勻。這是因?yàn)殡p軸耦合受力致使翼緣損傷加劇，翼緣的剪切剛度退化更明顯，剪滯效應(yīng)也更加顯著。

對比圖17和19可知，L形墻的翼緣豎向鋼筋應(yīng)變在其一側(cè)（與腹板交界處）最大，隨著遠(yuǎn)離腹板的方向逐漸減小。相比于T形墻，L形墻的剪滯效應(yīng)更加顯著，這是由于T形墻的剪力流是由中部向兩側(cè)傳遞的，傳遞距離只有翼緣寬度的一半，而L形墻的傳遞距離涵蓋整個翼緣寬度，因而L形墻翼緣自由端所能傳遞到的應(yīng)力更小，其有效翼緣寬度也相比T形墻更小，翼緣自由端對L形墻在X軸方向上的抗震能力貢獻(xiàn)很小。

4 結(jié) 論

通過5個帶翼緣RC剪力墻的擬靜力試驗(yàn)，研究了帶翼緣剪力墻在水平雙軸加載下的破壞機(jī)理，并綜合分析了不同截面形式帶翼緣剪力墻在單軸和雙軸地震作用下的抗震性能，得出以下主要結(jié)論：

（1） 帶翼緣RC剪力墻的破壞均表現(xiàn)為墻肢自由端底部邊緣約束區(qū)內(nèi)縱筋拉斷以及核心混凝土壓潰而喪失承載能力。相比于單軸加載，兩個主軸方向循環(huán)加載所產(chǎn)生的裂縫相互促進(jìn)，加劇了帶翼緣RC剪力墻的損傷程度，且更易引起剪力墻局部損傷集中。多維抗震設(shè)計(jì)時，應(yīng)著重提升翼緣邊緣構(gòu)件的尺寸范圍和配箍率。

（2） 與單軸加載相比，雙軸加載削弱了帶翼緣RC剪力墻各受力方向的承載力與變形能力，其中T形墻最大承載力最多降低了28.1%，極限變形能力最多降低了26.4%，L形墻最大承載力最多降低了10.8%，極限變形能力最多降低了12.6%。雙軸加載下腹板塑性鉸區(qū)彎曲變形的占比提高，耗能進(jìn)程加快，單個方向的耗能能力降低，剪力滯后效應(yīng)加劇。

（3） 在相同幾何尺寸和截面配筋下，T形墻的承載力高于L形墻，而L形墻相比T形墻具有更好的變形能力和耗能能力，并且腹板塑性鉸區(qū)彎曲變形占比更高，剪滯效應(yīng)更加顯著。雙軸耦合效應(yīng)對L形墻的影響大于T形墻，表現(xiàn)為雙軸加載下L形墻的開裂和損傷更為嚴(yán)重，各方向抗震性能指標(biāo)的衰減程度也更明顯。

（4） 腹板與翼緣自由端為帶翼緣RC剪力墻的受力薄弱區(qū)，為此給出了增強(qiáng)雙軸加載下帶翼緣剪力墻抗震能力的建議，即在邊緣構(gòu)件內(nèi)增設(shè)型鋼或采用高性能混凝土等措施，同時需保證增強(qiáng)區(qū)與非增強(qiáng)區(qū)的合理過渡。

（5） 國外各規(guī)范給出的RC剪力墻層間位移角限值普遍大于或接近雙軸加載下帶翼緣剪力墻試件的極限位移角，偏于不安全；中國抗震規(guī)范的限值在各受力方向均小于試驗(yàn)值，說明中國規(guī)范對于雙軸地震作用下帶翼緣RC剪力墻的層間位移角限值是偏于安全的，但相比于單軸加載安全冗余度有所降低。

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