T形与L形截面局部设缝短肢剪力墙抗扭性能试验研究

张 敏 易 祺 王竹林 廖桂红

(广西科技大学土木建筑工程学院，柳州545006)

1 引言

《高层建筑设计规程》规定截面肢宽与肢厚之比为4～8的剪力墙为短肢剪力墙。短肢剪力墙墙肢厚度一般为200～300 mm，墙肢长度一般为800～2 400 mm。由于该剪力墙布置灵活，克服了一般框架露梁露柱的缺点，因而短肢剪力墙在现代建筑中获得了广泛应用，但由于T形、L形截面短肢剪力墙纵筋配置不对称，因此地震作用下，该剪力墙截面翼缘受拉与受压时延性与耗能能力差异较大，当翼缘受拉时，由于翼缘受拉纵筋参与了腹板工作将减小墙体延性，降低墙体耗能能力;而当翼缘受压时，翼缘受压纵筋则增大墙体延性，提高墙体耗能能力。此外，不少试验表明，低周水平反复荷载作用下，T形、L形截面短肢剪力墙的滞回曲线一头大，一头小，滞回环不对称，其延性与耗能与水平荷载方向有关，上述均表明T形、L形截面短肢剪力墙抗震性能存在不足。

为了克服短肢剪力墙抗震性能的不足，作者提出了局部设缝短肢剪力墙［1］，即在传统T形、L形截面短肢剪力墙的底部塑性铰区域，沿墙体高度方向设置竖缝，将配置在墙体翼缘内的腹板纵筋与翼缘内其他纵筋分离，使翼缘内仅腹板纵筋参与腹板受力，翼缘内其他纵筋不再参与腹板受力，从而使墙体底部塑性铰区的腹板纵筋对称配置，以减小腹板截面混凝土受压区高度，增大墙体延性与耗能，从而提高T形、L形截面短肢剪力墙抗震性能。试验与理论分析均表明［1］，该短肢剪力墙局部设缝后，墙体耗能与延性均大大提高，而腹板平面内承载能力降低大致5%左右，等效弹性刚度EIeq降低6%左右，均满足工程要求，这些内容已在文献［1］中阐述。该局部设缝短肢剪力墙目前已申请了国家发明专利。

国内不少学者对短肢剪力墙进行了研究。2012年广西科技大学张敏等对传统及局部设缝T形与L形截面短肢剪力墙进行了低周水平反复加载试验研究［1］，表明T形、L形截面短肢剪力墙的底部局部设缝后，其延性、耗能等抗震性能显著提高。2011年4月西安建筑科技大学李青宁等进行了钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能试验研究［2］，分别采用6个T形及6个L形短肢剪力墙试件通过低周反复加载试验，表明T形与L形截面短肢剪力墙试件的水平荷载—侧移滞回曲线两侧不对称，滞回环呈现一头大一头小的不对称形状，并且当短肢剪力墙翼缘受拉时的延性比翼缘受压时延性小得多。2010年12月西安建筑科技大学张品乐等进行了短肢剪力墙抗震性能试验研究［3］，分析了短肢剪力墙的承载力、延性、滞回特性、耗能能力及破坏机制等抗震性能。2010年8月西安建筑科技大学李晓莉等对T形、L形等截面异形柱和短肢剪力墙的轴压比限值进行了比较分析［4］，表明截面翼缘处于受拉侧时，轴压比较低，构件轴压比限制应按翼缘处于受拉侧考虑。2010年8月西安建筑科技大学张品乐等研究了L形截面短肢剪力墙的抗震性能［5］，分析了试件的承载能力、延性、滞回特性、耗能能力及破坏特性等，表明L形截面短肢剪力墙试件的水平荷载—侧移滞回曲线两侧不对称，滞回环呈现一头大一头小的不对称形状，并且当L形截面短肢剪力墙翼缘受拉时延性比翼缘受压时小得多。2010年2月李青宁等对T形截面六片短肢剪力墙，两片普通剪力墙分别进行了低周反复水平荷载作用下的试验研究［6］，分析了短肢剪力墙的破坏现象，对滞回曲线及骨架曲线进行分析，研究了从开裂直至破坏过程中刚度退化系数随试件位移变化的规律，并给出了数值模拟公式，通过对比各试件位移延性的差异，表明当短肢剪力墙的高厚比从规范规定的8变化到普通剪力墙的9时性能差异并不明显。2010年4月西安建筑科技大学吴敏哲等进行了T形截面短肢剪力墙的非线性分析［7］，表明T形短肢剪力墙在翼缘受拉，腹板受压时，随轴压比增大，极限承载力逐步降低，延性明显变差，且T形短肢剪力墙三个端部的配筋量相等并不合理，应加大腹板端部的配筋量。2009年4月吴敏哲等为了解决T形短肢剪力墙承载力、延性不对称及在腹板受压时破坏为脆性的问题，提出了型钢短肢剪力墙的概念［8-9］，即在腹板端部设置型钢暗柱，并通过低周反复荷载试验揭示了型钢短肢剪力墙的破坏形态、延性及滞回性能，结果表明:型钢短肢剪力墙的承载力和延性有显著提高，适当配置型钢后滞回曲线接近对称，构件的综合性能得到明显改善;而普通短肢剪力墙在破坏过程中，容易出现斜裂缝，正截面受弯破坏常常伴随着斜截面裂缝的开展，型钢短肢剪力墙腹板的斜裂缝比普通短肢剪力墙更为密集，型钢短肢剪力墙与普通短肢剪力墙相比，显著改善了抗震性能，经过合理配置型钢后，构件水平往复承载力大致相等。构件的滞回曲线大致对称，两个方向的受力性能大致相同;型钢短肢剪力墙在腹板受压时的竖向承载稳定性较普通短肢剪力墙有明显改善，配置合理型钢受压，使构件腹板受压时发生大偏心破坏，可以大大改善构件的延性，腹板的裂缝在翼缘和型钢暗柱的约束下，没有贯穿整个截面，整个构件的裂缝可以充分发展，可以承受较高的荷载。2007年6月肖良丽等利用ANSYS对两组6个钢筋混凝土短肢剪力墙进行单调荷载作用下的非线性有限元分析［10］，并将计算的荷载—位移曲线与试验的骨架曲线进行对比，结果表明两者符合较好，当肢厚比为6．5左右的短肢墙受力性能较好，同时具有一定的能量储备;轴压比高的短肢剪力墙的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载要比轴压比低的短肢剪力墙大，但延性和耗能能力要比后者小，其中轴压比为0．3左右的短肢剪力域试体，综合性能较好。2003年3月东南大学黄东生等对短肢剪力墙进行了弹塑性性能研究［12］，分析了墙体破坏形态、滞回特性和整体性能等对其弹塑性性能的影响。2000年5月Zhang和Wang对承受较高轴压比与剪压比的钢筋混凝土剪力墙进行了理论与试验研究［13］，表明轴压比对墙体的破坏模式、刚度和延性影响很大，试验中轴压比为0．35的试件，剪力墙发生了出平面的屈曲破坏，延性很低，而轴压比为0．25、剪压比为0．11的试件发生了边缘混凝土压碎破坏，延性较高，因此对剪力墙的允许轴压比应进行多个试验研究。1999年4月Kwan和Cheng，对带竖缝的钢筋混凝土剪力墙进行了地震反应的非线性分析［14］，表明剪力墙设置竖缝后，将竖缝间连梁设计为先于剪力墙板破坏之前屈服，则结构位移反应与结构的地震作用均可减小20%～25%。

国内还有不少学者对短肢剪力墙均进行了研究。

地震作用下，建筑结构不可避免会发生扭转。短肢剪力墙一般厚度较小，肢长不大，因此其抗扭能力有限，如何保证地震作用下该短肢剪力墙的抗扭性能，避免发生扭转破坏，这是本文研究的重点。

2 模型设计与加载制度

2．1 模型设计

设计2个1/2比例的T形截面短肢剪力墙TW650，TW800，以及2个1/2比例的L形截面短肢剪力墙LW650，LW800，各短肢剪力墙均在墙体底部沿塑形铰区设置竖缝，竖缝高按等效塑形铰长度lp式(1)计算。

式中，z为反弯点到临界截面的距离;h为试件截面高度;μ为轴压比。

根据式(1)计算结果，并考虑施工因素取各试件竖缝高均为400 mm，各竖缝宽均为10 mm。

各试件墙体高均为1．5 m，截面厚度均为100 mm，试件的肢长与厚度之比分别为6．5∶1和8∶1，如图1、图2所示，试验时各试件轴压比均为0．2。为了模拟楼板的约束作用，并考虑水平及竖向加载装置，在各试件上部均设置了150 mm高的矩形加载平台。试件采用C30混凝土浇筑，实测立方体抗压强度均值为39．3 MPa，可得混凝土棱柱体强度均值为18．8 MPa，可得抗拉强度均值为2．98 MPa，弹性模量均值为 3．24 ×104MPa，试件钢材力学性能参数见表1。

表1 钢材力学性能表Table 1 Mechanical properties of steels MPa

图1 T形截面短肢剪力墙(单位:mm)Fig．1 Short shear walls of T-shaped cross section(Unit:mm)

图2 L形截面短肢剪力墙(单位:mm)Fig．2 Short shear walls of L-shaped cross section(Unit:mm)

2．2 试验装置与加载制度

试验在广西科技大学结构实验室进行，对各试件采用低周拟静力扭转反复加载，加载前将试件基础与刚性试验台座固定，竖向荷载采用加载器施加在试件顶部的加载平台上，根据轴压比0．2调整试件竖向荷载值，扭矩通过反力墙由50T电液伺服加载作动器将水平荷载以同步拉压的方式形成，施加于试件顶部的加载平台侧面，加载装置见图3;按反复加载的要求，采用荷载和位移混合控制，即试件屈服前加载采用荷载控制，试件屈服后加载采用扭转角控制，直到试件斜向压碎，荷载下降为止。

图3 试验加载装置Fig．3 Loading equipments

各试件水平加载正方向见图4。

在各试件翼缘顶部及底部均分别设置三个位移计，沿翼缘水平方向等间距分布，以测量墙体水平位移以及扭转角，试件底部三个位移计用以考虑加载过程中支座移动对试件水平位移的影响。

图4 加载正方向示意图Fig．4 Loading direction

3 试验结果

3．1 破坏现象

3．1．1 试件 TW650，TW800

开裂之前试件处于线弹性，卸载后残余变形很小，正反向加载基本呈对称趋势。开裂时，腹板中部出现倾斜角约为45°的斜裂缝，随荷载增加，斜裂缝数量增多，卸载后裂缝闭合;反向加载出现反向斜裂缝，倾斜角约为45°，与正向加载斜裂缝相交呈网格状。随荷载增加，腹板斜裂缝两端沿斜向发展，并出现新的斜裂缝，翼缘板逐渐开裂，出现斜向裂缝，随反向加载，亦出现反向斜裂缝，翼缘板正反向斜裂缝呈相交网格状，但翼缘板斜裂缝数量与宽度均较腹板斜裂缝小，这是因为T形截面短肢剪力墙腹板位于翼缘的中部，对翼缘中部提供了较强的约束，限制了翼缘中部混凝土的开裂。随着扭矩增大，腹板内部分斜裂缝逐渐贯通，裂缝宽度增大，墙内竖向及水平分布钢筋逐渐屈服，扭转角增大，且腹板斜裂缝两侧混凝土逐渐斜向压碎，抗扭能力降低，表明试件达到极限状态。试验还表明，墙体底部局部设缝区域基本保持完好，仅在墙体底部竖缝上端出现一些细微斜裂缝，但没有出现破坏现象，这主要是因为墙体竖缝靠近试件底座，受试件底座约束作用明显，因此设缝区域没有出现明显破坏，试件破坏照片见图5。

图5 T形截面试件破坏Fig．5 Damage of test T-shaped cross section specimens

3．1．2 试件 LW650，LW800

开裂之前试件处于线弹性，卸载后残余变形很小，正反向加载基本呈对称趋势。开裂时，腹板中部出现倾斜角约为45°的斜裂缝，随荷载增加，斜裂缝数量增多，卸载后裂缝闭合;反向加载出现反向斜裂缝，倾斜角约为45°，与正向加载斜裂缝相交呈网格状。随荷载增加，腹板斜裂缝两端沿斜向发展，并出现新的斜裂缝，翼缘板逐渐开裂，出现斜向裂缝，随反向加载，亦出现反向斜裂缝，翼缘板正反向斜裂缝数量与宽度逐渐增大，并呈相交网格状，数量与腹板相近。随着扭矩增大，腹板内部分斜裂缝逐渐贯通，裂缝宽度增大，墙内竖向及水平分布钢筋逐渐屈服，扭转角增大，且腹板斜裂缝两侧混凝土逐渐斜向压碎，抗扭能力降低，表明试件达到极限状态。与T形截面类似，墙体底部局部设缝区域基本保持完好，仅在墙体底部竖缝上端出现一些细微斜裂缝，个别斜裂缝与墙体上部斜裂缝贯通但没有出现破坏现象，试件破坏照片见图6。

图6 L形截面试件破坏Fig．6 Damage of L-shaped cross section test specimens

3．2 滞回曲线

两片T形截面，两片L形截面局部设缝短肢剪力墙试件，低周反复扭转加载的扭矩T—顶部扭转角θ滞回曲线(T-θ曲线)分别见图7、图8。

图7、图8中，T表示试件顶部的扭矩(单位为kN·m)，θ表示试件顶部的扭转角。

图7、图8表明，扭矩作用下开裂之前试件基本处于弹性工作状态，加载与卸载曲线基本呈直线状态，开裂后至屈服前扭矩－扭转角滞回环包围面积较小，残余转角不大，耗能较小;试件屈服后扭转角增大，但试件各滞回环面积仍较小，表明各试件扭转耗能较弱，延性较小。因此短肢剪力墙通过扭转耗能与延性抵抗扭转地震作用的意义不大，应限制地震作用的扭转效应，避免该局部设缝短肢剪力墙产生过大的扭转角而引起扭转破坏，就成为该墙体抵抗地震作用的重要手段。

图7 T形截面短肢剪力墙试件滞回曲线Fig．7 Hysteretic curves of short shear walls of T-shaped cross section

图8 L形截面短肢剪力墙试件滞回曲线Fig．8 Hysteretic curves of L-shaped cross section short shear walls

4 抗扭能力

T形、L形截面短肢剪力墙腹板和翼缘均配置了纵筋，同时还配有水平分布钢筋，其抗扭能力包括墙体抗裂扭矩Tcr和极限扭矩Tu，分析如下。

4．1 抗裂扭矩Tcr

T形、L形截面短肢剪力墙各墙肢一般只沿墙肢平面承担各自弯矩M，各墙肢承担的平面外弯矩一般很小，可以忽略;而短肢剪力墙体剪力V一般只由剪力方向的墙肢承担，此外，墙体压力N与扭矩T由墙体各墙肢共同承担。

在压、弯、剪、扭构件中，初始裂缝一般产生在剪应力相加面的中部，此处为弯矩作用的中性轴附近，弯曲应力较小，可忽略不计。

国内外对开裂扭矩的试验结果表明［15］，对于扭矩和剪力引起剪应力与轴压力共同作用时，剪力可按弹性理论计算其引起的剪应力，扭矩则按塑性理论计算其引起的剪应力，当主拉应力达到混凝土抗拉强度，即σ1=ft时，构件开裂。

扭矩T与剪力V作用下墙肢最大剪应力τmax为

式中，Wt为抗扭塑性抵抗矩;Al为剪力V作用方向的墙肢截面面积;l，l'为分别为墙体腹板与翼缘的墙肢长;η为剪力引起最大剪应力增大系数，对于矩形截面η=1．5。

墙体压力N引起的压应力σN为

式中，A为墙体各墙肢截面面积总和。

根据莫尔强度理论，当墙体受扭开裂时，主拉应力σ1=ft:

开裂扭矩Tcr为

对于扭剪构件，文献［15］提出在计算开裂扭矩时应考虑混凝土受拉软化效应引起的应力重分布，并提出可采用塑性系数K对开裂扭矩进行修正。因此开裂扭矩取为

对压力N作用的纯扭构件，V=0，可得:

4．2 极限扭矩Tu

我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)［16］规定，对于承受轴向压力N和扭矩T共同作用的钢筋混凝土构件，各墙肢受扭承载力Tui采用式(12)计算:

构件总受扭承载力Tu:

文献［15］在理论与试验研究的基础上，指出上述规范给出的公式(12)计算结果偏小，构件墙肢受扭承载力按式(14)修正，才与试验结果较为靠近:

因此对于承受轴向压力N、弯矩M、剪力V和扭矩T共同作用的钢筋混凝土构件，各墙肢受扭承载力 Tui可采用规范式(15)或修正式(16)计算:

式(17)中，λ为剪跨比，短肢剪力墙剪跨比λ一般大于3，因此根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)［16］的规定，可取 λ =3，其他各量详见《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)［16］。

4．3 试验及计算结果

各试验构件在轴向压力作用下，处于纯扭状态，各试件开裂扭矩与极限扭矩的理论计算值及试验值分别见表2。

表2表明，开裂扭矩Tcr计算公式(10)与试验结果吻合较好，极限扭矩Tu计算公式(16)与试验结果差别稍大，但偏于安全。

表2 开裂扭矩与极限扭矩Table 2 Torsion loads at the cracking and ultimate states

5 层间扭转角

水平地震作用下，结构各楼层一般均存在扭转，若构件扭矩过大，将引起脆性的扭转破坏，而短肢剪力墙厚度较小，肢长不大，因此其抗扭能力有限，限制短肢剪力墙的扭转不至过大，是保障该剪力墙抗震性能的基本要求。

地震作用下，结构各楼层将产生层间扭转角，当采用刚性楼层假定时，楼层扭转角与该楼层短肢剪力墙的扭转角相等，对于i楼层j墙体的层间扭转角Δθji采用式(19)计算:

式中，Tji为结构i楼层j墙体承受的扭矩;keji为结构i楼层j墙体的抗扭刚度;h为楼层高度;G为混凝土剪切弹性模量。

式(20)中系数βi按表3取值。

表3 系数βiTable 3 Coefficient βi

若短肢剪力墙不发生脆性破坏，则:

式中，［Tp］为短肢剪力墙允许扭矩。可得:

即结构各楼层的层间扭转角不应超过各短肢剪力墙的层间允许扭转角，

地震作用下，结构不应发生扭转破坏，建议［Tp］一般取为开裂扭矩，以避免墙体扭转开裂;最多取为极限扭矩，以避免墙体扭转破坏。因此，按开裂扭矩取值时:

按极限扭矩取值时:

控制短肢剪力墙层间扭转角不致过大，即使墙体扭转延性、耗能较差，也能确保地震作用下墙体的抗扭性能。

6 结论

本文对局部设缝短肢剪力墙进行了反复扭转加载试验，表明该墙体扭矩—转角滞回环面积较小，墙体扭转耗能较弱，延性较小，因此短肢剪力墙依靠扭转耗能与延性抵抗扭转地震作用意义不大。试验还表明短肢剪力墙底部局部设置竖缝，对短肢剪力墙破坏形式影响不大，由此提出了避免短肢剪力墙发生扭转破坏的措施，即控制结构各楼层的层间扭转角不超过各短肢剪力墙的层间允许扭转角并对短肢剪力墙允许扭矩［Tp］给出了建议。

由于结构布置不可能完全规则对称，地震作用下结构扭转不可避免，而短肢剪力墙厚度较小，肢长不大，因此其抗扭能力有限。地震作用下，限制短肢剪力墙的扭转不至过大，是保障该剪力墙抗震性能的基本要求。如何在结构分析计算中判别短肢剪力墙的扭转是否过大，本文进行了初步探讨，希望能抛砖引玉，得到各位专家指点。

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