预应力加强型钢混凝土短肢剪力墙的抗震性能

蓝文武，莫自庆, 杨　涛,谢　华

(1.广西大学土木建筑工程学院， 广西南宁530004；2.广西防灾减灾与工程安全重点实验室， 广西南宁530004； 3.广西建设职业技术学院， 广西南宁530003)



预应力加强型钢混凝土短肢剪力墙的抗震性能

蓝文武1,2，莫自庆1, 2, 杨涛1, 2,谢华3

(1.广西大学土木建筑工程学院， 广西南宁530004；2.广西防灾减灾与工程安全重点实验室， 广西南宁530004； 3.广西建设职业技术学院， 广西南宁530003)

为了研究预应力对型钢混凝土短肢剪力墙抗震性能的影响，制作了2个1/2比例的型钢混凝土(SRC)短肢剪力墙试件，并对其开展了低周反复加载试验。试验研究表明，预应力型钢混凝土短肢剪力墙的破坏形态为延性较好的弯剪破坏，横向预应力的施加明显提高了墙体的耗能能力；与普通型钢混凝土短肢剪力墙相比，预应力型钢混凝土短肢剪力墙试件的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载分别至少提高了15.4%、4.6%和24.5%，延性系数则提高了25.0%。对比可知，对型钢混凝土短肢剪力墙施加横向预应力是改善其抗震性能的一种有效途径。

型钢混凝土(SRC)；短肢剪力墙；预应力；抗震性能

短肢剪力墙是指截面厚度不大于300 mm、墙肢截面高度与厚度之比大于4但不大于8的剪力墙[1]。在地震作用下，短肢剪力墙通常承受剪力、轴力和弯矩的共同作用，受力较为不利。因此，我国学者针对短肢剪力墙的抗震性能开展了大量研究工作[2-9]。基于已有研究可知，短肢剪力墙的震害通常表现为墙体上出现交叉斜裂缝，而大量斜裂缝的产生将导致墙体受力性能的劣化。为了改善短肢剪力墙的抗震性能，部分学者提出了在剪力墙内设置暗柱和暗支撑、布置型钢等措施[10-16]。结合短肢剪力墙的震害特点和已有的研究成果，笔者提出了一种新型的剪力墙结构形式——施加横向预应力的型钢混凝土短肢剪力墙，即在短肢剪力墙的墙肢上施加横向预应力，利用预应力延缓墙体裂缝的发展和墙肢刚度的退化，从而达到改善短肢剪力墙抗震性能的目的。基于以上构思，对2个1/2比例的型钢混凝土短肢剪力墙试件开展了低周反复加载试验，以期评估横向预应力对型钢混凝土短肢剪力墙抗震性能的影响。

1　试验概况

1.1试件设计

设计了2个1/2比例的一字形型钢混凝土短肢剪力墙试件，试件编号分别为SW-1和PSW-1。两试件的主要设计参数见表1，其中SW-1为普通型钢混凝土短肢剪力墙试件，PSW-1为预应力型钢混凝土短肢剪力墙试件。试件所用钢材的力学性能指标见表2。实测的混凝土轴心抗压强度、抗拉强度和弹性模量分别为32.4 MPa、2.64 MPa和3.44×104MPa。两试件的墙肢截面高度均为720 mm，墙肢厚度为120 mm，剪跨比为2.1。在两个试件的墙肢端部均设置了暗柱，暗柱中配置了由槽钢、等边角钢和扁钢组成的型钢架。试件截面尺寸和配筋如图1所示。试件PSW-1沿墙肢高度方向布置3根横向预应力筋，采用后张无粘结预应力，通过在试件内预埋钢套管形成预留孔洞。预应力筋采用1860级直径15.2 mm的钢绞线，每根钢绞线的有效预应力为90 kN。为防止锚具下混凝土局部受压破坏，在锚具下设置厚20 mm、宽80 mm的锚垫板，同时在每根钢套管靠近锚具部位焊接三根横向短圆钢。

表1　试件设计Tab.1　Design of specimens

表2　钢材的力学性能Tab.2　Mechanical performance of steel

(a) 试件SW-1

(b) 试件PSW-1

图1　试件尺寸与配筋

1.2加载与测试方案

试验中利用电液伺服加载系统对试件施加低周反复荷载，作动器与试件之间通过4根拉杆相连接。同时利用液压千斤顶在试件顶部施加竖向压力，两个试件的轴压比均取0.2。千斤顶与竖向反力架之间设置了滚轴以减小水平向摩擦的影响。试件安装和水平方向位移计布置如图2所示。在距墙肢底部50 mm、100 mm、650 mm和1 250 mm高度处的横截面内分别布置应变测点，测点布置示意图如图3所示。

图2试件安装

Fig.2Test setup

图3测点布置

Fig.3Distribution of measuring points

2　受力过程

①试件SW-1

首先采用力控加载的方式，以10 kN的级差进行循环加载。当正向加载(推力)至110 kN时，在距受拉区墙肢底部200 mm处观测到水平裂缝；反向加载(拉力)至130 kN时，在受拉区墙肢底部120 mm高处观测到水平裂缝。随着荷载的增加，已有裂缝逐渐斜向发展。当正向荷载增加至220 kN时，距墙肢根部50 mm和100 mm截面内的槽钢腹板上各有一个测点达到屈服应变，此时对应的墙顶位移约为7.7 mm。当反向加载到220 kN时，距墙肢底部50 mm处截面内的槽钢腹板测点达到屈服应变，对应墙顶位移为8.7 mm。在初步判断试件屈服后，采用位移控制的方式继续开展试验，综合考虑后屈服位移Δy取8 mm，控制位移取为Δy的整数倍。当控制位移为1Δy时，墙体上裂缝有一定的延伸和发展。当控制位移为2Δy时，斜向裂缝大量出现并且越过墙体中心区域；同时在墙肢根部出现竖向裂缝，墙肢根部受压区混凝土出现小块剥离现象。当控制位移增至3Δy时，墙体上的斜向裂缝贯穿整个墙体，并形成典型的交叉斜裂缝。当控制位移增加到4Δy时，墙体上型钢和混凝土交界面处出现两条明显的纵向裂缝带，型钢与混凝土间的粘结破坏加剧；同时斜向剪切裂缝宽度迅速扩大，墙肢根部受压区混凝土出现较大的压溃区域，试件的承载力显著下降，试验结束。

②试件PSW-1

在试验过程中，当正向加载到130 kN时，在墙肢受拉区一侧距底部约200 mm高处发现第一条水平裂缝。反向加载至150 kN时，在距墙底50 mm处发现水平裂缝。正向加载到230 kN时，墙肢根部截面内槽钢腹板测点达到屈服应变，对应的墙体顶点位移为5.0 mm；当负向加载到240 kN时，墙肢根部截面槽钢腹板处测点达到屈服，对应墙顶位移为5.9 mm。初步判断试件屈服后，采用位移控制的方式进行试验加载，综合评估后屈服位移Δy取5.0 mm，控制位移为屈服位移Δy的整数倍。在1Δy和2Δy的位控加载循环下，墙体上出现了一定数量的斜裂缝。在3Δy位控循环加载过程中，墙肢底部混凝土开始压碎并剥离，墙体上斜裂缝数量明显增加。当控制位移为4Δy时，墙体上的裂缝大部分已贯穿墙体核心区域，试件的承载能力略有降低。当控制位移增至5Δy时，墙肢底部混凝土被压碎，试件承载力进一步下降。控制位移为6Δy的加载循环中，墙肢底部压碎区域进一步扩展，试件的承载力降至极限承载力的85%以下，试验结束。与试件SW-1相比，试件PSW-1的裂缝分布较为密集，但裂缝宽度相对较小，同时未出现明显的竖向劈裂裂缝。

3　主要试验结果与分析

3.1破坏形态

2个试件的破坏形态如图4所示。在最终破坏阶段，试件SW-1沿墙肢高度方向出现了两条明显的纵向劈裂裂缝，主要是由于墙体内型钢与混凝土交界处出现了粘结破坏；同时剪力墙底部和墙体上交叉斜裂缝分布区域的混凝土出现局部压碎和剥落的现象，试件呈现典型的剪压破坏特征。对于试件PSW-1，横向预应力的存在抑制了斜裂缝的发展，增强了裂缝间骨料的咬合作用；同时预应力筋也直接提供了部分抗剪承载力。因此，试件PSW-1墙体上裂缝宽度偏小，墙体上也未出现沿高度方向的纵向裂缝，但墙底部同样出现了混凝土压碎的现象，试件呈现延性较好的弯剪破坏。

3.2承载能力

2个试件的承载力特征值见表3。表3中：Pcr、Py和Pu分别表示开裂荷载、屈服荷载和极限荷载，其中Py取墙肢底部槽钢屈服时对应的荷载。由表3可知，试件PSW-1正向的Pcr、Py和Pu分别比SW-1提高了18.2%、4.6%和33.0%，反向则分别提高了15.4%、9.1%和24.5%。对比可知，在其他条件相同的情况下，对剪力墙施加横向预应力可以有效地提高墙体的抗裂能力和极限承载力。

(a) 试件SW-1

图5　λ3—位移关系曲线Fig.5　λ3 versus displacement curves

在位移幅值不变的条件下，结构承载力随循环加载次数的增加而降低的特性称为承载力退化。构件承载力退化的程度可用承载力降低系数λi进行衡量：

(1)

3.3延性与耗能

试件的荷载—墙顶位移滞回曲线如图6所示。与试件SW-1相比，试件PSW-1的滞回曲线明显较为饱满，说明其具有较好的耗能能力。2个试件的位移延性系数见表3，表3中：Δy和Δu分别表示屈服荷载对应的位移和试件承载力下降至0.85极限荷载时所对应的位移；μ表示位移延性系数，μ=Δu/Δy。由表3可见，施加预应力后短肢剪力墙的延性也得到了明显的改善，试件PSW-1的位移延性系数比SW-1至少提高了25.0%。将滞回曲线的峰值点连线得到试件的荷载—位移骨架曲线，如图7所示。由骨架曲线可以直观地看出2个试件在受力性能方面的差异：试件PSW-1的初始刚度和极限承载力明显高于SW-1，而2个试件的极限变形能力相差不大。

(a) 试件SW-1

(b) 试件PSW-1

图6荷载—位移滞回曲线

Fig.6Load versus displacement hysteretic loops

图7　骨架曲线

为了量化2个试件的耗能能力，引入等效粘滞阻尼系数he，并利用荷载—位移滞回曲线中每一级控制位移的第一个滞回环进行计算：

(2)

式中，SABCD表示图8中滞回环所围成的面积；S△OED和S△OBF分别表示图8中三角形OED和OBF的面积。计算所得的典型滞回环的粘滞阻尼系数he与位移的关系曲线见图9。由图9可见，在相同位移的情况下，预应力短肢剪力墙试件PSW-1的粘滞阻尼系数明显大于普通短肢剪力墙试件SW-1，可见横向预应力的施加明显提高了结构的耗能能力。

3.4刚度退化

(3)

图8等效粘滞阻尼系数计算示意图

Fig.8Schematic diagram for calculation of equivalent viscous damping coefficients

图9等效粘滞阻尼系数与位移关系曲线

Fig.9Equivalent viscous damping coefficients versus displacement curves

图10　刚度退化曲线Fig.10　Rigidity degeneration curves

式中：Pi和Δi分别为某一控制位移下第i次循环加载时的峰值荷载及与之对应的位移值；n为循环次数，对本文试验取3。按公式(3)计算所得各级控制位移下试件的环线刚度退化曲线如图10所示，由图10可知：①试件PSW-1的环线刚度曲线始终在试件SW-1之上，受力各阶段的刚度总大于SW-1。②试件PSW-1的平均初始刚度约为试件SW-1的1.67倍，说明水平预应力有效的提高了墙体的刚度，尤其是初始刚度。③试件SW-1的刚度退化速度一直较为均匀，PSW-1的刚度退化则呈现前期退化较快而后期退化减缓的特点；在受力后期，2个试件的刚度退化速率较为接近。

4　结　论

①横向预应力作用提高了墙肢的抗裂性能，增强了裂缝间的骨料咬合作用，提高了型钢混凝土短肢剪力墙的刚度和承载能力。预应力的存在消除了剪力墙内型钢与混凝土之间的粘结破坏，试件的耗能能力得到了明显的提高。

②与普通型钢混凝土短肢剪力墙相比，预应力型钢混凝土短肢剪力墙试件的开裂荷载、屈服荷载和极限荷载分别至少提高了15.4%、4.6%和24.5%；位移延性系数至少提高了25.0%，表现出了良好的延性。

③预应力型钢混凝土短肢剪力墙构件的强度退化略缓于普通型钢混凝土短肢剪力墙，刚度退化呈现前期快、后期趋于平稳的特点。

④对比可知，对型钢混凝土短肢剪力墙施加横向预应力是改善其抗震性能的一种有效途径。由于本文开展的抗震试验数量有限，有必要对影响预应力型钢混凝土短肢剪力墙抗震性能的参数开展进一步研究。

[1]中华人民共和国住房和城乡建设部.高层建筑混凝土结构技术规程：JGJ3-2010[S]. 北京：中国建筑工业出版社, 2010.

[2]程绍革, 陈善阳, 刘经伟.高层建筑短肢剪力墙结构振动台试验研究[J]. 建筑科学, 2000, 16(1): 12-16.

[3]肖全东, 郭正兴.装配式混凝土双板短肢剪力墙拟静力试验[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2014, 46(12): 84-88.

[4]徐玉野, 胡翠平, 王荣辉, 等.火灾后混凝土短肢剪力墙抗震性能的试验研究[J]. 土木工程学报, 2014, 47(1): 59-69.

[5]商兴艳, 余江滔, 马泽峰.地震力作用角度对短肢剪力墙抗震性能的影响[J]. 结构工程师，2013, 29(2): 75-80.

[6]尚军, 李自林, 张聪, 等.型钢混凝土T形短肢剪力墙非线性分析[J]. 西安理工大学学报, 2013, 29(3): 362-366.

[7]李晓蕾, 李青宁.钢筋混凝土短肢剪力墙恢复力模型研究[J]. 地震工程与工程振动, 2014, 34(5): 100-107.

[8]李青宁,李晓蕾,闫艳伟,等.钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2011, 32(4): 53-62.

[9]王博,白国良,代慧娟,等.短肢剪力墙对型钢混凝土异型节点力学性能的影响研究[J]. 工程力学, 2014, 31(12): 68-75.

[10]韦宏, 龚正为, 方小丹，等.一字形短肢剪力墙结构抗震性能试验研究[J]. 建筑结构, 2010, 40(3): 71-74.

[11]曹万林, 张建伟, 黄选明，等.带暗支撑短肢剪力墙及核心筒抗震研究与应用[J]. 工程力学, 2005, 22(增刊): 94-106.

[12]苗亚州，陈宗平，苏益声，等.型钢高强混凝土短肢剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑结构，2010，40(8): 99-102.

[13]苏益声, 郑述芳, 全金云, 等.型钢高强混凝土T形短肢墙承载力试验研究[J]. 广西大学学报(自然科学版), 2012, 37(1): 8-13.

[14]CAO W L, XUE S D, ZHANG J W.Seismic performance of RC shear wall with concealed bracing[J]. Advances in Structural Engineering, 2003, 6(1): 1-13.

[15]WANG X Y, SU Y S, YAN L B.Experimental and numerical study on steel reinforced high-strength concrete short-leg shear walls[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 101: 242-253.

[16]LAN W W, MA J X, LI B.Seismic performance of steel-concrete composite structural walls with internal bracings[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 110: 76-89.

(责任编辑唐汉民梁健)

Seismic behavior of pre-stressed steel reinforced concrete short-pier shear wall

LAN Wen-wu1,2, MO Zi-qing1,2, YANG Tao1,2, XIE Hua3

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China;>2.Guangxi Key Laboratory of Disaster Prevention and Engineering Safety, Guangxi University,Nanning 530004, China;3.Guangxi Polytechnic of Construction, Nanning 530003, China)

To investigate the influence of pre-stress on the seismic behavior of steel reinforced concrete (SRC) short-pier shear walls, two SRC short-pier shear walls of 1/2 scale were made and tested under low cyclic reversed loading. Experimental results showed that the failure pattern of the pre-stressed SRC short-pier shear walls was bending-shear failure with good ductility, and lateral pre-stress apparently improved the energy dissipation capacity of the walls. Comparing with non-pre-stressed SRC short-pier shear wall, the cracking load, the yielding load, as well as the ultimate load of the laterally pre-stressed SRC short-pier shear wall increased by at least 15.4%, 4.6% and 24.5%, respectively, and the ductility factors increased by 25.0%. It indicated that applying lateral pre-stress is an effective way to improve the seismic behavior of SRC short-pier shear wall.

steel reinforced concrete (SRC); short-pier shear wall; pre-stress; seismic behavior

2016-04-08；

2016-06-17

国家自然科学基金资助项目(50968003)；广西防灾减灾与工程安全重点实验室系统性研究项目(2014ZDX01)；广西高等学校科学研究项目(KY2015YB006)

杨涛(1979—)，男，河南淅川人，广西大学副教授，博士；E-mail：yangt@gxu.edu.cn。

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.1016

TU398.2; TU317.1

A

1001-7445(2016)04-1016-08

引文格式：蓝文武，莫自庆,杨涛,等.预应力加强型钢混凝土短肢剪力墙的抗震性能[J].广西大学学报(自然科学版)，2016，41(4)：1016-1023.