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堕雉卢
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1 第 42 卷第 11 期 2016 年 11 月北京工业大学学报 JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Vol. 42 No. 11 Nov 带斜筋单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究张建伟, 蔡翀, 曹万林, 李琬荻, 吴蒙捷 ( 北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室, 北京 ) 摘要 : 为了解斜筋布置形式对单排配筋混凝土中高剪力墙抗震性能的影响, 进行了 4 个带斜筋和 1 个不带斜筋的单排配筋混凝土中高剪力墙低周反复荷载试验, 对比分析了各剪力墙的破坏形态滞回性能承载力延性刚度退化和耗能能力, 研究了斜筋角度和配筋比例对中高剪力墙抗震性能的影响. 结果表明 : 对于低配筋量的单排配筋混凝土中高剪力墙, 墙体分布钢筋的配置形式变化对其破坏形态极限承载力和延性影响不大 ; 配置斜筋可在一定程度上减小墙体剪切滑移变形, 斜筋呈扇形布置对于减小墙体剪切滑移变形效果相对较好 ; 与不配置斜筋的单排配筋混凝土中高剪力墙相比, 配置斜筋的单排配筋混凝土中高剪力墙后期刚度衰减速度相对较慢, 抗震耗能能力较好. 关键词 : 斜筋 ; 单排配筋 ; 中高剪力墙 ; 低周反复荷载试验 ; 抗震性能中图分类号 : TU 375 郾 3 文献标志码 : A 文章编号 : (2016) oi: / bjutxb Research of Seismic Behavior of Mi 鄄 rise RC Shear Wall With Single Row of Steel Bars an Incline Reinforcement ZHANG Jianwei, CAI Chong, CAO Wanlin, LI Wani, WU Mengjie ( Key Lab of Urban Security an Disaster Engineering, Ministry of Eucation, Beijing University of Technology, Beijing , China) Abstract: In orer to stuy the effect of incline reinforcement arrangement on seismic behavior of mi 鄄 rise RC shear wall with single row of steel bars, the low cyclic loaing tests for four mi 鄄 rise RC shear walls with single row of steel bars an incline reinforcement an one without incline reinforcement were carrie out respectively. The failure moe, hysteretic behavior, loa 鄄 carrying capacity, uctility, rigiity egeneration an energy issipation capacity of five test specimens were contrastively analyze. influences of intersection angle between incline reinforcement an horizontal irection as well as the proportion of web reinforcement an incline reinforcement on the seismic performance of mi 鄄 rise RC shear walls were also reveale. The test results inicate that ifferent reinforcement arrangements have little influence on failure moe, ultimate loa 鄄 carrying capacity an uctility for the mi 鄄 rise RC shear wall with single row of steel bars, but the incline reinforcement can reuce shear slipping of the wall to a certain extent, an the incline reinforcement positione as fan 鄄 shape is more effective. The mi 鄄 rise RC shear walls with single row of steel bars an incline reinforcement show slower stiffness attenuation an better energy issipation capacity than that of the shear wall without incline reinforcement. Key wors: incline reinforcement; single row of steel bars; mi 鄄 rise shear wall; low cyclic loaing test; seismic performance The 收稿日期 : 2016 鄄 01 鄄 24 基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 ( ) 作者简介 : 张建伟 (1971 ), 男, 教授, 主要从事工程结构抗震方面的研究, E 鄄 mail: zhangjw@ bjut. eu. cn

2 1682 北京工业大学学报 2016 年混凝土剪力墙具有较大的抗侧刚度, 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. 在我国, 随着传统黏土砖结构的禁用和地震的频繁发生, 混凝土剪力墙也越来越多地应用于多层住宅结构 [1]. 目前, 有关钢筋混凝土剪力墙的设计规范和规程的适用范围主要是针对高层建筑结 [2 鄄构 4], 对于多层混凝土剪力墙抗震结构采用相同的设计方法显然不合理. 对于抗震设防地区, 应发展抗震性能良好施工简便造价低绿色节能的多层住宅结构, 为此, 本课题组提出了单排配筋混凝土剪 [5 鄄力墙结构体系, 并开展了系列研究工作 7]. 由于多层结构中的混凝土剪力墙轴压比一般较低 [8], 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. 为提高其抗剪切滑移能力, 限制斜裂缝的开展, 改善其抗震性能, 可在单排配筋的基础 [9 鄄上设置斜筋 11]. 为了研究斜筋布置形式配筋比例对混凝土中高剪力墙抗震性能的影响, 本文进行了 5 个有无斜筋的单排配筋矩形截面混凝土中高剪力墙低周反复荷载试验研究. 1 试验概况 1 郾 1 试件设计共设计 5 个试件, 编号为 SW1 郾 5-1 ~ SW1 郾 5-5. 试件由墙体基础梁和加载梁 3 部分组成. 几何尺寸相同 : 墙高 mm, 墙厚 140 mm, 墙宽 mm; 基础梁的截面尺寸为 400 mm 伊 400 mm; 加载梁的截面尺寸为 300 mm 伊 200 mm. 各试件水平荷载加载点到基础梁顶面的距离为 mm, 剪跨比姿 =1 郾 5. SW1 郾 5-1 为不带斜筋的单排配筋剪力墙, 墙体配筋率为 0 郾 25%, 符合混凝土结构规范不小于 0 郾 25% 的要求 [2]. 其他试件为配筋形式不同的带斜筋单排配筋剪力墙. SW1 郾 5-2 ~ SW1 郾 5-4 墙体配筋率均为 0 郾 25%, 其中竖向及水平分布钢筋配筋率为 0 郾 15%, 斜筋配筋率为 0 郾 1%, 斜筋与水平方向夹角依次为 45 毅 60 毅和扇形分布, 扇形分布的斜筋与水平方向夹角分别为 45 毅 60 毅 75 毅 ;SW1 郾 5-5 墙体配筋率为 0 郾 35%, 其中竖向及水平分布钢筋配筋率为 0 郾 25%, 斜筋配筋率为 0 郾 1%, 斜筋与水平方向夹角为 60 毅. 试件的边缘暗柱采用三角形箍筋 4@ 70, 暗柱纵筋采用 3 8 钢筋. 斜筋的配筋形式采用每侧 3 6 钢筋 X 形交叉布置, 从基础底部穿过暗柱, 上端锚固在暗柱或加载梁内, 斜筋的水平间距为 100 mm. 试件的配筋参数列于表 1, 试件尺寸及配筋形式见图 1. 1 郾 2 材料性能试验墙体分布钢筋采用 HPB300 级钢筋. 表 2 列出了钢筋的屈服强度极限强度和弹性模量实测值, 屈服应变为屈服强度与弹性模量的比值. Table 1 表 1 试件配筋 Reinforcement of specimens 试件分布钢筋斜筋斜筋仰角暗柱纵筋暗柱箍筋 SW1 郾 5-1 6@ @ 70 SW1 郾 5-2 6@ 毅 3 8 4@ 70 SW1 郾 5-3 6@ 毅 3 8 4@ 70 SW1 郾 5-4 6@ 扇形 3 8 4@ 70 SW1 郾 5-5 6@ 毅 3 8 4@ 70 试件采用 C30 商品混凝土整体浇筑, 实测 150 mm 立方体抗压强度均值为 54 郾 8 MPa. 表 2 钢筋材料性能 Table 2 Material properties of steel bars 钢筋规格 f y / MPa f u / MPa E s / GPa 着 y / 伊郾郾郾郾郾郾郾 3 试验装置及加载制度加载装置如图 2 所示. 试验采用 kn 液压千斤顶施加轴力, 千斤顶可随试件水平变形移动. 为使施加的竖向荷载分布均匀, 在试件顶部放置一个钢垫梁. 采用 kn 拉压液压千斤顶施加水平往复荷载. 基础梁通过地锚螺栓固定在试验台座上. 使用联机数据系统采集轴力水平力位移钢筋应变, 并实时绘制水平荷载 - 位移滞回曲线, 监控加载过程, 人工描绘裂缝.

3 第 11 期张建伟, 等: 带斜筋单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究图 1 试件配筋图 Fig. 1 Reinforcement arrangement of specimens 1683

4 年北京工业大学学报首先,施加竖向荷载 627 kn,使得墙体试验轴压比为 0郾 1,并在试验过程中保持不变,然后,施加水平往复荷载. 试件屈服前按力控制加载,每级加载往复 1 次. 试件屈服后按水平位移控制加载,每级加载往复 2 次. 当剪力墙水平承载力降低到 85% 峰值荷载以下时,试验结束. 试验加载制度如图 3 所示. 图 2 试验加载装置 Fig. 2 Test setup 图 4 变形与应变测点布置图 3 加载制度 Fig. 3 Loaing process Fig. 4 Measurement points arrangement of specimens 2 试验结果及分析 1郾 4 测点布置 2郾 1 破坏形态离墙底 mm,用来量测墙体在正负向加载过程集中在墙体中下部,加载开始时在下部墙体边缘出测基础滑移位移;在墙体对角线布置 2 个百分表,用展,在循环往复荷载的作用下,逐渐形成左右相互贯通 1 个百分表,用来测量墙体水平滑移变形. 各试件础的连接部位. 各试件的破坏形态均呈弯曲破坏特征, 墙底暗柱纵筋墙底竖向分布钢筋墙体分布钢筋试验过程中,量测了墙体在不同受力阶段的最在水平力作用位置布置 1 个位移计,位移计距试件最终破坏形态如图 5 所示. 各试件裂缝均中的水平位移;在基础梁上布置 1 个百分表,用来监现裂缝,随着荷载增加,裂缝沿着水平方向持续发来量测墙体加载过程中的剪切变形;墙底中部布置的弯曲裂缝,墙体中最大裂缝宽度均出现在墙体与基的位移传感器布置见图 4 ( a). 钢筋应变测点位于墙体暗柱纵筋先受拉屈服,最终墙角混凝土压碎. 斜筋. 试件 SW1郾 5-5 的钢筋应变测点布置情况如大裂缝宽度. 图 6 和图 7 是 4 个相同配筋量的剪力图 4( b) 所示. 墙,在峰值荷载前各循环加载最大情况下测得的墙

5 第 11 期张建伟, 等: 带斜筋单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究 1685 体与基础连接部位最大裂缝宽度和墙体中下部最大裂缝宽度发展情况. 由图可见:在配筋量相同的情况下,墙体配筋形式对墙体底部水平弯曲裂缝开展影响不明显,但对墙体中下部裂缝宽度发展有重要影响,设置斜筋能提高墙体斜向主拉应力方向的抗拉能力,有效控制墙体中下部斜裂缝开展,从而减小裂缝宽度,其中 60毅和扇形布置斜筋效果较好. 图 6 墙体与基础连接处最大裂缝宽度 Fig. 6 Maximum crack with between wall an founation 图 7 墙体内部最大裂缝宽度 Fig. 7 Maximum crack with in the wall 加载后期,SW1郾 5-1 墙体中未配置斜筋,斜向裂缝开展和墙底滑移不能得到有效控制,墙体变形发展较快,最终因墙底角部混凝土压碎脱落而失效. SW1郾 5-2 墙体裂缝主要为水平裂缝,最大裂缝出现在墙底与基础连接处,这主要是因为墙体分布筋配筋率降低,改为布置增强底部抗剪切滑移能力的斜向 45毅钢筋,使得其正截面抗弯能力相对减弱,水平弯曲裂缝开展充分, 墙体斜裂缝开展较少. 试件 SW1郾 5-3 将斜筋的配置角度调整为 60毅,裂缝主要为水平弯曲裂缝. 由图 5 ~ 7 可见, SW1郾 5-2 和 SW1郾 5-3 具有相似的裂缝分布,但 SW1郾 5-2 的裂图 5 破坏形态 Fig. 5 Failure moes of specimens 缝宽度发展更快,这说明在中高剪力墙中,60毅布置斜筋对于控制裂缝更为有效. 试件 SW1郾 5-4 将 3 根斜筋调整为扇形分布(45毅 60毅 75毅),裂缝以水平

6 1686 北京工业大学学报弯曲裂缝为主,加载后期在墙底形成交叉斜裂缝,最大裂缝出现在墙底与基础连接处; 与 SW1郾 5-1 SW1郾 5-2 和 SW1郾 5-3 相比,裂缝数量显著增多. 这是因为墙体纵向分布钢筋配筋率较低,首先,在墙体受拉区边缘形成较多水平裂缝,由于扇形分布的斜向钢筋随着高度的增长而愈加分散,与平行布置斜筋相比,水平抗剪能力相对减弱,抗弯能力相对增 2016 年线捏缩效应明显,这是因为随着荷载的反复作用并不断增大,墙体裂缝变宽,钢筋滑移增多,在卸载后期和反向加载初期,裂缝位置的水平剪力主要由钢筋承担,此时墙体会有很大的剪切滑移,承载力很低,剪力墙刚度也很小. 加载后期,试件 SW1郾 5-3 和 SW1郾 5-4 滞回曲线相对饱满些,这是因为合理的墙体钢筋分布形式能够减轻墙体剪切滑移和控制斜强,水平裂缝斜向延伸,墙体裂缝开展充分. 试件裂缝开展. 试件 SW1郾 5-5 降低轴压比后,滞回曲线斜向下延伸. 这是因为试件在 SW1郾 5-3 的配筋基 2郾 3 承载力力,在加载后期,由于抗剪能力相对较弱,水平裂缝架曲线可以看出,各试件加载过程具有弹性塑性和 SW1郾 5-5 裂缝主要是水平弯曲裂缝,加载后期裂缝础上,增大墙体分布钢筋配筋率,提高了墙体抗弯能开始斜向下发展,最终试件由于受压区混凝土压碎脱落而失效. 2郾 2 滞回曲线捏缩效应有所减轻. 各试件荷载- 位移骨架曲线如图 9 所示. 从骨破坏 3 个阶段. 屈服前刚度基本相同;塑性阶段除 SW1郾 5-5 承载力有一定提高外,其余试件峰值荷载比较接近,这是因为墙体呈弯曲破坏,承载能力主要各试件的水平荷载 - 位移滞回曲线如图 8 所由墙体边缘纵向钢筋量决定,改变分布钢筋的配筋示. 加载初期,各试件的滞回曲线为一条直线,基本形式对承载能力影响不大;破坏阶段各试件的承载无残余变形,试件处于弹性工作阶段. 随着荷载增力下降均较平缓,承载能力相对稳定. 大,混凝土开裂,试件刚度下降,卸载后残余变形不断增加. 试件 SW1郾 5-5 加载到 1 / 80 位移角时,平面外弯曲变形明显,若继续按照原轴压比 0郾 1 进行试验,可能造成墙体平面外压弯破坏,故降低轴压比至 0郾 07 继续进行试验,所以其后期滞回性能明显不同于其他试件. 由图 8 可以看出, SW1郾 5-1 ~ SW1郾 5-4 滞回曲水平力承载力特征值列于表 3,其中:F cr 为明显开裂荷载;F y 为按等能量法得到的试件屈服荷载;F u 为试件峰值荷载. 由表 3 可以看出: 1) 与普通单排配筋剪力墙 SW1郾 5-1 相比,带斜筋剪力墙的开裂荷载均与之接近. 改变墙体配筋形式和提高墙体配筋率对开裂荷载影响不大. 图 8 水平荷载-位移滞回曲线 Fig. 8 Horizontal loa鄄isplacement hysteretic loops

7 第 11 期张建伟, 等 : 带斜筋单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究 ) 与 SW1 郾 5-1 相比, 试件 SW1 郾 5-2 ~ SW1 郾 5-4 的屈服荷载依次提高了 0 郾 4% 2 郾 8% 2 郾 5%, 峰值荷载依次提高 0 郾 5% 2 郾 3% 1 郾 4%. 由此可见, 改变墙体配筋形式对中高剪力墙承载能力影响不大. 其原因是低配筋量的单排配筋混凝土中高剪力墙的破坏形式为弯曲破坏, 破坏时墙体边缘纵向钢筋受拉屈服, 墙体边缘纵向钢筋配筋量是决定其承载能力的关键因素, 墙体分布钢筋对其影响较小. Fig. 9 图 9 水平荷载 - 位移骨架曲线 Horizontal loa 鄄 isplacement envelope curves 3) 试件 SW1 郾 5-5 与 SW1 郾 5-1 相比, 屈服荷载和峰值荷载分别提高了 6 郾 6% 和 8%, 这表明增设 60 毅斜筋对墙体的抗弯能力有一定贡献. Table 3 表 3 水平荷载特征值 Characteristic horizontal loa of specimens 试件 F cr / kn F cr 相对值 F y / kn 正向负向均值 F y 相对值 F u / kn 正向负向均值 F u 相对值 SW1 郾郾 2 1 郾郾郾郾 1 1 郾郾郾郾 9 1 郾 000 SW1 郾郾 4 0 郾郾郾郾 1 1 郾郾郾郾 2 1 郾 005 SW1 郾郾 4 0 郾郾郾郾 5 1 郾郾郾郾 9 1 郾 023 SW1 郾郾 9 0 郾郾郾郾 8 1 郾郾郾郾 4 1 郾 014 SW1 郾郾 3 0 郾郾郾郾 2 1 郾郾郾郾 9 1 郾郾 4 延性各试件的位移特征值列于表 4. 其中 : 驻 cr 表示开裂位移 ; 驻 y 表示屈服位移 ; 驻 u 表示峰值位移 ; 驻表示极限位移 ; 位移角兹 = 驻 / H; 位移延性系数滋 = 驻 / [12] 驻 y. 驻 y 为利用能量法求得的屈服荷载所对应位移值, 驻为承载力下降到峰值荷载的 85% 时对应的极限位移. Table 4 表 4 位移特征值 Characteristic isplacement of specimens 试件驻 cr / mm 驻 y / mm 驻 u / mm 驻 / mm 兹 / ra 滋滋相对值 SW1 郾郾 0 5 郾 3 20 郾 4 49 郾 8 1 / 36 9 郾 3 1 郾 000 SW1 郾郾 9 4 郾 2 19 郾 2 36 郾 9 1 / 49 8 郾 9 0 郾 951 SW1 郾郾 8 4 郾 0 17 郾 9 37 郾 3 1 / 48 9 郾 3 0 郾 996 SW1 郾郾 0 4 郾 5 17 郾 7 40 郾 8 1 / 44 9 郾 1 0 郾 972 SW1 郾郾 9 4 郾 5 15 郾 9 39 郾 7 1 / 45 8 郾 8 0 郾 939 由表 4 可以看出 : 1) 各试件极限位移角兹均远大于规范规定的剪力墙在大震作用下的弹塑性位移角限值 1 / 120 [2], 具有很好的变形能力. 2) 与 SW1 郾 5-1 相比, 带斜筋剪力墙试件 SW1 郾 5-2 ~ SW1 郾 5-4 的延性系数略有降低, 降低幅度在 5% 以内. 由于斜筋限制了墙底剪切滑移和墙体裂缝开展, 减小了墙体的水平变形, 使得试件屈服位移和峰值位移有所减小, 试件达到峰值位移后, 骨架曲线下降速度比试件 SW1 郾 5-1 略快, 墙体较早达到极限位移. 2 郾 5 刚度各试件的实测特征刚度值列于表 5, 其中 :K 0 为初始刚度 ;K cr 为开裂刚度 ;K y 为屈服刚度 ;K u 为峰值

8 1688 北京工业大学学报 2016 年荷载对应的割线刚度. 由表 5 可见 : 各试件的初始刚度相近, 墙体开裂后, 带斜筋剪力墙的刚度衰减速度相对较慢. 其原因是斜筋布置角度趋近于墙体主拉应力方向, 有效地承担了墙体斜向主拉应力, 限制了墙体斜裂缝的开展, 增强了墙体斜裂缝间的骨料咬合作用, 减小了墙体剪切变形, 同时限制了墙底剪切滑移变形, 从而减缓了墙体刚度衰减速度. Table 5 表 5 实测刚度特征值 Characteristic stiffness of specimens 试件 K 0 / (kn mm - 1 ) K cr / (kn mm - 1 ) K y / (kn mm - 1 ) K u / (kn mm - 1 ) K cr / K 0 K y / K 0 K u / K 0 SW1 郾郾 4 80 郾 2 43 郾 2 12 郾 8 0 郾 74 0 郾 40 0 郾 12 SW1 郾郾 3 88 郾 2 54 郾 8 13 郾 7 0 郾 76 0 郾 47 0 郾 12 SW1 郾郾 2 96 郾 8 58 郾 9 15 郾 0 0 郾 83 0 郾 51 0 郾 13 SW1 郾郾 1 79 郾 9 52 郾 2 15 郾 0 0 郾 71 0 郾 47 0 郾 13 SW1 郾郾 2 85 郾 9 54 郾 3 17 郾 8 0 郾 73 0 郾 46 0 郾 15 2 郾 6 耗能能力滞回曲线所包围的面积反映了试件的耗能能力,SW1 郾 5-1 ~ SW1 郾 5-5 的累计耗能 E p 和等效黏滞阻尼系数 h e 随水平位移发展的变化规律如图所示. 图 10 累计耗能发展曲线 Fig. 10 Energy issipation curves for specimens 由图和表 6 可以看出 : 1) 与试件 SW1 郾 5-1 相比, 带斜筋试件的耗能能力均有提高. 试件 SW1 郾 5-2 由于加载后期承载力下降较快, 耗能提高较少. 试件 SW1 郾 5-3 SW1 郾 5-4 SW1 郾 5-5 累计耗能提高相对明显, 这表明斜筋的合理布置形式和增加钢筋用量对单排配筋混凝土中高剪力墙的耗能能力提高作用明显. 2) 混凝土开裂以后, 等效黏滞阻尼系数随位移的增长基本呈线性增长. 与 SW1 郾 5-1 比较, 在 1 / 40 位移角时,SW1 郾 5-2 ~ SW1 郾 5-5 等效黏滞阻尼系数依次提高了 2 郾 2% 24 郾 6% 38 郾 8% 29 郾 8%, 试件 SW1 郾 5-4 等效黏滞阻尼系数最大, 这是因为扇形斜筋有效限制裂缝宽度发展, 在墙体中形成较多细小裂缝, 在循环往复荷载作用下, 裂缝两侧混凝土摩擦耗能, 材料性能充分发挥. 表 6 试件在 1 / 40 位移角时耗能实测值 Table 6 Measure results of energy issipation for specimens uner rift ratio of 1 / 40 试件 E p / (kn m) E p 相对值 h e h e 相对值 SW1 郾 5 鄄 1 64 郾郾郾郾 000 SW1 郾 5 鄄 2 67 郾郾郾郾 022 SW1 郾 5 鄄 3 75 郾郾郾郾 246 图 11 等效黏滞阻尼系数变化曲线 Fig. 11 Equivalent viscous amping coefficientcurves for specimens 表 6 列出了各试件在 1 / 40 位移角下的累计耗能和等效黏滞阻尼系数. SW1 郾 5 鄄 4 73 郾郾郾郾 388 SW1 郾 5 鄄 5 78 郾郾郾郾郾 7 水平剪切滑移变形图 12 所示为各试件水平剪切滑移变形驻 sl 在总变形驻中所占比例的发展变化规律. 当加载位移较

9 第 11 期张建伟, 等 : 带斜筋单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究 1689 小时, 试验设备及量测仪器引起相对误差较高, 致使数据失真, 因此, 图中给出了按位移控制加载后的发展变化情况. 由图 12 可以看出, 试件 SW1 郾 5-1 的水平剪切滑移变形在总变形中所占比例随墙体水平变形的增大而增加, 试件破坏阶段由于边缘暗柱纵筋被拉断, 剪切滑移变形比例增加幅度有所加大. 其他各试件加载到峰值位移后, 剪切滑移变形比例均低于 SW1 郾 5-1. 这表明在加载后期, 斜筋对于控制墙体剪切滑移变形有一定影响. 在配筋率相同的条件下, 扇形布置斜筋对于剪切滑移变形限制最为有效. 2 郾 9 承载力计算根据文献 [11] 建立的带斜筋单排配筋混凝土剪力墙正截面和斜截面承载力计算公式对本文试验墙体进行计算, 结果列于表 7. 由表 7 可见, 计算结果与实测结果符合较好, 且其正截面承载力低于斜截面承载力, 故各剪力墙在试验过程中发生了弯曲破坏. 表 7 承载力计算值 Table 7 Calculate results of loa 鄄 carrying capacity 斜截面承正截面承载力 / kn 正截面承试件编号载力相对载力 / kn 实测值计算值误差 / % SW1 郾 5 鄄郾郾郾 7-3 郾 53 SW1 郾 5 鄄郾郾郾 7-3 郾 61 SW1 郾 5 鄄郾郾郾 4-4 郾 31 SW1 郾 5 鄄郾郾郾 1-3 郾 50 SW1 郾 5 鄄郾郾郾 1-5 郾 58 图 12 水平剪切滑移变形发展曲线 Fig. 12 Shear 鄄 slip eformation curves 2 郾 8 钢筋应变图 13 所示为配筋量相同试件 SW1 郾 5-1 ~ SW1 郾 5-4 的边缘暗柱底部钢筋 ZZ1 测点在第 7 8 循环加载的应变滞回曲线. 3 结论 1) 对于单排配筋混凝土中高剪力墙, 配置斜筋能够有效限制墙体斜裂缝的开展, 减小墙体底部水平剪切滑移变形, 改善其抗震性能. 2) 墙体分布钢筋的配置形式变化对单排配筋混凝土中高墙的破坏形态极限承载力和延性影响不大. 3) 在配筋率不变的情况下, 配置交叉斜筋能够在一定程度上减小墙体剪切滑移变形, 提高单排配筋混凝土中高剪力墙的抗震耗能能力. 4) 斜筋的配置角度对墙体抗震性能有一定的影响,60 毅仰角或扇形 (45 毅 60 毅 75 毅 ) 布置斜筋效果较好. 图 13 暗柱底部纵筋应变滞回曲线 Fig. 13 Loa 鄄 strain hysteresis loops of vertical bars in the bounary element 由图可见, 各试件边缘暗柱纵筋均已受拉屈服. 与 SW1 郾 5-1 相比, 其他 3 个试件的边缘暗柱纵筋应变发展速度减慢, 这是因为斜筋有效限制了裂缝的开展, 减慢了墙体刚度衰减速度, 并减小了剪切滑移变形而产生的影响. 参考文献 : [1] 罗春燕, 王延鹏, 张吾渝, 等. 青海村镇砌体结构房屋抗震缺陷分析 [J]. 建筑技术, 2012, 43(5): 435 鄄 438. LUO C Y, WANG Y P, ZHANG W Y, et al. Analysis on builing structure efect of masonry structures in Qinghai rural by Yushu earthquake[ J]. Architecture Technology, 2012, 43(5): 435 鄄 438. (in Chinese) [2] 中华人民共和国住房与城乡建设部. 混凝土结构设计规 :GB [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社, 2010: 131 鄄 133.

10 1690 北京工业大学学报 2016 年 [3] 中华人民共和国住房与城乡建设部. 建筑抗震设计规范 :GB [S]. 北京 : 中国建筑工业出版社, 2010: 66 鄄 73. [4] 中华人民共和国住房与城乡建设部. 高层建筑混凝土结构技术规程 :JGJ3 2010[ S]. 北京 : 中国建筑工业出版社, 2010: 9 鄄 10, 77 鄄 95. [5] 曹万林, 孙天兵, 杨兴民, 等. 双向单排配筋混凝土高剪力墙抗震性能试验研究 [ J]. 世界地震工程, 2008 (3): 14 鄄 19. CAO W L, SUN T B, YANG X M, et al. Experimental stuy on seismic performance of high 鄄 rise shear wall with bi 鄄 irectional single row of steel bars [ J ]. Worl Earthquake Engineering, 2008(3): 14 鄄 19. (in Chinese) [6] 曹万林, 殷伟帅, 杨兴民, 等. 双向单排配筋中高剪力墙抗震性能试验研究 [J]. 地震工程与工程振动, 2009 (1): 103 鄄 108. CAO W L, YIN W S, YANG X M, et al. Experimental stuy on seismic performance of meium 鄄 height RC shear wall with bi 鄄 irectional single row of steel bars[j]. Journal of Earthquake Engineering an Engineering Vibration, 2009(1): 103 鄄 108. (in Chinese) [7] 张建伟, 杨兴民, 曹万林, 等. 单排配筋剪力墙结构抗震性能及设计研究 [J]. 世界地震工程, 2009(1): 77 鄄 81. ZHANG J W, YANG X M, CAO W L, et al. Seismic behavior an esign metho of RC shear wall structure with single row of steel bars [ J ]. Worl Earthquake Engineering, 2009(1): 77 鄄 81. (in Chinese) [8] 夏昊, 黄小坤, 孔慧, 等. 低轴压比单排双向配筋混凝土剪力墙结构性能试验研究 [ J]. 工程抗震与加固改造, 2012, 34(3): 69 鄄 75. XIA H, HUANG X K, KONG H, et al. Experimental research on structural behaviors of the RC shear wall with bi 鄄 irectional single layer reinforcement uner low axial force ratio [ J ]. Earthquake Resistant Engineering an Retrofitting, 2012, 34(3): 69 鄄 75. (in Chinese) [9] 邢民, 程焕英, 张建伟, 等. 带斜筋单排配筋 L 形截面剪力墙低周反复荷载试验研究 [ J]. 防灾减灾工程学报, 2015, 35(3): 391 鄄 397. XING M, CHENG H Y, ZHANG J W, et al. The cyclic loaing tests on L 鄄 shape shear wall with single row of steel bars an incline reinforcements [ J]. Journal of Disaster Prevention an Mitigation Engineering, 2015, 35 ( 3 ): 391 鄄 397. (in Chinese) [10] 邢民, 程焕英, 杨兴民, 等. 带斜筋单排配筋 T 形截面剪力墙的抗震性能 [J]. 建筑结构, 2014, 44(15): 71 鄄 76. XING M, CHENG H Y, YANG X M, et al. Seismic performance of T 鄄 shape shear wall with biirectional single row of steel bars an incline reinforcements[ J]. Builing Structure, 2014, 44(15): 71 鄄 76. (in Chinese) [11] 张建伟, 胡剑民, 杨兴民, 等. 带斜筋单排配筋 Z 形截面剪力墙抗震性能研究 [ J]. 施工技术, 2014, 43 (9): 63 鄄 68. ZHANG J W, HU J M, YANG X M, et al. Seismic performance of Z 鄄 shear wall with biirectional single row of steel bars an incline reinforcements [ J ]. Construction Technology, 2014, 43 ( 9 ): 63 鄄 68. ( in Chinese) [12] 过镇海. 钢筋混凝土原理和分析 [ M]. 北京 : 清华大学出版社, 2003: 335 鄄 336. ( 责任编辑郑筱梅 )

708 北京工业大学学报 2011 年以往的试验结果进行对比, 选取 15D 20D 作为对比参数, 试件参数见表 1. Fig. 1 图 1 试件尺寸及配筋图 ( mm) Geometry and reinforcement

708 北京工业大学学报 2011 年以往的试验结果进行对比, 选取 15D 20D 作为对比参数, 试件参数见表 1. Fig. 1 图 1 试件尺寸及配筋图 ( mm) Geometry and reinforcement 第 37 卷第 5 期 2011 年 5 月北京工业大学学报 JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Vol. 37 No. 5 May 2011 植筋钢筋混凝土锚固构件抗震性能试验研究邓宗才 1, 钟林杭 1, 张永方 1, 曾洪超 1 2, 范世平 ( 1. 北京工业