钢筋混凝土剪力墙是核岛厂房中的典型构件, 其中大部分剪力墙均为水平长度远大于楼层高度的低剪跨比的低矮剪力墙。这种剪力墙在水平地震作用下以剪切变形为主, 其受力行为与一般剪力墙不同。国内外学者对低剪跨比钢筋混凝土剪力墙已有不少相关研究^{[1,2,3,4,5,6,7,8]}, 但大部分都是针对房屋结构中的剪力墙, 缺乏以核岛厂房结构剪力墙为研究对象的成果, 而受轴向拉力作用下的剪力墙试验研究也极少^[9]。本文拟通过低剪跨比剪力墙的拟静力试验, 考察核岛厂房典型剪力墙在不同竖向荷载下的受力特征及变形特征, 分析低剪跨比剪力墙的破坏形态、受剪承载力、滞回变形性能及抗震性能。

　　 核岛厂房的钢筋混凝土剪力墙除有少数洞口之外, 大部分都是低剪跨比整体墙。本次试验研究以核岛厂房中1 500mm厚的剪力墙作为原型结构。综合考虑研究目标及试验的可操作性, 最终按1∶10缩尺比例来设计剪力墙试件。试件均采用一字形截面, 两端设置暗柱, 暗柱长度范围取1倍墙厚。

　　 初步试验共设计了6片剪力墙试件, 试件的具体参数见表1。试件按轴力水平不同分为3组, 分别取0.3, 0.5的轴压比及0.1的轴拉比, 每组中2个试件的参数完全相同。除轴压 (拉) 比不同外, 6个试件的截面、配筋等参数相同。试件的墙身顶部设钢筋混凝土加载梁, 受轴压作用的试件加载梁截面尺寸为300×300, 受轴拉作用的试件加载梁截面尺寸为500×300, 以便施加水平往复荷载。水平荷载作用点距加载梁顶面距离为150mm。试件下端设钢筋混凝土基础梁作为墙身的嵌固端, 基础梁尺寸为500×600×2 000。试件的截面尺寸及配筋构造示意见图1。试件钢筋均采用HRB400, 混凝土采用C35。

　　 采用的加载装置主要包括反力架、给试件施加水平力的2台150t的MTS拉压电液伺服作动器、给试件施加竖向力的1台500t千斤顶、地锚装置以及配套的控制设备和数据采集设备。承受轴向压力试件的加载装置如图2所示。

　　 承受轴拉力试件的加载装置如图3所示。除了提供轴拉力的装置需专门设计, 其他大部分装置与受压试件相同。设在墙身两侧的两个60t的千斤顶通过上下端的2层厚钢板给墙身施加轴向拉力。

　　 试验加载按照《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ101—2015) ^[10]中规定的标准加载方法———荷载位移混合控制的加载方法进行。竖向荷载由试件的设计轴压比确定, 在整个试验过程中, 保持竖向荷载数值不变。试件开裂前采用荷载控制并分级加载;试件开裂后采用位移控制加载, 每级位移加载的增量取为h/1 000 (h为试件墙身高度) , 位移值逐级增加。试件开裂前为每级荷载下循环加载一次, 开裂后为每级控制位移下循环加载两次。直至试件破坏至无法继续加载或荷载下降至最大荷载的85%为止。

　　 测试内容主要有:试件墙顶水平加载点处各级循环往复水平荷载的大小;试件加载点处每级荷载作用下的水平位移;墙体端柱纵筋及墙身中部竖向分布钢筋的根部应变及水平钢筋的应变。

　　 (1) 试件W1

　　 当水平力达到550k N, 水平位移为0.5mm时, 试件南面左侧根部首先出现一条长为6cm的水平细裂缝。开裂后改为位移控制, 每级位移增量为0.5mm, 每级循环2次。随着控制位移的增加, 墙体中下部陆续出现斜裂缝, 并且向顶部和根部延伸。接近最大承载力时, 墙体两侧根部的混凝土被压碎、剥落, 根部的水平裂缝宽度明显增加。当反向水平位移加载至4.0mm时 (拉力为1 276k N) , 承载力达到最大值。达到最大承载力后, 墙体没有新裂缝出现, 根部裂缝不断变大, 有大量表层混凝土剥落。墙体中下部混凝土被斜裂缝分割为多个斜压区后逐次压碎, 最终在墙体根部形成剪切滑移面 (图4 (a) ) , 破坏形态为斜压后滑移破坏。

　　 (2) 试件W2

　　 当水平力达到520k N, 水平位移为0.32mm时, 试件南面中部靠右上侧首先出现一条长7cm的斜裂缝, 宽度为0.02mm;开裂后, 随着水平位移的增加, 墙面出现大量的交叉斜裂缝, 并向墙体根部和顶部开展, 裂缝宽度不断增大, 两侧根部保护层混凝土出现脱落。当正向水平位移加载至2.0mm时 (推力为1 139k N) , 承载力达到最大值, 裂缝最大宽度为0.28mm。此时南面靠左根部斜裂缝延伸至墙体上部, 中间根部斜裂缝向上部延伸与右侧的斜裂缝连通。当正向水平位移加载至4.0mm (推力1 221k N) , 进行第二次循环加载时, 试件达到最大承载力且突然出现破坏, 呈现出明显的脆性破坏特征。两条主对角裂缝贯穿墙体, 南面中间交叉裂缝中下部混凝土压碎剥落, 两侧根部的混凝土被压溃 (图4 (b) ) , 最终的破坏形态为斜压破坏。

　　 (3) 试件W3

　　 当水平力达到140k N, 水平位移为-0.22mm时, 南面左侧距根部20cm处首先出现一条水平裂缝, 裂缝宽度为0.02mm。开裂后, 随着位移的增加, 仅中部出现少量短斜裂缝, 根部裂缝开展迅速, 在达到最大承载力前贯通。当正向水平位移加载至3.0mm时 (推力为447k N) , 此时承载力达到最大值。达到最大承载力后, 根部混凝土进一步脱落, 形成贯通的剪切滑移面。破坏时, 墙体两侧根部混凝土剥落, 其余部分比较完好, 裂缝宽度最终仅为0.8mm。最终破坏形态为剪切滑移破坏 (图4 (c) ) 。

　　 (4) 试件W4

　　 当水平力达到200k N, 水平位移为-0.22mm时, 南面左侧距根部20cm处首先出现一条水平裂缝, 裂缝宽度为0.02mm, 并延伸开展26cm。随着位移的增加, 新增裂缝主要出现在墙体中下部, 以斜裂缝为主。试件达到最大承载力后, 在水平剪力和竖向拉力共同作用下, 出现多条交叉斜裂缝并延伸至墙体上、下端, 墙体中下部被多条交叉斜裂缝分隔出来的混凝土区域逐渐破碎并出现大量脱落, 露出钢筋。最后试件在墙身约1/3高度处形成贯通水平裂缝, 丧失承载能力。最终破坏形态为拉剪破坏 (图4 (d) ) 。

　　 (5) 试件W5

　　 当水平力达到700k N, 水平位移为0.53mm时, 试件南面左侧距根部17cm处首先出现一条宽度为0.1mm、长度为22cm的水平裂缝。随着位移的增加, 墙面出现数条交叉斜裂缝, 并延伸至根部, 同时根部水平裂缝逐渐扩展。当正向水平位移加载至1.5mm时 (推力为1 281k N) , 承载力达到最大值。而后斜裂缝及水平裂缝进一步延伸、扩展, 基本没有新裂缝出现, 中下部斜裂缝间混凝土逐渐压碎、脱落, 根部最终形成贯通裂缝。最后破坏时, 根部混凝土全部剥落, 露出最下方的水平钢筋。最终破坏形态呈现为斜压后滑移破坏 (图4 (e) ) 。

　　 (6) 试件W6

　　 当水平力达到700k N, 水平位移为-0.33mm时, 试件南面左侧根部出现一条长16cm的水平裂缝, 北面右侧根部出现一条长12cm的水平裂缝, 裂缝宽度均为0.02mm。开裂后, 随着水平位移的增加, 墙身中下部逐次出现多条交叉斜裂缝。当水平位移加载至3.0mm、水平推力达到1 360k N时试件突然出现破坏。破坏时南面左下角至右上角的斜裂缝贯穿墙面, 两侧根部混凝土被压溃。试件最终发生斜压破坏 (图4 (f) ) 。

　　 各试件的水平荷载-水平位移滞回曲线如图5所示。由图可见, 发生斜压后滑移破坏的试件W1, W5, 其滞回曲线呈现出明显的剪切变形特征, 有明显的捏缩现象;达到最大荷载后, 曲线下降较平缓, 强度退化较缓慢, 表现出一定延性;其中试件W5较早地在试件根部形成滑移面, 后期水平荷载由滑移面处竖向钢筋的销栓作用及滑移面混凝土的摩擦来承担, 其滞回曲线相对饱满。发生斜压破坏的试件W2, W6, 其滞回曲线很窄, 结构破坏时的总体位移很小, 在达到最大荷载后曲线下降迅速, 表现出明显脆性, 耗能能力很差。承受轴拉力的试件W3, W4, 其滞回环都呈现出明显的反Z形, 捏缩现象非常严重, 反向再加载开始阶段的刚度接近0, 耗能能力较差, 但后期强度下降较缓慢。试件W3因滑移面处竖向钢筋的销栓作用明显, 其滞回曲线比试件W4相对饱满, 但承载力比试件W4低。各试件的特征点荷载、位移、延性系数及破坏模式见表2。

　　 6个试件的荷载-位移骨架曲线如图6所示。可以看到, 当试件轴压比从0.3 (W1, W2) 增加到0.5 (W5, W6) 时, 其最大承载力有一定程度提高, 表明在一定范围内轴压比增大可提高剪力墙的抗剪承载力, 但提高的幅度有限。轴压比增大后试件达到峰值荷载后的骨架曲线下降更快, 试件的变形能力变小, 位移延性变差。当试件轴压比从0.3 (W1, W2) 变为轴拉比0.1 (W3, W4) 时, 其最大承载能力显著降低, 约为承受轴压力试件的50%。表明轴拉力极大削弱了试件的抗剪承载力。但试件W3, W4的极限位移 (对应最终破坏状态) 均大于其他4个承受轴压力的试件, 表明其后期变形能力相对较好。

　　 各试件的变形能力可通过表2中的特征点位移来反映。对比试件W1, W2和W5, W6的开裂位移, 可以发现轴压比的变化对开裂位移的影响不大。对比试件W1, W2和W3, W4的开裂位移, 可以发现受拉试件的开裂位移大约为相同截面及配筋的受压试件的44%~68%, 表明轴拉力作用使得试件更早开裂。考察各试件的极限位移, 可以发现4个受压试件的极限位移相差不大, 而受拉试件的极限位移均大于受压试件。

　　 根据各试件的荷载-位移骨架曲线, 采用能量等值法可确定各试件骨架曲线的屈服点, 进而计算出各试件的位移延性系数 (表2) 。对于4个受压试件, 轴压比变化对延性的影响不明显, 原因是该4个试件均发生了斜压破坏。受拉试件的延性系数比相同截面及配筋的受压试件有一定的提高。

　　 各试件刚度退化曲线如图7所示。可以看到, 各试件刚度退化趋势基本一致, 从初始到开裂阶段刚度衰减最快, 从开裂到屈服阶段刚度衰减较快, 而屈服之后刚度衰减明显放缓。相对而言, 受拉试件W3, W4在初始阶段的刚度退化要比其他4个受压试件更快, 表明轴拉力会加剧试件的刚度退化。

　　 完成了6个低剪跨比混凝土剪力墙试件的拟静力试验, 基于该批试验结果, 可得到以下初步结论:

　　 (1) 试件在轴压力作用下的破坏模式为斜压破坏和斜压后滑移破坏, 在轴拉力作用下的破坏模式则为拉剪破坏和剪切滑移破坏。

　　 (2) 低剪跨比试件的受剪承载力随着轴压比增大而有一定程度提高, 但提高幅度有限。拉剪共同作用下试件的受剪承载力显著降低, 大约为相同截面及配筋的受压试件的50%左右。

　　 (3) 发生斜压破坏的试件滞回曲线耗能性能很差;发生斜压后滑移破坏的试件滞回曲线有一定捏缩, 后期因竖向钢筋销栓作用而耗能相对较好;拉剪破坏及剪切滑移破坏的试件滞回曲线有明显的捏缩现象, 耗能性能较差。

　　 (4) 轴压比的变化 (0.3~0.5) 对试件极限位移及延性的影响不明显;而受拉试件的极限位移及延性系数比相同截面及配筋的受压试件均有一定的提高。