内置压型钢板装配式宽连梁构件抗震性能研究*

马 力， 周文君， 孙 丽， 温 全

(1 中建三局城建有限公司， 长春 130031； 2 吉林建筑科技学院土木工程系， 长春 130114；3 沈阳建筑大学土木工程系， 沈阳 110168)

0 引言

随着我国的经济发展，预制装配式混凝土结构逐步成为我国工业化住宅的主要结构形式。其中，高层装配式混凝土结构在承受风荷载及横向地震力作用时，剪力墙成为主要承力构件，与其连接的连梁将分担剪力墙承担的倾覆力矩，耗散地震力输入的能量，提高结构整体抗震性能，是高层装配式混凝土结构中不可缺少的构件。连梁的制备主要有两种形式：一种是传统的现场浇筑，另一种是工厂预制。其中，第一种在传统现浇连梁的制备现场，混凝土浇筑湿作业量大；多连梁或宽连梁结构施工支模及拆模任务繁重，工期拖长，效率低、能耗大，不利于节能减排；采用全现浇连梁搭接剪力墙墙体结构，由于剪力墙墙体截面尺寸限制、钢筋较密，现场连梁安装作业时，易造成连梁与剪力墙墙体预留梁窝的钢筋在连接处位置冲突，从而影响结构荷载传递。而第二种预制装配式连梁，将繁重的制造流程放在工厂内进行，应用先进的机械提高施工效率，节能减排；最后，构件运输到现场，在专业技术人员指导下快速安装即可。

基于装配式连梁的这些优点，国内外学者对其开展了大量研究。国外学者Fortney等[1]应用钢连梁代替钢混连梁，提出削弱型可更换连梁，改善连梁抗震性能；Paulay等[2]从改变配筋形式角度提出方案，推迟斜压混凝土的压溃，提高连梁抗剪能力；Barmey等[3]通过在连梁中加入阻尼器增强连梁耗能能力，使其具有一定的延性和良好的塑性耗能能力，但在高层建筑上部难以满足抗震要求，而且对跨高比较大的连梁，对角交叉配筋倾角过小，抗剪作用提高有限。国内学者范重等[4]提出一种通过加大连梁两侧或单侧宽度的方式，来改善连梁受剪承载力不足的通病。同时，应用试验证明多跨连梁及宽连梁能显著提高跨高比与扩大连梁的受剪区面积，改善结构的整体性能。项远辉等[5]在论述如何增强跨高比小的连梁抗震性能时，提出连梁延性不足可以通过降低连梁高度，增大连梁宽度的途径来提高。可见，将装配式宽连梁构件应用到装配式混凝土结构中，既能发挥宽连梁的高强抗剪优势又能提高预置装配式结构施工的现代化程度，进而推动建筑产业化发展。

针对现有技术存在的问题，沈阳建筑大学孙丽提出一种内置压型钢板装配式宽连梁。单独宽连梁及多宽连梁的连梁的长度为两端梁窝长度与连梁净跨长度之和，连梁两端在梁窝长度范围内布置与连梁截面高度相同的双层压型钢板，压型钢板之间由连接杆相连(支撑)，构造装配形式如图1所示。预制时，内模板采用凹型槽围成的压型钢板，宽连梁端部形成“U槽结构”。装配时将预制宽梁吊装至剪力墙预留的卡位处，钢筋穿过凹槽，浇注混凝土，成为一种新型混合联肢墙体系。

图1 内置压型钢板凹槽结构的装配式宽连梁的装配形式

本文对上述内置压型钢板装配式宽连梁剪力墙结构进行低周往复加载试验，与同尺寸下现浇连梁的破坏形态比较，对比得出宽连梁在塑性、延性、抗震性能的改善程度。最终通过仿真手段分析内置压型钢板宽连梁在结构抗震中的整体性能能否得到满足。

1 内置压型钢板装配式宽连梁抗震性能试验研究

1.1 试件设计与制作

试验共包含两个连梁剪力墙试件，分别为预制内置压型钢板凹槽宽连梁剪力墙试件(L1)与现浇连梁剪力墙试件(L2)。图2为L1及L2试件尺寸示意图。两种不同的连梁钢筋分布如图3所示。

图2 连梁剪力墙试件尺寸示意图

图3 连梁钢筋分布

本次试验的钢筋采用HRB400级热轧螺纹钢筋，其力学特性见表1，采用C30混凝土，混凝土立方体抗压强度30MPa，塌落度为180±20mm。

钢筋性能参数 表1

1.2 测点布置及加载方案

1.2.1 加载方案

设计加载制度依据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101—2015)。试验过程中保持轴压力恒定，按轴压比0.1(轴力100kN)控制。试件屈服前，采用荷载加载制度，屈服后，采用位移加载，每个位移值循环三周，当承受荷载能力下降到最大承载力的85%时，停止加载，试验停止[6-10]。加载装置及布置见图4。

图4 加载装置及布置

1.2.2 测点布置

墙体竖向钢筋应变、连梁纵筋和不同位置箍筋的应变数据均由高精度电阻式应变片测得；构件的变形主要是利用布置在剪力墙一侧以及连梁固定端和自由端的电阻位移计测得；试件加载底梁上布置两个电阻位移计用来测量剪力墙体的微小转动，具体测点布置如图5所示。

图5 测点布置

1.3 试验结果与分析

(1) 力控制阶段裂缝发展

L1试件在荷载作用下的裂缝分布见图6(a)。L1试件在梁端荷载加载至正向17kN时出现1号裂缝；L2试件在往复竖向正向荷载达到25kN时，在连梁固支端与剪力墙连接处上侧出现1号裂缝，见图7(a)。当负向荷载达19kN时，L1试件出现2号裂缝，裂缝开裂至梁墙交接处；负向荷载达20kN时，L1试件在距离2号裂缝40mm处的宽连梁下侧出现3号裂缝。当梁端竖向负向荷载达到30kN时，L2试件连梁与剪力墙交接处下侧出现2号裂缝，见图7(b)；L1试件连梁下侧出现4号斜裂缝，裂缝基本为竖直方向，梁端位移达到0.81mm时，连梁纵筋屈服，试件达到屈服荷载，屈服位移取0.8mm。随着往复循环荷载的施加，L2试件连梁与剪力墙交接位置陆续出现更多细小裂缝，最早期出现的裂缝向竖直方向开展，裂缝宽度不断增加。

(2) 位移控制阶段裂缝发展

在位移控制加载阶段，梁端加载至单倍屈服位移Δ第二次循环时，L2试件连梁上侧出现3号斜裂缝，紧接着在与之对称的下侧出现4号裂缝(图7(b))，并且随着裂缝开展，裂缝角度逐渐趋于60°。当加载至2Δ第一次循环的过程中，L1及L2试件连梁梁窝上侧距剪力墙近端100mm处产生5号裂缝。加载至3Δ第二次循环时，L1试件5号裂缝与2号裂缝连通，在之后的加载过程中，可以看出此裂缝为中间宽两头窄的枣核形裂缝，属于典型的腹剪斜裂缝；L2试件1，2号裂缝基本汇合，形成一条贯通的裂缝。梁端加载至4Δ时，L2试件承载力处于明显下降阶段，连梁与剪力墙的交接处沿剪力墙厚度方向贯通裂开。加载至4Δ～5Δ第一次循环时，L1试件各个主要裂缝周围均有细小裂缝继续出现，将主要裂缝连接起来，主要裂缝宽度和长度不断发展。加载至5Δ时，L1试件宽连梁悬臂上侧出现竖向裂缝，连梁上侧沿宽度方向也出现开裂。在梁端位移达5Δ～6Δ过程中，L2试件现浇连梁基本不再出现新裂缝。在加载至6Δ第一次循环时，L1试件梁窝处连梁与剪力墙接合处混凝土已经开始开裂、剥落，试件承载力降低至最大承载力85%以下，L1试件加载停止。当梁端位移达到7Δ时，L2试件连梁承载力下降到48kN，低于最大承载力的85%，在进行第二次循环过程中，连梁上部纵筋被拉断，L2试件加载停止。

图7 L2试件试验现象

通过试验现象(图6，7)可以看出，现浇连梁结构的裂缝比较分散，裂缝宽度和长度都比较大。

(3) L1与L2试件试验结果对比

从试件的滞回曲线可以看出，L1试件在力控制加载阶段刚度就有一定程度的衰减(图8(a))，L2试件在同样阶段具有稍好的耗能作用(图8(b))。在位移控制的每级加载都会造成纵筋锚固滑移，在连梁纵筋屈服后承载力继续上升。极限承载力出现在第四级加载过程中，此后的几级加载试件承载力稳步下降，加载至6Δ时，根据试验现象和滞回形状判断试件已几近破坏，试验停止。L2试件滞回曲线包围的面积较大，位移较大。

图8 滞回曲线

L2试件出现裂缝后，承载力降低较快，塑性铰长度很短且混凝土未压碎，塑性铰未能充分发挥耗能作用，破坏形式是比较典型的脆性剪切破坏；L1试件的最大承载力降低，开裂荷载相对L2试件较低，开裂位移二者持平，裂缝分布更密集，L1试件出现弯剪破坏，破坏过程现象更明显；L1试件的塑性铰出现的位置更偏向梁窝内部，在梁窝处出现裂缝的时间更晚，梁窝与剪力墙接头位置混凝土有压碎和剥落的现象，塑性铰发挥更加充分作用。试件各阶段荷载与位移对比见表2。

2 内置压型钢板装配式宽连梁动力响应

内置压型钢板装配式宽连梁构件在拟静力荷载下，体现出了优越的抗震性能，但装配式建筑结构由于与装配构件间连接问题，构件抗震性能优越并不能完全反映出整体结构的抗震能力。对于其装配到建筑结构的整体性，通过动力增量分析法进行研究。加载峰值单调增加的B-WSM090波地震荷载，考虑结构模型累计损伤的情况，对比计算得到的普通梁高层剪力墙结构与带压型钢板宽连梁高层剪力墙结构地震波峰值加速度Apg与最大层间位移角EDP的曲线关系。

试验各阶段荷载与位移 表2

2.1 结构基本信息

2.2 地震波选取与加载

根据地震烈度、场地类别、设计地震分组等数据初步选择数条地震波，再按照结构基本周期点处对应的反应谱值与设计反应谱值相匹配的原则筛选出符合条件的地震波。从太平洋地震工程研究中心强震记录数据库选取一组地震记录的基本信息。本次试验将输入地震动的峰值在常用的三水准的基础上进行细分，共进行了5级加载，输入加速度峰值分别为0.1g，0.3g，0.4g，0.5g，0.7g，地震动输入遵循激励结构反应由小到大的顺序，B-WSM090波地震荷载基本信息见表3。

试验所用地震记录基本信息 表3

2.3 有限元模型基本信息

现浇连梁高层剪力墙结构模型，依照苏宁粉等[11]基于振动台试验的高层剪力墙结构增量动力分析研究中的实验模型等比例搭建，其计算结果与试验结果接近。高层剪力墙结构建模时，混凝土采用Solid164实体单元，材料采用*Mat_johnson_ holmquist_concrete材料模型模拟；钢筋采用Beam168梁单元，材料采用*Mat_plstic_kinematic材料模型模拟；压型钢板采用Plane162平面实体单元，材料采用*Mat_plstic_kinematic材料模型模拟；装配连梁与混凝土剪力墙采用弹簧单元Sprin连接，材料采用*Mat_spring_elastic材料模型模拟。

2.4 基于增量动力地震波的抗震性能评估

为了使分析结果更合理地应用于地震工程中，需把曲线上的某些特征点与结构性能的改变关联起来[12]。其中Apg-θmax曲线斜率，开始发生较大变化的点定义为结构可继续使用(immediate occupancy，IO)性能点(Ke)，将曲线(斜率)小于0.2Ke的点定义为结构防止倒塌(collapse prevention，CP)性能点，将曲线开始出现平缓直线时的点定义为结构整体失稳(global instability，GI)性能点。在各性能点前后，结构性能发生改变，可以以此对结构的抗震性能进行评估。

由图9可知，Apg=0.1g前两条曲线斜率基本不变，之后曲线斜率发生明显变化。以Apg=0.1g点处曲线(切线斜率)作为弹性刚度Ke，该点定义为IO点，其中Ke1为现浇连梁弹性刚度，Ke2为装配式宽连梁弹性刚度，并且Ke2>Ke1。由图可知在地震波作用下配置带压型钢板装配式宽连梁的高层剪力墙结构弹性变化阶段刚度要明显高于配置现浇连梁的剪力墙结构，其整体性更强。在曲线达到IO点前，配置两种形式连梁的剪力墙结构发生有限程度的破坏，这个过程中配置装配式宽连梁的结构各层位移普遍低于配置现浇连梁的结构，见图10。在Apg=0.7g处配置现浇连梁的高层剪力墙结构Apg-θmax曲线(斜率)小于0.2Ke1，可以看出此时层间位移角发生急剧增加，结构即将发生倒塌，而配置装配式宽连梁的高层剪力墙结构(斜率)还不小于0.2Ke2，延长了倒塌时间。

图9 基于增量动力地震波的Apg-θmax曲线

图10 基于增量动力地震波的某时刻位移分布云图/mm

通过动力增量分析法发现，带压型钢板装配式宽连梁高层剪力墙结构抗震性能得到明显改善，延长了建筑物倒塌时间，其整体性得到大幅度提升。

3 结论

(1)内置压型钢板装配式宽连梁试件在拟静力荷载下，出现弯剪破坏，破坏过程形变更明显，虽然最大承载能力降低，但延性明显提升，抗震耗能能力更好，抗震整体性得到满足。

(2)内置压型钢板装配式宽连梁构件在拟静力荷载下，梁窝处形成了塑性铰，其充分地发挥了耗能能力，致使内置压型钢板的宽连梁与墙肢连接处的破坏更晚，破坏更深入梁窝，塑性铰分布更长，有更加远离加载点的特性，连梁的跨度相对增加。

(3)与配置了现浇连梁的高层剪力墙结构相比，配置压型钢板装配式宽连梁的高层剪力墙结构，一方面抗震等级得到提升，另一方面建筑物的整体性也得到大幅度改善。

(4)配置压型钢板装配式宽连梁的高层剪力墙结构最大程度耗散掉地震传递的能量，减少了构件的损伤程度。