帶構(gòu)造邊緣構(gòu)件的L形雙面疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

谷 倩，余 綱，譚 園，趙端鋒，高洪遠(yuǎn)

(1. 武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢 430070； 2. 美好建筑裝配科技有限公司，湖北 武漢 430071； 3. 長江勘測規(guī)劃設(shè)計(jì)研究有限公司，湖北 武漢 430010)

0 引 言

裝配整體式疊合剪力墻結(jié)構(gòu)是指采用以三角桁架鋼筋為代表的連接件使內(nèi)、外葉預(yù)制墻板可靠連接，中部空腔層與連接部分待安裝完畢后現(xiàn)場澆筑混凝土，從而形成整體的一種新型裝配式結(jié)構(gòu)，具有良好的發(fā)展前景[1]。

目前，業(yè)內(nèi)專家學(xué)者針對(duì)一字形雙面疊合剪力墻的抗震性能與拼縫構(gòu)造等方面的研究已取得較為豐碩的成果[2-6]，絕大部分學(xué)者得出了一字形雙面剪力墻的工作性能可以“等同現(xiàn)澆”的結(jié)論，但對(duì)于T形與L形等組合截面形式的雙面疊合剪力墻的相關(guān)研究較少。沈林[7]開展了T形雙面疊合剪力墻擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明，疊合剪力墻的破壞比現(xiàn)澆墻滯后，且其屈服荷載和峰值荷載均低于現(xiàn)澆剪力墻試件；Karamlou等[8]對(duì)4片L形半裝配式保溫模板(RICF)剪力墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明，所有試件均為腹板無翼緣端底部混凝土壓潰和縱筋受壓屈曲而破壞。秦士洪等[9]通過低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了豎向接縫對(duì)預(yù)制裝配L形混凝土剪力墻抗震性能的影響；張偉林等[10]研究了T形、L形疊合板式混凝土剪力墻的抗震性能，得出了疊合板式剪力墻與全現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能基本一致的結(jié)論。L形疊合剪力墻常被布置在建筑的角部，在水平荷載與地震作用下破壞后果較為嚴(yán)重，因此有必要針對(duì)L形雙面疊合剪力墻的抗震性能開展進(jìn)一步研究。

現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51231—2016)附錄A中規(guī)定：相鄰預(yù)制剪力墻連接處應(yīng)采用整體式連接，當(dāng)該處位于縱橫墻連接處時(shí)，應(yīng)在連接處設(shè)置現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件，如圖1(a)所示；剪力墻墻肢端部的邊緣構(gòu)件可采用疊合暗柱，如圖1(b)所示，其中bf為墻板厚度，laE為鋼筋抗震錨固長度。本文按照規(guī)范要求設(shè)計(jì)制作了1片包含上述2種構(gòu)造邊緣構(gòu)件的L形雙面疊合剪力墻及1片現(xiàn)澆對(duì)比試件，通過開展擬靜力試驗(yàn)，從承載力、滯回特性、剛度退化特征、延性和耗能能力等方面研究其抗震性能，為疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系的抗震設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用提供試驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

雙面疊合剪力墻試件DPCW與現(xiàn)澆對(duì)比剪力墻試件RCW的配筋與尺寸如圖2所示。試件DPCW與RCW的區(qū)別在于：試件DPCW的腹板與翼緣均為疊合預(yù)制墻板，腹板端部采用疊合暗柱，而RCW均采用全現(xiàn)澆鋼筋混凝土。因?yàn)闃?gòu)造形式的差異，試件DPCW轉(zhuǎn)角處現(xiàn)澆構(gòu)造邊緣構(gòu)件與2個(gè)方向的疊合墻板連接處存在豎向交界(或稱為豎向接縫)，疊合翼緣板與疊合腹板和地梁相接處存在水平接縫。水平與豎向接縫均采用另設(shè)連接鋼筋搭接連接，鋼筋搭接錨固長度為1.2laE，滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)相關(guān)要求。實(shí)測現(xiàn)澆剪力墻、疊合剪力墻預(yù)制板與后澆區(qū)混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度平均值分別為37.2，37.2，36.9 MPa。鋼筋采用HRB400E級(jí)鋼筋，實(shí)測力學(xué)性能見表1。

表1 鋼筋力學(xué)性能Table 1 Mechanical Properties of Reinforcements

1.2 加載裝置與加載制度

本試驗(yàn)通過4個(gè)液壓伺服作動(dòng)器進(jìn)行水平低周往復(fù)加載和豎向加載，試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。水平荷載通過2個(gè)1 000 kN作動(dòng)器并聯(lián)加載的方式施加。2個(gè)水平作動(dòng)器并聯(lián)到1個(gè)剛性梁上，在剛性梁的中部通過1個(gè)鉸接點(diǎn)與試件一側(cè)連接，避免因2臺(tái)水平作動(dòng)器不同步導(dǎo)致試件受到額外扭矩作用。在加載過程中，盡量控制2臺(tái)作動(dòng)器的同步性。水平作動(dòng)器的加載點(diǎn)置于試件翼緣板與腹板的交界處，合力通過L形截面的彎曲中心[11]，采用該種加載方式時(shí)試件理論上不會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形。豎向荷載通過2個(gè)2 000 kN作動(dòng)器施加到1個(gè)剛性壓板上，通過剛性壓板將軸向壓力均勻傳遞到試件頂部。

試驗(yàn)加載制度根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)確定，在試件頂部施加不變軸壓的同時(shí)施加水平荷載。豎向荷載值為1 400 kN，設(shè)計(jì)軸壓比為0.2。水平加載采用力與位移混合控制。在力控制階段，每級(jí)加載循環(huán)1次，增量為40 kN。當(dāng)試件某個(gè)方向先行屈服時(shí)，該方向荷載不再增加，另一個(gè)方向保持原有加載制度不變，直到試件在2個(gè)方向上均達(dá)到屈服，力控制階段結(jié)束，進(jìn)入位移控制階段。此時(shí)分別按照試件2個(gè)方向上屈服位移的倍數(shù)逐級(jí)加載，每級(jí)循環(huán)3次，直到試件某個(gè)方向上的承載力下降到峰值承載力的85%以下為止。試驗(yàn)加載制度如圖4所示，其中，Δy為屈服位移。加載過程中，以L形剪力墻翼緣受拉為加載正向，翼緣受壓為加載反向。

1.3 測點(diǎn)布置

1.3.1 位移計(jì)布置

為測量試件不同高度處的水平位移，沿墻高方向布置了5個(gè)伸縮式位移計(jì)H1～H5；為監(jiān)測墻體的剛性滑動(dòng)，在地梁處布置1個(gè)位移計(jì)H6；為監(jiān)測墻體在加載過程中的轉(zhuǎn)動(dòng)情況，在翼緣最外端布置1個(gè)位移計(jì)H7。為了測量試件在加載過程中墻身底部的水平接縫開口度，在試件腹板豎向布置了3個(gè)位移計(jì)V1～V3。位移計(jì)布置情況如圖5所示。

1.3.2 鋼筋應(yīng)變片布置

為研究疊合試件L形現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件與相鄰疊合板豎向交界處水平連接鋼筋的搭接傳力，在疊合腹板與現(xiàn)澆構(gòu)件豎向交界處的50 mm(H1截面)，450 mm(H2截面)，900 mm(H3截面)高度處，于水平連接鋼筋和疊合板內(nèi)水平分布鋼筋的對(duì)應(yīng)位置上布置應(yīng)變測點(diǎn)，如圖6所示。

為研究試件不同位置的縱向受力鋼筋在加載過程中的應(yīng)變分布情況，在疊合試件縱向連接鋼筋底部距地梁30 mm高度處粘貼鋼筋應(yīng)變片(現(xiàn)澆試件在對(duì)應(yīng)位置縱筋上布置)，如圖7所示。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖8與圖9分別為試件RCW和試件DPCW最終的裂縫分布形態(tài)與墻身底部混凝土的壓碎區(qū)域。2個(gè)試件的裂縫形態(tài)相似，2個(gè)方向加載產(chǎn)生的斜裂縫在腹板中部交叉，但現(xiàn)澆試件RCW的裂縫發(fā)展高度更高，裂縫條數(shù)也更多；2個(gè)試件翼緣內(nèi)出現(xiàn)略傾斜的彎曲裂縫，現(xiàn)澆試件裂縫發(fā)展高度更高。2個(gè)試件裂縫發(fā)展高度的差異可能是試件承載力的不同導(dǎo)致的。

試件RCW發(fā)生破壞時(shí)，在腹板端部一字形邊緣構(gòu)件底部形成了約200 mm×500 mm的矩形壓碎區(qū)域，并沿主斜裂縫向上略有發(fā)展，壓碎區(qū)域內(nèi)縱筋壓屈；反向加載時(shí)，腹板墻肢邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋拉斷4根(2排)，受壓翼緣底部混凝土出現(xiàn)壓碎?，F(xiàn)澆試件正向加載時(shí)的壓碎區(qū)域基本符合文獻(xiàn)[12]中基于位移的剪力墻抗震設(shè)計(jì)計(jì)算模型，壓碎寬度約為2.5倍墻厚。

試件DPCW正向加載時(shí)的壓碎區(qū)域集中于腹板底部水平接縫處，為50 mm×1 200 mm的帶狀區(qū)域，深入到墻體中部。腹板端部一字形邊緣構(gòu)件處疊合墻板損傷較小，但底部接縫范圍內(nèi)可見縱筋壓屈；反向加載時(shí)，腹板墻肢預(yù)制邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋拉斷8根(4排)，受壓翼緣底部混凝土壓碎僅發(fā)生在L形現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件范圍內(nèi)，疊合翼緣板基本完好。分析認(rèn)為，造成這一現(xiàn)象的原因可能是腹板墻肢邊緣構(gòu)件底部水平接縫處混凝土在反向加載時(shí)受拉開裂損傷，在隨后的正向加載時(shí)因壓碎而較早退出工作。在后期的循環(huán)加載中，腹板內(nèi)混凝土受壓區(qū)向試件中部移動(dòng)，水平接縫處的壓碎區(qū)域亦向試件中部延伸，進(jìn)而形成了帶狀破壞區(qū)域。

雙面疊合試件L形現(xiàn)澆構(gòu)造邊緣構(gòu)件與2個(gè)方向上疊合板的交界處在加載過程中未出現(xiàn)豎向通縫，斜裂縫經(jīng)過交界處可以直接穿過該處發(fā)展到另一側(cè)預(yù)制墻板范圍內(nèi)，這說明交界處的傳力性能良好。

試驗(yàn)過程中觀察發(fā)現(xiàn)，位移計(jì)H2，H7的數(shù)據(jù)在加載過程中基本保持一致，其最大位移差對(duì)應(yīng)的試件最大扭轉(zhuǎn)角僅為0.000 4 rad，據(jù)此判斷L形剪力墻試件在加載全過程中基本未發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 承載力

試件的承載力數(shù)據(jù)見表2，其中，F(xiàn)y采用能量等值法在試驗(yàn)所得骨架曲線上計(jì)算得出，F(xiàn)p采用2個(gè)水平作動(dòng)器的最大合力，F(xiàn)u取水平加載力低于峰值荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的合力。

DPCW正向加載時(shí)的屈服荷載、峰值荷載分別比RCW低14.5%，14.6%，二者極限荷載接近；試件DPCW反向加載時(shí)的屈服荷載、峰值荷載比RCW低9.3%，10.9%，反向極限荷載基本相同。DPCW正向加載時(shí)的屈服位移、峰值位移、極限位移分別比RCW低52.3%，14.3%，46.5%，但正向位移延性系數(shù)接近；DPCW反向加載時(shí)的峰值位移與極限位移比RCW低22.0%，29.9%，DPCW反向屈服位移比RCW大25.8%。正向加載時(shí)，疊合試件的承載力較現(xiàn)澆試件低，剛度退化較快，極限位移小；反向加載時(shí)，疊合試件腹板端部一字形邊緣構(gòu)件縱筋全部拉斷，極限延性與承載力較現(xiàn)澆試件低。

表2 試件受彎承載力Table 2 Flexural Capacity of Specimens

分析認(rèn)為：可以考慮適當(dāng)提高疊合剪力墻構(gòu)造邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋配筋率與箍筋體積配箍率，以增強(qiáng)疊合剪力墻的承載力與延性。

3.2 滯回曲線

圖10為2個(gè)L形剪力墻試件的荷載-位移滯回曲線對(duì)比。

由圖10可以看出：

(1)現(xiàn)澆試件的滯回曲線比疊合試件更為飽滿，包絡(luò)面積更大。

(2)2個(gè)試件的滯回曲線在彈性階段基本為斜直線，進(jìn)入彈塑性階段后轉(zhuǎn)變?yōu)榉碨形，但進(jìn)入加載后期時(shí)，滯回環(huán)開始向弓形過渡。

(3)2個(gè)試件在反向加載后卸載時(shí)均表現(xiàn)出一定的“捏縮效應(yīng)”，正向卸載時(shí)未見。分析認(rèn)為：正向加載時(shí)試件受拉區(qū)鋼筋面積大，裂縫寬度較小，卸載時(shí)翼緣內(nèi)裂縫很快閉合，滯回曲線基本沒有捏縮；反向加載時(shí)，腹板一字形邊緣構(gòu)件受拉鋼筋面積較小，鋼筋拉應(yīng)變大，該區(qū)域混凝土裂縫寬度較大，在卸載時(shí)表現(xiàn)出“捏縮效應(yīng)”，試件2個(gè)方向的捏縮差異可能是試件的不對(duì)稱性導(dǎo)致的。

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖11所示?？梢钥闯觯涸谡蚣虞d時(shí)，試件DPCW在彈性段的剛度比現(xiàn)澆試件更大，但達(dá)到峰值承載力后較快出現(xiàn)下降段，脆性較為明顯。現(xiàn)澆試件在加載過程中曲線更為光滑，達(dá)到峰值承載力后延性較好，經(jīng)過數(shù)次循環(huán)加載后才出現(xiàn)較明顯的承載力降低。反向加載時(shí)，2個(gè)試件的骨架曲線在加載前中期基本重合，峰值承載力相當(dāng)，但現(xiàn)澆試件的極限位移更大。

3.4 剛度退化

由于試件2個(gè)方向上的不對(duì)稱性，剛度退化數(shù)據(jù)亦從2個(gè)方向上進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。將原點(diǎn)與骨架曲線上某點(diǎn)相連的直線斜率定義為等效割線剛度K，其值由K=F/Δ計(jì)算，2個(gè)試件的剛度退化曲線如圖12所示。

2個(gè)試件的剛度退化規(guī)律基本一致，均表現(xiàn)為正向加載時(shí)剛度大，退化較快，反向加載時(shí)剛度相對(duì)較小，但延性好，剛度退化慢。試件DPCW正向加載時(shí)的初始剛度較試件RCW更大，開裂荷載較現(xiàn)澆試件大48.9%，但開裂后剛度下降快，較早地發(fā)生破壞；2個(gè)試件的反向初始剛度與退化速度區(qū)別不大，只在極限延性上有所不同。分析認(rèn)為，試件2個(gè)方向上剛度退化特征的不同是試件幾何形狀與配筋不對(duì)稱性導(dǎo)致的。正向加載時(shí)，有翼緣一側(cè)受拉鋼筋面積很大，中和軸在腹板中部，構(gòu)件有較大的初始剛度與承載力，但破壞由腹板端部一字形邊緣構(gòu)件處混凝土壓碎控制，脆性較為明顯；反向加載時(shí)，翼緣一側(cè)混凝土受壓面積大，中和軸距離翼緣很近，腹板端部一字形邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋應(yīng)變?cè)鲩L快，承載力與延性由鋼筋受拉控制，表現(xiàn)為良好的延性。

3.5 耗能能力

試件的耗能能力通過試件的能量耗散系數(shù)與累積耗能進(jìn)行分析。能量耗散系數(shù)為各級(jí)加載第一圈滯回耗能與位移最大處所具有的彈性勢能的比值，如圖13所示；累積耗能為試件每級(jí)加載3個(gè)循環(huán)的耗能逐級(jí)累加，如圖14所示。

試件DPCW在位移加載前期，其能量耗散系數(shù)和累積耗能與現(xiàn)澆試件相比均相差不大，但試件RCW經(jīng)歷了更多次數(shù)的循環(huán)加載，導(dǎo)致其最終累積耗能與能量耗散系數(shù)均大于疊合試件。

3.6 縱向受力鋼筋應(yīng)變

圖15為試件底部截面不同位置處的縱向受力鋼筋在開裂、屈服、峰值與極限荷載時(shí)的應(yīng)變分布情況，其中橫軸正向范圍為試件轉(zhuǎn)角處到翼緣最外端，負(fù)向范圍為試件轉(zhuǎn)角處到腹板最外端。

分析發(fā)現(xiàn)：

(1)疊合試件翼緣范圍內(nèi)縱筋應(yīng)變比現(xiàn)澆試件小，翼緣最外端的鋼筋應(yīng)變基本為0。分析認(rèn)為：疊合試件翼緣內(nèi)現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件與疊合板連接區(qū)域的存在使其受剪力滯后效應(yīng)影響較大，導(dǎo)致翼緣上遠(yuǎn)離加載點(diǎn)處的縱筋應(yīng)變較小，這一點(diǎn)可以通過翼緣壓碎區(qū)域的差異得到驗(yàn)證。

(2)現(xiàn)澆試件腹板內(nèi)的縱筋應(yīng)變分布基本符合平截面假定，縱筋應(yīng)變變化均勻，呈斜直線分布；疊合試件的腹板內(nèi)縱筋應(yīng)變?cè)诟拱鍍?nèi)一字形邊緣構(gòu)件處與L形現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件處均出現(xiàn)較大轉(zhuǎn)折，應(yīng)變呈多段線變化。疊合試件邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋應(yīng)變水平較現(xiàn)澆試件更高，在非邊緣構(gòu)件部分的縱筋應(yīng)變比現(xiàn)澆試件低，在邊緣構(gòu)件部分存在“應(yīng)力集中”。

(3)2個(gè)試件中和軸位置有較大差異?，F(xiàn)澆試件在2個(gè)方向加載時(shí)的中和軸位置區(qū)別不大，在距離腹板最外端950～1 050 mm范圍內(nèi)，與理論計(jì)算位置基本吻合。疊合試件正向加載時(shí)的中和軸位置更靠近腹板最外端，在距離端部800～900 mm范圍內(nèi)，腹板端部一字形邊緣構(gòu)件混凝土壓應(yīng)變較高；反向加載時(shí)的中和軸更靠近翼緣，此時(shí)腹板端部一字形邊緣構(gòu)件底部接縫開口較大，縱筋應(yīng)變水平高，鋼筋較早地出現(xiàn)了拉斷。

3.7 水平連接鋼筋應(yīng)變

圖16為疊合試件腹板內(nèi)疊合墻板與轉(zhuǎn)角處現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件交界處不同截面高度的水平連接鋼筋在位移加載過程中的應(yīng)變-位移曲線。

對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)：水平連接鋼筋應(yīng)變從截面H1到截面H2有所增加，H2與H3截面的應(yīng)變接近；隨著位移的增加，連接鋼筋的應(yīng)變逐漸增加，當(dāng)試件達(dá)到極限荷載時(shí)，3個(gè)截面的水平鋼筋基本未屈服。在加載過程中，試件豎向接縫處的水平連接鋼筋應(yīng)變水平較低，抗剪承載力滿足要求；水平連接鋼筋與疊合板內(nèi)水平鋼筋的末端應(yīng)變幾乎為0，經(jīng)過傳遞區(qū)域后應(yīng)變均有明顯的增長。結(jié)合第2節(jié)中的裂縫分布情況認(rèn)為：規(guī)范中推薦的在轉(zhuǎn)角墻處設(shè)置現(xiàn)澆構(gòu)造邊緣構(gòu)件的構(gòu)造形式可靠，連接鋼筋搭接長度滿足要求，可以保證翼緣與腹板協(xié)同受力。

3.8 水平接縫開口量

圖17為試件墻身與地梁接觸處水平裂縫張開量隨著位移加載的變化情況。分析發(fā)現(xiàn)：在相同的位移加載下，疊合試件的裂縫開口量總是大于現(xiàn)澆試件，說明疊合剪力墻塑性變形集中于水平接縫處，連接鋼筋出現(xiàn)滑移。文獻(xiàn)[13]的相關(guān)研究表明，增加水平接縫處連接鋼筋配筋率可以改善該現(xiàn)象，使得主要塑性變形部位由水平拼縫上移至墻板內(nèi)部，提高疊合剪力墻的極限延性與承載力。

4 結(jié) 語

(1)在0.2軸壓比下，帶構(gòu)造邊緣構(gòu)件的L形雙面疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的破壞形態(tài)相同，均為典型的彎剪破壞。

(2)帶構(gòu)造邊緣構(gòu)件的L形雙面疊合剪力墻試件翼緣受拉時(shí)的正向屈服承載力與峰值承載力分別比現(xiàn)澆試件低14.5%，14.8%，翼緣受壓時(shí)的反向屈服與峰值承載力比現(xiàn)澆試件低9.3%，10.9%；正向加載時(shí)疊合剪力墻的初始剛度比現(xiàn)澆墻大，但屈服后退化速度比現(xiàn)澆試件快；反向加載時(shí)疊合剪力墻的初始剛度及屈服后的剛度退化規(guī)律與現(xiàn)澆墻基本一致。

(3)邊緣構(gòu)件按構(gòu)造配筋的L形雙面疊合剪力墻的抗震性能與現(xiàn)澆墻存在一定差距，其塑性變形集中于水平接縫區(qū)域。建議適當(dāng)提高L形疊合剪力墻水平接縫范圍內(nèi)豎向連接鋼筋的配筋率，以增加L形雙面疊合剪力墻的承載力與延性。