鋼筋混凝土T形剪力墻現(xiàn)狀研究

武廣鳳, 秦敬平

(棗莊學院 城市與建筑工程學院，山東 棗莊 277160)

0 引言

一字形截面的剪力墻是最為常見的，其受力清晰、便于平面布置，研究成果也十分豐富.然而，在建筑的轉(zhuǎn)角處、周邊縱橫墻交界處、以及核心筒中，經(jīng)常會出現(xiàn)兩個或多個一字形墻相連形成異形截面墻，例如T形墻、L形墻、C形墻、U形墻等情況.異形墻的截面不一定對稱，且一般同時承受兩個水平方向的地震剪力和彎矩，受力復雜，其抗震性能和設計方法的研究尚不充分.

鋼筋混凝土T形截面剪力墻，其受力特點是：翼緣的出現(xiàn)使得腹板側(cè)受壓時的截面抗彎承載力更高，剛度更大；而翼緣側(cè)受壓時，由于翼緣寬度大使得受壓側(cè)混凝土壓應變發(fā)展緩慢，墻體的變形能力得到提高.目前國內(nèi)外關于T形RC墻研究：一是數(shù)量少，大尺寸T形墻的試驗數(shù)據(jù)有限；二是，已有的試驗研究中，試件多數(shù)為低軸壓比的墻，針對高層建筑底部高軸壓比T形墻的研究非常有限.

本文總結(jié)了國內(nèi)外對鋼筋混凝土T形截面剪力墻的相關研究，為進一步研究T形墻的抗震性能和設計方法建立基礎.

1 研究現(xiàn)狀

1.1 約束邊緣構(gòu)件

在RC剪力墻塑性鉸區(qū)域的兩端設置約束邊緣構(gòu)件，可以有效改善剪力墻的壓彎受力性能、提高其延性.對于T形墻而言，可在腹板端部、翼緣兩個端部，腹板和翼緣交界處設置約束邊緣構(gòu)件，如圖1所示.規(guī)范GB50011-2010[1]規(guī)定了不同位置的約束邊緣構(gòu)件的長度和配箍要求，如表1所示.

GB50011-2010[1]認為，約束邊緣構(gòu)件的長度受四個因素影響：有無翼緣或端柱、抗震等級、軸壓比和墻肢的長度.當墻的某一側(cè)設置翼緣或端柱時，可適當放松對該側(cè)約束邊緣構(gòu)件長度的要求.同時GB50011-2010[1]通過規(guī)定配箍特征值λv對約束邊緣構(gòu)件的配箍量提出要求，此外還明確規(guī)定各抗震等級的箍筋最小間距.

圖1 T形墻約束邊緣構(gòu)件詳圖

注：1)nd為墻肢設計軸壓比，hw為墻肢的長度；

2)剪力墻的翼緣長度小于翼緣墻厚度的3倍或端柱截面邊長小于2倍墻厚時，按無翼緣墻、無端柱查表；

3) lc為約束邊緣構(gòu)件沿墻肢的長度.對暗柱不應小于墻厚和400 mm的較大值；有翼墻或端柱時，不應小于翼墻厚度或端柱沿墻肢方向截面高度加300 mm；

4) λv為約束邊緣構(gòu)件的配箍特征值，體積配箍率按ρv≥λvfc/ fyv計算，并可適當計入滿足構(gòu)造要求且在墻端有可靠錨固的水平分布鋼筋的截面面積.

美國ACI 318-14同樣要求在延性剪力墻端部設置約束邊緣構(gòu)件，約束邊緣構(gòu)件的長度由下式[2]求得：

lc≥max(c-0.1lw,0.5c)

(1)

其中，c為受壓區(qū)高度，lw為墻肢截面的長度.由公式可知，ACI 318-14由受壓區(qū)高度大小判定邊緣構(gòu)件的長度，這主要受Wallace等[3]在1992年提出的基于位移的延性設計方法影響.該方法認為，在墻體達到目標位移時，需要對壓應變超過0.003的混凝土提供箍筋約束.該設計方法在1999年被ACI 318-99[4]采用.對于配箍量，ACI 318-14要求約束邊緣構(gòu)件的箍筋面積和箍筋間距需滿足下式[2]：

(2)

(3)

(4)

式中：Ashx,Ashy是x,y方向箍筋的截面面積；s為箍筋間距；hc,bc是約束區(qū)箍筋兩個方向的尺寸；b為墻肢厚度；db為縱筋直徑；hx為箍筋或拉筋的最大肢距.

2004年，Wallace等[3]對兩片T形墻TW1和TW2進行對比試驗，其中TW1的約束邊緣構(gòu)件參照一字形截面墻設計，TW2則按照基于位移的延性設計方法進行設計.兩個試件主要的參數(shù)變化在腹板端部的邊緣構(gòu)件：TW2的邊緣構(gòu)件，其長度是TW1的2.7倍，箍筋間距是TW1的1/2，體積配箍率是TW1的1.5倍.試件破壞時，TW2的位移角達到了2.5%，是TW1的兩倍.結(jié)果表明，需要增加腹板側(cè)邊緣構(gòu)件的長度和配箍可以保證T形墻的延性和變形能力.

2017年，紀曉東等[5]就GB50011-2010[1]和ACI 318-14[2]對約束邊緣構(gòu)件長度的規(guī)定進行了對比，如圖2所示.結(jié)果顯示：在翼緣側(cè)，ACI 318-14沒有設置邊緣構(gòu)件，而GB50011-2010設置了一定范圍的約束邊緣構(gòu)件；在腹板側(cè)，當設計軸壓比超過0.25，ACI要求的邊緣構(gòu)件長度大于GB50011-2010.在此基礎上，紀曉東等學者對同一幾何尺寸的高軸壓比T形墻分別按照GB50011-2010和ACI 318-14進行設計，并采用X-tract程序計算T形墻的荷載-位移曲線，進行抗震性能分析.結(jié)果顯示：在腹板受壓側(cè)，按照GB50011-2010設計的T形墻TWGB，其極限位移角為0.008，沒有達到極限位移角不小于0.01的要求.墻體的破壞模式為腹板非約束混凝土壓潰，表明約束邊緣構(gòu)件長度不足.按照ACI 318-14設計的T形墻TWACI，其極限位移角到達了0.03，抗震性能良好.在翼緣受壓側(cè)，TWGB和TWACI的荷載-位移曲線基本一致，表明在腹板和翼緣交界處設置約束邊緣構(gòu)件意義不大.

圖2 T形墻水平荷載-位移關系曲線[5]

2017年，史慶軒等[6]對5個帶翼緣剪力墻進行了擬靜力試驗，結(jié)果表明：增加腹板約束邊緣構(gòu)件的長度和配箍率，可以提高墻體的變形能力，使承載力下降平緩，抗震性能得到改善；另外，在腹板和翼緣的交界處設置約束邊緣構(gòu)件對試件的抗震性能影響不大.

1.2 軸壓比

軸壓比是RC剪力墻抗震設計中一個重要參數(shù)，對RC墻的承載力、剛度和延性都有影響.隨著軸壓比提高，RC墻的壓彎承載力和剛度會有所提升，而延性會變差.因此，為了避免脆性破壞，改善RC墻的抗震性能，各個國家的規(guī)范都會對軸壓比進行限制.GB 50011-2010[1]規(guī)定抗震等級為一級、設防烈度為8度時的剪力墻，其軸壓比上限為0.50；UBC[7]和Eurocode 8[8]規(guī)定延性剪力墻的軸壓比上限為0.35.

表2統(tǒng)計了部分已有T形墻試驗研究的試件數(shù)據(jù).由表中數(shù)據(jù)可以看出，T形墻的極限位移角與軸壓比有關，隨著軸壓比提高，墻體的極限位移角變小，延性變差.這主要是由于軸壓比會直接影響截面受壓區(qū)高度和受壓區(qū)混凝土的壓應變大小，軸壓比越高，邊緣混凝土越容易達到極限壓應變.由表1.2還可以看出，以往學者對T形RC墻的試驗研究多數(shù)是在低軸壓比下進行的，表中10個試件中軸壓比試驗值不超過0.10的占80%，高軸壓比T形墻的試驗數(shù)據(jù)較為缺乏.

表2 以往學者T形墻試驗研究的軸壓比與極限位移角

圖3 以往學者T形墻研究的滯回曲線

1.3 加載方向

對于T形墻而言，常見的加載方向有沿腹板方向加載、沿翼緣方向加載和45°斜向加載.加載方向的不同，墻體的受力特性和抗震性能也不同.表2中的四位學者都對T形墻沿腹板方向加載進行了研究，試驗得到的滯回曲線如圖3所示：

當沿腹板方向?qū)形墻進行加載時，兩個方向呈現(xiàn)不同的受力特征.翼緣側(cè)受壓時，承載力較低，達到峰值后承載力下降緩慢，墻體塑性變形能力強，延性好；腹板側(cè)受壓時，承載力較高，達到峰值后承載力下降迅速，墻體變形能力弱，延性較差.翼緣側(cè)和腹板側(cè)邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋量的差異是造成兩個方向承載力不同的主要原因.翼緣側(cè)受壓的變形能力強，得益于翼緣墻肢的寬度，這使得翼緣內(nèi)混凝土應變發(fā)展緩慢，不易達到極限壓應變.破壞形態(tài)一般多為腹板側(cè)約束邊緣構(gòu)件的破壞，表現(xiàn)為約束混凝土壓潰和縱筋受壓屈曲.

Bruggen等[9]和史慶軒等[6]對T形墻沿翼緣方向加載進行了試驗研究.結(jié)果表明，T形墻在沿翼緣方向加載時，兩個方向的受力特征基本一致，類似于普通一字形剪力墻.另外，沿翼緣方向加載并不會對腹板方向的受力特征產(chǎn)生影響，這主要是因為沿翼緣方向加載時，腹板處在中和軸位置，損傷很小.

李冰等[10]對兩組T形RC墻進行了試驗研究，兩組T形墻分別沿腹板方向加載和沿45°斜向加載.結(jié)果表明，T形墻在45°斜向加載下，正反兩個方向的受力特征非常接近，破壞位移角也基本一樣.相比于沿腹板方向加載，45°斜向加載的的試件表現(xiàn)出了更好的延性，最后的破壞狀態(tài)多為墻肢平面外屈曲.

1.4 截面應變分布

呂西林等[11]對3個T形鋼骨混凝土(SRC)剪力墻進行了試驗研究，并采集了剪力墻底部截面的應變分布.結(jié)果表明：翼緣側(cè)受壓時，截面中性軸位于翼緣內(nèi)，受壓應變小，此處約束邊緣構(gòu)件的要求可適當放寬；腹板側(cè)受壓時，截面中性軸位于截面中間位置，造成腹板側(cè)受壓應變可達到0.02，因此腹板端的約束邊緣構(gòu)件需要進行合理設計.同時研究還發(fā)現(xiàn)，在試件的鋼筋屈服前，截面應變分布與平截面假定基本一致，而在鋼筋屈服后，截面應變分布不再符合平截面假定.

圖4 Beyer等[12]的C形墻受力簡圖與底截面應變分布應變對比

Beyer等[12]對兩片C形墻進行試驗研究，發(fā)現(xiàn)在雙向加載下，墻底部截面的應變分布與平截面假定計算的應變分布有較大差別.其受力簡圖與底截面應變分布對比圖如圖4所示.其中，圖a為試驗受力簡圖，圖b為試驗量測的應變分布，圖c為平截面假定計算得到的應變分布.經(jīng)過比較，發(fā)現(xiàn)在翼緣和腹板相交的兩處地方，計算得到的應變與實際結(jié)果相差較大.可見，雙向加載下，通過平截面假定計算截面的應變分布并不安全.李冰等[錯誤！未定義書簽.]在T形墻45°斜向加載的研究中也發(fā)現(xiàn)了這一點.目前對T形墻雙向加載的研究很少，尚且沒有發(fā)現(xiàn)雙向加載下的應變分布規(guī)律.

圖5 T形墻翼緣剪力滯后現(xiàn)象

T形墻在翼緣受拉時，沿翼緣方向會出現(xiàn)應變中間高兩邊低分布不均的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象稱作翼緣剪力滯后.Wallace等[3]、Bruggen等[9]和李冰等[10]均發(fā)現(xiàn)了這一現(xiàn)象，如圖5所示.各位學者的觀點略有不同：Wallace認為翼緣的剪力滯后主要發(fā)生在加載后期；而Bruggen和李冰認為，在翼緣鋼筋屈服時，就已經(jīng)發(fā)生了剪力滯后.

呂西林等[11]針對T形SRC剪力墻的軸壓比和翼緣剪力滯后關系進行了研究.結(jié)果表明，軸壓比越小，翼緣剪力滯后的現(xiàn)象會越明顯.同時研究還發(fā)現(xiàn)，在翼緣受壓方向的加載后期，翼緣的應力分布呈現(xiàn)兩邊大中間小的分布形狀.李冰等[10]在T形RC剪力墻的研究中也發(fā)現(xiàn)了翼緣受壓時的剪力滯后現(xiàn)象，不過與呂西林的研究相反，李冰發(fā)現(xiàn)：在翼緣受壓時，翼緣中間的壓應變大于翼緣端部.呂西林認為是混凝土的裂面效應導致翼緣兩端承受的壓力大于翼緣中部，而李冰沒有針對這一現(xiàn)象給出分析.

2 總結(jié)

通過對T形墻的研究調(diào)研，并重點分析了約束邊緣構(gòu)件、軸壓比、加載方向等方面，得出如下結(jié)論：

(1)約束邊緣構(gòu)件的長度和配箍將直接影響T形墻的延性.在對比GB50011-2010[1]和ACI 318-14[2]后，發(fā)現(xiàn)兩本規(guī)范對約束邊緣構(gòu)件的規(guī)定有不同之處.GB50011-2010在翼緣與腹板交界處設置約束邊緣構(gòu)件的要求可能過于保守，而在腹板側(cè)的約束邊緣構(gòu)件的要求可能不足.相關規(guī)定的合理性有待驗證.

(2)軸壓比也會影響T形墻的延性.已有T形墻的試驗研究都針對軸壓比不超過0.10的低軸壓比試件.T形墻在高軸壓比下的受力和抗震性能缺乏相關的試驗研究.

(3)T形墻的三種加載方向中，沿腹板方向加載和斜向加載比較有研究價值.目前來看，沿腹板方向加載的研究相對多一些，但仍不成熟；斜向加載的試驗則更少，相關數(shù)據(jù)和成果更加匱乏，這主要與斜向加載需要更為復雜的加載與量測裝置有關.

(4)平截面假定是計算截面承載力和應變分布的常用假定.已經(jīng)有學者認為，在斜向加載下T形墻的應變分布不符合平截面假定.單向加載的情況下，有的學者認為平截面假定在一定程度上依然成立.

(5)翼緣剪力滯后是T形墻中常見的應力分布不均的現(xiàn)象.在翼緣受拉時，中間的鋼筋受力最大，造成沿翼緣方向中間的應力比兩邊大.但關于此現(xiàn)象出現(xiàn)的階段，目前存在不同觀點.在翼緣受壓時，已有學者發(fā)現(xiàn)剪力滯后現(xiàn)象，但關于應力集中在翼緣中部還是翼緣端部，目前也是存在不同觀點.

綜上，有必要對高軸壓比的T形墻抗震性能進行深入研究，重點關注約束邊緣構(gòu)件的影響和截面的應變分布，這對T形墻的抗震設計非常重要.

[1] GB 50011-2010 建筑抗震設計規(guī)范[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2010.

[2] ACI 318-14 Code requirements for structural concrete and commentary[C]. Farmington Hills, MI: American Concrete Institute, 2014.

[3] Wallace J W, Moehle J P. Ductility and detailing requirements of bearing wall buildings[J]. Journal of Structural Engineering, 1992, 118(6): 1625-1644.

[4] ACI 318-99 Code requirements for structural concrete and commentary[C]. Farmington Hills, MI: American Concrete Institute, 1999.

[5] Ji X, Liu D, Qian J. Improved design of special boundary elements for T-shaped reinforced concrete walls[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2017, 16(1): 83-95.

[6] 史慶軒, 王斌, 何偉鋒, 等. 帶翼緣鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學報, 2017, 38(1): 106-115.

[7] Uniform Building Code 1997. Washington, D.C[C].International Conference of Building Official. April 1997.

[8] Eurocode 8 Design of structures for earthquake resistance. Brussels[C]. European Committee for Standardization, 2001.

[9] Brueggen B L. Performance of t-shaped reinforced concrete structural walls under multi-directional loadind[D]. Minneapolis, MN: University of Minnesota, 2009.

[10] Zhang Z, Li B. Seismic performance assessment of slender t-shaped reinforced concrete walls. Journal of Earthquake Engineering[J].2016, 20(8): 1342-1369.

[11] 呂西林, 陽菊華, 蔣歡軍. 型鋼混凝土T形截面剪力墻抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學報, 2014, 35(3): 46-52.

[12] Beyer K, Dazio A, Priestley M J N. Quasi-static cyclic tests of two U-shaped reinforced concrete walls[J].Journal of Earthquake Engineering, 2008, 12(7): 1023-1053.