2.1 试验现象
观察图5可知:各试件均表现为腹板无翼缘端核心混凝土被压溃,腹板下部出现贯穿斜向破碎带,究其原由,是因为整个试件从腹板无翼缘端部到斜上部荷载端相当于一个斜向拉压杆,在低周反复荷载作用下,混凝土逐渐压溃脱落,因此,腹板无翼缘下端部是T形短肢剪力墙抗震能力较薄弱部位,故建议在进行抗震设计时可通过加密箍筋间距或加大箍筋直径等措施来加强核心混凝土约束作用、在腹板表面设置“叉”形分布钢筋[11]来减缓墙体裂缝发展,使之最终发生延性破坏.
通过对比各试件破坏现象总结发现,对于SDT500-1和SDT500-2等较大剪跨比(>2.15)试件,试件破坏主要发生在腹板无翼缘下端部核心混凝土被压溃,箍筋屈服,腹板端部纵筋屈服,小面积腹板表面出现交叉斜裂纹,墙体剪切破坏程度较轻,其破坏模式表现为弯曲破坏; 而对于SDT650-1、SDT650-2、SDT800-1、SDT800-2等四个剪跨比较小(≤2.15)的试件,腹板下端部混凝土最终出现大块剥落,第一排甚至第二排纵筋拉断,箍筋受拉屈服,腹板表面交叉斜裂缝相较于剪跨比较大试件(>2.15)数量更多,间距更小,几乎分布在整个腹板表面,剪切破坏较严重,破坏模式表现为以弯曲破坏为主的弯剪破坏.
2.2 滞回特性
各试件的滞回曲线,如图6所示,图中还列出了3个文献[13]中配置普通钢筋混凝土T形短肢剪力墙试件的滞回曲线T500-2、T650-1、T800-2,用于进行抗震性能的对比.
由图可知:在加载初期,各试件滞回曲线成单调线性变化,几乎重合在一起,试件内部几乎无损伤,耗能能力较低,随着不断加载,滞回曲线面积不断增大,腹板无翼缘端部纵筋逐渐屈服,试件内部产生损伤,累积残余变形增大,呈现出塑性特征.峰值荷载以后,滞回曲线由梭形逐渐过渡至S形,产生一定的捏缩现象; 在同一工况下加载,下一循环的峰值荷载比上一循环峰值荷载有所减少,说明当试验不断地进行,试件产生强度衰减,且滞回曲线倾向于水平轴趋势愈加明显,刚度产生衰减,腹板端部混凝土逐渐失去承载作用.因为T形试件在水平加载方向上的几何不对称性,故所有试件的滞回曲线在正负两个方向不对称.正向加载时腹板受压,滞回环所包络范围大,变形能力较强,但承载力较小; 负向加载腹板受拉,滞回环包络相对较小,但承载力较大,变形能力相比正向更强,表明T形试件在腹板受拉,冀缘受压时具有更佳的抗震可能性,其原因是对于高强钢筋混凝土试件,在反复荷载作用下,腹板无翼缘端部混凝土先于高强钢筋破坏,因此,正向承载力较小,变形能力也较低,而高强钢筋具有良好的弹塑性变形能力,在正向破坏后仍能继续承受荷载,故而负向承载力较大,变形能力相对较强.
对比不同设计参数的短肢剪力墙,可发现:
(1)试件SDT650-2相较于SDT650-1的区别是腹板无约束边缘构件箍筋进行加密的,从图6中可观察到,其滞回曲线更饱满,延性也更好,最终试验破坏程度明显轻于SDT650-1,说明加密腹板无翼缘端边缘约束构件箍筋对于改变试件受力性能及破坏形态有显著的效果,其原因在于加密边缘约束构件能够极大增强对核心混凝土的约束作用,使其处于三向受压状态,从而减缓破坏进程,增大试件的变形能力;
(2)试件SDT800-1相对于SDT500-1(由于仪器出现故障,加载前作动器激烈抖动,造成腹板端部严重损伤,因此SDT500-1滞回曲线不光滑,且承载力较小)的区别是剪跨比较小,SDT800-1滞回曲线包络面积更大,承载力提升约220%,延性降低约4%,捏缩效应也更为显著,其原因在于随着试件的剪跨比减小,在高度一定时,腹板截面尺寸相对更大,故承载力增加较明显,但剪跨比较小的试件在低周反复荷载作用下钢筋与混凝土之间剪切滑移越来越严重,从而捏缩效应也更显著;
(3)对比轴压比不同对照组SDT500-1和SDT500-2、SDT800-1和SDT800-2可发现,轴压比越大的试件,承载力提高显著,滞回曲线也更饱满,但轴压比较高的试件,如SDT500-2、SDT800-2等试件,在加载后期承载力不趋于稳定,呈现“阶跃”式下降的特点.
对比配置高强钢筋混凝土短肢剪力墙与普通短肢剪力墙滞回曲线可发现:高强钢筋混凝土短肢剪力墙滞回曲线饱满,承载力大,正负向承载力分布较均匀,残余变形较小,钢筋屈服后,有较大的承载力余量可继续承载,而普通短肢剪力墙滞回曲线残余变形大,捏缩较严重,呈现“一头大一头小”的特点,承载力普遍较小,钢筋屈服后,承载力提升潜力普遍较小.由此说明配置高强钢筋的短肢剪力墙综合抗震性能相对普通短肢剪力墙较好.
图5 试件破坏形态
Fig.5 Failure mode
图6 试件顶点水平荷载位移滞回曲线
Fig.6 Top lateral force-displacement hysteretic loop
2.3 骨架曲线
各试件骨架曲线如图7所示.从总体上看,在正向各曲线间斜率变化较剧烈,SDT800-1、SDT800-2刚过峰值点后就快速下降,试件为脆性破坏,而各曲线在负向离散性不大,在该方向为延性破坏,由此可得出T形短肢剪力墙腹板受压方向抗震性能较薄弱,因此,建议在截面设计时需大力加强腹板无翼缘侧的抗震设计.
从图7可看出:SDT800-1相比SDT500-1,剪跨比相对更小,腹板截面尺寸更大,SDT800-1承载力远大于SDT500-1,初始刚度也更大,但荷载峰值点后承载力下降段更陡,说明随着试件剪跨比的减小,腹板截面尺寸相对更大,参与作用的钢筋与混凝土增多,因而能够增大极限承载力,但腹板剪切损伤也更严重,因此承载力下降较迅速,短肢剪力墙的极限变形减小,延性变差.对比分析试件SDT500-1、SDT500-2和SDT800-1、SDT800-2,SDT500-2、SDT800-2等试件轴压比较大,开裂荷载提高,承载力分别提升81.9%、10.6%,表明轴压比在一定范围的增大,试件承载力能得到显著提升,但轴压比越大的试件,峰值荷载后承载力下降较快,延性变形性能降低; 与试件SDT650-1相比,SDT650-2为腹板无翼缘端边缘约束构件箍筋进行加密,2个试件承载力相近,但SDT650-1峰值荷载后曲线下降段较陡,而SDT650-2曲线荷载下降段更平缓,说明腹板无翼缘端箍筋加密能有效减缓试件的承载力退化.试验结束后各试件仍具有较高的承载力,表明配置的高强钢筋骨架相对于普通钢筋对结构墙体抗倒塌具有更明显的作用.
图7 试件顶点水平荷载位移骨架曲线
Fig.7 Top lateral force-displacement skeleton curves
图8 屈服位移确定方法
Fig.8 Determination methods of yielddisplacement
2.4 承载力与变形能力
在骨架曲线上,当荷载减小到0.85倍峰值荷载相对应的位移即为极限位移Δu,由能量等值法确定屈服位移Δy,如图8所示,位移延性系数μ=Δu/Δy,表4为高强钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果,表5为课题组前期在西建大所做的普通钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果[13].由于极限位移值相比位移延性系数更能反映结构变形能力大小,故本文主要以极限位移来衡量结构的极限变形能力.
由表可知,当试件的剪跨比从2.8减小到2.15,极限荷载值增加约87.6%,极限位移值下降约8.9%,当试件的剪跨比从2.15减小到1.75,极限荷载值增加约27.6%,极限位移值增加约9.7%,同时位移延性系数在剪跨比为2.15时达到最大.由此可知对于高强钢筋混凝土短肢剪力墙构件,随着剪跨比减小,在试件高度一定时,腹板截面尺寸更大,故承载力大幅增加,但剪跨比较小时,剪切变形破坏成分增多,故承载力增加趋缓.
试件SDT650-2相比于SDT650-1为墙体端部进行箍筋加密,SDT650-2极限位移值比SDT650-1增加约19.1%,位移延性系数比SDT650-1增大1.35%,说明腹板无翼缘端部约束边缘构件箍筋加密后,能加大对核心混凝土的围压效应,故试件变形能力有较显著的提升.
试件SDT800-2相对于SDT800-1,轴压比较大且进行箍筋加密,极限承载力增加10.6%,极限位移值下降11.7%,延性下降12.1%,表明轴压比对T形截面高强钢筋混凝土短肢剪力墙影响趋势与普通短肢剪力墙类似,即在一定范围内,试件轴压比越大,承载力更高,变形能力降低,延性系数减小,脆性破坏特征越明显,因此应对轴压比限值进行合理限制; SDT800型试件破坏程度和范围均较SDT500型严重,因此试件当剪跨比较小时,更应严格控制轴压比限值,防止压弯剪耦合作用效应造成突然脆性破坏; 试件SDT500-2相对于SDT500-1,轴压比更大且进行加密,极限位移增加10.9%,位移延性系数增加约5.1%,表明箍筋加密对剪跨比较大试件SDT500-2极限变形能力的正相关影响相对于剪跨比较小SDT800-2试件更显著,因为此时试件相当于一根悬臂梁,加密箍筋能极大增强试件的变形能力.
对比配置高强钢筋的短肢剪力墙构件与表3普通短肢剪力墙构件[13]发现,配置高强钢筋的短肢剪力墙试件开裂位移和屈服位移值普遍远大于普通短肢剪力墙试件,说明高强钢筋改善了试件的抗裂性和提高了试件的屈服阶段,因此试件延性系数较小; 同时配置高强钢筋短肢剪力墙试件具有较大的承载力和良好的变形能力,峰值承载力较同截面尺寸普通短肢剪力墙普遍提升20%以上.
表4 高强钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果
Tab.4 Test results of high-strength reinforced concrete short-leg shear wall
表5 普通钢筋混凝土短肢剪力墙试验结果
Tab.5 Test results of ordinary reinforced concrete short-leg shear wall
2.5 刚度退化
6个T型短肢剪力墙的刚度随水平加载位移变化的曲线如图9所示,采用同级变形的环线刚度k来表示[12],如式(1).从图9中可看出,在加载全过程中,试件在正向加载时比负向加载时刚度退化速度更快,表明正向破坏程度快于负向; 从加载前期到试件屈服,刚度退化最快,约退化至初始刚度的70%,此后,刚度退化不断减缓.
由图9可知:轴压比能较显著地影响试件从加载到破坏的刚度退化,且轴压比越大,在接近破坏时其刚度减小越突然,无减缓趋势,呈现脆性破坏的特点; 腹板端部对核心混凝土的约束作用越强,刚度退化越缓慢,说明在腹板端部加密箍筋能有效减缓试件在全过程中受载时的刚度退化速度.
式中:pi表示同一位移幅值下多次加载循环的荷载值,Δi表示与荷载值对应的位移值.
图9 试件刚度退化曲线
Fig.9 Stiffness degradation of specimens
2.6 耗能能力
根据试件滞回曲线,可以绘制相关耗能曲线和等效粘滞阻尼系数曲线he,如式(2).由图 11可知,试件的轴压比越大,耗能曲线在加载末期越快速下降,不利于满足抗震需求,因此有必要进行相应结构形式的改进.由图 12可知,随着位移加载周数增加,各试件等效粘滞阻尼系数也随之增大,表明试件耗能逐渐增加,进入塑性阶段以后,试件的耗能增长速度加快; 临近加载结束,大部分试件等效粘滞阻尼系数增加至0.1～0.2,SDT650-1、SDT800-2等效粘滞阻尼系数增大至0.4～0.5,与普通短肢剪力墙[13]耗能情况对比,各试件累积耗能增加约125.6%～486%,故本文这种新型短肢剪力墙能量耗散能力相比普通短肢剪力墙结构大大增加,表明配置有高强钢筋的短肢剪力墙试件具有良好的耗能能力.
图 10 等效粘滞阻尼系数计算示意图
Fig.10 Schematic diagram for calculation of equivalent viscous damping coefficients
图 11 耗能-半周数曲线
Fig.11 Energy consumed versus number of half cycles
图 12 等效粘滞阻尼系数-周数曲线
Fig.12 Equivalent hysteretic damping coefficient versus cycles
2.7 应变分析
本文六个构件均为T形截面,具有相似的受力机理,故选取典型试件SDT650-1进行分析.
2.7.1 截面纵筋应变
纵筋应变沿试件腹板截面高度分布的特点见图 13.
图 13 纵筋应变沿截面高度分布
Fig.13 Strain of longitudinal reinforcement bars
图 14 箍筋应变分布
Fig.14 Strain of stirrup
由图可知:随着试验不断加载,纵筋应变数值逐渐增大,表明在水平荷载作用下,墙体纵筋拉伸变形不断增大; 在开裂、屈服阶段,截面应变分布符合平截面假定,在峰值阶段,截面应变分布近似符合平截面假定,有些点稍偏离平截面假定.在极限阶段,截面应变已不符合平截面假定,同时纵筋应变片越靠近腹板无翼缘端部,应变数值越大,在极限阶段,腹板端部纵筋应变快速增加,反映了此处为抗震薄弱部位,易受到地震损伤应大力加强此部位的抗震设计.
2.7.2 截面箍筋应变分布
箍筋应变沿试件腹板截面高度分布的特点见图 14.
由图可知:随着试验不断加载,箍筋应变数值逐渐增大,表明在水平荷载作用下,腹板箍筋能有效约束混凝土的膨胀变形; 腹板下端部箍筋应变始终大于中上部表明墙体损伤主要集中在腹板下部; 腹板端部应变数值始终大于远离腹板端部一侧的应变,表明对边缘构件进行加密能够改善墙体受力性能,提升试件整体抗震能力.
3 结论
(1)试件破坏主要发生在腹板无翼缘下端部,因此,建议在腹板无翼缘端部可通过加密箍筋间距或加大箍筋直径等措施加强核心混凝土约束效应,在腹板表面设置“叉”形分布钢筋来对T形截面短肢剪力墙进行设计与加固改进;
(2)在墙体高度一定时,随着剪跨比减小,腹板截面截面尺寸增大,承载力增加明显,但增幅逐渐减缓; 轴压比也能较明显的影响墙体的承载力,在一定范围内增加轴压比,承载力有所增加,但轴压比过大时,脆性破坏特征越明显,因此,应对试件轴压比限值进行严格控制;
(3)对腹板端部进行箍筋加密后,可使核心混凝土达到极限抗压强度,充分利用混凝土抗压能力强的材料性能,使墙肢极限变形能力明显提升,延性得到改善;
(4)综合来看,剪跨比为2.15的SDT650-2型试件承载力高,极限变形能力强,延性最佳,抗震性能最优,可供结构选型参考;
(5)通过与普通配筋短肢剪力墙承载力、极限变形能力、耗能情况等试验数据对比,表明配置高强钢筋的短肢剪力墙综合抗震性能远好于普通钢筋混凝土短肢剪力墙.
