弯剪耦合破坏T形截面RC剪力墙抗震性能试验研究

王 斌, 张黎鹏, 吴梦臻, 蔡文哲, 史庆轩, 李 涵

(1. 西安建筑科技大学 西部绿色建筑国家重点实验室,西安 710055;2. 西安建筑科技大学 土木工程学院,西安 710055; 3. 西安工程大学 城市规划与市政工程学院,西安 710055)

随着城镇化进程的加速,以RC(reinforced concrete)剪力墙为主要抗侧力构件的高层剪力墙结构成为城市住宅建筑的重要载体[1]。为了满足建筑功能和结构布置的需求,一字形墙通常被组合成T形、L形、工字形等带翼缘剪力墙。此种组合剪力墙可以为结构在两个主轴方向提供较大的刚度和强度,且具备更好的稳定性。然而,平面外的墙肢作为翼缘,会对腹板方向的受力性能产生影响。具体来说,受拉翼缘内数量较多的竖向钢筋增强了剪力墙的抗弯能力;而翼缘对抗剪能力的贡献主要体现在翼缘受压时剪压区混凝土面积的增大,以及翼缘受拉时纵筋的销栓作用,前者贡献大于后者,但两者作用都相对稍弱,更容易在腹板区域发生剪切破坏。特别是对于T形墙,可能存在翼缘受拉方向的抗弯能力大于翼缘受压方向,而翼缘受压方向的抗剪能力大于翼缘受拉方向,则在同一荷载水平下,将在翼缘受拉方向发生剪切破坏,而在翼缘受压方向发生弯曲或弯剪破坏。因此,在进行带翼缘剪力墙抗震设计时将面临更复杂的情况,对其抗剪设计也提出了更高的要求。

目前针对带翼缘RC剪力墙的研究主要集中于受弯破坏的细长剪力墙,Thomsen等[2-8]针对受弯控制的T形、C形、L形和工字形截面细长剪力墙进行了抗震性能试验,发现翼缘显著提高了剪力墙的整体刚度和强度,但会削弱变形能力,且易发生局部损伤集中。已开展的受剪破坏试验相对有限,Palermo等[9-12]分别针对受剪控制的工字形、L形和T形截面低矮剪力墙进行了抗震性能试验,发现低剪跨比剪力墙的延性和耗能能力较差,在翼缘基本完好的情况下腹板将发生剪切破坏。然而,上述受剪试验试件的破坏大都发生在纵筋屈服前,未能反映出实际地震中剪力墙在达到一定延性后发生剪切破坏的特点,更未能揭示在不同加载方向下翼缘对于T形墙受剪性能和承载力的影响。

针对T形墙潜在的翼缘受拉方向受剪控制破坏和翼缘受压方向受弯控制破坏共存的现象,目前未见相关研究报道,但此类弯剪耦合破坏T形墙的损伤机制和受力性能势必与普通受弯和受剪破坏T形墙存在差异。为了揭示弯剪耦合受力下T形墙的破坏机理,考察不同受力状态下的翼缘对T形墙受剪性能的影响,本文通过3个T形截面RC剪力墙的拟静力试验,对比分析受弯控制T形墙和弯剪耦合控制T形墙的裂缝分布和破坏形态,并从滞回性能、承载力、延性、耗能能力、应变水平等多个角度考察剪跨比和水平钢筋配筋率对T形墙抗震性能的影响,为T形截面RC剪力墙的抗震设计提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验共设计了3个T形截面RC剪力墙,其中试件TF-1设计发生弯曲破坏,即保证其在翼缘受拉方向和翼缘受压方向的受弯承载力均小于受剪承载力。试件TS-2通过减小水平分布钢筋配筋率降低其受剪承载力,试件TS-3通过减小剪跨比提高其受弯承载力,以保证两试件在翼缘受拉方向的受弯承载力大于受剪承载力,而在翼缘受压方向的受弯承载力小于受剪承载力,从而实现T形墙在翼缘受拉方向发生受剪控制破坏,而在翼缘受压方向仍发生受弯控制破坏。在具体设计时,根据试件设备和反力装置的承载能力,将3个试件的腹板和翼缘截面尺寸取为900 mm×100 mm,试件TF-1和试件TS-2高度取为2 200 mm,试件TS-3高度取为1 100 mm,并在剪力墙底部和顶部分别设置高度为600 mm的基础板和高度为400 mm的加载板,试件几何尺寸及配筋如图1所示。依据JGJ 3-2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[13]分别计算了3个T形墙试件在两个受力方向的受弯和受剪承载力,如表1所示,可见所设计试件可满足预期破坏模式的要求。

表1 试件设计参数Tab.1 Design parameters of specimens

图1 试件几何尺寸及配筋(mm)Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens(mm)

所有试件均采用强度等级为C35的商品细石混凝土,实测混凝土轴心抗压强度平均值为33.12 MPa。剪力墙箍筋和拉结筋采用HPB335级光圆钢筋,纵筋、竖向和水平分布钢筋采用HRB400级热轧带肋钢筋,钢筋的实测材料力学性能如表2所示。

表2 钢筋力学性能Tab.2 Mechanical properties of steel bars

1.2 加载装置

试验采用悬臂式加载装置,竖向轴压力由液压千斤顶施加,水平方向使用两个500 kN电液伺服作动器施加往复荷载,并通过控制两个作动器同步工作以避免试件发生扭转。试件基础板通过压梁锚固在刚性台座上以限制基础转动,并通过刚性台座上的抗剪螺栓限制基础平动。当施加竖向荷载时,在千斤顶与加载板间设置单向滚轴滑板,以保持加载过程中轴压力作用点位置的恒定。同时为了防止局部轴压力过大而引起混凝土压碎,在加载板顶部放置钢垫板来均匀分布轴压力,轴压力加载点位于T形墙截面形心,具体加载装置如图2所示。

图2 试验加载装置(mm)Fig.2 Test setup(mm)

为了方便描述,规定T形墙翼缘受拉时为正向加载,翼缘受压时为负向加载。采用荷载-位移混合控制的加载模式,在试件屈服前按照荷载控制分级加载,正向每级荷载增量为30 kN,负向为20 kN,循环一次。接近预估屈服荷载时,基于实测应变数据调整荷载增量,以保证试件在同一级循环下正负向均能达到屈服。试件屈服后采用位移控制分级加载,负向位移增量取为正向的两倍,循环3次,直到水平荷载下降到峰值的85%时或者试件不能再承受预定轴压力时停止加载。

1.3 测量内容与测点布置

试验的测量内容包括荷载、变形和应变。荷载通过电液伺服作动器自带的传感器进行测量。变形通过位移计和粒子图像测速(particle image velocity,PIV)技术两套系统同步进行测量。位移计的布置如图3(a)所示。分别用以测量剪力墙顶点位移、塑性铰区内的弯曲和剪切变形,并监测加载板的扭转和基础板的滑移。PIV技术可以获取每级加载至最大位移时试件腹板塑性铰区的变形图像,经过数据处理后获得了各示踪测点的坐标变化,进而计算出塑性铰区的各变形分量[14],如图3(b)所示。此外,于墙内纵筋、箍筋。竖向和水平分布钢筋上预埋电阻应变片,以检测钢筋的受力情况和应变分布。

图3 测点布置(mm)Fig.3 Layout of measuring points(mm)

2 试验现象与破坏机理

3个T形墙试件的破坏均集于腹板自由端底部,而翼缘仅在外表面开裂,且翼缘腹板交界处保持完好。在腹板自由端底部区域依次经历混凝土竖向劈裂和保护层脱落,约束区纵筋受压屈曲,核心混凝土压碎,直至最后纵筋拉断,如图4所示。其中试件TF-1的破坏区域沿水平方向延伸,而试件TS-2和试件TS-3的破坏区域沿斜向延伸,从破坏形态验证了试件TF-1发生弯曲破坏,而试件TS-2和TS-3具备剪切破坏的特征。但无论发生受弯控制破坏还是弯剪耦合控制破坏,其破坏位置和破坏过程大体相似,只是裂缝分布和损伤程度存在差异,说明T形墙存在无翼缘侧的天然薄弱区。

图4 试件破坏形态Fig.4 Failure patterns of specimens

试验结束后,移除已剥落的混凝土,3个试件腹板自由端局部破坏形态如图5所示。由图5可知:试件TF-1破坏较轻,约束区内的核心混凝土大体完好;试件TS-3的破坏次之,仅最外一列箍筋约束的混凝土退出工作,试件TS-2破坏最为严重,约束区内的混凝土全部被压碎并剥落。这是因为试件TF-1的斜裂缝并未延伸至腹板自由端底部,该区域的破坏只是由弯矩产生的正应力所致。而试件TS-2和TS-3 斜裂缝均延伸至自由端底部,该区域在弯剪耦合作用下加剧了破坏。

图5 腹板自由端破坏形态Fig.5 Damage patterns of free end of web

翼缘的存在会显著影响T形墙的裂缝分布,靠近翼缘侧裂缝倾角更大,而远离翼缘侧裂缝倾角较小。对比3个试件的裂缝分布可以看出,小剪跨比试件TS-3的斜裂缝数量更多且倾角基本保持为45°,说明小剪跨比试件TS-3的剪切效应更显著。低水平钢筋配筋率的试件TS-2与受弯破坏试件TF-1的裂缝分布大体相近,只是试件TS-2的裂缝宽度更大,说明水平分布钢筋可有效控制斜裂缝的扩展。

3个试件均在腹板截面中部出现了若干列竖向连续裂缝,这是由翼缘和腹板变形不协调导致的。未破坏的翼缘相对腹板具有更大的轴向刚度,在水平荷载作用下翼缘及其相连的腹板约束端的轴向变形与腹板自由端不连续,加之竖向荷载的作用,导致截面形心轴附近出现竖向错动裂缝。其中以TS-2的竖向裂缝开展最为明显,且竖向裂缝贯通了墙肢,这使得T形墙在一定程度上被竖向裂缝切分成为两部分,形成分缝剪力墙。在水平荷载作用下,被分开的左右墙肢可一定程度的独立工作,单个墙肢剪跨比增大,相比普通剪切破坏的剪力墙表现出了更好的延性。竖向连续裂缝在此前完成的T形墙受弯、受剪和双轴拟静力试验中也曾出现[15],但裂缝宽度较小且并未沿高度方向贯通,说明只有在水平分布钢筋配置不足时存在“分缝”现象。

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

实测的3个试件的荷载-位移滞回曲线,如图6所示。由图6可知,T形墙由于其截面的不对称性,导致滞回曲线也呈现出不对称性。正向加载(翼缘受拉)时的滞回曲线狭窄细长,刚度和强度退化明显;而负向加载(翼缘受压)时的滞回曲线扁平饱满,表现出较好的延性和耗能能力。此外,试件由翼缘受拉状态过渡至翼缘受压状态时,没有明显的捏陇现象;而由翼缘受压过渡至翼缘受拉状态时,曲线明显内凹。这是因为负向加载时在腹板自由端产生了大量宽度较大的裂缝,且钢筋与混凝土之间出现黏结滑移,转为正向加载时的过程中存在裂缝闭合现象,在滞回曲线上呈现出反弯点。受弯破坏的试件TF-1的滞回曲线更加饱满,耗能能力更好,而弯剪耦合破坏的试件TS-2和TS-3的滞回曲线捏拢现象更加明显,耗能能力相对较弱。

图6 试件水平荷载-顶点位移滞回曲线Fig.6 Lateral load-top displacement hysteretic loops of specimens

3.2 骨架曲线

将滞回曲线中每一级峰值荷载点依次相连,得到各试件的骨架曲线,如图7所示。为了便于定量对比,表3汇总了各试件的开裂、屈服、峰值及破坏4个特征状态下的荷载和位移实测结果,并给出了延性系数μ的计算结果,其中极限位移取为水平荷载下降至峰值荷载的85%时所对应的位移,延性系数定义为极限位移与屈服位移的比值。

表3 特征点试验结果Tab.3 Test results at critical points

图7 试件水平荷载-顶点位移骨架曲线Fig.7 Lateral load-top displacement skeleton curves of specimens

3个 T形墙试件的正向承载力远大于负向。对于受弯破坏试件TF-1,翼缘相比腹板端部配置了更多参与受拉的竖向钢筋,致使翼缘受拉方向的受弯承载力更高,正负向承载力之比达到了1.48。相较于试件TF-1,试件TF-2的正向承载力有所降低,而负向承载力基本保持不变。这是因为水平分布钢筋配筋率的减小使T形墙受剪承载力降低,并导致T形墙正向的受剪承载力低于受弯承载力,从而在翼缘受拉方向发生受剪控制破坏,实测承载力减小;而T形墙负向的受剪承载力依旧高于受弯承载力,在翼缘受压方向仍发生受弯控制破坏,实测承载力保持不变。此外,剪跨比较小的试件TS-3其正、负向承载力均明显高于试件TF-1、这是因为剪跨比的减小使得T形墙的受弯和受剪承载力均得以提高,其中受弯承载力增幅更大,同样在翼缘受拉方向发生受剪控制破坏,而在翼缘受压方向仍发生受弯控制破坏。对于两个弯剪耦合破坏试件,其正向承载力仍大于负向,但两方向的差值相对减小,正负向承载力之比约为1.36。

当试件TF-1正向加载时的极限位移和位移延性均大于负向,这是由于翼缘受拉时截面中和轴高度较大,进而腹板自由端边缘混凝土的压应变也较大,导致在较低位移水平下引起腹板自由端压溃破坏;而翼缘受压时截面中和轴高度很小,只有当腹板自由端纵筋达到极限拉应变时才会引起承载力降低,展现出了相对较强的变形能力。试件TS-2受剪切效应的影响,其极限变形能力理应不及试件TF-1,但两试件的实测延性系数相近,这是因为减小水平分布钢筋配筋率会引起T形墙产生“分缝”现象,局部墙肢剪跨比的增大一定程度抵消了剪切效应引起的变形能力降低。试件TS-3的极限变形能力最弱,说明小剪跨比试件的剪切效应显著,在弯剪耦合作用下加速了试件的破坏。

3.3 刚度退化

采用环线刚度k来定量表示T形墙的刚度,其定义为同一级加载下承载力均值与最大变形均值之比。各试件的环线刚度变化曲线如图8所示。由图8可知,各试件刚度整体呈先快后慢的退化趋势。在试件屈服前,负向刚度退化速度更快,这是因为前期刚度退化主要是由混凝土受拉开裂引起的,腹板自由端大量弯剪斜裂缝的出现加速了负向刚度退化;在试件屈服后,由于腹板自由端混凝土逐渐压溃和钢筋受压屈曲,导致正向承载力和刚度退化更加明显。

图8 试件刚度退化曲线Fig.8 Stiffness degradation curves of specimens

对比试件TF-1和TS-2的刚度退化曲线,发现两者曲线的走势大致相同,这表明水平钢筋配筋率对于T形墙刚度衰减的影响并不显著。试件TS-3的初始刚度最大,但其刚度退化速率也明显快于其余试件,说明小剪跨比T形墙的性能退化更显著,不利于抗震。

3.4 变形分量

基于PIV测试技术可分别计算出塑性铰区弯曲变形、剪切变形和滑移变形,将其除以位移计测得的塑性铰区总变形,即可得到各试件在加载过程中各变形分量的占比分布,如图9所示。由图9可知,各变形分量之和与总变形间的差异在10%以内,进一步验证了PIV测试手段的准确性。

图9 塑性铰区各变形分量的占比Fig.9 Proportion of deformation components in plastic hinge area

由图9可知:①试件TF-1和TS-2的剪切变形占比均小于弯曲变形占比,但水平配筋率较小的试件TS-2的剪切变形占比稍大,而试件TS-3的剪切变形与弯曲变形占比相当,说明剪跨比是决定剪力墙变形响应的决定性因素;②随着加载位移的增大,各试件弯曲变形的占比逐渐减小,剪切变形的占比逐渐增加,这是由于在加载中后期斜裂缝不断扩展,且已有斜裂缝的宽度不断增加;③3个试件在负向加载中的剪切变形占比均高于正向加载,这是由于翼缘受压时腹板自由端产生的斜裂缝相比翼缘受拉时腹板约束端产生的斜裂缝数量更多;④各试件的滑移变形发展较为稳定,对总变形的贡献较小,试件TF-1和TS-2的占比在5%以内,承载力较高的试件TS-3的占比也控制在8%以内。

3.5 耗能能力

基于试验实测的荷载-位移滞回曲线,可以定量计算出用于评价耗能能力的等效黏滞阻尼系数ξeq[16],表达式如下

(1)

式中:SABC+SADC为一个滞回环包围的面积;SVOBE+SVODF为对应三角形的面积,如图10所示。计算得到的等效黏滞阻尼系数-顶点位移曲线如图11所示。由图11可知,在整个塑性阶段等效黏滞阻尼系数呈不断增大的趋势,且增长速率逐渐加快,说明各试件的能量耗主要发生在破坏阶段。试件TF-1破坏时的等效黏滞阻尼系数大于试件TS-2及试件TS-3的,说明增加水平钢筋的配筋率和增大剪跨比可有效提升T形墙的耗能能力。

图10 等效黏性阻尼系数的计算Fig.10 Calculation of equivalent viscous damping coefficient

图11 试件等效黏滞阻尼系数曲线Fig.11 Equivalent viscous damping coefficient curves of specimens

3.6 钢筋应变

在混凝土出现斜裂缝之后,水平分布钢筋可以有效抑制裂缝宽度的增大,并代替混凝土传递剪力,维持剪力墙的抗剪能力。为了研究不同位置处的水平钢筋所发挥的抗剪作用,3个试件水平钢筋的屈服点位,如图12所示。由图12可知,试件TS-2中的水平钢筋的屈服范围最广,其次是试件TS-3,而试件TF-1的水平钢筋均未屈服。这进一步验证了试件TF-1发生弯曲破坏,而试件TS-2和TS-3发生弯剪耦合破坏。由于试件TS-2相较于试件TS-3顶点水平位移更大,且水平钢筋配筋率更低,因此达到屈服的钢筋点位更多。

图12 水平分布钢筋屈服点位分布Fig.12 Distribution of yielding points in horizontal distributed reinforcement

为分析水平钢筋应变的分布和发展规律,以试件TS-2为例,布置在25 mm,325 mm,625 mm,925 mm,1 225 mm高度的水平钢筋在不同位移水平下的应变分布,如图13所示。由图13可知,腹板约束端的水平钢筋应变值始终较小,说明翼缘的存在提高了腹板与翼缘交界处混凝土的抗剪能力,水平钢筋无需发挥其抗剪作用。而腹板自由端底部(25 mm高度处)的水平钢筋产生了较大的应变并屈服,该区域为T形剪力墙所固有的薄弱区,在弯剪耦合作用下混凝土已退出工作,完全由水平钢筋提供抗剪能力。排除腹板自由端底部的破坏区域,其余高度处水平钢筋的应变在腹板截面中部达到最大。这一方面是由截面剪应变的分布所致;另一方面由于腹板截面形心轴附近存在竖向贯通裂缝,导致对应位置处水平钢筋的应变加速增长。对比水平钢筋应变沿墙高方向的变化趋势,发现应变呈现出先增大后减小的变化规律,并在塑性铰区中间高度处达到峰值,这与斜裂缝在此处交汇的现象相符。

图13 试件TS-2不同高度处水平分布钢筋应变分布Fig.13 Strain distributions of horizontal distributed reinforcement at different heights of Specimen TS-2

4 承载力与变形能力评估

为了定量评估弯剪耦合破坏T形墙的破坏形态,考察翼缘对于T形墙受弯和受剪性能的影响,基于国内外规范对试验得到的承载力和变形能力进行评估。

4.1 承载力评估

对于剪力墙受弯承载力的计算,各国规范根据平截面假定建立的计算方法基本一致,只需预测出有效翼缘宽度,则可相对准确的计算T形截面RC剪力墙的受弯承载力。由于本次试验T形墙的翼缘宽度均在各国规范规定的有效翼缘宽度范围内,因此仅采用JGJ 3-2010《高层建筑混凝土结构技术规程》的公式计算受弯承载力Fb。

根据美国规范ACI 318-14[17]和ASCE 43-05[18]、日本规范AIJ[19]、以及中国JGJ 3-2010《高层建筑混凝土结构技术规程》提供的RC剪力墙受剪承载力计算公式,分别计算3个T形墙试验试件的受剪承载力Fs,并与试验实测承载力Pp进行对比。各试件承载力的对比结果及与试验值的误差百分比,如图14所示。由图14可知:试件TF-1正、负向的实测承载力与规范计算出的受弯承载力接近,并远小于受剪承载力,验证了其发生弯曲破坏。对于试件TS-2和试件TS-3,在翼缘受拉方向的承载力实测值接近于预估受剪承载力,并小于受弯承载力,验证了其在正向发生剪切破坏;而在翼缘受压方向的承载力实测值接近于预估受弯承载力,说明在该方向仍旧发生受弯控制破坏。此外,由于所采用的计算模型和范式的不同,各国规范对于T形墙受剪承载力的计算存在明显差异,计算结果表明不同规范间的计算误差最大可达15%。因此,为了实现“强剪弱弯”的抗震设计目标,安全起见应保证受剪承载力至少高于受弯承载力15%,以避免计算误差导致的脆性剪切破坏。

图14 试验实测承载力与各国规范预测值对比Fig.14 Comparison between measured bearing capacities and predicted values from design codes

4.2 变形能力评估

相比普通一字形墙,T形墙在翼缘受拉方向的变形能力更低,进一步减小水平分布钢筋配筋率和剪跨比会加剧剪切效应,在弯剪耦合作用下加速了T形墙的破坏。因此,有必要考察弯剪耦合破坏T形墙在罕遇地震下能否满足层间位移角限值的要求,同时评估各国规范提出的层间位移角限值的合理性。

将各试验试件破坏时对应的层间位移角分别与美国规范FEMA 356[20]、加拿大规范NBCC[21]、澳洲规范AS1170-4[22]、欧洲规范Eurocode 8[23]以及我国GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》[24]的建议值进行比较,同时给出了位移角实测值与规范限值的差值百分比,如图15所示。由图15可知,3个试件正负向的极限位移角均满足Eurocode 8和GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》的限值要求,说明这两个规范偏于安全。FEMA 356和AS1170-4的限值虽小于各试件翼缘受压方向的极限位移角,但却超过了翼缘受拉方向的极限位移角,说明这两个规范并未考虑翼缘对于T形墙变形能力的不利影响。NBCC给出的限值远超各试件的极限位移角,说明该规范严重高估了T形墙的极限变形能力。

图15 试验极限位移角与各国规范限值对比Fig.15 Comparison between measured drift ratio and limit values from design codes

5 结 论

本文完成了两个弯剪耦合控制和一个受弯控制T形墙的拟静力试验,对比分析了T形墙的损伤分布、破坏机理和抗震性能,得出如下结论:

(1)T形截面RC剪力墙无论发生弯曲破坏还是弯剪耦合破坏,均在腹板自由端呈现出局部混凝土压溃和钢筋拉断的破坏特征。只是受弯控制试件的破坏区域沿水平方向发展,且损伤程度相对较轻;而弯剪耦合控制试件的破坏区域沿斜向延伸,且损伤更为严重。

(2)减小T形墙的剪跨比会显著增加其剪切效应,剪跨比由2.67减至1.44后,T形墙的延性降低了13.7%,剪切变形占比增大了71.2%,耗能能力也明显减弱。减少水平分布钢筋配筋率会加剧斜裂缝和竖向错动裂缝的开展,并导致T形墙产生“分缝”现象,局部墙肢剪跨比的增大一定程度抵消了剪切效应增强引起的变形能力降低,致使T形墙的性能指标受水平钢筋配筋率的影响很小。

(3)现行规范未能考虑并区分受拉翼缘和受压翼缘对于T形墙受剪承载力的影响,且各国规范所采用的模型架构不同,导致所计算的T形墙受剪承载力存在明显差异。为了实现“强剪弱弯”的抗震设计目标,安全起见应保证T形墙的受剪承载力至少高于受弯承载力15%,以避免计算误差导致的脆性剪切破坏。

(4)相比普通一字形墙,弯剪耦合破坏T形墙在翼缘受拉方向的变形能力更低,但仍满足我国抗震规范关于罕遇地震下层间位移角限值的要求。而国外各规范未能考虑翼缘对于T形墙变形能力的不利影响,所提供的限值偏于不安全。