套筒灌漿搭接連接的L型預(yù)制剪力墻抗震試驗(yàn)

余 瓊,唐子鳴,張星魁,范寶秀,張 志,陳振海

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092; 2.山西建筑工程集團(tuán)有限公司,太原 030006; 3.山西二建集團(tuán)有限公司,太原 030013)

鋼筋連接是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)施工的關(guān)鍵環(huán)節(jié),套筒灌漿對(duì)接連接是目前運(yùn)用較多的鋼筋連接方式。該連接中兩鋼筋以對(duì)接形式放置于套筒,通過注入灌漿料實(shí)現(xiàn)鋼筋間連接,見圖1(a)。針對(duì)該類接頭國內(nèi)外學(xué)者研究較多[1-3],錢稼茹等[4-5]對(duì)該方式連接的預(yù)制剪力墻的抗震性能進(jìn)行了系統(tǒng)分析,擬靜力試驗(yàn)表明該連接方式能夠有效傳遞豎向鋼筋的應(yīng)力,預(yù)制墻的破壞形態(tài)與現(xiàn)澆墻基本相同,兩者剛度和耗能能力相當(dāng);擬動(dòng)力試驗(yàn)表明該連接方式的預(yù)制墻在地震作用下能夠?qū)崿F(xiàn)“強(qiáng)墻肢弱連梁”及連梁“強(qiáng)剪弱彎”的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。Wu等[6]對(duì)半灌漿套筒連接的短肢剪力墻抗震性能研究表明,預(yù)制墻的承載能力與現(xiàn)澆墻相近,其延性和耗能性能略低。馬軍衛(wèi)等[7]進(jìn)行了一榀1/2比例兩層兩跨灌漿套筒連接框剪結(jié)構(gòu)模型的低周反復(fù)加載試驗(yàn),試件表現(xiàn)出較好的耗能能力和剛度特性,抗震性能良好。以上研究表明,采用傳統(tǒng)套筒灌漿連接的預(yù)制構(gòu)件較為安全可靠。但對(duì)接灌漿套筒內(nèi)徑小,施工難度大,灌漿不易密實(shí),套筒材性和鑄造工藝要求較高,制作成本較高。

基于此種情況,2015年余瓊[8]提出了一種新型套筒灌漿搭接接頭,簡稱APC(all vertical members precasted in concrete structures)接頭。該接頭在兩根搭接鋼筋外部放置套筒(稱為I型套筒灌漿連接,見圖1(b))或在四根搭接鋼筋外部放置套筒(稱為II型套筒灌漿連接,見圖1(c)),并注入灌漿料,實(shí)現(xiàn)鋼筋的連接。

該接頭中兩搭接鋼筋受力方向相反,鋼筋對(duì)套筒(灌漿料)作用力方向也相反,作用力相互抵消,具有自鎖現(xiàn)象,接頭承載力得到有效提高。鋼筋搭接對(duì)套筒及灌漿料要求較低,因此灌漿料可采用C60、套筒內(nèi)壁無需處理,在一定程度上降低了應(yīng)用成本。與傳統(tǒng)套筒灌漿接頭相比,該接頭具有容錯(cuò)率大、施工方便、成本低、預(yù)制率高等優(yōu)勢。

圖1 套筒灌漿接頭示意

為研究APC接頭工作性能,余瓊等[9-11]進(jìn)行了I型和II型APC接頭的單拉試驗(yàn),研究了試件的破壞形態(tài)、極限承載力、力-位移曲線和套筒應(yīng)變等,建議取I型接頭的搭接長度為12.5d、鋼筋直徑小于25 mm的II型接頭的搭接長度為18d。研究[12-13]表明,該連接方式的一字型剪力墻和框架柱的極限承載力、延性和耗能與其對(duì)應(yīng)的現(xiàn)澆試件相當(dāng),接頭可以有效傳遞鋼筋應(yīng)力。

在實(shí)際工程中,L型剪力墻運(yùn)用較多,墻身易受到偏心側(cè)向力作用,套筒及其外側(cè)混凝土的工作狀況會(huì)受偏心力的不利影響,采用APC接頭連接的L型預(yù)制剪力墻的可靠性亟待研究。

本文進(jìn)行了1片L型現(xiàn)澆墻和2片豎向鋼筋采用I型、II型APC接頭連接的L型預(yù)制墻擬靜力試驗(yàn),對(duì)比研究了該種剪力墻的破壞形態(tài)、特征荷載、剛度、延性和耗能等性能,分析了套筒上下端鋼筋應(yīng)變、套筒中部截面應(yīng)變和試件平面外位移等。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

1.1.1 剪力墻設(shè)計(jì)

試件外觀尺寸及位移計(jì)布置見圖2。設(shè)計(jì)3片L型剪力墻,其中LSW-1為現(xiàn)澆墻,LAPC-1(I型套筒)和LAPC-2(II型套筒)為預(yù)制墻。試件均由底座、墻身和加載梁組成,外形尺寸均相同。

圖2 試件尺寸及位移計(jì)布置(mm)

圖3 試件截面尺寸及配筋(mm)

1.1.2 套筒設(shè)計(jì)

圖4 套筒詳圖(mm)

1.1.3 墻體制作與安裝

預(yù)制試件墻身與加載梁共同現(xiàn)澆而成,灌漿接縫采用H40高強(qiáng)無收縮灌漿料。預(yù)制墻施工流程見圖5。首先定位放置底座;將底座表面鑿毛(為研究預(yù)制墻連接的可靠性,墻身底部未進(jìn)行鑿毛);將墻身定位、吊裝至對(duì)應(yīng)基礎(chǔ)上,用塑料墊塊調(diào)直墻身,并搭支架固定;使用木模封堵墻身底部灌漿層(20 mm厚)并進(jìn)行壓力灌漿,完成墻身與底座連接。

圖5 預(yù)制剪力墻施工流程

1.2 試驗(yàn)材料

HRB400級(jí)鋼筋強(qiáng)度實(shí)測值見表1。

表1 鋼筋材性數(shù)據(jù)

試件底座為C50混凝土,墻身及加載梁均為C40混凝土。試驗(yàn)時(shí)測得C40和C50混凝土150 mm×150 mm×150 mm試件的抗壓強(qiáng)度均值分別為48.1 MPa、60.8 MPa。由規(guī)范[15]計(jì)算得到C40混凝土軸心抗壓強(qiáng)度fc=32.2 MPa,軸心抗拉強(qiáng)度ft=2.89 MPa。

灌漿料采用某公司生產(chǎn)的H40高強(qiáng)無收縮灌漿料。試驗(yàn)時(shí)測得40 mm×40 mm×160 mm試件的抗折、抗壓強(qiáng)度(抗壓試驗(yàn)在半截棱柱體側(cè)面進(jìn)行)分別為8.7 MPa、51.3 MPa。測得150 mm×150 mm×150 mm試件的劈裂抗拉強(qiáng)度為4.3 MPa。

套筒由Q235B無縫鋼管及鋼板制作而成,其力學(xué)指標(biāo)見表2。

表2 套筒材性數(shù)據(jù)

1.3 加載制度及量測內(nèi)容

試驗(yàn)加載裝置見圖6。采用1 000 kN作動(dòng)器(2個(gè))和400 t油壓千斤頂施加水平和豎向荷載,試驗(yàn)設(shè)計(jì)軸壓比為0.5,施加軸向力2 865 kN,試驗(yàn)過程中保持不變。試件加載為全位移控制,往復(fù)加載時(shí),先施加推力(正向),后施加拉力(負(fù)向)。第一級(jí)位移為2 mm,在位移<20 mm時(shí)每級(jí)位移增量為2 mm、循環(huán)1圈;位移≥20 mm且<36 mm時(shí)每級(jí)位移增量為4 mm、循環(huán)3圈;位移≥36 mm時(shí)每級(jí)位移增量為6 mm、循環(huán)3圈。當(dāng)墻體承載力首次下降至峰值荷載的85%時(shí)停止加載[16]。

圖6 試驗(yàn)加載裝置(mm)

各試件分別布置6個(gè)位移測點(diǎn)D-1～D-6,見圖2。其中D-1～D-4測量試件加載時(shí)水平位移,D-5～D-6測量試件平面外位移。

在LAPC-1邊緣構(gòu)件套筒中部截面貼放應(yīng)變片T-1～T-32,在LAPC-2邊緣構(gòu)件套筒中部截面貼放應(yīng)變片T-1～T-20,其中奇數(shù)測點(diǎn)測量套筒中部截面縱向應(yīng)變,偶數(shù)測點(diǎn)測量橫向應(yīng)變。

圖7 鋼筋和套筒應(yīng)變測點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞過程與破壞形態(tài)

2.1.1 LSW-1試件

6 mm加載級(jí)時(shí),LSW-1墻體左側(cè)(一字型邊緣構(gòu)件)距墻底約350 mm處出現(xiàn)第一條水平裂縫;8 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)(L字型邊緣構(gòu)件)底部出現(xiàn)水平裂縫;10 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)原有裂縫沿45°斜向開展延伸至基礎(chǔ)頂面;隨位移增加,墻體自下而上出現(xiàn)多條水平裂縫;16 mm加載級(jí)時(shí),墻體一字型邊緣構(gòu)件外側(cè)縱筋受拉屈服;18 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)水平裂縫沿45°斜向基礎(chǔ)頂面開展;24 mm加載級(jí)時(shí),墻身右側(cè)及左側(cè)墻腳處均出現(xiàn)混凝土受壓豎向裂縫,墻體左、右側(cè)自同一高度開展的斜裂縫在距墻體左側(cè)約800 mm位置處相交;32 mm加載級(jí)時(shí),受壓區(qū)混凝土開始小塊剝落;48 mm加載級(jí)時(shí),在第二圈負(fù)向加載過程中,墻體左側(cè)混凝土大面積壓碎、脫落,鋼筋壓屈,墻體達(dá)到極限狀態(tài)。

2.1.2 LAPC-1試件

6 mm加載級(jí)時(shí),LAPC-1墻體左側(cè)距墻底約480 mm處出現(xiàn)第一道水平裂縫;8 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)翼緣距墻底200 mm和350 mm處出現(xiàn)兩條水平裂縫;10 mm加載級(jí)時(shí),墻體背面一字型邊緣構(gòu)件水平裂縫呈45°斜向開展至套筒頂部,左、右側(cè)灌漿層與墻體的結(jié)合面均出現(xiàn)水平裂縫;16 mm加載級(jí)時(shí),墻體一字型邊緣構(gòu)件縱筋屈服;18 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)墻身水平裂縫沿45°斜向發(fā)展;24 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)出現(xiàn)混凝土受壓豎向裂縫,灌漿層發(fā)生小片剝落,墻體左、右側(cè)自同一高度開展的斜裂縫在距墻體左側(cè)約850 mm位置處相交;32 mm加載級(jí)時(shí),受壓區(qū)混凝土小塊壓碎、脫落;36 mm加載級(jí)時(shí),墻體與灌漿層明顯拉開;42 mm加載級(jí)時(shí),墻體中部出現(xiàn)呈65°開展的斜裂縫;48 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)受壓區(qū)混凝土大面積壓潰并伴隨有“咔嚓”聲、鋼筋壓屈,墻體達(dá)到極限狀態(tài)。

2.1.3 LAPC-2試件

6 mm加載級(jí)時(shí),LAPC-2墻體左側(cè)距墻底約500 mm處出現(xiàn)第一道水平裂縫,墻體右側(cè)翼緣在負(fù)向加載時(shí)出現(xiàn)多條水平裂縫;8 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)裂縫沿20°斜向開展;10 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)斜裂縫呈45°斜向發(fā)展至套筒頂部;16 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)縱筋受拉屈服;18 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)裂縫沿45°斜向開展;20 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)拐角處及左側(cè)墻腳處出現(xiàn)混凝土受壓區(qū)豎向裂縫,灌漿料與墻體結(jié)合面出現(xiàn)裂縫;24 mm加載級(jí)時(shí),墻體右側(cè)混凝土開始小塊剝落,距墻體左側(cè)約850 mm位置處出現(xiàn)交叉斜裂縫;36 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)有混凝土壓碎的“咔嚓”聲、混凝土剝落,套筒外露,墻體中部出現(xiàn)呈75°開展的斜裂縫,墻體與灌漿層明顯拉開;54 mm加載級(jí)時(shí),墻體左側(cè)套筒頂部混凝土壓碎、脫落,鋼筋外露并被壓屈,墻體達(dá)到極限狀態(tài)。

圖8為LSW-1、LAPC-1和LAPC-2極限狀態(tài)時(shí)破壞情況?？梢?預(yù)制墻裂縫發(fā)展規(guī)律與現(xiàn)澆墻基本一致,水平裂縫首先出現(xiàn)在墻體兩側(cè)邊緣,并逐漸沿斜向朝墻身中部發(fā)展,最終均在墻體中部出現(xiàn)傾角較大的扭轉(zhuǎn)斜裂縫,試件發(fā)生彎剪破壞。

圖8 試件極限狀態(tài)破壞情況示意

極限荷載時(shí)L型剪力墻根部及灌漿接縫破壞情況見圖9。預(yù)制墻和現(xiàn)澆墻一字型邊緣構(gòu)件底部均出現(xiàn)混凝土壓碎、鋼筋壓屈?，F(xiàn)澆墻的破壞出現(xiàn)在墻體根部,表現(xiàn)為混凝土壓碎剝落、箍筋加密區(qū)上方(距墻底220 mm～320 mm)鋼筋壓屈;預(yù)制墻則是套筒上方混凝土被壓碎,而后套筒外側(cè)混凝土剝落,最終套筒上方鋼筋壓屈,套筒未發(fā)生損壞。原因是APC套筒約束了鋼筋和灌漿料變形,使薄弱截面上移。

圖9 極限荷載時(shí)L型剪力墻根部及灌漿接縫破壞情況

極限狀態(tài)時(shí),墻體左、右側(cè)接縫灌漿料壓碎、剝落,而墻身中部接縫灌漿料未發(fā)生明顯破壞。預(yù)制墻灌漿層上結(jié)合面(未鑿毛處理)與墻體形成水平通縫,墻體未發(fā)生明顯剪切滑移。由于套筒內(nèi)灌漿料與接縫灌漿料同時(shí)澆筑形成整體,起到類似咬合齒的作用,故提高了接縫的抗剪承載力。現(xiàn)澆墻底部和接縫下部結(jié)合面(均鑿毛處理)未明顯開裂,故鑿毛可有效提高結(jié)合面黏結(jié)強(qiáng)度。

2.2 滯回曲線與骨架曲線

試件頂點(diǎn)水平力-位移曲線和骨架曲線見圖10?？梢?現(xiàn)澆墻與預(yù)制墻滯回曲線形狀基本一致,加載后期滯回曲線均存在一定程度的捏攏,主要是由于混凝土斜裂縫的開展和局部壓碎;隨加載位移增大,滯回曲線逐漸飽滿,試件正向滯回曲線面積比負(fù)向大,正向耗能更多;LSW-1、LAPC-1均在后期負(fù)向加載時(shí)出現(xiàn)承載力大幅下降的情況,造成滯回環(huán)包圍面積偏大。對(duì)比LAPC-1、LAPC-2一字型邊緣構(gòu)件破壞現(xiàn)象,發(fā)現(xiàn)LAPC-1因制作誤差其套筒上方50 mm范圍內(nèi)實(shí)際并未設(shè)置箍筋,造成LAPC-1在負(fù)向加載中鋼筋壓屈后迅速失效,承載力迅速下降。由于箍筋的約束,LSW-1破壞時(shí)箍筋壓屈截面上移,且LAPC-2在破壞時(shí)承載力仍有一定安全儲(chǔ)備,故建議邊緣構(gòu)件套筒上方第一道箍筋距套筒頂面不宜大于50 mm。

圖10 各試件滯回曲線與骨架曲線對(duì)比

由圖10(d)可知,開裂前各試件骨架曲線基本呈直線,LSW-1和LAPC-1骨架曲線基本吻合。隨位移增加,LAPC-2正向骨架曲線的荷載和剛度值均大于另外兩試件,負(fù)向骨架曲線在屈服位移前與另外兩試件基本吻合,而極限承載力及極限荷載位移比LSW-1和LAPC-1大。

2.3 承載力

試件不同階段的水平力F及其峰值荷載時(shí)的強(qiáng)度退化系數(shù)λ[16]見表3。其中強(qiáng)度退化系數(shù)為試件在同一加載級(jí)時(shí)相鄰加載循環(huán)荷載峰值之比。

由表3可知,預(yù)制墻發(fā)生開裂時(shí)的荷載高于現(xiàn)澆墻,主要是由于套筒和灌漿料約束了混凝土的縱向變形。由于LAPC-2試件L字型邊緣構(gòu)件混凝土保護(hù)層厚度較小及加載偏心影響,其負(fù)向開裂荷載低于其他兩試件。

各試件正向屈服荷載均小于負(fù)向屈服荷載,且正向加載時(shí)均未達(dá)到峰值荷載。這是由于L字型邊緣構(gòu)件混凝土截面較大且鋼筋較多,承載力較高。LSW-1和LAPC-1屈服、峰值荷載基本相同,LAPC-2最高。對(duì)于預(yù)制構(gòu)件,套筒和灌漿料的存在提高了墻體底部的壓區(qū)承載力,由于LAPC-2中II型APC套筒及灌漿料截面積較大,對(duì)壓區(qū)混凝土的約束更強(qiáng),故屈服荷載高于LAPC-1,且II型APC套筒較長,破壞時(shí)薄弱截面上移更多,故峰值荷載也更高。由于各試件墻體底部箍筋和水平分布鋼筋均進(jìn)行了加密,鋼筋加密對(duì)現(xiàn)澆墻的承載力有提高作用,而預(yù)制墻由于套筒作用,鋼筋加密對(duì)承載力影響小,由于LSW-1鋼筋加密和LAPC-1壓區(qū)套筒、灌漿料對(duì)試件強(qiáng)度提高作用相近,故LSW-1、LAPC-1屈服、峰值荷載基本相同。

表3 試件不同狀態(tài)下的水平力及強(qiáng)度退化系數(shù)

由試驗(yàn)結(jié)果可知,破壞時(shí)試件L字型邊緣構(gòu)件縱筋受拉屈服,一字型邊緣構(gòu)件混凝土壓碎、鋼筋壓屈,屬于大偏心受壓破壞,故利用規(guī)范[17]大偏心受壓公式計(jì)算各試件的壓彎承載力,其中鋼筋和混凝土強(qiáng)度均取實(shí)測值。根據(jù)Fm=M/H求得試件頂點(diǎn)水平力,其中M為試件偏心受壓承載力對(duì)應(yīng)的彎矩,H為墻底至加載梁中心的高度,即3 000 mm。試件峰值荷載計(jì)算值及其與試驗(yàn)值對(duì)比見表3?？梢?LSW-1、LAPC-1和LAPC-2試件的峰值荷載試驗(yàn)值分別為計(jì)算值的1.28、1.26和1.39倍,說明現(xiàn)行規(guī)范用于計(jì)算L型預(yù)制墻的大偏心壓彎承載力是可行的。

各試件強(qiáng)度退化系數(shù)基本一致。L型剪力墻在峰值循環(huán)時(shí),負(fù)向強(qiáng)度退化情況較正向退化嚴(yán)重,說明試件一字型邊緣構(gòu)件混凝土損傷比L字型邊緣構(gòu)件更為嚴(yán)重。

2.4 剛度

由于L型剪力墻一字型與L字型邊緣構(gòu)件為非對(duì)稱結(jié)構(gòu),最終破壞時(shí)為一字型邊緣構(gòu)件一側(cè)混凝土壓碎、鋼筋壓屈,故取一字型邊緣構(gòu)件特征點(diǎn)對(duì)應(yīng)的循環(huán)分析,即取正向加載時(shí)的開裂、屈服荷載,負(fù)向加載時(shí)峰值、破壞荷載。L型剪力墻開裂、屈服、峰值和破壞荷載時(shí)的割線剛度K[16]見表4。割線剛度為試件正向、負(fù)向峰值點(diǎn)荷載絕對(duì)值之和與位移絕對(duì)值之和的比值。

表4 試件在不同特征點(diǎn)的割線剛度

由表4可知,預(yù)制墻在開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)和峰值點(diǎn)的剛度偏大,這主要是套筒增加了試件剛度;預(yù)制墻在破壞點(diǎn)時(shí)的剛度偏低,主要是由于預(yù)制墻的破壞位移較大。剪力墻的剛度退化曲線見圖11?？芍?各試件的剛度退化曲線形狀基本一致。在開裂前剛度退化較慢;隨混凝土裂縫不斷開展,試件剛度下降較快;試件達(dá)到屈服位移后,裂縫開展趨于穩(wěn)定,剛度下降趨緩。LSW-1與LAPC-1的剛度退化曲線基本吻合,LAPC-2剛度略大于其他試件。由于II型套筒截面尺寸及長度較I型套筒大,試件剛度更大。

圖11 試件剛度退化曲線對(duì)比

2.5 變形能力

定義頂點(diǎn)位移角θ=Δ/H,式中Δ為加載梁水平位移,H為加載梁中心至基礎(chǔ)上表面的高度。以延性系數(shù)μ=Δu/Δy衡量試件塑性變形能力,其中Δu為試件承載力下降至85%峰值荷載所對(duì)應(yīng)的水平位移,Δy為試件屈服荷載所對(duì)應(yīng)的水平位移。各試件特征點(diǎn)(特征荷載)對(duì)應(yīng)的加載梁位移Δ、頂點(diǎn)位移角θ,延性系數(shù)μ見表5。

由表5可知,預(yù)制墻在開裂時(shí)的正向、負(fù)向位移及位移角一般大于現(xiàn)澆墻(LAPC-2負(fù)向加載除外),主要是由于套筒約束了混凝土的縱向變形。各試件在開裂點(diǎn)處的位移角均大于小震作用下剪力墻(框剪)結(jié)構(gòu)的彈性層間位移角限值1/1 000(1/800)[18],說明在滿足剛性樓板假定的前提下,當(dāng)試件的位移角達(dá)到彈性層間位移角限值時(shí),結(jié)構(gòu)仍處于彈性階段,滿足“小震不壞”的設(shè)防要求。

表5 試件延性系數(shù)

LAPC-1和LSW-1屈服位移和峰值點(diǎn)位移差異不大,均小于LAPC-2。破壞時(shí)預(yù)制墻的頂點(diǎn)位移角大于現(xiàn)澆墻,說明預(yù)制墻的變形能力優(yōu)于現(xiàn)澆墻。各試件在破壞時(shí)的位移角均大于罕遇地震作用下的剪力墻(框剪)結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角限值1/120(1/100)[18],即在實(shí)際應(yīng)用中,當(dāng)結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角達(dá)到限值時(shí),結(jié)構(gòu)尚未達(dá)到極限承載力,滿足“大震不倒”設(shè)防要求。

各試件的延性系數(shù)均大于2,且預(yù)制墻的延性系數(shù)高于現(xiàn)澆墻。總體來說,預(yù)制墻的變形能力優(yōu)于現(xiàn)澆墻,且采用II型套筒連接的剪力墻變形性能更好。其原因是APC套筒對(duì)預(yù)制試件墻身底部混凝土約束增強(qiáng),且套筒長度越長,其約束作用越強(qiáng),極限荷載時(shí)承載力下降更為緩慢,極限位移較大。

2.6 耗能能力

以各加載級(jí)滯回環(huán)包圍面積(即耗能)評(píng)價(jià)試件耗能能力。試件耗能與水平位移關(guān)系見圖12。3個(gè)加載循環(huán)的加載級(jí)中,試件在第2、3圈加載中存在損傷累積,故計(jì)算僅取第一個(gè)加載循環(huán)。

由圖12可知,試件耗能隨水平位移的增大而增加,且增長速度不斷變快,LAPC-1的耗能-水平位移曲線與LSW-1相近。LAPC-2由于套筒截面尺寸及長度大,承載能力較高,故其破壞較其他兩試件更晚,累積耗能最大。

圖12 試件能量耗散能力

3 鋼筋與套筒應(yīng)變

3.1 LAPC-1和LAPC-2鋼筋應(yīng)變

LAPC-1墻身一字型邊緣構(gòu)件及L字型邊緣構(gòu)件拐角處最外側(cè)縱筋位于基礎(chǔ)和套筒上方10 mm處的荷載-應(yīng)變曲線見圖13。其中鋼筋拉應(yīng)變?yōu)檎?壓應(yīng)變?yōu)樨?fù)。由于鋼筋屈服后應(yīng)變規(guī)律性差,故分析時(shí)取鋼筋應(yīng)變小于3×10-3時(shí)的數(shù)據(jù)。

圖13 LAPC-1基礎(chǔ)和套筒上方10 mm處鋼筋荷載-應(yīng)變曲線

由圖13可知,I型APC套筒上方與基礎(chǔ)上方鋼筋的荷載-應(yīng)變曲線形狀基本一致,表明I型APC套筒能夠在L型剪力墻中有效地傳遞鋼筋應(yīng)力。

LAPC-2墻身一字型邊緣構(gòu)件最外側(cè)縱筋位于基礎(chǔ)和套筒上方10 mm處的荷載-應(yīng)變曲線見圖14。由于數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及試件制作原因,未能繪出LAPC-2的L字型邊緣構(gòu)件拐角處最外側(cè)縱筋荷載-應(yīng)變曲線。由圖14可知,II型APC套筒連接的套筒上方與基礎(chǔ)上方鋼筋的荷載-應(yīng)變曲線形狀相近,說明II型APC套筒能夠在L型剪力墻中有效傳遞鋼筋應(yīng)力。

圖14 LAPC-2一字型邊緣構(gòu)件最外側(cè)縱筋荷載-應(yīng)變曲線

3.2 套筒應(yīng)變

預(yù)制墻邊緣構(gòu)件套筒中部截面的荷載-應(yīng)變曲線見圖15。一字型邊緣構(gòu)件的套筒應(yīng)變(LAPC-1的T-11和T-12、LAPC-2的T-5和T-6)與L字型邊緣構(gòu)件中的套筒應(yīng)變(LAPC-1的T-31和T-32、LAPC-2的T-13和T-14)呈相反變化趨勢, I型套筒的荷載-應(yīng)變曲線呈“K”型,而II型套筒呈傾斜的“L”型,兩者滯回曲線較為飽滿,耗能能力較好。

加載過程中,套筒中部截面橫向應(yīng)變以拉應(yīng)變?yōu)橹?APC套筒縱向、橫向應(yīng)變始終小于2×10-3,未達(dá)到屈服應(yīng)變,說明APC套筒有一定的安全儲(chǔ)備。

圖15 LAPC-1和LAPC-2邊緣構(gòu)件套筒荷載-應(yīng)變曲線

4 墻體平面外位移

試件加載前后的扭轉(zhuǎn)情況見圖16。以加載梁相對(duì)底座的平面外位移t(由D-5和D-6差值得出)衡量試件的扭轉(zhuǎn)情況,規(guī)定試件順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的面外位移為正。各試件平面外位移t與荷載關(guān)系曲線見圖17?？梢?L型剪力墻荷載-平面外位移曲線大致呈斜線。

圖16 試件加載前后扭轉(zhuǎn)情況示意

由圖17(a)知,LSW-1在正向加載時(shí)試件平面外發(fā)生逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng),負(fù)向加載時(shí)發(fā)生順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)。荷載較小時(shí),正向、負(fù)向加載時(shí)最大面外位移相差不大;荷載較大時(shí),負(fù)向加載時(shí)的面外位移明顯大于正向加載時(shí)的面外位移,這主要是因?yàn)榇藭r(shí)一字型邊緣構(gòu)件根部混凝土受壓破壞更為嚴(yán)重。

由圖17(b)、(c)知,預(yù)制試件平面外位移在加載過程中逐漸出現(xiàn)逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)累積。主要是由于預(yù)制試件墻身底部存在灌漿接縫,本試驗(yàn)上部預(yù)制墻底部未鑿毛,結(jié)合面易產(chǎn)生損傷積累。試件正向加載時(shí)已經(jīng)出現(xiàn)逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)的損傷及積累,負(fù)向加載使逆時(shí)針扭轉(zhuǎn)的面外位移變小,但仍為逆時(shí)針,故預(yù)制墻正向加載時(shí)逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的面外位移不斷疊加。預(yù)制試件最大平面外位移絕對(duì)值小于現(xiàn)澆墻,主要是因?yàn)轭A(yù)制試件底部的套筒、灌漿料區(qū)域剛度較大,抑制了墻體的扭轉(zhuǎn)?？梢?預(yù)制墻與現(xiàn)澆墻的差異主要體現(xiàn)在接縫處的損傷,因此應(yīng)加強(qiáng)接縫處的構(gòu)造處理,如鑿毛、設(shè)置抗剪鍵等[19]。

圖17 試件荷載-平面外位移曲線

5 結(jié) 論

通過一片現(xiàn)澆和兩片邊緣構(gòu)件采用I型和II型APC接頭連接的預(yù)制L型剪力墻擬靜力試驗(yàn),得到主要結(jié)論如下,可對(duì)按照本文構(gòu)造措施設(shè)計(jì)的預(yù)制剪力墻提供工程應(yīng)用參考。

1)L型預(yù)制墻裂縫開展情況與現(xiàn)澆墻基本一致。水平裂縫首先出現(xiàn)在一字型邊緣構(gòu)件,未出現(xiàn)在底部結(jié)合面,破壞時(shí)墻身出現(xiàn)多條交叉斜裂縫且試件中部偏上位置出現(xiàn)斜率較大的扭轉(zhuǎn)斜裂縫,試件發(fā)生彎剪破壞。

2)極限狀態(tài)時(shí)現(xiàn)澆墻表現(xiàn)為墻體底部混凝土壓碎剝落、箍筋加密區(qū)上方縱筋壓屈;而預(yù)制墻由于套筒約束,破壞時(shí)套筒上方混凝土先被壓碎,而后套筒外側(cè)混凝土剝落,最終套筒上方縱筋壓屈。

3)極限狀態(tài)時(shí)預(yù)制墻灌漿層上結(jié)合面與墻體形成水平通縫,墻體未發(fā)生明顯剪切滑移,接縫上部剪力墻底部未鑿毛,由于接縫處咬合齒作用,水平接縫連接尚可靠,但累積損傷出現(xiàn),實(shí)際設(shè)計(jì)中結(jié)合面應(yīng)加強(qiáng)構(gòu)造處理。

4)預(yù)制墻套筒頂面為薄弱截面,為防止破壞時(shí)套筒上方箍筋壓屈使試件承載力大幅下降,建議套筒上方第一道箍筋距套筒頂面不大于50 mm。

5)當(dāng)預(yù)制和現(xiàn)澆試件墻底暗柱箍筋和水平分布鋼筋均加密時(shí),采用I型套筒連接預(yù)制墻的開裂、屈服、峰值荷載,剛度,延性和耗能能力與現(xiàn)澆墻相當(dāng),而采用II型套筒連接預(yù)制墻的承載力、剛度、延性和耗能能力均優(yōu)于現(xiàn)澆墻。

6)預(yù)制墻的壓彎承載力不小于現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算值的1.2倍,可按規(guī)范中現(xiàn)澆剪力墻的相關(guān)公式計(jì)算其偏心受壓承載力。

7)預(yù)制墻在開裂點(diǎn)處的位移角均大于1/800,破壞時(shí)的位移角均大于1/100,變形性能良好,滿足“小震不壞、大震不倒”抗震設(shè)防要求。

8)I、II型APC套筒在L型剪力墻中能夠有效地傳遞鋼筋應(yīng)力,套筒中部截面的縱、橫向應(yīng)變?cè)诩虞d過程中基本處于彈性階段。

9)現(xiàn)澆和預(yù)制墻均發(fā)生平面外扭轉(zhuǎn),但預(yù)制墻的最大面外位移較小。預(yù)制墻由于存在灌漿層薄弱面,在加載過程中產(chǎn)生逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)累積損傷。