預(yù)制混凝土裝配整體式剪力墻的抗震性能試驗(yàn)研究

葉思偉

（南京大地建設(shè)集團(tuán)，江蘇 南京 210003）

0 引言

國(guó)外對(duì)預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)已有較長(zhǎng)時(shí)間的研究，尤其是美國(guó)、日本和歐洲等發(fā)達(dá)國(guó)家和地區(qū)。但是，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(duì)較少。研究主要集中于預(yù)制墻板構(gòu)件（Precast wall panels）的連接上，對(duì)多種方式的連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了純剪及彎剪試驗(yàn)，從而掌握各種連接節(jié)點(diǎn)的受力性能，并針對(duì)無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力連接節(jié)點(diǎn)，在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上提出了簡(jiǎn)化的、可用于設(shè)計(jì)和驗(yàn)算的分析模型。

國(guó)內(nèi)對(duì)于預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用和研究始于20世紀(jì)50年代末，由于建筑業(yè)技術(shù)的相對(duì)落后，研究主要是學(xué)習(xí)國(guó)外技術(shù)，其中包括合肥工業(yè)大學(xué)的柳炳康，北京工業(yè)大學(xué)的李振寶和董挺峰，東南大學(xué)的陳申一和梁培新。他們?cè)趯W(xué)習(xí)研究國(guó)外技術(shù)的同時(shí)，也在這方面取得了較為顯著的研究成果。國(guó)內(nèi)的這些研究工作也主要集中于預(yù)制裝配框架結(jié)構(gòu)中。但是，近年來已經(jīng)有一部分學(xué)者開始研究預(yù)制裝配剪力墻結(jié)構(gòu)，并取得了顯著成果。

本文介紹研究的預(yù)制混凝土裝配整體式剪力墻豎向鋼筋連接方法，是將上、下部墻體的豎向受力鋼筋采用間接搭接的方式連接，并將從下部剪力墻伸出的豎向連接鋼筋每3根為一組伸入上部墻體預(yù)留的同一個(gè)較大的灌漿孔洞內(nèi)，拼裝完成后，進(jìn)行壓力注漿，同時(shí)，利用預(yù)埋波紋管和螺旋鋼筋約束灌漿料，提高其強(qiáng)度及對(duì)豎向搭接鋼筋的握裹力，從而保證連接的可靠性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及制作

參照國(guó)內(nèi)外剪力墻試驗(yàn)構(gòu)件尺寸的大小，共設(shè)計(jì)制作4榀高厚比為5的剪力墻，為常用的尺寸200 mm，截面高度為1 000 mm，剪力墻高度為2 600 mm。

構(gòu)件豎向鋼筋間接搭接長(zhǎng)度的設(shè)計(jì)取值的依據(jù)為抗震等級(jí)二級(jí)，混凝土采用C35，灌漿料采用比墻體混凝土高一等級(jí)的灌漿料，豎向鋼筋、間接搭接鋼筋都采用直徑d=14 mm的HRB400級(jí)鋼筋，水平分布鋼筋，豎向分布鋼筋采用直徑d=8 mm的HRB400級(jí)鋼筋，邊緣約束構(gòu)件的箍筋采用d=10 mm的HRB335級(jí)鋼筋，螺旋筋采用d=6 mm的HRB335級(jí)鋼筋。

按搭接鋼筋盡可能錯(cuò)開布置的原則，本文將豎向鋼筋的搭接接頭在不同高度處截?cái)唷？紤]到應(yīng)變梯度，剪力墻內(nèi)側(cè)的豎向鋼筋在承受側(cè)向力時(shí)，應(yīng)力狀態(tài)將小于端部的豎向鋼筋。綜上，設(shè)計(jì)構(gòu)件WA-2時(shí)，在其他配筋與WA-1保持相同的情況下，改變豎向鋼筋搭接接頭的截?cái)喔叨群凸酀{孔洞的高度：外側(cè)豎向鋼筋搭接接頭的截?cái)喔叨群皖A(yù)留灌漿孔洞的高度仍為760 mm，內(nèi)側(cè)豎向鋼筋搭接接頭的截?cái)喔叨群皖A(yù)留灌漿孔洞的高度降低為550 mm。

WA-3采用了縱向受拉鋼筋末端機(jī)械錨固措施，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算的錨固長(zhǎng)度可以乘以0.7倍的折減系數(shù)，縱向受拉鋼筋搭接接頭的搭接長(zhǎng)度計(jì)算為：

取搭接長(zhǎng)度為550 mm。這樣減少了螺旋箍筋、高強(qiáng)灌漿料的使用量。同樣為了避免搭接接頭在同一水平高度截?cái)喽a(chǎn)生的水平通縫，采用WA-2的方式，外側(cè)搭接接頭在550 mm處截?cái)?，?nèi)側(cè)搭接接頭在400 mm處截?cái)?。WA為現(xiàn)澆構(gòu)件，以供實(shí)驗(yàn)對(duì)比。各構(gòu)件的具體尺寸見圖1。

圖1 構(gòu)件尺寸及配件

1.2 材性試驗(yàn)

每次澆筑所用的混凝土均根據(jù)普瑞公司試驗(yàn)室提供的配合比進(jìn)行配比，每批每個(gè)等級(jí)混凝土均預(yù)留3個(gè)混凝土立方體試塊和3個(gè)棱柱體試塊進(jìn)行材性試驗(yàn)。每個(gè)不同直徑不同等級(jí)的鋼筋根據(jù)試驗(yàn)規(guī)范的要求取樣3根。相應(yīng)的試件均按照材料試驗(yàn)規(guī)范進(jìn)行。試件的材料力學(xué)性能見表1，2。

表1 混凝土留樣的力學(xué)性能

表2 鋼筋留樣的力學(xué)性能

1.3 加載制度

先在試件頂部施加軸壓力，然后逐級(jí)施加往復(fù)水平力，每級(jí)荷載反復(fù)一次至試件屈服，屈服后改用位移控制加載，按屈服位移的倍數(shù)逐級(jí)加載，每一級(jí)位移下反復(fù)三個(gè)循環(huán)直至破壞。

1.4 試驗(yàn)裝置

本次試驗(yàn)的豎向荷載采用體外預(yù)應(yīng)力張拉技術(shù)施加荷載（圖2），在剪力墻頂部放置一十字型分配鋼梁，然后在梁上每邊各放置一個(gè)液壓千斤頂，通過鋼絞線和支承底座施加豎向荷載，為了防止在結(jié)構(gòu)側(cè)移時(shí)鋼絞線產(chǎn)生剛性折角，且保持油壓恒定，在千斤頂和十字型分配鋼梁之間墊有可微轉(zhuǎn)動(dòng)的錨具，其具體構(gòu)造見圖3，并在試驗(yàn)過程中一直人工操作液壓油泵，保持油壓恒定。

圖2 試驗(yàn)加載裝置示意

圖3 可微轉(zhuǎn)動(dòng)錨具

2 破壞過程和破壞形態(tài)

WA試件在加載至最大水平力120 kN時(shí)，受拉側(cè)下部出現(xiàn)水平裂縫，試件進(jìn)入開裂階段，而WA-1、WA-2、WA-3試件在最大水平力加載至100 kN時(shí)就在受拉側(cè)下部出現(xiàn)水平裂縫。在最大水平力達(dá)到160 kN時(shí)，所有試件墻板上都出現(xiàn)多條斜裂縫。WA、WA-1、WA-3試件縱筋發(fā)生屈服在180 kN這一級(jí)水平力，WA-2試件在受到200 kN水平力時(shí)，縱筋才發(fā)生屈服。進(jìn)入屈服階段后，WA、WA-1、WA-2試件在前2倍屈服位移循環(huán)過程中都出現(xiàn)大量斜裂縫，原有裂縫延伸開展，并延伸至受壓區(qū)底部。WA-3相同的過程持續(xù)到了第3倍屈服位移循環(huán)。隨后，WA在3倍屈服位移循環(huán)過程中，受壓區(qū)混凝土保護(hù)層有少量剝落，5倍屈服位移循環(huán)過程中，受壓區(qū)混凝土壓碎，承載力下降超過15%，試件破壞。WA-1在3倍屈服位移循環(huán)過程中，受壓區(qū)混凝土保護(hù)層有少量剝落，5倍屈服位移循環(huán)過程中受壓區(qū)混凝土保護(hù)層大量剝落。WA-2剪力墻平面外側(cè)移較大，無法繼續(xù)加載試驗(yàn)，終止試驗(yàn)。WA-2剪力墻在4倍屈服位移循環(huán)中，受壓區(qū)混凝土保護(hù)層有少量剝落，5倍屈服位移循環(huán)中受壓區(qū)混凝土保護(hù)層大量剝落，6倍屈服位移循環(huán)中承載力下降超過15%，試件破壞。

各試件破壞后的照片以及裂縫如圖4～7所示。從裂縫開展過程、最終裂縫分布狀況以及混凝土破壞狀態(tài)這幾方面對(duì)預(yù)制短肢剪力墻試件與現(xiàn)澆剪力墻試件相對(duì)比，具有以下幾條規(guī)律。

相同點(diǎn)：

（1）試件在開裂以后、屈服以前，預(yù)制剪力墻和現(xiàn)澆墻類似，以水平裂縫為主，且只有少數(shù)幾條水平裂縫不斷發(fā)展延伸至受拉區(qū)邊緣構(gòu)件處；試件屈服以后，尤其是加載至2倍屈服位移以后，開始出現(xiàn)大量斜裂縫，并在剪力墻1/2墻高以下形成3～4條主要斜裂縫延伸至受壓區(qū)；邊緣約束構(gòu)件1/2墻高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。

（2）預(yù)制剪力墻試件和現(xiàn)澆剪力墻試件的最終破壞狀態(tài)類似，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。

不同點(diǎn)：

（1）與現(xiàn)澆剪力墻試件不同，預(yù)制短肢剪力墻試件第一條裂縫一般出現(xiàn)在受拉區(qū)外側(cè)灌漿孔高度處，然后是受拉區(qū)底部砂漿處開裂。這兩條裂縫也最終發(fā)展成為兩條主要裂縫。

（2）現(xiàn)澆剪力墻在墻高1/4以下裂縫開展更加均勻，而預(yù)制短肢剪力墻的邊緣約束構(gòu)件在這個(gè)部位預(yù)埋金屬波紋管和螺旋箍筋，所以在灌漿孔高度范圍內(nèi)有較大的加強(qiáng)，因此在這個(gè)高度范圍內(nèi)的水平裂縫開展較小。

（3）WA-1灌漿孔高度相同，灌漿孔高度處的裂縫發(fā)展成主要斜裂縫，但是并沒有形成通縫；WA-2內(nèi)側(cè)灌漿孔高度低于外側(cè)灌漿孔高度，和WA-1類似，外側(cè)灌漿孔高度處的裂縫也發(fā)展成主要斜裂縫，而且內(nèi)側(cè)灌漿孔高度處也產(chǎn)生一條斜裂縫，最終也形成主要的斜裂縫，但是都沒有形成通縫，而且相較于WA-1灌漿孔高度處的主要斜裂縫，WA-2的這兩條斜裂縫開展較小，更加均勻；WA-3試件在外側(cè)灌漿孔和內(nèi)側(cè)灌漿孔高度處都出現(xiàn)一條主要斜裂縫，并最終發(fā)展成通縫。

（4）與現(xiàn)澆墻相比，預(yù)制短肢剪力墻底部水平裂縫在加載至3倍屈服位移以后開展較大。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線及骨架曲線

試件 WA-1、WA-2、WA-3與現(xiàn)澆剪力墻 WA的滯回曲線相比（圖8～11），除了WA-2試件由于平面外位移較大，較早終止了試驗(yàn)，不能很好地對(duì)比，其它剪力墻的滯回曲線在屈服以后都表現(xiàn)出來了類似的特點(diǎn)：屈服后現(xiàn)澆剪力墻和預(yù)制剪力墻進(jìn)行位移加載的滯回曲線都較為飽滿，這初步表明預(yù)制短肢剪力墻試件表現(xiàn)出了與現(xiàn)澆構(gòu)件相當(dāng)?shù)目拐鸷哪苄阅?。WA-1、WA-3的骨架曲線（圖12）在達(dá)到峰值以后，隨位移的增長(zhǎng)能較穩(wěn)定地保持承載能力，在具有較好的抗震延性的同時(shí)，也能保持較高的承載能力。分析認(rèn)為，這是因?yàn)轭A(yù)制剪力墻底部受壓區(qū)螺旋箍筋和金屬波紋管對(duì)剪力墻底部受壓區(qū)混凝土的約束作用，提高了預(yù)制剪力墻的滯回性能。

圖4 WA裂縫開展示意

圖5 WA-1裂縫開展示意

圖6 WA-2裂縫開展示意

圖7 WA-3裂縫開展示意

3.2 承載能力

表3列出了試件的開裂水平荷載Fcr、屈服水平荷載Fy和承載力達(dá)到峰值時(shí)對(duì)應(yīng)的水平荷載Fp。從表3中可以看到，預(yù)制短肢剪力墻和現(xiàn)澆短肢剪力墻相比，預(yù)制短肢剪力墻的開裂荷載都略小于現(xiàn)澆構(gòu)件，屈服荷載WA-1、WA-3和現(xiàn)澆構(gòu)件相同，WA-2比現(xiàn)澆構(gòu)件略大，峰值荷載WA-1、WA-2、WA-3都比現(xiàn)澆剪力墻略??；三種不同連接方式的預(yù)制短肢剪力墻的峰值荷載WA-1＞W(wǎng)A-2＞W(wǎng)A-3。

圖8 WA滯回曲線

圖9 WA-1滯回曲線

3.3 變形與延性

頂點(diǎn)位移角θ=Δ/H，Δ為試件頂測(cè)點(diǎn)的水平位移，H為加載點(diǎn)距剪力墻底高度2 725 mm；位移延性系數(shù) μ=Δu/Δy，Δy為試件屈服時(shí)的頂點(diǎn)水平位移，Δu為試件極限點(diǎn)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)水平位移。表4列出了試件的開裂位移 Δcr（位移角 θcr）、屈服位移 Δy（位移角 θy）、峰值位移 Δp（位移角 θp）、極限位移 Δu（位移角 θu）和位移延性系數(shù) μΔ。

圖10 WA-2滯回曲線

圖11 WA-3滯回曲線

圖12 骨架曲線

WA試件加載時(shí)由于實(shí)驗(yàn)裝置在正向加載時(shí)（拉力）位移計(jì)表座出現(xiàn)問題，所以WA的正向位移都存在較為嚴(yán)重的虛位移。本文在表4中列出其實(shí)測(cè)值，但在后續(xù)的分析中都采用反向加載時(shí)的位移荷載值，表4中位移延性系數(shù)μΔ，WA取負(fù)向加載時(shí)的值，表中將最終終止試驗(yàn)時(shí)的位移值列在極限位移Δu（位移角θu）一欄。試件WA-2也因?yàn)槠矫嫱鈧?cè)向位移過大終止試驗(yàn)，所以無法得到試件的極限位移 Δu（位移角 θu）和位移延性系數(shù) μΔ。

預(yù)制短肢剪力墻對(duì)比現(xiàn)澆試件，開裂位移都略小于現(xiàn)澆試件，屈服位移WA-2略大于現(xiàn)澆試件，WA-1、WA-3略小于現(xiàn)澆試件，峰值位移都小于現(xiàn)澆試件，極限位移WA-1、WA-3都和現(xiàn)澆構(gòu)件接近，位移延性系數(shù)預(yù)制構(gòu)件都略大于現(xiàn)澆試件。從表4中可以看到，預(yù)制剪力墻試件的極限位移角都和現(xiàn)澆試件較為接近，并且遠(yuǎn)大于《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011-2010）規(guī)定的剪力墻結(jié)構(gòu)大震作用下的彈塑性位移角限值1/120，即使是WA-2由于平面外側(cè)移過大終止實(shí)驗(yàn)，終止實(shí)驗(yàn)時(shí)的位移值角也已遠(yuǎn)大于 《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50011-2010）規(guī)定的剪力墻結(jié)構(gòu)大震作用下的彈塑性位移角限值1/120的要求。三種不同的連接方式相比，由于WA-2因?yàn)槠矫嫱鈧?cè)移過大而終止試驗(yàn)，不予比較，極限位移角WA-1＞W(wǎng)A-3。

3.4 鋼筋應(yīng)變

圖13為試驗(yàn)構(gòu)件不同狀態(tài)時(shí)墻底截面豎向鋼筋應(yīng)變分布。因?yàn)樵诘椭芊磸?fù)荷載作用下，應(yīng)變片在不停地伸長(zhǎng)和縮短的變化過程中損壞較為嚴(yán)重，要保持同一個(gè)試件底截面所有應(yīng)變片在整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中均不損壞，較為困難。因此本文在研究分析墻底截面在整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中鋼筋應(yīng)變發(fā)展情況時(shí)，只取了保存較為完好的WA-2試件。分別選取施加軸壓、試件開裂、試件屈服、2倍屈服位移和達(dá)到峰值荷載5個(gè)階段點(diǎn)繪制豎向鋼筋沿截面的分布情況，進(jìn)行分析和研究。

預(yù)制短肢剪力墻試件WA-2，加軸壓以后豎向鋼筋全部受壓，變形較小，并呈現(xiàn)越靠近剪力墻兩端鋼筋應(yīng)變?cè)酱蟮内厔?shì)，最大壓縮應(yīng)變?yōu)?30×10-6。試件出現(xiàn)第一條裂縫，即試件開裂時(shí)，根據(jù)鋼筋應(yīng)變沿截面的分布情況，截面較好的符合平截面假定，此時(shí)受拉區(qū)最外側(cè)受拉鋼筋拉伸應(yīng)變?yōu)?94×10-6，受壓區(qū)最外側(cè)受壓鋼筋壓縮應(yīng)變?yōu)?320×10-6。試件屈服時(shí)，截面仍較好地符合平截面假定，受拉區(qū)最外側(cè)受拉鋼筋拉伸應(yīng)變已經(jīng)達(dá)到3 722×10-6，受拉區(qū)最內(nèi)側(cè)鋼筋拉伸應(yīng)變達(dá)到2 028×10-6，說明受拉鋼筋全部屈服，受壓區(qū)最外側(cè)受壓鋼筋的最大壓縮應(yīng)變?yōu)?639×10-6，受壓區(qū)最內(nèi)側(cè)受壓鋼筋的壓縮應(yīng)變較小為-48×10-6，試件屈服時(shí)，受壓區(qū)鋼筋沒有屈服。試件屈服以后，加載2倍屈服位移，受拉區(qū)邊緣約束構(gòu)件豎向鋼筋應(yīng)變發(fā)展較快，最外側(cè)受拉鋼筋應(yīng)變達(dá)到8 374×10-6，已經(jīng)不符合平截面假定，受壓區(qū)最外側(cè)受壓鋼筋壓縮應(yīng)變達(dá)到-1 390×10-6，說明受壓鋼筋仍未屈服。當(dāng)試件達(dá)到峰值荷載時(shí)，受拉區(qū)邊緣約束構(gòu)件豎向鋼筋應(yīng)變發(fā)展更快，最外側(cè)受拉鋼筋應(yīng)變達(dá)到11 839×10-6，受壓區(qū)最外側(cè)受壓鋼筋壓縮應(yīng)變達(dá)到-3 710×10-6，但是最內(nèi)側(cè)受壓鋼筋應(yīng)變接近為零，甚至有受拉的趨勢(shì)，這說明試件達(dá)到峰值荷載時(shí)，受壓區(qū)鋼筋部分屈服。

表3 剪刀墻試件承載能力

表4 剪力墻試件位移

圖13 WA-2墻底截面豎向鋼筋應(yīng)變分布

圖14 耗能及粘滯阻尼系數(shù)示意

圖15 試件耗能-水平位移關(guān)系曲線

3.5 耗能能力

（1）耗能與頂點(diǎn)水平位移的關(guān)系（圖 14，15）。

試件的耗能是指荷載-位移滯回曲線所包圍的面積，即圖14中的陰影部分面積。

圖15為試件耗能與頂點(diǎn)水平位移的關(guān)系曲線。由圖15中可以看到，預(yù)制短肢剪力墻試件和現(xiàn)澆短肢剪力墻相同，隨著水平位移的增大，試件耗能均有所增大，且在相同位移，預(yù)制短肢剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的耗能基本相同。三種不同連接方式比較，WA-1和WA-2的耗能基本相同，WA-3的耗能相對(duì)略小。

圖16 試件阻尼系數(shù)-水平位移關(guān)系曲線

（2）等效粘滯阻尼系數(shù)與頂點(diǎn)水平位移的關(guān)系

試件的等效粘滯阻尼系數(shù)用公式可以表達(dá)為：

圖16為試件等效粘滯阻尼系數(shù)與頂點(diǎn)水平位移的關(guān)系曲線。由圖16中可以看到，預(yù)制短肢剪力墻試件和現(xiàn)澆普通剪力墻的等效粘滯阻尼系數(shù)隨著位移的變化趨勢(shì)基本相同，屈服前各試件等效粘滯阻尼系數(shù)隨水平位移的增大而減小，屈服后隨位移的增大而增大。而且位移相同，預(yù)制短肢剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的等效粘滯阻尼系數(shù)基本相同。試件的等效粘滯阻尼系數(shù)范圍為0.035～0.25。

4 結(jié)論

（1）通過觀察和總結(jié)對(duì)比低周反復(fù)試驗(yàn)現(xiàn)澆構(gòu)件和預(yù)制構(gòu)件的試驗(yàn)現(xiàn)象得到，預(yù)制剪力墻和現(xiàn)澆剪力墻的裂縫開展情況和破壞形態(tài)基本相同，主要區(qū)別在于預(yù)制剪力墻試件第一條裂縫一般出現(xiàn)在受拉區(qū)外側(cè)灌漿孔高度處，然后是受拉區(qū)底部座漿處開裂。這兩條裂縫也最終發(fā)展成為兩條主要裂縫。

（2）通過分析對(duì)比現(xiàn)澆剪力墻和預(yù)制剪力墻試件的試驗(yàn)結(jié)果得到，試驗(yàn)預(yù)制剪力墻在與現(xiàn)澆剪力墻有基本相同承載能力的同時(shí)，也能較好地保持延性，極限位移角都遠(yuǎn)大于 《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50011-2010規(guī)定的剪力墻結(jié)構(gòu)大震作用下的彈塑性層間位移角限值1/120的要求，能較好地滿足抗震位移延性要求。預(yù)制剪力墻的等效剛度退化過程也與現(xiàn)澆剪力墻基本一致，并具有和現(xiàn)澆剪力墻基本相同的耗能能力。

（3）通過分布在從底座伸入灌漿孔內(nèi)的豎向鋼筋上的鋼筋應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)，記錄分析了其在低周反復(fù)荷載過程中應(yīng)變的發(fā)展情況，從而得到這種連接方式中的豎向受力鋼筋在低周反復(fù)荷載作用下能夠有效地傳遞應(yīng)力。