T形與L形截面局部設(shè)縫短肢剪力墻抗扭性能試驗(yàn)研究

張 敏 易 祺 王竹林 廖桂紅

(廣西科技大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，柳州545006)

1 引言

《高層建筑設(shè)計(jì)規(guī)程》規(guī)定截面肢寬與肢厚之比為4～8的剪力墻為短肢剪力墻。短肢剪力墻墻肢厚度一般為200～300 mm，墻肢長(zhǎng)度一般為800～2 400 mm。由于該剪力墻布置靈活，克服了一般框架露梁露柱的缺點(diǎn)，因而短肢剪力墻在現(xiàn)代建筑中獲得了廣泛應(yīng)用，但由于T形、L形截面短肢剪力墻縱筋配置不對(duì)稱，因此地震作用下，該剪力墻截面翼緣受拉與受壓時(shí)延性與耗能能力差異較大，當(dāng)翼緣受拉時(shí)，由于翼緣受拉縱筋參與了腹板工作將減小墻體延性，降低墻體耗能能力;而當(dāng)翼緣受壓時(shí)，翼緣受壓縱筋則增大墻體延性，提高墻體耗能能力。此外，不少試驗(yàn)表明，低周水平反復(fù)荷載作用下，T形、L形截面短肢剪力墻的滯回曲線一頭大，一頭小，滯回環(huán)不對(duì)稱，其延性與耗能與水平荷載方向有關(guān)，上述均表明T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能存在不足。

為了克服短肢剪力墻抗震性能的不足，作者提出了局部設(shè)縫短肢剪力墻［1］，即在傳統(tǒng)T形、L形截面短肢剪力墻的底部塑性鉸區(qū)域，沿墻體高度方向設(shè)置豎縫，將配置在墻體翼緣內(nèi)的腹板縱筋與翼緣內(nèi)其他縱筋分離，使翼緣內(nèi)僅腹板縱筋參與腹板受力，翼緣內(nèi)其他縱筋不再參與腹板受力，從而使墻體底部塑性鉸區(qū)的腹板縱筋對(duì)稱配置，以減小腹板截面混凝土受壓區(qū)高度，增大墻體延性與耗能，從而提高T形、L形截面短肢剪力墻抗震性能。試驗(yàn)與理論分析均表明［1］，該短肢剪力墻局部設(shè)縫后，墻體耗能與延性均大大提高，而腹板平面內(nèi)承載能力降低大致5%左右，等效彈性剛度EIeq降低6%左右，均滿足工程要求，這些內(nèi)容已在文獻(xiàn)［1］中闡述。該局部設(shè)縫短肢剪力墻目前已申請(qǐng)了國(guó)家發(fā)明專利。

國(guó)內(nèi)不少學(xué)者對(duì)短肢剪力墻進(jìn)行了研究。2012年廣西科技大學(xué)張敏等對(duì)傳統(tǒng)及局部設(shè)縫T形與L形截面短肢剪力墻進(jìn)行了低周水平反復(fù)加載試驗(yàn)研究［1］，表明T形、L形截面短肢剪力墻的底部局部設(shè)縫后，其延性、耗能等抗震性能顯著提高。2011年4月西安建筑科技大學(xué)李青寧等進(jìn)行了鋼筋混凝土短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［2］，分別采用6個(gè)T形及6個(gè)L形短肢剪力墻試件通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)，表明T形與L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側(cè)移滯回曲線兩側(cè)不對(duì)稱，滯回環(huán)呈現(xiàn)一頭大一頭小的不對(duì)稱形狀，并且當(dāng)短肢剪力墻翼緣受拉時(shí)的延性比翼緣受壓時(shí)延性小得多。2010年12月西安建筑科技大學(xué)張品樂等進(jìn)行了短肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［3］，分析了短肢剪力墻的承載力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞機(jī)制等抗震性能。2010年8月西安建筑科技大學(xué)李曉莉等對(duì)T形、L形等截面異形柱和短肢剪力墻的軸壓比限值進(jìn)行了比較分析［4］，表明截面翼緣處于受拉側(cè)時(shí)，軸壓比較低，構(gòu)件軸壓比限制應(yīng)按翼緣處于受拉側(cè)考慮。2010年8月西安建筑科技大學(xué)張品樂等研究了L形截面短肢剪力墻的抗震性能［5］，分析了試件的承載能力、延性、滯回特性、耗能能力及破壞特性等，表明L形截面短肢剪力墻試件的水平荷載—側(cè)移滯回曲線兩側(cè)不對(duì)稱，滯回環(huán)呈現(xiàn)一頭大一頭小的不對(duì)稱形狀，并且當(dāng)L形截面短肢剪力墻翼緣受拉時(shí)延性比翼緣受壓時(shí)小得多。2010年2月李青寧等對(duì)T形截面六片短肢剪力墻，兩片普通剪力墻分別進(jìn)行了低周反復(fù)水平荷載作用下的試驗(yàn)研究［6］，分析了短肢剪力墻的破壞現(xiàn)象，對(duì)滯回曲線及骨架曲線進(jìn)行分析，研究了從開裂直至破壞過程中剛度退化系數(shù)隨試件位移變化的規(guī)律，并給出了數(shù)值模擬公式，通過對(duì)比各試件位移延性的差異，表明當(dāng)短肢剪力墻的高厚比從規(guī)范規(guī)定的8變化到普通剪力墻的9時(shí)性能差異并不明顯。2010年4月西安建筑科技大學(xué)吳敏哲等進(jìn)行了T形截面短肢剪力墻的非線性分析［7］，表明T形短肢剪力墻在翼緣受拉，腹板受壓時(shí)，隨軸壓比增大，極限承載力逐步降低，延性明顯變差，且T形短肢剪力墻三個(gè)端部的配筋量相等并不合理，應(yīng)加大腹板端部的配筋量。2009年4月吳敏哲等為了解決T形短肢剪力墻承載力、延性不對(duì)稱及在腹板受壓時(shí)破壞為脆性的問題，提出了型鋼短肢剪力墻的概念［8-9］，即在腹板端部設(shè)置型鋼暗柱，并通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)揭示了型鋼短肢剪力墻的破壞形態(tài)、延性及滯回性能，結(jié)果表明:型鋼短肢剪力墻的承載力和延性有顯著提高，適當(dāng)配置型鋼后滯回曲線接近對(duì)稱，構(gòu)件的綜合性能得到明顯改善;而普通短肢剪力墻在破壞過程中，容易出現(xiàn)斜裂縫，正截面受彎破壞常常伴隨著斜截面裂縫的開展，型鋼短肢剪力墻腹板的斜裂縫比普通短肢剪力墻更為密集，型鋼短肢剪力墻與普通短肢剪力墻相比，顯著改善了抗震性能，經(jīng)過合理配置型鋼后，構(gòu)件水平往復(fù)承載力大致相等。構(gòu)件的滯回曲線大致對(duì)稱，兩個(gè)方向的受力性能大致相同;型鋼短肢剪力墻在腹板受壓時(shí)的豎向承載穩(wěn)定性較普通短肢剪力墻有明顯改善，配置合理型鋼受壓，使構(gòu)件腹板受壓時(shí)發(fā)生大偏心破壞，可以大大改善構(gòu)件的延性，腹板的裂縫在翼緣和型鋼暗柱的約束下，沒有貫穿整個(gè)截面，整個(gè)構(gòu)件的裂縫可以充分發(fā)展，可以承受較高的荷載。2007年6月肖良麗等利用ANSYS對(duì)兩組6個(gè)鋼筋混凝土短肢剪力墻進(jìn)行單調(diào)荷載作用下的非線性有限元分析［10］，并將計(jì)算的荷載—位移曲線與試驗(yàn)的骨架曲線進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明兩者符合較好，當(dāng)肢厚比為6．5左右的短肢墻受力性能較好，同時(shí)具有一定的能量?jī)?chǔ)備;軸壓比高的短肢剪力墻的開裂荷載、屈服荷載和極限荷載要比軸壓比低的短肢剪力墻大，但延性和耗能能力要比后者小，其中軸壓比為0．3左右的短肢剪力域試體，綜合性能較好。2003年3月東南大學(xué)黃東生等對(duì)短肢剪力墻進(jìn)行了彈塑性性能研究［12］，分析了墻體破壞形態(tài)、滯回特性和整體性能等對(duì)其彈塑性性能的影響。2000年5月Zhang和Wang對(duì)承受較高軸壓比與剪壓比的鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了理論與試驗(yàn)研究［13］，表明軸壓比對(duì)墻體的破壞模式、剛度和延性影響很大，試驗(yàn)中軸壓比為0．35的試件，剪力墻發(fā)生了出平面的屈曲破壞，延性很低，而軸壓比為0．25、剪壓比為0．11的試件發(fā)生了邊緣混凝土壓碎破壞，延性較高，因此對(duì)剪力墻的允許軸壓比應(yīng)進(jìn)行多個(gè)試驗(yàn)研究。1999年4月Kwan和Cheng，對(duì)帶豎縫的鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了地震反應(yīng)的非線性分析［14］，表明剪力墻設(shè)置豎縫后，將豎縫間連梁設(shè)計(jì)為先于剪力墻板破壞之前屈服，則結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)與結(jié)構(gòu)的地震作用均可減小20%～25%。

國(guó)內(nèi)還有不少學(xué)者對(duì)短肢剪力墻均進(jìn)行了研究。

地震作用下，建筑結(jié)構(gòu)不可避免會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)。短肢剪力墻一般厚度較小，肢長(zhǎng)不大，因此其抗扭能力有限，如何保證地震作用下該短肢剪力墻的抗扭性能，避免發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞，這是本文研究的重點(diǎn)。

2 模型設(shè)計(jì)與加載制度

2．1 模型設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)2個(gè)1/2比例的T形截面短肢剪力墻TW650，TW800，以及2個(gè)1/2比例的L形截面短肢剪力墻LW650，LW800，各短肢剪力墻均在墻體底部沿塑形鉸區(qū)設(shè)置豎縫，豎縫高按等效塑形鉸長(zhǎng)度lp式(1)計(jì)算。

式中，z為反彎點(diǎn)到臨界截面的距離;h為試件截面高度;μ為軸壓比。

根據(jù)式(1)計(jì)算結(jié)果，并考慮施工因素取各試件豎縫高均為400 mm，各豎縫寬均為10 mm。

各試件墻體高均為1．5 m，截面厚度均為100 mm，試件的肢長(zhǎng)與厚度之比分別為6．5∶1和8∶1，如圖1、圖2所示，試驗(yàn)時(shí)各試件軸壓比均為0．2。為了模擬樓板的約束作用，并考慮水平及豎向加載裝置，在各試件上部均設(shè)置了150 mm高的矩形加載平臺(tái)。試件采用C30混凝土澆筑，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度均值為39．3 MPa，可得混凝土棱柱體強(qiáng)度均值為18．8 MPa，可得抗拉強(qiáng)度均值為2．98 MPa，彈性模量均值為 3．24 ×104MPa，試件鋼材力學(xué)性能參數(shù)見表1。

表1 鋼材力學(xué)性能表Table 1 Mechanical properties of steels MPa

圖1 T形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．1 Short shear walls of T-shaped cross section(Unit:mm)

圖2 L形截面短肢剪力墻(單位:mm)Fig．2 Short shear walls of L-shaped cross section(Unit:mm)

2．2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)在廣西科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，對(duì)各試件采用低周擬靜力扭轉(zhuǎn)反復(fù)加載，加載前將試件基礎(chǔ)與剛性試驗(yàn)臺(tái)座固定，豎向荷載采用加載器施加在試件頂部的加載平臺(tái)上，根據(jù)軸壓比0．2調(diào)整試件豎向荷載值，扭矩通過反力墻由50T電液伺服加載作動(dòng)器將水平荷載以同步拉壓的方式形成，施加于試件頂部的加載平臺(tái)側(cè)面，加載裝置見圖3;按反復(fù)加載的要求，采用荷載和位移混合控制，即試件屈服前加載采用荷載控制，試件屈服后加載采用扭轉(zhuǎn)角控制，直到試件斜向壓碎，荷載下降為止。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig．3 Loading equipments

各試件水平加載正方向見圖4。

在各試件翼緣頂部及底部均分別設(shè)置三個(gè)位移計(jì)，沿翼緣水平方向等間距分布，以測(cè)量墻體水平位移以及扭轉(zhuǎn)角，試件底部三個(gè)位移計(jì)用以考慮加載過程中支座移動(dòng)對(duì)試件水平位移的影響。

圖4 加載正方向示意圖Fig．4 Loading direction

3 試驗(yàn)結(jié)果

3．1 破壞現(xiàn)象

3．1．1 試件 TW650，TW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對(duì)稱趨勢(shì)。開裂時(shí)，腹板中部出現(xiàn)傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數(shù)量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現(xiàn)反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網(wǎng)格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發(fā)展，并出現(xiàn)新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現(xiàn)斜向裂縫，隨反向加載，亦出現(xiàn)反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫呈相交網(wǎng)格狀，但翼緣板斜裂縫數(shù)量與寬度均較腹板斜裂縫小，這是因?yàn)門形截面短肢剪力墻腹板位于翼緣的中部，對(duì)翼緣中部提供了較強(qiáng)的約束，限制了翼緣中部混凝土的開裂。隨著扭矩增大，腹板內(nèi)部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內(nèi)豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉(zhuǎn)角增大，且腹板斜裂縫兩側(cè)混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達(dá)到極限狀態(tài)。試驗(yàn)還表明，墻體底部局部設(shè)縫區(qū)域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現(xiàn)一些細(xì)微斜裂縫，但沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，這主要是因?yàn)閴w豎縫靠近試件底座，受試件底座約束作用明顯，因此設(shè)縫區(qū)域沒有出現(xiàn)明顯破壞，試件破壞照片見圖5。

圖5 T形截面試件破壞Fig．5 Damage of test T-shaped cross section specimens

3．1．2 試件 LW650，LW800

開裂之前試件處于線彈性，卸載后殘余變形很小，正反向加載基本呈對(duì)稱趨勢(shì)。開裂時(shí)，腹板中部出現(xiàn)傾斜角約為45°的斜裂縫，隨荷載增加，斜裂縫數(shù)量增多，卸載后裂縫閉合;反向加載出現(xiàn)反向斜裂縫，傾斜角約為45°，與正向加載斜裂縫相交呈網(wǎng)格狀。隨荷載增加，腹板斜裂縫兩端沿斜向發(fā)展，并出現(xiàn)新的斜裂縫，翼緣板逐漸開裂，出現(xiàn)斜向裂縫，隨反向加載，亦出現(xiàn)反向斜裂縫，翼緣板正反向斜裂縫數(shù)量與寬度逐漸增大，并呈相交網(wǎng)格狀，數(shù)量與腹板相近。隨著扭矩增大，腹板內(nèi)部分斜裂縫逐漸貫通，裂縫寬度增大，墻內(nèi)豎向及水平分布鋼筋逐漸屈服，扭轉(zhuǎn)角增大，且腹板斜裂縫兩側(cè)混凝土逐漸斜向壓碎，抗扭能力降低，表明試件達(dá)到極限狀態(tài)。與T形截面類似，墻體底部局部設(shè)縫區(qū)域基本保持完好，僅在墻體底部豎縫上端出現(xiàn)一些細(xì)微斜裂縫，個(gè)別斜裂縫與墻體上部斜裂縫貫通但沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，試件破壞照片見圖6。

圖6 L形截面試件破壞Fig．6 Damage of L-shaped cross section test specimens

3．2 滯回曲線

兩片T形截面，兩片L形截面局部設(shè)縫短肢剪力墻試件，低周反復(fù)扭轉(zhuǎn)加載的扭矩T—頂部扭轉(zhuǎn)角θ滯回曲線(T-θ曲線)分別見圖7、圖8。

圖7、圖8中，T表示試件頂部的扭矩(單位為kN·m)，θ表示試件頂部的扭轉(zhuǎn)角。

圖7、圖8表明，扭矩作用下開裂之前試件基本處于彈性工作狀態(tài)，加載與卸載曲線基本呈直線狀態(tài)，開裂后至屈服前扭矩－扭轉(zhuǎn)角滯回環(huán)包圍面積較小，殘余轉(zhuǎn)角不大，耗能較小;試件屈服后扭轉(zhuǎn)角增大，但試件各滯回環(huán)面積仍較小，表明各試件扭轉(zhuǎn)耗能較弱，延性較小。因此短肢剪力墻通過扭轉(zhuǎn)耗能與延性抵抗扭轉(zhuǎn)地震作用的意義不大，應(yīng)限制地震作用的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，避免該局部設(shè)縫短肢剪力墻產(chǎn)生過大的扭轉(zhuǎn)角而引起扭轉(zhuǎn)破壞，就成為該墻體抵抗地震作用的重要手段。

圖7 T形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．7 Hysteretic curves of short shear walls of T-shaped cross section

圖8 L形截面短肢剪力墻試件滯回曲線Fig．8 Hysteretic curves of L-shaped cross section short shear walls

4 抗扭能力

T形、L形截面短肢剪力墻腹板和翼緣均配置了縱筋，同時(shí)還配有水平分布鋼筋，其抗扭能力包括墻體抗裂扭矩Tcr和極限扭矩Tu，分析如下。

4．1 抗裂扭矩Tcr

T形、L形截面短肢剪力墻各墻肢一般只沿墻肢平面承擔(dān)各自彎矩M，各墻肢承擔(dān)的平面外彎矩一般很小，可以忽略;而短肢剪力墻體剪力V一般只由剪力方向的墻肢承擔(dān)，此外，墻體壓力N與扭矩T由墻體各墻肢共同承擔(dān)。

在壓、彎、剪、扭構(gòu)件中，初始裂縫一般產(chǎn)生在剪應(yīng)力相加面的中部，此處為彎矩作用的中性軸附近，彎曲應(yīng)力較小，可忽略不計(jì)。

國(guó)內(nèi)外對(duì)開裂扭矩的試驗(yàn)結(jié)果表明［15］，對(duì)于扭矩和剪力引起剪應(yīng)力與軸壓力共同作用時(shí)，剪力可按彈性理論計(jì)算其引起的剪應(yīng)力，扭矩則按塑性理論計(jì)算其引起的剪應(yīng)力，當(dāng)主拉應(yīng)力達(dá)到混凝土抗拉強(qiáng)度，即σ1=ft時(shí)，構(gòu)件開裂。

扭矩T與剪力V作用下墻肢最大剪應(yīng)力τmax為

式中，Wt為抗扭塑性抵抗矩;Al為剪力V作用方向的墻肢截面面積;l，l'為分別為墻體腹板與翼緣的墻肢長(zhǎng);η為剪力引起最大剪應(yīng)力增大系數(shù)，對(duì)于矩形截面η=1．5。

墻體壓力N引起的壓應(yīng)力σN為

式中，A為墻體各墻肢截面面積總和。

根據(jù)莫爾強(qiáng)度理論，當(dāng)墻體受扭開裂時(shí)，主拉應(yīng)力σ1=ft:

開裂扭矩Tcr為

對(duì)于扭剪構(gòu)件，文獻(xiàn)［15］提出在計(jì)算開裂扭矩時(shí)應(yīng)考慮混凝土受拉軟化效應(yīng)引起的應(yīng)力重分布，并提出可采用塑性系數(shù)K對(duì)開裂扭矩進(jìn)行修正。因此開裂扭矩取為

對(duì)壓力N作用的純扭構(gòu)件，V=0，可得:

4．2 極限扭矩Tu

我國(guó)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］規(guī)定，對(duì)于承受軸向壓力N和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構(gòu)件，各墻肢受扭承載力Tui采用式(12)計(jì)算:

構(gòu)件總受扭承載力Tu:

文獻(xiàn)［15］在理論與試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，指出上述規(guī)范給出的公式(12)計(jì)算結(jié)果偏小，構(gòu)件墻肢受扭承載力按式(14)修正，才與試驗(yàn)結(jié)果較為靠近:

因此對(duì)于承受軸向壓力N、彎矩M、剪力V和扭矩T共同作用的鋼筋混凝土構(gòu)件，各墻肢受扭承載力 Tui可采用規(guī)范式(15)或修正式(16)計(jì)算:

式(17)中，λ為剪跨比，短肢剪力墻剪跨比λ一般大于3，因此根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］的規(guī)定，可取 λ =3，其他各量詳見《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)［16］。

4．3 試驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果

各試驗(yàn)構(gòu)件在軸向壓力作用下，處于純扭狀態(tài)，各試件開裂扭矩與極限扭矩的理論計(jì)算值及試驗(yàn)值分別見表2。

表2表明，開裂扭矩Tcr計(jì)算公式(10)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，極限扭矩Tu計(jì)算公式(16)與試驗(yàn)結(jié)果差別稍大，但偏于安全。

表2 開裂扭矩與極限扭矩Table 2 Torsion loads at the cracking and ultimate states

5 層間扭轉(zhuǎn)角

水平地震作用下，結(jié)構(gòu)各樓層一般均存在扭轉(zhuǎn)，若構(gòu)件扭矩過大，將引起脆性的扭轉(zhuǎn)破壞，而短肢剪力墻厚度較小，肢長(zhǎng)不大，因此其抗扭能力有限，限制短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。

地震作用下，結(jié)構(gòu)各樓層將產(chǎn)生層間扭轉(zhuǎn)角，當(dāng)采用剛性樓層假定時(shí)，樓層扭轉(zhuǎn)角與該樓層短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)角相等，對(duì)于i樓層j墻體的層間扭轉(zhuǎn)角Δθji采用式(19)計(jì)算:

式中，Tji為結(jié)構(gòu)i樓層j墻體承受的扭矩;keji為結(jié)構(gòu)i樓層j墻體的抗扭剛度;h為樓層高度;G為混凝土剪切彈性模量。

式(20)中系數(shù)βi按表3取值。

表3 系數(shù)βiTable 3 Coefficient βi

若短肢剪力墻不發(fā)生脆性破壞，則:

式中，［Tp］為短肢剪力墻允許扭矩。可得:

即結(jié)構(gòu)各樓層的層間扭轉(zhuǎn)角不應(yīng)超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉(zhuǎn)角，

地震作用下，結(jié)構(gòu)不應(yīng)發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞，建議［Tp］一般取為開裂扭矩，以避免墻體扭轉(zhuǎn)開裂;最多取為極限扭矩，以避免墻體扭轉(zhuǎn)破壞。因此，按開裂扭矩取值時(shí):

按極限扭矩取值時(shí):

控制短肢剪力墻層間扭轉(zhuǎn)角不致過大，即使墻體扭轉(zhuǎn)延性、耗能較差，也能確保地震作用下墻體的抗扭性能。

6 結(jié)論

本文對(duì)局部設(shè)縫短肢剪力墻進(jìn)行了反復(fù)扭轉(zhuǎn)加載試驗(yàn)，表明該墻體扭矩—轉(zhuǎn)角滯回環(huán)面積較小，墻體扭轉(zhuǎn)耗能較弱，延性較小，因此短肢剪力墻依靠扭轉(zhuǎn)耗能與延性抵抗扭轉(zhuǎn)地震作用意義不大。試驗(yàn)還表明短肢剪力墻底部局部設(shè)置豎縫，對(duì)短肢剪力墻破壞形式影響不大，由此提出了避免短肢剪力墻發(fā)生扭轉(zhuǎn)破壞的措施，即控制結(jié)構(gòu)各樓層的層間扭轉(zhuǎn)角不超過各短肢剪力墻的層間允許扭轉(zhuǎn)角并對(duì)短肢剪力墻允許扭矩［Tp］給出了建議。

由于結(jié)構(gòu)布置不可能完全規(guī)則對(duì)稱，地震作用下結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)不可避免，而短肢剪力墻厚度較小，肢長(zhǎng)不大，因此其抗扭能力有限。地震作用下，限制短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)不至過大，是保障該剪力墻抗震性能的基本要求。如何在結(jié)構(gòu)分析計(jì)算中判別短肢剪力墻的扭轉(zhuǎn)是否過大，本文進(jìn)行了初步探討，希望能拋磚引玉，得到各位專家指點(diǎn)。

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