預(yù)制裝配式單面疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究*

董 格, 谷 倩

(1 武漢理工大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070；2 中建壹品投資發(fā)展有限公司，武漢 430070)

0 引言

預(yù)制混凝土疊合剪力墻結(jié)構(gòu)引自于德國的一種半預(yù)制半現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)體系,該結(jié)構(gòu)體系是由在工廠預(yù)制的混凝土層充當(dāng)內(nèi)外墻板,通過鋼筋桁架連接,在施工現(xiàn)場澆筑中間層混凝土形成整體剪力墻結(jié)構(gòu)[1]。按不同的作用和構(gòu)造,疊合剪力墻分為雙面疊合剪力墻(圖1(a))和單面疊合剪力墻(圖1(b)),雙面疊合剪力墻的預(yù)制混凝土層在施工階段為模板,在使用階段是墻體的組成部分,參與結(jié)構(gòu)受力計(jì)算[2],單面疊合剪力墻的預(yù)制混凝土層在施工階段為模板,在使用階段外葉板不參與結(jié)構(gòu)受力計(jì)算,墻體內(nèi)葉板和現(xiàn)澆層作為整體參與結(jié)構(gòu)受力計(jì)算[3]。與裝配式實(shí)心剪力墻相比,疊合剪力墻自重輕,墻板水平拼縫方式可有效避免鋼筋套筒或漿錨連接方式灌漿不密實(shí)、分布鋼筋對孔困難等問題,裝配施工后結(jié)構(gòu)整體性強(qiáng)、拼縫防水效果好[4],是一種極具應(yīng)用前景的裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系。

圖1 疊合剪力墻

在國外,疊合剪力墻主要應(yīng)用于非抗震設(shè)防地區(qū),研究重點(diǎn)在軸壓作用下的受力性能和風(fēng)荷載等側(cè)向荷載下的平面外受力性能。在國內(nèi),為了在地震頻發(fā)區(qū)域進(jìn)行疊合剪力墻的推廣和應(yīng)用,學(xué)者們對其抗震性能進(jìn)行了相關(guān)的研究。葉獻(xiàn)國等[5-6]對不同邊緣約束措施的雙面疊合剪力墻開展了擬靜力試驗(yàn);試驗(yàn)結(jié)果表明:雙面疊合剪力墻的破壞過程、剛度和耗能能力與現(xiàn)澆試件相似,承載力略低于現(xiàn)澆試件,約束邊緣構(gòu)件采用現(xiàn)澆端柱和疊合暗柱的疊合板式剪力墻抗震性能無明顯差異。王滋軍等[7]提出了新型疊合剪力墻,并對其抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究;試驗(yàn)結(jié)果表明:傳統(tǒng)疊合剪力墻和新型雙面疊合剪力墻破壞形態(tài)、承載力、耗能和延性與現(xiàn)澆試件接近。種迅等[8]等改進(jìn)了疊合板式剪力墻水平拼縫部位通常采用的豎向插筋等面積連接方式,以較大鋼筋面積和較長的搭接錨固長度實(shí)現(xiàn)墻板水平拼縫部位的強(qiáng)連接,實(shí)現(xiàn)了抗震性能等同現(xiàn)澆的目的。王平山等[9]針對雙面疊合剪力墻的抗震性能、豎向連接鋼筋錨固性能以及整體結(jié)構(gòu)抗震性能開展了深入的試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,合理設(shè)計(jì)下的雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的抗震性能。

疊合剪力墻體系中,單面疊合剪力墻實(shí)現(xiàn)了保溫和結(jié)構(gòu)一體化,且提高了保溫體系的壽命,同時現(xiàn)澆厚度的增加使其防水性能和整體性能更好,在高層建筑外墻上使用極具應(yīng)用前景,但目前疊合剪力墻結(jié)構(gòu)的研究主要集中于雙面疊合剪力墻的抗震性能,對單面疊合剪力墻的抗震性能研究較少[10],因此,本文在目前研究的基礎(chǔ)上,開展了2種不同水平接縫構(gòu)造(圖2)的單面疊合剪力墻擬靜力試驗(yàn),圖2(a)為豎向連接鋼筋搭接連接,圖2(b)在圖2(a)的基礎(chǔ)上豎向鋼筋搭接區(qū)設(shè)置螺旋箍筋,圖2中Δ1、Δ2分別為墻板與樓板、上下墻板間水平接縫高度,1.2laE為豎向鋼筋搭接長度。通過研究不同水平接縫的單面疊合剪力墻的抗震性能,以促進(jìn)預(yù)制裝配式單面疊合剪力墻的應(yīng)用。

圖2 單面疊合剪力墻的2種水平拼縫連接構(gòu)造

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了2個單面疊合剪力墻試件SPCW、SPCW-S,以及1個全現(xiàn)澆剪力墻試件RCW。試驗(yàn)墻體為矩形截面,單面疊合剪力墻尺寸均為1.8m×2.7m×0.25m(長×高×厚),其中內(nèi)、外葉板厚度為0.05m,后澆層厚度為0.15m,現(xiàn)澆試件尺寸為1.8m×2.7m×0.2m,3個試件均由墻板、地梁和加載梁組成,各試件配筋如圖3所示。試件的剪跨比為1.61,混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C40,豎向鋼筋搭接長度為1.2laE,連接鋼筋與疊合面之間混凝土保護(hù)層厚度為15mm。單面疊合剪力墻鋼筋桁架在墻體中部區(qū)域水平間距為400mm,鋼筋桁架的上弦桿、下弦桿和腹板鋼筋分別為10、8和6,哈芬連接件在墻體區(qū)域豎向間距為600mm,水平間距為550mm。

圖3 各試件幾何尺寸及配筋

試件SPCW、SPCW-S分別模擬圖2的兩種水平拼縫連接構(gòu)造,即:地梁澆筑混凝土初凝前,插筋插入地梁中,插入深度為1.2laE,地梁與墻片裝配時,地梁插筋伸入疊合墻板的空腔中,伸入深度為1.2laE,最后空腔內(nèi)澆筑C40混凝土。試件SPCW-S在試件SPCW的基礎(chǔ)上豎向鋼筋搭接區(qū)設(shè)置φ4@40螺旋箍筋,其內(nèi)徑為70mm。單面疊合剪力墻試件制作時,外葉板處疊合面進(jìn)行了覆膜處理,極大地減小了疊合面新老混凝土的粘結(jié)力,滿足實(shí)際工況。

1.2 材料性能

表1列出了鋼筋實(shí)測屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度fu及彈性模量E。在澆筑不同時期的混凝土?xí)r,每個時期的混凝土預(yù)留3塊邊長為150mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊,試驗(yàn)當(dāng)天實(shí)測其抗壓強(qiáng)度,混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值見表2。哈芬連接件采用316不銹鋼制作,試驗(yàn)測得哈芬連接件的平均屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度以及彈性模量分別為270、642MPa和202GPa。

表1 鋼筋強(qiáng)度實(shí)測值及彈性模量

表2 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值

1.3 加載及量測方案

圖4為加載裝置示意圖,試件固定在實(shí)驗(yàn)室地面上,豎向荷載采用兩個2 000kN的豎向作動器施加,水平荷載由1 000kN的水平作動器施加。在試驗(yàn)加載時,首先在試件頂部施加豎向力1460.7kN(軸壓比0.15),然后施加往復(fù)水平力,水平力加載采用荷載F-位移Δ雙控制的方法,荷載控制時,每級荷載正負(fù)循環(huán)一次,加載至試件屈服,試件屈服后采用位移控制,位移取屈服時試件頂點(diǎn)位移值Δ,并以Δ的倍數(shù)為級差進(jìn)行控制加載,每級加載正負(fù)循環(huán)三次,直至試件承載力下降至最大承載力85%時停止試驗(yàn)[11],圖5為試驗(yàn)加載制度。

圖4 試驗(yàn)加載裝置

圖5 加載制度

試驗(yàn)量測內(nèi)容包括豎向荷載、水平荷載、墻體水平位移與豎向鋼筋應(yīng)變等。試件鋼筋應(yīng)變片布置如圖6所示,在試件SPCW和試件SPCW-S的邊緣構(gòu)件的墻板豎向鋼筋和地梁預(yù)埋插筋的兩根鋼筋上布置應(yīng)變片,位置分別在搭接區(qū)上方20mm和地梁上方30mm,試件RCW邊緣構(gòu)件的豎向鋼筋與單面疊合剪力墻同等高度處布置應(yīng)變片。位移測點(diǎn)布置如圖7所示,其中位移計(jì)H1用于量測試件頂點(diǎn)水平位移,位移計(jì)H2、H3分別用于量測墻片底部水平拼縫相對于地梁的水平滑移以及地梁相對于實(shí)驗(yàn)室地面的滑移,位移計(jì)H4、H5分別量測內(nèi)、外葉墻頂水平位移。

圖6 應(yīng)變片布置圖

圖7 位移計(jì)布置圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件RCW在加載初期,試件表面無肉眼可見的裂縫。加載至400kN時試件右側(cè)260mm處出現(xiàn)第1道水平裂縫,加載至490kN時試件邊緣構(gòu)件出現(xiàn)豎向鋼筋屈服,此后改為位移控制。隨著加載位移的繼續(xù)增大,邊緣構(gòu)件水平裂縫向上逐漸增多。當(dāng)位移加載至22mm時,墻體左右兩側(cè)一些水平裂縫發(fā)展成45°斜裂縫;當(dāng)位移加載至29mm時,試件中部出現(xiàn)X形交叉斜裂縫,兩側(cè)混凝土角部輕微壓裂;達(dá)到破壞階段時,墻底角部混凝土壓碎剝落,邊緣構(gòu)件豎向鋼筋壓屈呈燈籠狀。

2個單面疊合剪力墻試件破壞過程基本相似,以試件SPCW為例進(jìn)行說明。加載至360kN時試件水平接縫處開裂,加載至480kN時試件內(nèi)葉板(A面)處出現(xiàn)第1道水平裂縫,且此時試件邊緣構(gòu)件出現(xiàn)豎向鋼筋屈服,此后改為位移控制。隨著加載位移的繼續(xù)增大,A面邊緣構(gòu)件出現(xiàn)多條向上水平裂縫。當(dāng)位移加載至14mm時外葉板(B面)右側(cè)400mm處出現(xiàn)水平裂縫;當(dāng)位移加載至22mm時,試件A面左右兩側(cè)一些水平裂縫發(fā)展成45°斜裂縫,B面出現(xiàn)多條水平裂縫;當(dāng)位移加載至28mm時,試件A面中部出現(xiàn)X形交叉斜裂縫,兩側(cè)混凝土角部輕微壓裂;達(dá)到破壞階段時,試件兩側(cè)角部混凝土壓碎剝落,左右邊緣構(gòu)件最外排豎向插筋拉斷。

圖8為各試件破壞后照片。各試件破壞形態(tài)基本相同,均為壓彎破壞,約束邊緣構(gòu)件豎向鋼筋受拉屈服,墻底兩側(cè)約300mm高度范圍混凝土被壓碎,裂縫先以水平形式出現(xiàn)在邊緣構(gòu)件,后發(fā)展成45°斜裂縫,最終在試件中部出現(xiàn)X形交叉斜裂縫。單面疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻破壞形態(tài)的不同之處在于,首先試驗(yàn)過程中現(xiàn)澆剪力墻兩側(cè)角部混凝土是沿墻厚同時壓碎,而單面疊合剪力墻兩側(cè)角部混凝土是后澆層先壓碎,預(yù)制層后壓碎。其次,現(xiàn)澆剪力墻的彎曲裂縫、彎剪斜裂縫遍布墻身,單面疊合剪力墻的裂縫數(shù)量明顯少于現(xiàn)澆剪力墻。

圖8 各試件破壞形態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線及骨架曲線

各試件的頂點(diǎn)水平荷載-位移滯回曲線和骨架曲線如圖9所示。由圖9可見:1)各試件滯回曲線比較飽滿,有良好的耗能性能;2)隨著殘留位移增大,滯回環(huán)開始出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象,反應(yīng)了試件斜裂縫的產(chǎn)生、開展以及混凝土壓碎等現(xiàn)象;3)初始加載階段,現(xiàn)澆試件的骨架曲線均位于單面疊合剪力墻試件下端,表明單面疊合剪力墻試件的初始剛度大于現(xiàn)澆試件,分析認(rèn)為,外葉板對單面疊合剪力墻試件剛度有貢獻(xiàn);4)單面疊合剪力墻試件的承載能力與現(xiàn)澆試件的相差不大;5)各試件骨架曲線后期承載力緩慢下降,表明各試件具有良好的延性。

圖9 各試件滯回曲線及骨架曲線

3.2 承載力

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[11]中的方法確定各試件的峰值荷載Fp和極限荷載Fu,屈服點(diǎn)采用等值能量法[4]確定,各試件屈服荷載Fy、峰值荷載Fp和極限荷載Fu見表3。由表3可知,單面疊合剪力墻試件的屈服荷載均大于現(xiàn)澆試件RCW,試件SPCW、SPCW-S的峰值承載力分別為試件RCW的99.17%和105.54%,不同拼縫的單面疊合剪力墻試件的承載力與現(xiàn)澆試件的相差不大,甚至略有提高,分析認(rèn)為,雖然分層澆筑的單面疊合剪力墻整體性不如現(xiàn)澆剪力墻,但單面疊合剪力墻的50mm厚的外葉板參與了受力,增大了墻體抗側(cè)剛度及承載力。試件SPCW-S峰值承載力比試件SPCW增加了6.42%,表明在預(yù)制墻板中豎向鋼筋搭接錨固區(qū)域設(shè)置約束螺旋筋對提高單面疊合剪力墻的承載力有一定的作用。

表3 試件不同受力階段特征點(diǎn)承載力及變形值

3.3 變形及延性

試件屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的頂點(diǎn)水平位移分別為Δy、Δp、Δu,水平位移角分別為θy、θp、θu,位移延性系數(shù)為μ,其值見表3。定義θ=Δ/H,H為墻頂高度2.9m;位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy[11]。由表3可知:1)各試件屈服位移角為1/402～1/202,均小于1/120,極限位移角為1/74～1/58,滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[12]的抗震彈塑性位移角限值不小于1/120的規(guī)定;2)單面疊合剪力墻試件的極限位移角均小于現(xiàn)澆試件,單面疊合剪力墻的變形能力稍差;3)試件SPCW-S的極限位移角大于試件SPCW,分析認(rèn)為,螺旋箍筋可以產(chǎn)生均勻而連續(xù)的側(cè)向壓力,從而將試件的豎向鋼筋、豎向連接鋼筋以及螺旋筋內(nèi)的混凝土緊緊的約束在箍筋范圍內(nèi),它們能提高混凝土的變形能力,改善剪力墻的變形能力;4)各試件位移延性系數(shù)為3.2～6.9,滿足Eurocode 8[13]中抗震設(shè)計(jì)對于中等延性構(gòu)件的位移延性系數(shù)μ=3的要求,表明各試件延性較好,彈塑性變形能力強(qiáng)。

3.4 鋼筋應(yīng)變

圖10為單面疊合剪力墻試件中有代表性測點(diǎn)鋼筋應(yīng)變骨架曲線,從圖中可看出,雖然預(yù)制部分和現(xiàn)澆部分對應(yīng)部位縱向鋼筋應(yīng)變值雖有所差異,但墻體預(yù)制和現(xiàn)澆部分對應(yīng)位置豎向鋼筋的應(yīng)變的變化趨勢基本一致,表明在試驗(yàn)中墻體預(yù)制與現(xiàn)澆部分能夠作為一個整體協(xié)同工作。

圖10 單面疊合剪力墻試件荷載-鋼筋應(yīng)變骨架曲線

3.5 剛度退化

試件的剛度用割線剛度等效替代K,K定義為各級循環(huán)荷載第一次往復(fù)加載正、負(fù)向水平力最大值的絕對值之和除以對應(yīng)頂點(diǎn)位移水平位移絕對值之和[11]。試件的剛度退化曲線如圖11所示,各試件剛度退化趨勢基本一致,試件的初始剛度均較大,隨著加載,剛度開始退化,開裂后,剛度退化速度迅速增加,試件達(dá)到峰值荷載后,剛度退化速度趨于平緩。

圖11 剛度退化曲線

3.6 耗能

試件的耗能能力采用累計(jì)耗能即能量耗散系數(shù)E表示[11],能量耗散系數(shù)E計(jì)算公式為:

(1)

式中:S(ABC+CDA)為圖12中滯回曲線ABC與CDA所包圍的面積;S(ΔOBE+ΔODF)為圖12中三角形ODF與OBE的面積之和。

圖12 能量耗散系數(shù)計(jì)算

表4為各試件特征點(diǎn)能量耗散系數(shù),圖13為各試件累計(jì)耗能與頂點(diǎn)水平位移曲線圖。

表4 試件能量耗散系數(shù)

圖13 試件累計(jì)滯回耗能曲線

由表4和圖13可知:1)不同階段,單面疊合剪力墻試件的能量耗散系數(shù)均大于現(xiàn)澆試件,表明單面疊合剪力墻耗能能力強(qiáng)于現(xiàn)澆試件,分析認(rèn)為單面疊合剪力墻剛度強(qiáng)于現(xiàn)澆試件,在不同階段承載力相差不大的情況下,單面疊合剪力墻的耗能更多;2)隨著頂點(diǎn)水平位移增大,試件累積耗能穩(wěn)步增長,增大的趨勢基本相同,在相同水平位移下,試件RCW的累積耗能曲線位于各單面疊合剪力墻試件曲線的下方,表明單面疊合剪力墻在承受地震作用的過程中耗散的能量更多;3)不同階段試件SPCW的能量耗散系數(shù)均大于試件SPCW-S,試件SPCW的累積耗能曲線位于試件SPCW-S曲線的上方,表明螺旋箍筋的約束作用對單面疊合剪力墻耗能能力不利,分析認(rèn)為,沒有螺旋箍筋的試件SPCW的豎向鋼筋與連接鋼筋連接區(qū)域比試件SPCW-S所受到的約束更小,從而剛度更小,變形能力較之增強(qiáng),耗能能力得以提高。

4 結(jié)論

(1)單面疊合剪力墻破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻基本相同,均為壓彎破壞,墻體下半部分形成沿對角X形交叉斜裂縫,在試驗(yàn)過程中,單面疊合墻體的預(yù)制面與現(xiàn)澆面交接處均未出現(xiàn)豎向劈裂裂縫,預(yù)制部分與現(xiàn)澆部分能夠協(xié)同工作。

(2)單面疊合剪力墻試件的極限承載力、變形能力、剛度退化及耗能能力與現(xiàn)澆試件基本相同,外葉板對單面疊合剪力墻的抗震性能有一定的貢獻(xiàn),部分抗震指標(biāo)甚至優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻,因此單面疊合剪力墻能夠等同現(xiàn)澆設(shè)計(jì)。

(3)鋼筋搭接長度為1.2laE的豎向連接鋼筋通過與疊合墻板空腔后澆混凝土的有效粘結(jié)錨固作用實(shí)現(xiàn)了單面疊合剪力墻水平接縫處預(yù)制墻板豎向鋼筋間的間接傳力。

(4)單面疊合剪力墻試件中,兩者抗震性能指標(biāo)相差不大,帶螺旋筋的試件的峰值承載力、變形及延性略大于不帶約束螺旋筋的試件,但耗能能力略有降低,螺旋箍筋能有效約束核心混凝土,但豎向鋼筋搭接區(qū)設(shè)置較密集的螺旋筋可能會影響該區(qū)域混凝土澆筑的密實(shí)性,螺旋筋對抗震性能的影響應(yīng)做進(jìn)一步的研究。