2017, Vol. 49
混凝土剪力墙由于其平面内刚度较大，在水平荷载作用下侧向位移较小，被广泛应用于高层建筑结构[1].由于粘土砖结构的禁用和地震的频繁发生，混凝土剪力墙在多层住宅中应用也越来越广泛[2].但如果按照《高层建筑混凝土结构技术规程》[3]对多层住宅中的混凝土剪力墙进行设计，会导致钢筋用量偏多、施工不便、造价偏高，不利于推广应用.为此，课题组针对多层住宅结构，开展了单排配筋混凝土剪力墙结构研究，围绕设计方法、构造措施、施工工艺、抗震性能等方面开展了较系统的研究工作.结果表明：通过合理的设计，单排配筋混凝土剪力墙的抗震性能明显优于砖砌体墙，可以满足多层住宅结构抗震性能要求[4]；单排配筋混凝土剪力墙边缘构件宜采用设置矩形箍筋或三角形箍筋的暗柱形式[5]；单排配筋混凝土剪力墙连梁与墙肢的强弱关系对其连接部位的破坏特征影响较大，宜设计成强墙肢、弱连梁的结构形式[6].
由于多层建筑结构中混凝土剪力墙的轴压比一般较低[7]，再加上单排配筋混凝土剪力墙的墙体配筋量较少，在水平地震作用下，其底部施工缝处容易发生水平剪切滑移现象.为此，在低配筋量的单排配筋混凝土剪力墙中配置斜向钢筋，可以限制基底施工缝处水平剪切滑移和墙体斜裂缝开展，提高混凝土剪力墙的抗震耗能能力[8-11].为探求带斜筋单排配筋混凝土剪力墙的优化配筋设计方法，本文对5个不同配筋形式的矩形截面混凝土低矮剪力墙进行低周反复荷载试验研究.
1 试验概况 1.1 模型设计设计5个单排配筋剪力墙模型，编号为SW1.0-1~SW1.0-5.模型由墙顶加载梁、墙底基础梁及墙体构成.模型的几何尺寸均相同：墙体宽度为1 200 mm，厚度为140 mm，即《混凝土结构设计规范》[12]中规定的剪力墙最小厚度，剪跨比λ=1.0.其中，SW1.0-1为不带斜筋单排配筋剪力墙，SW1.0-2~SW1.0-5为带斜筋单排配筋剪力墙，其配筋率及配筋形式不同，最低配筋率取《高层建筑混凝土结构技术规程》[3]规定的剪力墙分布钢筋最小配筋率0.25%，5个模型的配筋详情见表 1.模型的边缘构件均采用三角形箍筋暗柱形式，纵筋为3Ф8钢筋，箍筋为Ф4 @ 70.模型的几何尺寸及配筋见图 1.
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表 1 模型配筋 Table 1 Reinforcement of specimens |
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图 1 模型尺寸及配筋 (mm) Figure 1 Dimensions and reinforcement details of specimens (mm) |
采用商品混凝土浇筑模型，墙体混凝土强度设计等级为C30，实测立方体抗压强度均值为55.56 MPa，弹性模量为3.13×104 MPa.墙体钢筋均采用HPB300级钢筋，其力学性能见表 2.
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表 2 钢筋力学性能 Table 2 Mechanical properties of steel bars |
试验加载装置见图 2.加载方案为在恒定竖向轴压力作用下施加往复水平力.首先在截面形心处施加竖向轴压力至624 kN，使墙体试验轴压比达到0.1，并在试验过程中保持恒定.水平力采用荷载-变形双控制的方法：模型屈服前采用荷载控制，分成三级加载，每级荷载反复1次，级差80 kN；从第4循环开始采用变形控制，逐级加载，每级位移增量取模型1/400位移角，每级反复2次；当顶点位移角超过1/66时，每级位移增量改为1/200位移角.加载至模型承载力下降到峰值荷载的85%以下时，试验停止.
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图 2 加载装置 Figure 2 Test setup |
试验量测内容主要有：轴压力、水平力、水平位移、剪切变形、钢筋应变.在加载过程中，观察记录裂缝的发展情况、裂缝宽度及混凝土破坏现象等.位移计及百分表布置见图 3(a).钢筋应变测量包括：暗柱底部纵向钢筋应变、剪力墙竖向分布钢筋应变、剪力墙水平分布钢筋应变和斜向钢筋应变.模型SW1.0-5的钢筋应变测点布置见图 3(b).
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图 3 模型测点布置 Figure 3 Instrumentation of specimens |
模型最终破坏形态见图 4，其中照片为水平位移角达1/50时的破坏形态.各模型墙体下部裂缝较为集中，加载开始时，各模型均先在下部墙体边缘处出现水平裂缝，之后水平裂缝向墙底延伸，逐渐形成相互贯通的交叉型弯曲裂缝.模型SW1.0-3的斜裂缝在加载后期承载力下降阶段发展为对角主斜裂缝，最后因剪切破坏丧失承载能力，其他模型呈以弯曲破坏为主的弯剪破坏特征.
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图 4 破坏形态 Figure 4 Failure modes of specimens |
SW1.0-1墙体斜裂缝开展不充分，主要因为墙体内未配置斜筋，墙底抗剪切滑移能力较弱，加载后期墙底水平弯曲裂缝处出现剪切滑移现象，最终因角部混凝土压碎而失效.SW1.0-2墙体裂缝主要为弯曲裂缝，其原因是墙体分布钢筋配筋率降低，改为布置斜筋增强了墙体抗剪能力和底部抗剪切滑移能力，使得其正截面受弯承载能力相对减弱，墙底水平弯曲裂缝开展充分，墙体斜裂缝开展较少.SW1.0-3墙体因分布钢筋配筋率较低，而斜筋配筋率较高，且斜筋在墙底边缘构件区域集中布置，导致其对墙底正截面受弯承载力的贡献作用大于其对墙体受剪承载力贡献作用，计算表明其正截面承载力略低于斜截面承载力，在剪力墙承载力下降阶段，剪力墙底角部位混凝土压坏后，导致斜截面承载力下降较快，最终发生了斜向剪切破坏.SW1.0-4墙体虽然与SW1.0-3总配筋率相同，但其分布钢筋配筋率较高，而斜筋配筋率相对低些，剪力墙斜截面承载力在整个受力过程中始终大于正截面承载力，导致承载力下降阶段的破坏形态与SW1.0-3有所不同，最后破坏特征以弯曲破坏为主，且墙底裂缝较多，分布区域较高.SW1.0-5墙体因斜筋呈扇形布置 (45°、60°、75°)，且斜筋配筋率低于分布钢筋的配筋率，剪力墙失效以弯曲破坏为主，加载后期出现了倾斜角度较大的压剪斜裂缝.
各剪力墙底角部位均有混凝土压碎、钢筋屈曲现象.剪力墙达到峰值荷载时，边缘暗柱底部受拉纵筋均达到了屈服状态.
2.2 滞回性能SW1.0-1~SW1.0-5的水平力-位移滞回曲线见图 5，位移指距墙底1 200 mm的顶点水平位移.
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图 5 水平力-位移滞回曲线 Figure 5 Horizontal force-displacement hysteretic loops |
由图 5可见：模型SW1.0-1，由于墙底水平裂缝开展和滑移相对较重，加载后期不可恢复的残余变形较大.模型SW1.0-2和SW1.0-5的滞回性能较为相近，破坏后期力学性能退化速度较慢，变形能力较好.模型SW1.0-4的破坏后期力学性能退化速度慢于模型SW1.0-3.各模型在最后一次滞回加载时，均发生了墙底角部混凝土压溃现象，导致承载力和刚度下降十分明显.
2.3 承载力各模型的水平力-位移骨架曲线比较见图 6.可见：开裂前，各模型曲线基本重合；开裂与屈服阶段，曲线略有差异；峰值荷载之后，骨架曲线的下降速度差别较明显；模型SW1.0-2、SW1.0-5骨架曲线平缓，承载能力比较稳定.
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图 6 水平荷载-位移骨架曲线 Figure 6 Horizontal load-displacement envelope curves |
各模型的开裂荷载Fcr(墙体出现肉眼可见的第一条明显裂缝时荷载值)、屈服荷载Fy、峰值荷载Fu列于表 3.其中屈服荷载采用能量等值法确定.由表 3可见：
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表 3 开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载的实测值 Table 3 Test result of cracking load, yield load and peak load |
1) 模型SW1.0-4与SW1.0-1相比，各特征点实测值均略有提高.表明在分布钢筋配筋率相同的情况下，增加斜筋能提高剪力墙的承载能力.
2) 模型SW1.0-3与SW1.0-2相比，在分布钢筋配筋率相同且均存在斜筋的情况下，斜筋配筋率增加对剪力墙峰值荷载的提高有一定作用，但对其开裂和屈服荷载影响不大.
3) 模型SW1.0-5与SW1.0-2相比，各特征点荷载值基本相近.表明在分布钢筋和斜筋配筋率相同的情况下，斜筋呈扇形布置对承载力的贡献不大.
总的来说，各模型承载力差异不大，其主要原因是：混凝土强度及边缘构件对模型承载力贡献明显，在低配筋条件下的墙体配筋形式变化对其承载力影响较小.
2.4 变形能力各模型的开裂位移Δcr、屈服位移Δy(正负向均值)、峰值位移Δu(正负向均值)、破坏位移Δd(正负向均值)、延性系数μ=Δd/Δy列于表 4.Δd取承载力下降至峰值荷载的85%时所对应的位移值，模型SW1.0-1和SW1.0-4负向承载力未能下降至峰值荷载的85%，则Δd取正向数值.位移角θ=Δ/H，Δ为墙顶测点的水平位移，H为测点高度.
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表 4 模型的特征点位移 Table 4 Characteristic displacement of specimens |
由表 4可见：
1) 模型SW1.0-4与SW1.0-1相比，峰值位移略有增加，延性系数提高了23.1%.表明在分布钢筋配筋率相同的情况下，增加斜筋能提高剪力墙的延性.
2) 模型SW1.0-2、SW1.0-5较其他3个模型延性提高明显，表明斜筋和分布筋配筋量的优化配置可以提高剪力墙的延性，当分布筋配筋率为0.15%，斜筋配筋率为0.10%时，延性提高效果较佳.
3) 模型SW1.0-5与SW1.0-2相比，延性系数提高了25.1%.表明在分布钢筋和斜筋配筋率相同的情况下，斜筋呈扇形布置有助于提高剪力墙的延性.
低矮剪力墙的水平剪切变形占总变形的比例较大，尤其是在剪力墙开裂以后，剪切变形所占的比例会进一步增加.表 5列出了各模型达到破坏荷载时剪切变形所占比例值.可见，不带斜筋剪力墙SW1.0-1的剪切变形所占比例明显大于其他带斜筋剪力墙.表明斜筋可以有效地控制低矮剪力墙剪切变形，且墙体配筋或斜筋越多，其剪切变形占总变形的比例越小.
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表 5 模型的剪切变形 Table 5 Shear deformation of specimens |
各模型实测所得初始刚度Ko、开裂割线刚度Kcr、屈服割线刚度Ky、峰值割线刚度Ku、1/50位移角割线刚度K1/50列于表 6.
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表 6 模型的割线刚度 Table 6 Secant rigidity of specimens |
由表 6可见：各模型初始刚度较为接近，模型SW1.0-2、SW1.0-4与SW1.0-1相比，开裂刚度和屈服刚度明显提高，说明在配筋量不变的情况下，合理布置斜筋可减缓低矮剪力墙开裂后的刚度衰减速度；在分布钢筋配筋量相同的情况下，增设斜筋可明显减缓剪力墙开裂后的刚度衰减速度.其原因是斜筋能更有效地承担墙体斜向主拉应力，限制斜裂缝的开展，增强斜裂缝间的骨料咬合作用，增大墙体抗剪切能力，减小剪切变形，从而减缓刚度下降速度.模型SW1.0-5与SW1.0-2相比，除开裂刚度以外，各刚度数据均明显提高，表明在分布钢筋和斜筋配筋率相同的情况下，斜筋呈扇形布置能减缓剪力墙的刚度衰减；模型SW1.0-3在1/50位移角时割线刚度较其他模型低，峰值荷载后，刚度退化更为迅速，主要是因为剪力墙在承载力下降阶段同其他模型不同，发生了剪切破坏.
2.6 耗能能力模型的能量耗散能力以累积耗能Ep(滞回曲线所包围面积) 和等效粘滞阻尼系数he来衡量.图 7和图 8分别为累计耗能和等效粘滞阻尼系数随水平位移增长而变化的关系曲线.
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图 7 累计耗能与水平位移关系 Figure 7 Energy dissipation curves of specimens |
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图 8 等效阻尼系数与水平位移关系 Figure 8 Equivalent viscous damping coefficient curves of specimens |
表 7给出了模型荷载下降至峰值荷载85%以前的累计耗能，破坏荷载点所在滞回环的等效粘滞阻尼系数he.
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表 7 模型的耗能能力 Table 7 Energy dissipation of specimens |
1) 与SW1.0-1相比，带斜筋剪力墙模型的耗能能力明显提高，尤其是模型SW1.0-2和SW1.0-5的累计耗能提高显著，表明按合理比例配置斜筋，可更有效地提高单排配筋混凝土低矮剪力墙的抗震耗能能力.其原因是斜向钢筋可以增强墙底水平裂缝处的销栓作用和墙体斜裂缝的骨料咬合作用，使得墙体具有较好的弹塑性变形能力，从而提高其耗能能力.
2) SW1.0-2与SW1.0-5的耗能能力相差不大，表明相同配筋率情况下，斜筋扇形放置对低矮混凝土剪力墙的耗能能力影响较小.
3) SW1.0-3最终发生的是脆性剪切破坏，破坏时的等效粘滞阻尼系数较小.
2.7 钢筋应变规律图 9(a)为各模型边缘暗柱钢筋应变测点ZZ2第六、七循环加载的应变发展规律.图 9(b)为SW1.0-2剪力墙最外侧斜向钢筋底部应变测点X1的应变发展规律.
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图 9 钢筋应变滞回曲线 Figure 9 Load-strain hysteresis loops of reinforcement |
由图 9对比分析可见：
1) 图 9(a)中各模型在达到峰值荷载之前，边缘构件底部受拉纵筋均已屈服，模型正截面受弯承载力较弱，呈现弯曲破坏形态.与模型SW1.0-1相比，其他4个模型的边缘暗柱纵筋应变，由于斜筋有效限制了斜裂缝的开展，降低了墙体刚度衰减速度，减慢了墙体水平变形发展，使得其发展速度减慢；随着墙体配筋率或斜筋配置量的提高，边缘暗柱纵筋受拉应变发展速度相应降低；斜筋呈扇形布置，可降低边缘暗柱纵筋的应变发展速度.
2) 图 9(b)表明，当墙体混凝土出现斜裂缝时，斜向钢筋应变会突增，最终受拉屈服.表明斜筋在剪力墙体受剪过程中可有效控制斜裂缝的开展，增强墙体的抗震耗能能力.
3 结论1) 对于单排配筋混凝土低矮剪力墙，斜筋可以有效控制其剪切变形.
2) 斜筋和分布筋的合理配置，可以明显提高单排配筋混凝土低矮剪力墙的抗震性能；当分布钢筋配筋率为0.15%、斜筋配筋率为0.10%时，效果较好.
3) 扇形布置斜筋，有利于提高单排配筋混凝土低矮剪力墙的延性和减缓刚度衰减.
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