IPSW結(jié)構(gòu)豎向縫連接抗剪承載力試驗(yàn)及理論研究

孫 建 邱洪興 許家鵬

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

IPSW結(jié)構(gòu)豎向縫連接抗剪承載力試驗(yàn)及理論研究

孫 建 邱洪興 許家鵬

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

摘 要:為了驗(yàn)證新型全裝配式鋼筋混凝土剪力墻(IPSW)結(jié)構(gòu)中豎向縫連接的可行性并研究其抗震性能，制作了2個(gè)豎向縫連接試件，并對(duì)其進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn).試驗(yàn)結(jié)果表明，翼緣墻板與腹板墻板之間的連接件(內(nèi)嵌邊框、高強(qiáng)螺栓和連接鋼框)能夠有效地傳遞二者之間的相互作用力，保證二者協(xié)同工作.然后，分別基于最大拉應(yīng)力理論、平截面假定和力的平衡條件、抗剪抵抗機(jī)構(gòu)和力的平衡條件，建立了開(kāi)裂荷載、屈服荷載、極限抗剪承載力的計(jì)算模型，并推導(dǎo)了理論公式.結(jié)果表明，開(kāi)裂荷載、屈服荷載以及極限抗剪承載力的試驗(yàn)值與理論值吻合較好.由此可見(jiàn)，IPSW結(jié)構(gòu)的豎向縫連接方案可行，特征荷載的計(jì)算模型及計(jì)算公式合理.

關(guān)鍵詞:預(yù)制剪力墻;豎向縫連接;內(nèi)嵌邊框;高強(qiáng)螺栓;連接鋼框;抗剪承載力

預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)具有能源消耗少、質(zhì)量易控制、施工速度快、施工現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境好以及混凝土收縮裂縫少等優(yōu)點(diǎn).長(zhǎng)期以來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者［1-5］對(duì)各種預(yù)制裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了深入而廣泛的研究，但大多數(shù)仍屬于裝配整體式結(jié)構(gòu)，需部分濕作業(yè).本文借鑒鋼結(jié)構(gòu)的連接方式，提出了一種新型全裝配式鋼筋混凝土剪力墻 (innovative precast shear wall，IPSW)結(jié)構(gòu)，即采用內(nèi)嵌邊框、高強(qiáng)螺栓以及連接鋼框等作為連接件，將預(yù)制墻板、樓板連接起來(lái).并對(duì)該新型結(jié)構(gòu)豎向縫連接的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)及其抗剪承載力進(jìn)行了介紹.

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)內(nèi)容

基于文獻(xiàn)［6］中現(xiàn)澆帶翼緣剪力墻試件的基本尺寸及配筋強(qiáng)度，采用本文提出的連接件，將腹板與翼緣連接起來(lái)，形成豎向縫連接試件.制作2個(gè)試件，編號(hào)為WV-1和WV-2，進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn).2個(gè)試件的尺寸、墻板混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度、配筋、連接件及螺栓孔等參數(shù)均相同，但試件WV-2中高強(qiáng)螺栓的數(shù)量為試件WV-1的1/2.試件混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)均為C35，水平分布筋、豎向分布筋、約束箍筋等均采用HPB235級(jí)鋼筋，連接鋼框與內(nèi)嵌邊框采用 Q345鋼，連接鋼框鋼板厚12 mm，內(nèi)嵌邊框鋼板厚10 mm，高強(qiáng)螺栓采用10.9級(jí)M16，螺栓孔直徑為18 mm.試件及連接鋼框制作詳圖分別見(jiàn)圖1和圖2.

圖1 試件制作詳圖(單位:mm)

圖2 連接鋼框詳圖(單位:mm)

混凝土實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度為34.2 MPa.HPB235級(jí)鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為325 MPa，抗拉強(qiáng)度為463 MPa，彈性模量為210 GPa.Q345級(jí)鋼板實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為456 MPa，抗拉強(qiáng)度為652 MPa，彈性模量為206 GPa.

在試件WV-1和WV-2的頂部施加600 kN的豎向軸壓力并保持恒定;在加載梁端施加水平往復(fù)荷載(以推向?yàn)檎?，拉向?yàn)樨?fù)).試件屈服前，水平荷載以20 kN為一級(jí)，每級(jí)荷載重復(fù)1次;試件屈服后，進(jìn)入彈塑性階段，采用位移控制加載，以屈服位移的整數(shù)倍為控制位移，每級(jí)位移重復(fù)3次［7］，直至試件承載力下降到峰值荷載的85%以下或試件因變形過(guò)大不適于繼續(xù)加載為止.加載裝置見(jiàn)圖3.

圖3 加載裝置

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

試件WV-1正向加載到100 kN時(shí)，受拉翼緣根部出現(xiàn)第1條水平裂縫;正向加載到120 kN時(shí)，受拉翼緣根部出現(xiàn)第2條水平裂縫，同時(shí)腹板受拉側(cè)內(nèi)嵌邊框底角處混凝土墻板出現(xiàn)若干條斜裂縫;反向加載與正向加載現(xiàn)象類似.試件WV-2正向加載到80 kN時(shí)，腹板受拉側(cè)內(nèi)嵌邊框邊緣處出現(xiàn)若干條近似平行的斜裂縫;反向加載到100 kN時(shí)，受拉翼緣根部出現(xiàn)2條水平裂縫;正向加載到120 kN時(shí)受拉翼緣根部出現(xiàn)2條水平裂縫.隨著荷載的增加，試件不斷出現(xiàn)新裂縫，同時(shí)原有裂縫繼續(xù)擴(kuò)展、延伸.進(jìn)入位移控制加載階段后，試件腹板斜裂縫進(jìn)一步發(fā)展，形成明顯交叉狀，翼緣裂縫集中于根部，且以2條寬度較大的水平裂縫為主，在軸壓力與水平剪力復(fù)合作用下，受壓翼緣根部受剪錯(cuò)動(dòng)并隨之被壓潰;最終試件沿腹板底部發(fā)生剪切破壞，混凝土剝落，翼緣水平筋露出，豎向筋壓屈.試件的破壞形態(tài)見(jiàn)圖4，滯回曲線與骨架曲線見(jiàn)圖5.此外，在整個(gè)加載過(guò)程中，試件的連接件未發(fā)生破壞，內(nèi)嵌邊框與連接鋼框之間也未發(fā)生相對(duì)滑移.可見(jiàn)，連接件有效保證了翼墻和腹板的協(xié)同工作.

圖4 試件破壞形態(tài)

由圖4可見(jiàn)，兩試件破壞模式類似，臨近破壞時(shí)，翼緣根部在軸壓力和水平剪力復(fù)合作用下形成了剪切斜裂縫，從而導(dǎo)致破壞失效，腹板最終沿底部發(fā)生剪切破壞，形成1條水平通縫.

2 開(kāi)裂荷載

2.1 基本假定

在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行如下假定:

圖5 荷載-位移曲線

1)連接件處于彈性狀態(tài)，能夠保證翼緣、腹板共同工作;連接鋼框與內(nèi)嵌邊框間均無(wú)相對(duì)滑移，高強(qiáng)螺栓摩擦承載力未被克服.

2)適用最大拉應(yīng)力理論，即認(rèn)為受拉翼緣根部水平裂縫產(chǎn)生的原因是最大主拉應(yīng)力超過(guò)了混凝土的抗拉強(qiáng)度.

3)受彎開(kāi)裂時(shí)，混凝土材料的強(qiáng)度會(huì)有所折減，同時(shí)，試件制作過(guò)程中難免會(huì)出現(xiàn)混凝土澆筑質(zhì)量不理想、保護(hù)層厚度離散、材料強(qiáng)度降低等情況，使得試件的實(shí)際開(kāi)裂荷載較理論開(kāi)裂荷載低，故采用文獻(xiàn)［8］建議的折減系數(shù)0.40.

2.2 計(jì)算公式

當(dāng)試件開(kāi)裂時(shí)，受頂部豎向荷載N和水平荷載Vcr0(理論開(kāi)裂荷載)的作用，受拉翼緣根部外側(cè)混凝土的拉應(yīng)力σt=Vcr0H/W0－N/A0，其中A0為換算截面的面積，W0為彎曲截面系數(shù)，H為試件高度.根據(jù)2.1節(jié)中的假定2)，令σt=ft，可得理論開(kāi)裂荷載為

式中，ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度.

根據(jù)2.1節(jié)中的假定3)，可得開(kāi)裂荷載實(shí)用計(jì)算公式為

由式(2)可求得，Vcr=95 kN.

3 屈服荷載

3.1 基本假定

在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行如下假定:

1)同2.1節(jié)中假定1).

2)截面應(yīng)變保持平面.

3)不考慮混凝土的抗拉強(qiáng)度，混凝土受壓的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用規(guī)范［9］中的公式.

3.2 計(jì)算模型

受拉翼緣外側(cè)豎向鋼筋屈服時(shí)，試件底部截面的應(yīng)變、受力分布分別見(jiàn)圖6(a)和(b).圖中，hw為截面高度;xc為受壓區(qū)高度;c為受拉翼緣外側(cè)豎向鋼筋至外邊緣的距離;εy為受拉翼緣外側(cè)豎向鋼筋屈服應(yīng)變;φy為截面屈服曲率;x為受壓區(qū)混凝土縱向纖維至中和軸的距離;εx為受壓區(qū)距中和軸x處混凝土壓應(yīng)變;xi為第i排豎向鋼筋至外側(cè)豎向鋼筋的距離;Asi，σsi分別為第i排豎向鋼筋的面積和應(yīng)力;C為受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力的合力;M為水平作用力在底部截面產(chǎn)生的彎矩.

圖6 屈服時(shí)底部截面應(yīng)變和受力分布

由圖6(a)可知，底部截面屈服曲率φy=εy/(hw－xc－c);第i排豎向鋼筋應(yīng)力 σsi=Esφy(hw－xc－c－xi)，其中Es為鋼筋的彈性模量;距中和軸x處混凝土壓應(yīng)變?chǔ)舩=φyx，該處混凝土壓應(yīng)力［9］為

式中，fc，ε0分別為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度及其對(duì)應(yīng)的混凝土壓應(yīng)變.

3.3 計(jì)算公式

根據(jù)3.2節(jié)中的計(jì)算模型，可得試件屈服時(shí)底部截面各部分的受力情況.受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力合力為

式中，bw為腹板截面的寬度;b'f，h'f分別為受壓翼緣截面的寬度和高度;t為連接鋼框鋼板的厚度.

截面所有豎向鋼筋合力為

受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)力對(duì)屈服鋼筋彎矩為

截面所有豎向鋼筋對(duì)屈服鋼筋彎矩為

根據(jù)力的平衡條件可得

式中，Vy為屈服荷載.

由式(4)～(8)可得，Vy=321 kN.

4 極限抗剪承載力

4.1 基本假定

在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，進(jìn)行如下假定:

1)同2.1節(jié)中假定1).

2)抗剪抵抗機(jī)構(gòu)由混凝土斜壓桿、分布筋拉桿以及拉、壓翼緣組成.腹板由斜壓桿Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ組成，根據(jù)受力特性和局部平衡條件，忽略斜壓桿Ⅱ，Ⅲ的作用，斜壓桿具有相同的傾角θ，根據(jù)文獻(xiàn)［10］，θ=tan－1(0.72H/hweb+0.4)，其中hweb為腹板截面高度.斜壓桿的有效抗壓強(qiáng)度σ=αfc，其中α為混凝土壓桿有效強(qiáng)度系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)［11］，取α =0.62.

3)受壓翼緣根部在上端(翼緣內(nèi)嵌邊框)與下端(地梁)的強(qiáng)約束下，發(fā)生類似短柱的剪切破壞.受拉翼緣下端的豎向鋼筋受拉屈服，不考慮其抗剪作用.

4)腹板底部受拉區(qū)豎向分布鋼筋均受拉屈服，受壓區(qū)豎向分布鋼筋均受壓屈服.

4.2 計(jì)算模型

定義斜壓桿Ⅰ底部水平長(zhǎng)度與hweb的比值為腹板水平受壓區(qū)長(zhǎng)度系數(shù)，記為ξ;斜壓桿Ⅰ受壓翼緣側(cè)的豎向高度與H的比值為翼緣豎向名義受壓區(qū)高度系數(shù)，記為β.試件達(dá)到極限抗剪承載能力時(shí)的計(jì)算模型如圖7所示.圖中，hf為受拉翼緣截面高度;fsv，f'sv分別為腹板底部受拉、受壓區(qū)豎向分布筋的拉、壓力集度;τbh，σbv分別為斜壓桿Ⅰ底部的水平剪力和垂直壓力集度;σrh，τrv分別為斜壓桿Ⅰ右側(cè)對(duì)受壓翼緣根部的水平側(cè)壓力和豎向剪力集度;為受拉翼緣根部軸拉力;為受壓翼緣下端的抗剪承載力;為受壓翼緣根部軸壓力;為受壓翼緣下端短柱高度.在水平剪力V和豎向軸壓力N的作用下，試件的受力部分主要由受拉翼緣、受壓翼緣、混凝土斜壓桿Ⅰ、腹板雙向鋼筋、連接件等組成.

圖7 計(jì)算模型

4.3 計(jì)算公式

4.3.1 各抗剪要素的受力

根據(jù)4.2節(jié)中的計(jì)算模型，各抗剪要素受力為

式中，ρsv為腹板豎向分布筋配筋率;fyv，f'yv分別為腹板豎向分布筋抗拉、抗壓屈服強(qiáng)度;tw為腹板厚度;As為受拉翼緣豎向鋼筋面積;fy為受拉翼緣豎向鋼筋屈服強(qiáng)度.

4.3.2 翼緣豎向名義受壓區(qū)高度系數(shù)

假定加載梁為剛體，翼緣與腹板頂部軸壓力按面積分配，則受壓翼緣頂部軸壓力為

式中，A'f，Af，Aw分別為受壓翼緣、受拉翼緣與腹板的截面積.

取受壓翼緣為隔離體(見(jiàn)圖8)，由水平力和豎向力平衡條件可得

圖8 受壓翼緣下端計(jì)算簡(jiǎn)圖

根據(jù)4.1節(jié)中的假定3)，Vrc可按短柱計(jì)算.參考規(guī)范［9］中計(jì)算公式，并忽略箍筋貢獻(xiàn)項(xiàng).根據(jù)Ncr的大小，分為低軸壓與高軸壓2種情況.

1)低軸壓(Nrc≤0.3fcA'f)情況下，有

式中，h'f0為受壓翼緣截面有效高度;λ=(2h'f0).

由式(11)和(12)，可得

將式(14)代入式(11)，可得

4.3.3 腹板水平受壓區(qū)長(zhǎng)度系數(shù)

根據(jù)整體試件的豎向力平衡條件，可得到腹板受壓區(qū)相對(duì)高度系數(shù)為

4.3.4 極限抗剪承載力

根據(jù)4.2節(jié)中的計(jì)算模型，試件的極限抗剪承載力由混凝土斜壓桿Ⅰ下端抗剪承載力ξhweb和受壓翼緣根部的抗剪承載力兩部分組成，即

式中，根據(jù)低軸壓與高軸壓2種情況分別按式(12)和式(14)取值.

由式(17)可求得，Vm=417 kN.

5 理論值與試驗(yàn)值比較

開(kāi)裂荷載、屈服荷載以及極限抗剪承載力的計(jì)算值與試驗(yàn)值比較結(jié)果見(jiàn)表1.開(kāi)裂荷載試驗(yàn)值取受拉翼緣出現(xiàn)首條水平裂縫時(shí)的水平荷載;屈服荷載試驗(yàn)值取受拉翼緣外側(cè)豎向鋼筋屈服時(shí)或荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí)的水平荷載，正反向屈服荷載取相同值;峰值荷載試驗(yàn)值取荷載-位移曲線上峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的水平荷載.

表1 理論值與試驗(yàn)值對(duì)比

由表1可見(jiàn)，試件開(kāi)裂荷載、屈服荷載以及峰值荷載的試驗(yàn)值與理論值誤差較小，即使計(jì)入反復(fù)荷載作用下承載力小幅降低這一因素，誤差仍在可接受范圍內(nèi)，故本文提出的計(jì)算模型及計(jì)算公式是合理的.試件WV-2的正向開(kāi)裂荷載偏高，可能是由于試驗(yàn)中沒(méi)有能夠及時(shí)觀察到首條水平裂縫所致.試件WV-2的正反向極限抗剪承載力都明顯低于試件WV-1，除隨機(jī)因素外，可能存在以下2個(gè)方面的原因:①在制作試件時(shí)，后澆筑試件WV-2，此時(shí)混凝土已經(jīng)稍許干澀，為震搗密實(shí)，添加了少量自來(lái)水，故其實(shí)際強(qiáng)度低于試件WV-1，由此導(dǎo)致試件WV-2的極限抗剪承載力較低;② 試件WV-2高強(qiáng)螺栓的數(shù)量為試件WV-1的1/2，高強(qiáng)螺栓的數(shù)量影響了試件腹板斜裂縫的發(fā)展，進(jìn)而影響試件的極限抗剪承載力.

6 結(jié)論

1)連接鋼框與高強(qiáng)螺栓及內(nèi)嵌邊框間均未發(fā)生相對(duì)滑移，連接件(內(nèi)嵌邊框、高強(qiáng)螺栓以及連接鋼框)有效地傳遞了翼緣與腹板之間的相互作用力，保證了二者的協(xié)同工作.這種新型豎向縫連接方案可行.

2)試件破壞模式為受壓翼緣根部在軸壓力與水平剪力共同作用下的類似短柱剪切破壞，腹板最終發(fā)生沿水平縫的剪切破壞.該破壞模式影響了試件的抗震性能，可通過(guò)一定的構(gòu)造措施予以改善.

3)基于最大拉應(yīng)力理論并作一定折減的開(kāi)裂荷載計(jì)算公式以及基于平截面假定的屈服荷載計(jì)算模型能較準(zhǔn)確地計(jì)算試件的開(kāi)裂荷載和屈服荷載.基于混凝土斜壓桿的計(jì)算模型能較好地模擬實(shí)際配筋和受力情況下試件的極限抗剪承載力.

4)連接件的局部受力狀態(tài)還有待進(jìn)一步探索研究.

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Experimental and theoretical study on shear capacity of vertical joints in IPSW system

Sun Jian Qiu Hongxing Xu Jiapeng
(Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China)

Abstract:In order to verify the feasibility of vertical joints in an innovative precast shear wall(IPSW)system and investigate their seismic behaviors，two specimens were manufactured and low-cyclic reversed loading tests were carried out.The test results show that the connectors between the flange wall panel and the web wall panel，including the embedded limbic steel frame，the highstrength bolt and the connecting steel frame，can effectively transfer the interactional forces between the two wall panels and make them work cooperatively.Based on the maximum tensile stress theory，the plane cross-section assumption and the equilibrium condition of forces，and the shear resistant mechanism and the equilibrium condition of forces，the calculation models and theoretical formulas for the cracking load，the yield load，and the ultimate shear capacity were deduced，respectively.The results show that the test values of the cracking load，the yield load，and the ultimate shear capacity agree well with the corresponding theoretical values.Therefore，the novel scheme of vertical joints in IPSW system is feasible，and the calculation models and theoretical formulas for characteristic loads are reasonable.

Key words:precast shear wall;vertical joints;embedded limbic steel frame;high-strength bolt;connecting steel frame;shear capacity

中圖分類號(hào):TU398.2

A

1001－0505(2014)03-0631-07

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2014.03.032

收稿日期:2013-11-19.

孫建 (1984—)，男，博士生;邱洪興(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，Qiuhx@seu.edu.cn.

孫建，邱洪興，許家鵬.IPSW結(jié)構(gòu)豎向縫連接抗剪承載力試驗(yàn)及理論研究［J］.東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2014，44(3):631-637.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2014.03.032］