裝配式混凝土雙板剪力墻低周反復(fù)荷載試驗

肖全東 郭正興

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京210096)

(2湖南科技大學(xué)土木工程學(xué)院，湘潭411201)

近年來，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的新形式及建造新 技術(shù)不斷涌現(xiàn)，高層建筑中的裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)技術(shù)得到了廣泛關(guān)注［1］.國內(nèi)學(xué)者對裝配式混凝土剪力墻中的全套筒灌漿連接技術(shù)［2］、約束漿錨鋼筋搭接連接技術(shù)［3］、金屬波紋管漿錨搭接連接技術(shù)［4-6］和疊合式混凝土剪力墻技術(shù)［7］進行了大量研究，得出預(yù)留孔道灌漿連接比鋼套筒連接方案的剪力墻耗能稍差，疊合式剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻具有相近承載力與耗能能力的結(jié)論.國外學(xué)者對采用預(yù)應(yīng)力混合裝配的剪力墻進行了試驗研究和理論分析［8-10］，結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力混合裝配剪力墻具有良好的抗震性能.

國內(nèi)通過引入歐洲成熟的裝配式混凝土雙板(DWPC)結(jié)構(gòu)體系技術(shù)，對原有DWPC構(gòu)件進行構(gòu)造改進，形成適用于國內(nèi)的預(yù)制混凝土雙板剪力墻結(jié)構(gòu)體系.DWPC剪力墻是疊合式剪力墻的一種，在布置好焊接鋼筋網(wǎng)和格構(gòu)式鋼筋桁架的鋼模具上先澆筑單側(cè)混凝土板并養(yǎng)護成型，再澆筑另一側(cè)板的混凝土，利用翻板機將預(yù)制混凝土板的鋼筋骨架一側(cè)壓在新澆混凝土上，在工廠養(yǎng)護成型，施工現(xiàn)場吊裝完成后臨時固定并澆筑兩側(cè)預(yù)制板間的后澆層混凝土，形成雙板剪力墻.2個疊合面在工廠預(yù)制時進行粗糙處理以加強連接性能，兩側(cè)預(yù)制板通過格構(gòu)式鋼筋桁架進行拉接，并通過疊合面與后澆層混凝土形成整體.DWPC剪力墻的豎向鋼筋在現(xiàn)澆的后澆層混凝土中搭接連接.

由于歐洲大部分地區(qū)的住宅為低層住宅且抗震要求不高，原DWPC體系連接構(gòu)造相對簡單.我國是一個多地震的國家，必須考慮其抗震性能.為了解DWPC剪力墻結(jié)構(gòu)體系的抗震性能，并為編制相應(yīng)地方標準和試點工程應(yīng)用提供參考，本文對不同邊緣構(gòu)造和剪跨比的單片DWPC剪力墻進行了低周反復(fù)荷載試驗，評價其抗震性能.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

本試驗按不同邊緣構(gòu)造和剪跨比設(shè)計制作了3組共9個剪力墻足尺比例試件，其中SW1，SW4和SW7為現(xiàn)澆剪力墻對比試件，其余為DWPC剪力墻試件，試件明細見表1.試件混凝土強度等級為C35，鋼筋采用HRB400級鋼筋.試件由預(yù)制底座、剪力墻和與剪力墻現(xiàn)澆部分整澆的加載梁組成.

對DWPC剪力墻試件的構(gòu)造改進如下:剪力墻最外邊緣的2根豎向鋼筋采用平面桁架形式;豎向鋼筋在剪力墻水平拼縫處利用U形筋搭接連接;邊緣構(gòu)件箍筋選用焊接封閉箍筋，同時在邊緣構(gòu)件豎向鋼筋U形筋搭接連接范圍設(shè)置連續(xù)螺旋箍筋或復(fù)合螺旋箍筋，對核芯區(qū)混凝土提供約束.各試件的配筋如圖1所示.

表1 試件明細

1.2 試驗加載裝置及加載方案

剪力墻試件在基本恒定豎向荷載作用下進行低周反復(fù)荷載試驗.水平加載設(shè)備為1 500 kN液壓伺服控制系統(tǒng)，豎向加載設(shè)備為2臺600 kN穿心式千斤頂.利用錨固在地板孔的鋼絞線施加軸壓，鋼絞線錨具為帶圓弧形可微轉(zhuǎn)動錨具.

利用地腳螺桿穿過底座預(yù)留錨固孔，將試件錨固在試驗室地面上.利用2臺手動千斤頂把試件底座夾緊，防止試件在試驗過程中出現(xiàn)水平方向滑移.在剪力墻試件兩側(cè)設(shè)置防側(cè)移裝置，防止試件在加載過程中發(fā)生平面外傾斜.試驗加載裝置圖見圖2.

豎向荷載利用穿心式千斤頂張拉鋼絞線方式施加，張拉分3級進行.軸壓比控制為0.10，試件SW1～SW3上施加的總軸力為470 kN，SW4～SW9為750 kN.試驗過程中通過調(diào)節(jié)油壓表控制軸壓基本保持恒定.

待軸壓穩(wěn)定后，開始施加水平反復(fù)荷載，加載分為如下2個階段:① 試件屈服前采用單次循環(huán)力控制加載;②屈服后采用位移控制加載.每級循環(huán)3次［11］.試件屈服以縱向受力鋼筋達到屈服應(yīng)變來確定，試件承載力下降到最大承載力的85%即判定為破壞.

圖1 試件配筋示意圖(單位:mm)

圖2 加載裝置示意圖

2 試件裂縫開展與破壞形態(tài)

各試件裂縫開展都先后經(jīng)歷了水平裂縫、斜向發(fā)展及雙向裂縫交匯等過程.雙向裂縫交匯后，剪力墻兩側(cè)底部混凝土豎向裂縫出現(xiàn)并發(fā)展至混凝土壓碎剝落.在試驗過程中，加載梁和剪力墻始終共同工作，未發(fā)生開裂.各試件裂縫開展見圖3.

圖3 試件裂縫開展照片

試件最終破壞形態(tài)見圖4.現(xiàn)澆剪力墻試件SW1，SW4和SW7最終破壞為彎曲破壞，表現(xiàn)為剪力墻兩側(cè)底部混凝土嚴重壓碎剝落，箍筋外露，豎向受力鋼筋壓曲或拉斷(見圖4(a)).DWPC裝配剪力墻試件SW2，SW3，SW6及SW8的最終破壞為彎曲破壞，表現(xiàn)為墻體兩側(cè)底部混凝土壓碎，連接U形筋拉斷(見圖4(b)).DWPC裝配剪力墻試件SW5和SW9的最終破壞為扭轉(zhuǎn)破壞，表現(xiàn)為加載過程中剪力墻發(fā)生扭轉(zhuǎn)并進一步發(fā)展為平面外傾斜(見圖4(c)).在發(fā)生最終破壞時，所有DWPC剪力墻試件兩側(cè)預(yù)制壁板與中間現(xiàn)澆混凝土沒有出現(xiàn)分離，表現(xiàn)出良好的整體工作性能(見圖4(d)).

3 試驗結(jié)果分析

3.1 滯回曲線與骨架曲線

各試件加載點的水平荷載P-位移Δ滯回曲線和骨架曲線分別見圖5和圖6.

由圖5可知，在試件屈服前，滯回環(huán)狹長，面積小，試件處于彈性工作階段;試件屈服后，滯回環(huán)面積明顯增大，并且在加載后期滯回環(huán)有向反S形過渡的趨勢，出現(xiàn)一定程度的捏攏現(xiàn)象.在同一位移級別下，與第1次循環(huán)相比，第2，3次循環(huán)后強度和剛度均有明顯退化.

DWPC預(yù)制裝配剪力墻中，剪跨比為3.325的試件SW2，SW3和剪跨比為2.078的試件 SW5，SW6與同組現(xiàn)澆剪力墻試件SW1，SW4的滯回曲線相似，滯回環(huán)數(shù)量較多且較為豐滿，抗震性能與現(xiàn)澆相近.與同組現(xiàn)澆剪力墻試件SW7相比，剪跨比為2.078的試件SW8，SW9的滯回曲線則略顯狹長，捏攏現(xiàn)象較明顯.這是因為DWPC預(yù)制裝配剪力墻試件隨著邊緣配筋的增多，墻體剛度變大，墻體承載能力提高，滯回曲線豐滿程度逐漸降低.

圖4 試件破壞形態(tài)照片

由圖6可知，各試件的骨架曲線走勢基本一致，表現(xiàn)出相近的發(fā)展規(guī)律，在低周反復(fù)荷載作用下都經(jīng)歷了彈性、開裂、屈服、極限和破壞幾個階段.各骨架曲線后期都經(jīng)歷了一個較平緩階段，說明位移延性較好，有利于抗震.

圖5 P-Δ滯回曲線

圖6 骨架曲線

現(xiàn)澆剪力墻試件的墻體根部混凝土壓潰嚴重，但在試件破壞前鋼筋骨架完好，承載力變化不明顯，骨架曲線有較長的平緩段.試件SW5，SW6，SW8和SW9相對于同組現(xiàn)澆試件剛度較大，承載力較高，后期骨架曲線基本能保持緩慢上升趨勢，承載力達到最大值之后剪力墻即發(fā)生破壞，這是因為試件在邊緣構(gòu)件區(qū)配置較多受力鋼筋和連續(xù)復(fù)合螺旋箍，對剪力墻的剛度和強度都有顯著影響.而試件SW2和SW3的剛度和承載能力與同組現(xiàn)澆試件SW1相近，原因在于試件邊緣配筋少，并且剪跨比較大，反映出受彎構(gòu)件受力特征.

3.2 承載力、變形能力和彈性剛度

各試件在開裂、屈服、極限3個加載周期的荷載、位移值、位移延性系數(shù)和彈性剛度見表2.由表可知，第1組DWPC剪力墻試件的開裂荷載和屈服荷載與現(xiàn)澆剪力墻試件相同，極限荷載提高約1% ～6%，剛度提高約26% ～60%，位移延性系數(shù)相同.第2組DWPC剪力墻試件的開裂荷載較現(xiàn)澆剪力墻試件提高約43%，屈服荷載提高約17%～34%，極限荷載提高約14% ～29%，剛度提高約63% ～69%，位移延性系數(shù)相近.第3組DWPC剪力墻試件的開裂荷載較現(xiàn)澆剪力墻試件提高約43% ～57%，極限荷載提高約22% ～23%，剛度提高約13% ～41%，屈服荷載相同，位移延性系數(shù)有所降低.這說明邊緣鋼筋的增多及連續(xù)復(fù)合約束箍筋的配置有利于提高構(gòu)件的剛度和強度;DWPC剪力墻具有良好的彈塑性變形能力.

試件在各級循環(huán)荷載下平均剛度K的計算可參見文獻［11］.各試件的剛度退化曲線見圖7.

表2 不同加載特征點的承載力、變形能力和彈性剛度

圖7 剛度退化曲線比較

從圖7可以看出，各組試件中現(xiàn)澆試件的剛度退化曲線較DWPC剪力墻試件更平緩.這是因為在加載前期，于邊緣構(gòu)件設(shè)置連續(xù)復(fù)合螺旋箍筋，對核芯區(qū)混凝土提供有效約束，使DWPC剪力墻試件的剛度和強度相對較高;在加載后期，試件裂縫不斷開展，剪力墻根部混凝土不斷壓碎，截面剛度由鋼筋和混凝土共同提供，各試件剛度接近，剛度退化較穩(wěn)定.

第1組試件的剪跨比較大，邊緣配筋較少，總剛度較小，混凝土提供的剛度所占比例較高，開裂后試件剛度下降快.第2組試件的剛度較高，開裂后剛度下降較快.第3組試件的剛度最高，開裂后剛度下降較緩.

3.3 耗能能力

本文選用等效黏滯阻尼系數(shù)作為耗能指標，以比較9個具有不同邊緣構(gòu)造和剪跨比的剪力墻試件在不同加載階段的耗能能力.該系數(shù)越大，則耗能能力越大［12］.各試件在各加載特征周期的等效黏滯阻尼系數(shù)見表3.由表可知，各試件的耗能能力在屈服前有所波動，屈服后隨著控制荷載(位移)的增大，耗能系數(shù)呈明顯上升趨勢.在試件屈服前，DWPC剪力墻試件的耗能能力與現(xiàn)澆剪力墻試件相近.在試件屈服后，第1組試件的耗能能力基本與現(xiàn)澆相當，第2，3組試件則有所降低，但仍表現(xiàn)出良好的耗能能力.這表明剪跨比越大，DWPC試件的耗能能力越接近同類現(xiàn)澆試件.

表3 不同加載特征周期下試件的等效黏滯阻尼系數(shù)

4 結(jié)論

1)在軸壓比為0.1的條件下，對3組具有不同邊緣構(gòu)造和剪跨比共9個剪力墻試件進行了低周反復(fù)試驗.試驗中各試件裂縫發(fā)展趨勢基本相同.4個DWPC剪力墻試件和3個現(xiàn)澆剪力墻試件的最終破壞形態(tài)相同，為彎曲破壞，表現(xiàn)為混凝土壓碎豎向鋼筋或U形筋壓曲拉斷.另外2個DWPC剪力墻試件在破壞時發(fā)生扭轉(zhuǎn).

2)DWPC剪力墻試件兩側(cè)預(yù)制壁板與中間現(xiàn)澆部分沒有出現(xiàn)分離，表明DWPC剪力墻具有良好的整體工作性能.

3)在邊緣構(gòu)件設(shè)置連續(xù)復(fù)合螺旋箍筋，可對核芯區(qū)混凝土提供有效約束，避免DWPC剪力墻試件混凝土發(fā)生過早壓潰問題，對改善其承載力、剛度及耗能能力均有幫助，還可減緩DWPC剪力墻的剛度退化.

4)經(jīng)過構(gòu)造改進的DWPC剪力墻具備較好的彈塑性變形能力和耗能能力.

References)

［1］郭正興，董年才，朱張峰.房屋建筑裝配式混凝土結(jié)構(gòu)建造技術(shù)新進展［J］.施工技術(shù)，2011，40(11):1-2，34.Guo Zhengxing，Dong Niancai，Zhu Zhangfeng.Development of construction technology of precast concrete structure in building［J］.Construction Technology，2011，40(11):1-2，34.(in Chinese)

［2］錢稼茹，彭媛媛，張景明，等.豎向鋼筋套筒漿錨連接的預(yù)制剪力墻抗震性能試驗［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2011，41(2):1-6.Qian Jiaru，Peng Yuanyuan，Zhang Jingming，et al.Tests on seismic behavior of pre-cast shear walls with vertical reinforcements spliced by grout sleeves［J］.Building Structure，2011，41(2):1-6.(in Chinese)

［3］姜洪斌，張海順，劉文清，等.預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)插入式預(yù)留孔灌漿鋼筋錨固性能［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報，2011，43(4):28-31.Jiang Hongbin，Zhang Haishun，Liu Wenqing，et al.Experimental study on plug-in filling hole for steel bar anchorage of the PC structure［J］.Journal of Harbin Institute of Technology，2011，43(4):28-31.(in Chinese)

［4］朱張峰，郭正興.預(yù)制裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點抗震性能試驗研究［J］.土木工程學(xué)報，2012，45(1):69-76.Zhu Zhangfeng，Guo Zhengxing.Seismic test and analysis of joints of new precast concrete shear wall structures［J］.China Civil Engineering Journal，2012，45(1):69-76.(in chinese)

［5］朱張峰，郭正興.裝配式短肢剪力墻低周反復(fù)荷載試驗［J］.工程力學(xué)，2013，30(5):125-130.Zhu Zhangfeng，Guo Zhengxing.Low-cyclic reversed load test on new precast concrete short-leg shear wall［J］.Engineering Mechanics，2013，30(5):125-130.(in Chinese)

［6］劉家彬，陳云剛，郭正興，等.裝配式混凝土剪力墻水平拼縫U型閉合筋連接抗震性能試驗研究［J］.東南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2013，43(3):565-570.Liu Jiabin，Chen Yungang，Guo Zhengxing，et al.Test on seismic performance of precast concrete shear wall with U-shaped closed reinforcements connected in horizontal joints［J］.Journal of Southeast University:Natural Science Edition，2013，43(3):565-570.(in Chinese)

［7］連星，葉獻國，王德才，等.疊合板式剪力墻的抗震性能試驗分析［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2009，32(8):105-109.Lian Xing，Ye Xianguo，Wang Decai，et al.Experimental analysis of seismic behavior of superimposed slab shear walls［J］.Journal of Hefei University of Technology:Natural Science Edition，2009，32(8):105-109.(in Chinese)

［8］Kurama Y，Sause R，Pessiki S，et al.Seismic response evaluation ofunbonded post-tensioned precast walls［J］.ACI Structural Journal，2002，99(5):641-651.

［9］Kurama Y，Shen Q.Post-tensioned hybrid coupled walls under lateral loads［J］.ASCE Journal of Structural Engineering，2004，130(2):297-309.

［10］Shen Q，Kurama Y，Weldon B.Seismic design and analytical modeling of post-tensioned hybrid coupled wall subassemblages ［J］.Structural Engineering，2006，132(7):1030-1040.

［11］中華人民共和國建設(shè)部.JGJ 101—1996建筑抗震試驗方法規(guī)程［S］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1996.

［12］Jacobsen L S.Steady forced vibrations as influenced by damping［J］.ASME Transactions，1930，52:169-181.