豎向新型連接裝配式剪力墻抗震性能試驗研究＊

劉家彬，陳云鋼，郭正興，袁 富

（1.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京210096；2.安徽工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，安徽 馬鞍山243002）

“十二五”期間，隨著中國城鎮(zhèn)化建設(shè)進程的加快，原來建立在勞動力價格相對低廉基礎(chǔ)上的建筑行業(yè)，正面臨勞動力成本不斷上升的困境.工期壓力、管理難度等加大，這些因素逐漸成為制約建筑業(yè)進一步發(fā)展的瓶頸.在此背景下，國家大力推行“建筑工業(yè)化、住宅產(chǎn)業(yè)化”，推廣綠色建筑、綠色施工理念，以加快促進我國建筑產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)調(diào)整及技術(shù)轉(zhuǎn)型，實現(xiàn)建筑業(yè)的可持續(xù)發(fā)展.將適合我國小高層、高層住宅建筑的剪力墻結(jié)構(gòu)體系與預(yù)制裝配式混凝土技術(shù)有機結(jié)合，所形成的預(yù)制裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)，在中國將具有強大的生命力和廣闊的應(yīng)用前景.

國外對預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)的研究相對較早，尤其是美國、日本等發(fā)達國家.但他們的工作主要集中于預(yù)制裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的研究，而剪力墻方面的研究相對較少.加拿大Khaled等學(xué)者對5種鋼筋連接方式的混凝土預(yù)制墻體做了壓彎擬靜力實驗研究，提出了5種水平連接構(gòu)造形式：坐漿錨固法、剪力鍵法、預(yù)留插筋法、預(yù)應(yīng)力鋼絞線法和預(yù)應(yīng)力鋼筋法，對這5種連接形式經(jīng)過反復(fù)荷載試驗，研究了水平接縫的抗剪機理并提出相關(guān)設(shè)計建議[1－3].

在大力推動住宅產(chǎn)業(yè)化的進程中，國內(nèi)對預(yù)制裝配式混凝土剪力墻的相關(guān)研究日漸升溫.郭正興等[4－5]對新型裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)（NPC）節(jié)點進行了試驗研究.結(jié)果表明，裝配式節(jié)點連接鋼筋的良好塑性，使其位移延性性能較現(xiàn)澆節(jié)點有所提高，而剛度和耗能能力則與現(xiàn)澆節(jié)點相近.錢稼茹等[6－8]對豎向鋼筋采用不同連接方法的預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻進行了抗震性能試驗，包含墻體預(yù)制邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆、套筒漿錨連接、套筒漿錨間接搭接以及套箍連接.試驗表明，套筒漿錨連接和套筒漿錨間接搭接能有效傳遞豎向鋼筋應(yīng)力，其預(yù)制墻體與現(xiàn)澆混凝土之間的交界面難以澆注密實，形成水平通縫.姜洪斌等[9]提出的“插入式預(yù)留孔灌漿鋼筋搭接連接”與金屬波紋管漿錨鋼筋間接搭接連接類似，兩者不同點在于前者采用抽芯成孔，且在鋼筋搭接范圍內(nèi)采用了螺旋筋進行加強，又稱“約束漿錨鋼筋搭接連接”.以螺旋箍筋體積配箍率和搭接長度為主要參數(shù)，進行了單向和雙向鋼筋搭接性能試驗，建立了螺旋筋設(shè)計的理論公式.

為進一步探索預(yù)制裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)水平連接的合理構(gòu)造，增強預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)的整體性和抗震性能，解決裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)水平連接的難題，本文依托預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)“十二五”國家科技支撐計劃基金項目，在前期已經(jīng)對采用U型閉合筋搭接連接形式的裝配式剪力墻進行抗震性能試驗的基礎(chǔ)上[10]，提出一種鋼板網(wǎng)成孔的幾種豎向筋新型水平連接方式，實現(xiàn)了構(gòu)造新穎，施工簡便的特點，并制作試件進行低周反復(fù)試驗，綜合評價其抗震性能.

1 連接方式構(gòu)造

剪力墻暗柱區(qū)域采用鋼板網(wǎng)成孔，所選取鋼板網(wǎng)的壁厚0.3mm、孔眼5mm，通過制作600mm×400mm×200mm的立方體試件進行軸壓試驗確定.鋼板網(wǎng)外側(cè)的矩形螺旋箍筋直徑為6mm、螺旋間距為50mm.鋼板網(wǎng)內(nèi)部由上、下片墻的U型筋或鐓頭鋼筋搭接連接，并且灌注BY（S）－40灌漿料或者細石混凝土.剪力墻中部墻板豎向分布鋼筋通過漿錨間接搭接連接.具體構(gòu)造示意圖見圖1.

圖1 鋼板網(wǎng)成孔、U型筋搭接連接Fig.1 Pore－forming on steel plate，U－shaped reinforcement lapping

這種邊緣構(gòu)造方式有以下幾個優(yōu)點：

1）上、下層預(yù)制墻板邊緣構(gòu)件豎向鋼筋通過鋼筋鐓頭或U型筋以及一定的搭接長度，實現(xiàn)邊緣構(gòu)件豎向鋼筋的連續(xù)受力要求，鋼筋鐓頭或U型筋可有效降低搭接長度，從而減少后灌混凝土量，提高施工速度.

2）鋼板網(wǎng)外側(cè)設(shè)置的連續(xù)矩形螺旋箍筋，與鋼板網(wǎng)一起，對邊緣構(gòu)件的后灌混凝土提供了強有力約束，提高后灌混凝土的變形能力的同時，可進一步改善豎向鋼筋的搭接連接性能.

3）根據(jù)邊緣構(gòu)件的形狀，可靈活設(shè)置鋼板網(wǎng)的尺寸和個數(shù)，依靠鋼板網(wǎng)及墻板預(yù)制時設(shè)置于鋼板網(wǎng)外壁的墻板水平鋼筋及水平拉筋，保證其邊緣構(gòu)件各鋼板網(wǎng)、邊緣構(gòu)件與剪力墻一般部位的共同受力.

2 試驗方案

2.1 試驗設(shè)計

現(xiàn)澆及預(yù)制剪力墻混凝土強度均為C35，混凝土保護層厚度為25mm.邊緣構(gòu)件部位使用直徑為14mm的HRB400級熱軋鋼筋，其他豎向分布鋼筋采用直徑12mm的HRB400級熱軋鋼筋，水平分布鋼筋采用直徑10mm的HRB400級熱軋鋼筋，箍筋為直徑8mm的HRB335級熱軋鋼筋，為增加邊緣構(gòu)件的約束能力，箍筋采用搭接焊箍筋，螺旋箍筋采用直徑為6mm的HPB235級熱軋鋼筋.剪力墻試件頂部設(shè)置加載梁，下端設(shè)置錨固底座.

共制作了7片1∶1足尺比例模型，編號分別為PW1～PW7.其中PW1為現(xiàn)澆試件，起對比作用，試件的墻體、加載梁和地梁澆筑成整體，全部豎向鋼筋錨固在地梁中，現(xiàn)澆試件設(shè)計圖見圖2；PW2為鋼板網(wǎng)成孔灌漿、U型筋搭接連接；PW3為鋼板網(wǎng)成孔灌細石混凝土、U型筋搭接連接，水平連接節(jié)點見圖3；PW4和PW5分別為鋼板網(wǎng)成孔灌漿和鐓頭鋼筋搭接連接，由于現(xiàn)場沒有鐓頭機，所以在縱向受力鋼筋的端部貼焊5mm的同等級同直徑鋼筋來模擬鐓頭；PW6和PW7分別為鋼板網(wǎng)成孔灌細石混凝土和鐓頭鋼筋搭接連接，水平連接節(jié)點見圖4.試件的外形尺寸一致，剪力墻墻板高為3 200 mm，截面尺寸為1 600mm×200mm，底座長度為2 200mm，截面尺寸為640mm×700mm，加載梁的截面尺寸為240mm×250mm，試件的總高度為4 090mm.

圖2 PW1試件設(shè)計圖Fig.2 PW1specimen

圖3 PW2，PW3試件設(shè)計圖Fig.3 PW2，PW3specimens

圖4 PW4～PW7試件設(shè)計圖Fig.4 PW4～PW7specimens

2.2 試驗加載制度和加載裝置

試驗試件水平加載設(shè)備均采用1 500kN液壓伺服控制系統(tǒng)（MTS），豎向荷載利用2臺600kN穿心式千斤頂施加.

試驗時，利用地腳螺栓穿過底座預(yù)留錨固孔將試件底座錨固在試驗室地面上，在水平方向利用千斤頂夾緊試件底座，防止試驗過程中試件出現(xiàn)水平方向滑移，在剪力墻的兩側(cè)面設(shè)置防側(cè)移三腳架，防止剪力墻加載過程中發(fā)生平面外傾斜，如圖5所示.豎向荷載軸壓通過穿心式千斤頂張拉預(yù)應(yīng)力鋼絞線方式施加，軸壓比控制為0.10，施加軸壓分別為667 kN.水平荷載由MTS施加，試件屈服前以力控制加載，每級循環(huán)1次，試件屈服后以屈服位移Δy控制加載，按Δy細分等級，每級循環(huán)3次[11].試驗約定MTS外推時為正，內(nèi)拉時為負.

圖5 加載裝置圖Fig.5 Loading device

3 試驗現(xiàn)象

PW1：加載至負向（推力）150kN時，墻板和底座的交界面出現(xiàn)水平裂縫，裂縫長度約260mm，進入開裂階段，隨后水平裂縫不斷水平向延伸.負向加載至370kN時，裂縫繼續(xù)斜向延伸，荷載位移曲線偏離直線，受拉側(cè)鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移為18.5mm.正向4倍屈服位移時，無新裂縫出現(xiàn)，已有裂縫斜向延伸，壓區(qū)混凝土嚴(yán)重脫落，加載至第3個循環(huán)時，承載能力下降超過15%，受拉區(qū)鋼筋斷裂，試驗結(jié)束.

PW2：加載至負向（推力）115kN時，墻板和底座的交界面出現(xiàn)水平裂縫，裂縫長度約100mm，進入開裂階段，隨后水平裂縫不斷水平向延伸.加載至310kN時，在900mm墻高處出現(xiàn)水平裂縫，已經(jīng)產(chǎn)生的水平裂縫開始斜向延伸，荷載位移曲線偏離直線，受拉側(cè)鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移為15mm.開始位移加載，正向4倍屈服位移加載至第2個循環(huán)時，承載能力下降超過15%，裂縫斜向延伸，壓區(qū)混凝土脫落，拉區(qū)鋼筋斷裂，試驗結(jié)束.

PW3：加載至負向（推力）130kN時，墻板和底座的交界面出現(xiàn)水平裂縫，裂縫長度約200mm，進入開裂階段，隨后水平裂縫不斷水平向延伸.加載至310kN時，在1 000mm墻高處出現(xiàn)斜裂縫，同時在1 300mm高處出現(xiàn)80mm長的水平裂縫，荷載位移曲線偏離直線，受拉側(cè)鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移為15.5mm.正向5倍屈服位移加載至第2個循環(huán)時，承載能力下降超過15%，裂縫斜向延伸，壓區(qū)混凝土脫落，拉區(qū)鋼筋斷裂，試驗結(jié)束.

PW4～PW5：2個試件都是加載至負向（推力）120kN時，墻板和底座的交界面出現(xiàn)水平裂縫，裂縫長度分別約150和200mm，進入開裂階段，隨后水平裂縫不斷水平向延伸.分別加載至320和340 kN時，在1 060mm和1 010mm墻高處出現(xiàn)水平裂縫，裂縫寬度分別為0.14和0.1mm，隨后水平裂縫開始斜向延伸，荷載位移曲線偏離直線，受拉側(cè)鋼筋屈服，試件進入屈服階段，兩試件屈服位移均為15mm.PW4正向5倍屈服位移加載至第2個循環(huán)，PW5正向4倍屈服位移加載至第2個循環(huán)時，兩試件承載能力下降超過15%，壓區(qū)混凝土脫落，拉區(qū)鋼筋斷裂，試驗結(jié)束.

PW6～PW7：2個試件均加載至負向（推力）120 kN時，墻板和底座的交界面出現(xiàn)水平裂縫，裂縫長度分別為50和80mm，進入開裂階段，隨后水平裂縫不斷水平向延伸.PW6加載至320kN時分別在930和800mm墻高處出現(xiàn)斜裂縫，裂縫寬度分別為0.18和0.1mm，同時在1 330mm墻高處出現(xiàn)270mm長水平裂縫，裂縫寬度為0.07mm.PW7加載至320kN時，在460mm墻高處出現(xiàn)斜裂縫，裂縫寬度為0.06mm，同時分別在900和1 200mm墻高處出現(xiàn)700和600mm長水平裂縫，裂縫寬度分別為0.17和0.12mm.隨后2個試件荷載位移曲線逐漸偏離直線，受拉側(cè)鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移均為15mm.2個試件均在加載至正向4倍屈服位移第3個循環(huán)時，承載能力下降超過15%，壓區(qū)混凝土脫落，拉區(qū)鋼筋斷裂，試驗結(jié)束.

總結(jié)以上試驗現(xiàn)象，預(yù)制剪力墻試件和現(xiàn)澆剪力墻試件的最終破壞形式相同，都是邊緣約束構(gòu)件豎向鋼筋受拉屈服、墻底角部混凝土壓潰.現(xiàn)澆墻試件和預(yù)制剪力墻試件的墻底與地梁交界面都出現(xiàn)水平通縫，邊緣約束構(gòu)件1／2高度以下均勻分布水平裂縫，非約束邊緣構(gòu)件分布大量斜裂縫.

與現(xiàn)澆剪力墻試件不同，預(yù)制剪力墻試件的第1條裂縫一般出現(xiàn)在受拉區(qū)外側(cè)灌注孔高度處，然后是受拉區(qū)底部座漿處開裂.這2條裂縫也最終發(fā)展成為2條主要裂縫.圖6為各剪力墻試件墻板邊緣與底座交界處破壞形態(tài).

圖6 各試件墻板邊緣與底座交界處破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of junction between the edge of the wall with the base

4 試驗分析

4.1 滯回曲線和骨架曲線

圖7～圖13為各試件的滯回曲線和骨架曲線.試件PW2，PW3的飽滿度與試件PW1的飽滿度相似，具有良好的耗能能力，試件屈服后，隨著位移的增加承載力下降緩慢，滯回曲線未出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象，呈現(xiàn)反“S”型.試件PW4～PW7相對于試件PW1總體上飽滿度略差，耗能能力略顯不足，分析認為這是由于U型筋鋼筋連續(xù)，混凝土受力均勻，而鐓頭鋼筋搭接連接中混凝土相對受力集中，導(dǎo)致剛度退化較快，耗能能力降低.

比較試件PW2與PW3，在鋼板網(wǎng)預(yù)留孔洞中灌入漿體或細石混凝土，兩者的滯回曲線和骨架曲線相似，說明兩種材料對受力鋼筋的錨固性能沒有較明顯的差別.比較試件PW4，PW5和PW6，PW7也有相同的結(jié)論.

4.2 耗能能力

表1為各試件在不同試驗階段下的黏滯阻尼系數(shù).隨著循環(huán)次數(shù)增加，構(gòu)件進入塑性階段后，由于材料的非彈性變形使得滯回環(huán)越來越飽滿，等效黏滯阻尼系數(shù)不斷增加.對比現(xiàn)澆試件，采用U型筋對插搭接連接的試件PW2，PW3在極限荷載階段下的耗能能力要略大于現(xiàn)澆試件PW1，而采用鐓頭鋼筋對插搭接連接的試件PW4～PW7耗能能力略低于現(xiàn)澆試件PW1，這同樣可能是因為U型筋鋼筋連續(xù)，混凝土受力均勻，而鐓頭鋼筋搭接連接中混凝土相對受力集中，導(dǎo)致剛度退化較快，耗能能力降低.說明U型筋對插搭接連接構(gòu)造優(yōu)于鐓頭鋼筋對插搭接連接構(gòu)造.

圖7 PW1滯回曲線和骨架曲線Fig.7 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW1

圖8 PW2滯回曲線和骨架曲線Fig.8 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW2

圖9 PW3滯回曲線和骨架曲線Fig.9 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW3

圖10 PW4滯回曲線和骨架曲線Fig.10 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW4

圖11 PW5滯回曲線和骨架曲線Fig.11 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW5

圖12 PW6滯回曲線和骨架曲線Fig.12 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW6

圖13 PW7滯回曲線和骨架曲線Fig.13 Hysteresis curves and skeleton curves of each specimen of PW7

表1 各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)Tab.1 Equivalent viscous damping coefficient of each specimen

4.3 延 性

表2為各試件的屈服位移Δy，屈服位移角θy，極限位移Δu，極限位移角θu和位移延性系數(shù)μ，由表2可知，6個裝配試件的極限位移角均大于1／120[12]，試件PW3和 PW4的極限位移角大于現(xiàn)澆試件.從延性系數(shù)上，裝配試件的延性系數(shù)均達到4.且個別試件的極限位移角大于現(xiàn)澆試件，如試件PW3和試件PW4的延性系數(shù)為5，大于現(xiàn)澆試件PW1.說明剪力墻邊緣采用該種連接方式可使裝配剪力墻的變形能力接近現(xiàn)澆試件，甚至超過現(xiàn)澆試件.一方面由于鋼板網(wǎng)外側(cè)矩形螺旋箍筋的作用加強了邊緣構(gòu)件的約束能力；另一方面鋼板網(wǎng)對新舊混凝土有很好地黏結(jié)作用.

表2 各試件延性對比Tab.2 Comparison of ductility of each specimen

4.4 承載能力

表3為各試件在試驗各階段的承載力，與現(xiàn)澆試件相比較，各裝配試件的開裂荷載（Fcr），屈服荷載（Fy），極限荷載（Fp）均比現(xiàn)澆試件略低.分析認為，造成這一現(xiàn)象的主要原因可能有以下兩點：1）水平拼縫的存在，導(dǎo)致了混凝土的不連續(xù)，剛度退化過早，承載力降低.2）在鋼板網(wǎng)預(yù)留孔洞殘留著一些難以去除的泡沫和透明膠布，這些雜物的存在會在某種程度上降低試件的承載能力.

各裝配試件之間，試件PW2與PW3各階段承載力值接近，試件PW4～PW5與試件PW6～PW7各階段承載力值接近，說明灌注混凝土或灌漿差別不大.總體看，試件PW4～PW7相對于試件PW2～PW3，在屈服荷載和極限荷載方面有所提高.

表3 各試件承載力結(jié)果對比Tab.3 Comparison of capacity of each specimen

5 結(jié) 論

1）預(yù)制剪力墻試件和現(xiàn)澆剪力墻試件的最終破壞形式相同，都是邊緣約束構(gòu)件豎向鋼筋受拉屈服、墻底角部混凝土壓潰.不同在于，預(yù)制剪力墻試件的第1條裂縫一般出現(xiàn)在受拉區(qū)外側(cè)灌注孔高度處，然后是受拉區(qū)底部座漿處開裂.

2）各裝配試件在鋼板網(wǎng)預(yù)留孔洞中灌入漿體和細石混凝土，兩者的滯回曲線和骨架曲線相似，說明兩種材料對受力鋼筋的錨固性能沒有明顯的差別.

3）鋼板網(wǎng)成孔灌漿或混凝土、U型筋搭接連接試件滯回曲線的飽滿度與現(xiàn)澆試件接近，耗能能力略高于現(xiàn)澆試件；鋼板網(wǎng)成孔灌漿或混凝土、鐓頭鋼筋搭接連接試件滯回曲線的飽滿度較現(xiàn)澆試件略差，這是由于混凝土相對受力集中，而導(dǎo)致剛度退化較快，耗能能力略低于現(xiàn)澆試件；U型筋對插搭接連接構(gòu)造優(yōu)于鐓頭鋼筋對插搭接連接構(gòu)造.

4）各裝配試件極限位移角為1／55到1／43之間，與現(xiàn)澆試件接近，滿足規(guī)范要求的層間位移角要求；位移延性系數(shù)為4～5，滿足延性要求；采用鋼板網(wǎng)成孔灌漿或混凝土、U型筋搭接連接或鐓頭鋼筋搭接連接方式的裝配剪力墻的變形能力接近現(xiàn)澆試件.

5）與現(xiàn)澆試件相比，由于水平拼縫的存在，各裝配試件各階段承載力略低于現(xiàn)澆試件.總體上，鐓頭鋼筋搭接連接比U型筋搭接連接在屈服荷載和極限荷載上有所提高.從試驗結(jié)果來看，裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)水平拼縫采用合理構(gòu)造可以達到與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相當(dāng)?shù)目拐鸷哪苣芰Α⒀有约俺休d能力，水平拼縫基于鋼板網(wǎng)成孔的豎向鋼筋搭接連接構(gòu)造值得進一步優(yōu)化研究.

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