套筒灌浆缺陷影响下的装配整体式混凝土剪力墙抗震性能分析*

杨海军 纪 萌 付素娟 吴文斌 蒋亚贤 伍 莎

(1.河北建筑工程学院,河北张家口 075000;2.张家口市工程力学分析重点实验室,河北张家口 075000;3.河北省建筑科学研究院有限公司,石家庄 050227)

装配式混凝土结构因具有安全、绿色、施工快速等优点,近10年内得到了迅速发展。装配式混凝土结构构件连接形式及质量是影响结构承载力的重要因素,套筒连接作为主要连接形式之一,国内外学者进行了大量的研究,目前已有较多文献证实套筒连接装配整体式剪力墙的抗震性能与现浇剪力墙相当[1-3]。

在套筒灌浆连接被广泛使用的同时,更优的连接方式或改良方式也随之出现。套筒加长型剪力墙承载能力较现浇试件更高[4],小型化套筒连接剪力墙具有良好的抗震性能[5],内螺纹为双螺旋的灌浆套筒在浆料强度60 MPa以上,钢筋锚固长度10d(d为钢筋直径)以上时可保证连接强度[6],双排套筒连接剪力墙试件的刚度和延性优于单排套筒墙体[7-8]等。Han等提出使用钢连接件连接预制混凝土剪力墙并进行试验,结果表明此方法可有效改善抗震性能[9]。

灌浆套筒连接处是装配整体式混凝土结构的薄弱环节,施工过程中灌浆为现场湿作业,容易出现灌浆缺陷。缺陷对单个连接件及整体试件受力性能的影响是当前的研究热点。文献[10-13]对含缺陷的套筒连接件进行了拉伸试验研究,结果表明缺陷对极限值影响的严重程度按端部、中部、均布的顺序递增。Xiao等设计了7个全灌浆套筒连接装配整体式剪力墙试件和1个现浇试件,并对其进行对比试验,认为缺陷的影响可以通过公式来预测,并给出了计算公式[14]。Cao等对不同灌浆缺陷的装配整体式剪力墙试件进行模拟分析,结果表明,当缺陷套筒比率超过25%时,不再满足抗震设计要求[15]。文献[16-17]对锚固钢筋缺陷长度进行试验研究,结果表明锚固长度在6d以下时即不满足强度要求。

考虑到预制混凝土结构的快速发展和现有研究的空白,针对半灌浆套筒连接的装配式剪力墙,本试验设计并制作了3个缺陷程度递增的足尺剪力墙试件和一个无缺陷对比试件,并进行拟静力试验。试件设置了不同严重程度的灌浆缺陷。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

本试验设计并制作了4个半灌浆套筒连接装配整体式剪力墙试件,由墙板和基础梁装配而成,各试件尺寸均相同,墙板尺寸为2 480 mm×200 mm×1 450 mm,基础梁尺寸为2 350 mm×450 mm×500 mm。

图1 试件配筋方案Fig.1 Size and reinforcement of specimens

图2 套筒位置 mmFig.2 Location of sleeves

4个试件中,DZ-1为无缺陷对照试件,试件TQ-1～3分别在暗柱套筒处设置1、2、3个缺陷。采用连通腔灌浆法进行灌浆,实际操作中套筒的灌浆量无法准确控制,根据文献[16-17]的研究结果,锚固长度在6d以下时即不满足强度要求,故通过截短锚固钢筋长度的方法来模拟实际缺陷,无缺陷长度为8d,缺陷长度为4d,见图3。

a—TQ-1;b—TQ-2;c—TQ-3。图3 各试件缺陷Fig.3 Defects of each specimens

1.2 材料性能

试验所用钢筋规格为HRB400,各直径取3根进行材性试验,记录屈服强度fy、极限强度fu以及套筒钢筋的屈服应变εy,性能参数见表1。

表1 钢筋性能参数Table 1 Material properties of reinforcement

试验所用套筒型号为半灌浆GT14,外径42 mm,内径30 mm,长156 mm。抗拉强度不小于650 MPa,屈服强度不小于400 MPa。

混凝土采用C30商品混凝土,坐浆料为C60,灌浆料采用H-80高强灌浆料,28 d抗压强度为80 MPa,每种取3个试块进行材料试验,混凝土及各种浆料的28 d强度见表2。

表2 混凝土及各浆料抗压强度Table 2 Performance of concrete and grouting material MPa

1.3 测点布置

4个试件的应变片布置相同,以试件DZ-1为例,应变片布置及编号详见图4。纵筋应变片布置在墙体边缘构件的竖向钢筋上,距离套筒顶部为100 mm,从左至右按钢筋序号编号,依次为A1～A3和A8～A10,第4～7根钢筋处于墙体中部,变形较小,未设置应变片。

图4 应变片布置示意 mmFig.4 Arrangements of strain gages

1.4 加载制度

试验时,作动器位于试件西侧,位移向东为正、向西为负(图5)。试件采用位移加载制度,因设备原因不设置轴向压力,采用慢速连续加载方式,共20级,每级加载的峰值位移较前一级增加2 mm,20级处的最大位移为40 mm,加载速率控制为0.5 mm/s。正式加载制度见图6,试验现场见图7。

图5 试件方位Fig.5 Location of specimens

图6 加载制度Fig.6 Loading process

图7 试件现场Fig.7 Specimen in the laboratory

2 试验现象

2.1 试件DZ-1

试件裂缝见图8。可知：在0～16 mm循环中墙体无裂缝产生,在18 mm循环中,即当位移值达到15.7 mm,水平力为146.8 kN时,墙体开始出现水平裂缝,第一条裂缝距墙底160 mm左右,大致为套筒顶部高度;随着位移增大,裂缝会在墙底以上1 350 mm范围内总体以由下往上的趋势生成;在24 mm循环中,墙体下部坐浆层处出现水平向裂缝,墙体下部与基础梁顶面有张开趋势;在28～30 mm循环中,坐浆层处发展为贯通裂缝,墙身处裂缝开始斜向下发展,并在位移30 mm时,裂缝宽度达3 mm;在34 mm循环中,墙体主要裂缝基本贯通,不再产生新的裂缝;在38～40 mm循环中,试验停止。

a—裂缝分布;b—底部开裂。图8 试件DZ-1裂缝Fig.8 Crack of specimen DZ-1

2.2 试件TQ-1

试件裂缝见图9。可知：第0～10 mm循环中,墙体无裂缝出现;第12 mm循环中,水平力约128 kN时,墙体西侧出现第一条裂缝,裂缝距离墙底约150 mm;之后随着位移增大,裂缝会在墙底以上1 200 mm范围内总体以由下往上的趋势生成;22 mm循环中,墙底坐浆层两侧均出现裂缝;在30～32 mm循环中,墙体形成贯通裂缝,墙体底部连接处裂缝贯通;在34～36 mm循环中,试件两侧主裂缝基本形成,墙体底部裂缝斜向下发展至基础梁,此种裂缝底部位置与套筒位置基本一致;在38～40 mm循环中,墙体不再有裂缝出现,试验停止。

a—裂缝分布;b—墙角处裂缝。图9 试件TQ-1裂缝Fig.9 Crack of specimen TQ-1

2.3 试件TQ-2

试件裂缝见图10。可知：在0～12 mm循环中,墙体无裂缝出现;在16 mm循环中,水平力约136 kN和122 kN时,墙体两侧各出现一条裂缝,东侧裂缝距墙底370 mm,西侧裂缝距墙底160 mm,整体呈水平发展;在20 mm循环中,出现数条新增裂缝,底部坐浆层处开裂;在24 mm循环中,原有裂缝继续发展,较早产生的裂缝在墙体中部形成贯通;在28～32 mm循环中,主要裂缝基本两侧贯通;墙体下部裂缝发展至墙底;底部坐浆层处出现通缝,并在两侧墙角处出现混凝土剥落;在36～40 mm循环中,墙体基本不再产生主要裂缝,试验停止。

a—裂缝分布;b—底部开裂。图10 试件TQ-2裂缝Fig.10 Crack of specimen TQ-2

2.4 试件TQ-3

试件裂缝见图11。可知：在0～12 mm循环中,墙体无裂缝出现;在14 mm循环中,水平力约129 kN和-156 kN时,墙体两侧均出现裂缝,东侧裂缝距墙底290 mm,西侧裂缝距墙底160 mm,整体略呈水平发展;在16 mm循环中,底部坐浆层处边缘开裂;在28 mm循环中,东侧墙角处产生密集小裂缝,并发展至墙底;底部坐浆层处出现通缝;在34～36 mm循环中,原有裂缝已基本贯通或停止发展,峰值荷载达到最大值;在40 mm循环中,墙体东侧距墙底180 mm处裂缝宽度突增,试验停止。

a—裂缝分布;b—墙角处裂缝。图11 试件TQ-3裂缝Fig.11 Crack of specimen TQ-3

3 试验结果及数据分析

3.1 试件荷载-位移曲线

试件DZ-1的荷载-位移曲线如图12所示。可以看出：试件DZ-1的滞回曲线较为饱满,说明灌浆饱满试件的耗能性能良好;试件在卸载为零的前后会出现荷载值变化缓慢的平台阶段,此阶段为试件裂缝的闭合和打开阶段。

图12 试件DZ-1滞回曲线Fig.12 Hysteretic curve of specimen DZ-1

试件TQ-1的荷载-位移曲线如图13所示。可见：试件TQ-1在西侧暗柱中有1处灌浆缺陷,其滞回曲线与DZ-1相比有一定捏拢,并且水平位移较大时各循环峰值荷载小于试件DZ-1,其平台阶段较为明显,荷载值在±10 kN左右。

图13 试件TQ-1滞回曲线Fig.13 Hysteretic curve of specimen TQ-1

试件TQ-2的荷载-位移曲线如图14所示。可见：TQ-2在西侧暗柱中设有2处缺陷,其滞回曲线较试件DZ-1捏缩更严重;加载初期在到达每级最大位移前有小段平台阶段,此阶段为试件裂缝产生及发展阶段,平台阶段持续较长,荷载值在0～10 kN。

试件TQ-3的荷载-位移曲线如图15所示。可见：试件TQ-3在西侧暗柱中有3处灌浆缺陷,其滞回曲线有较为明显的滑移现象,负方向骨架曲线不饱满;在大位移加载卸载后零位移左右出现较长平台阶段,此阶段由坐浆层处裂缝发展及试件滑移所致,荷载值在-35 kN左右。

图15 试件TQ-3滞回曲线Fig.15 Hysteretic curve of specimen TQ-3

对比4个试件的滞回曲线可知：各试件在混凝土开裂前均处于弹性阶段,卸载曲线几乎没有残余应力;试件开裂后,荷载不足50 kN,残余应力均较小。各试件均呈现出滑移特征,缺陷越严重,滑移越明显;各试件滞回环形状介于梭形和Z形之间,缺陷越严重,越呈现出较为明显的Z形特征;进入塑性阶段后,随着裂缝的不断开合以及钢筋与混凝土之间黏结性能的下降,滞回曲线会出现捏缩现象,3个缺陷试件中,试件TQ-1的捏缩程度较DZ-1增加不明显,试件TQ-2与TQ-3的捏缩较为严重。

各试件骨架曲线对比如图16所示。可见：对比4个试件的骨架曲线,各试件在弹性阶段基本无差别,灌浆缺陷对试件开裂前承载力影响不明显;在进入塑性阶段后,相较于试件DZ-1,试件TQ-1的峰值荷载并无明显下降;试件TQ-2与TQ-3在12 mm之后峰值荷载低于DZ-1,且缺陷越严重的试件峰值荷载越小;试件进入屈服阶段后,试件TQ-1的峰值荷载有所下降,其值略低于试件DZ-1,且负方向更为明显;试件TQ-2与TQ-3在屈服阶段的峰值荷载低于TQ-1,且负方向更为明显。

图16 各试件骨架曲线对比Fig.16 Comparison of hysteretic curves of each specimens

3.2 试件承载力

试件的开裂荷载Pcr、屈服荷载Py、峰值荷载Pp见表3,其中屈服点以等效能量法求得。可知：试件TQ-1～TQ-3的开裂荷载与试件DZ-1无明显差别,灌浆缺陷对试件开裂荷载的影响不大。

表3 各试件的承载力Table 3 Bearing capacity of each specimens kN

以无缺陷试件DZ-1的屈服荷载和峰值荷载为标准,计算试件TQ-1～TQ-3对应的荷载占比,见表3。可知：受灌浆缺陷影响,试件TQ-1～TQ-3的屈服荷载与峰值荷载均小于无缺陷试件DZ-1,且缺陷越严重,荷载值越小。

3.3 试件刚度分析

试件的刚度表示试件抵抗变形的能力。试验中,用每级循环最大位移处的荷载除以对应位移值即为等效刚度K。各试件的刚度对比见图17。可知：试件DZ-1和TQ-1～TQ-3的等效刚度均有先升后降的趋势,这是因为在无轴压的情况下试件在加载的初始阶段即会产生一定的滑移,使得初始阶段的等效刚度较小;正向加载下,试件TQ-1～TQ-3的最大刚度与试件DZ-1相差不大,在下降段中,试件TQ-1～TQ-3的刚度略小于试件DZ-1;负向加载下,试件TQ-1～TQ-3在加载中期(进入塑性阶段,尚未达到屈服阶段)的等效刚度明显小于试件DZ-1,且与缺陷程度呈很大相关性,缺陷最大的试件TQ-3,与对比试件DZ-1相差最大;而试件基本进入屈服阶段后等效刚度差距减小,与正方向下逐渐一致。说明灌浆缺陷对试件负方向的滑移影响较为明显。

图17 各试件刚度对比Fig.17 Comparison of stiffness of each specimens

3.4 钢筋应变

经材料试验,测得受力钢筋屈服应变值为2 561×10-6。因应变数据较多,此处取最外侧应变片(A1、A10)的应变值。各试件A1应变片的荷载-应变曲线如图18所示。可以看出：A1在初始阶段荷载-应变大致成线性变化,在试件水平推力为零时,基本没有残余应变;此后,随着裂缝产生并发展至应变片附近位置,区域内的混凝土不再参与受拉,钢筋所受拉力陡增;裂缝产生后,在水平推力为零时产生残余应变,并在零推力附近呈现明显的非线性变化,而随着荷载在正负向的增大,曲线逐渐回到线性发展。

a—试件DZ-1;b—试件TQ-1;c—试件TQ-2;d—试件TQ-3。图18 试件的A1应变值Fig.18 Strain values of A1 of specimens

各试件A10应变片的荷载-应变曲线如图19所示。可见：由于混凝土开裂,A10的曲线会发生陡增;试件TQ-3在破坏时墙体出现较大裂缝,故应变片A10的应变值出现大幅增长,钢筋明显屈服。

a—试件DZ-1;b—试件TQ-1;c—试件TQ-2;d—试件TQ-3。图19 试件的A10应变值Fig.19 Strain values of A10 of specimens

表4 受力钢筋应变情况Table 4 The strain information of stressed steel 10-6

表4为各试件A1～A10的最大应变数据,其中试件TQ-3的应变值取试件破坏前的应变。可知：无缺陷试件DZ-1最外侧钢筋拉应变最大值高于试件TQ-1～TQ-3;且以材料试验所测钢筋屈服应变为准,试件DZ-1和TQ-1的最外侧钢筋A1已屈服,其余尚未屈服,故套筒灌浆缺陷会影响钢筋应力传递,使墙体的钢筋网承担拉力减小,不易达到屈服值。

3.5 试件耗能分析

各试件每级耗能与累计耗能如图20、21所示。可见：试件TQ-1～TQ-3的能耗与试件DZ-1并无明显差别,在加载后期试件开始屈服后差别才开始显现;试件TQ-1～TQ-3与试件DZ-1的总能耗比值分别为96%、92%和88%。表明灌浆缺陷会影响试件的能量吸收,且进入屈服阶段后较为明显。

图20 每级循环耗能Fig.20 Energy consumption at each stage cycle of specimens

图21 累计耗能Fig.21 Cumulative cyclic energy consumption of each specimens

4 结 论

1)对于套筒灌浆连接的装配整体式剪力墙试件,受套筒影响,试件开裂初期裂缝倾向于出现在套筒顶部高度处(距墙底约160 mm),而此高度以下只有延伸裂缝,并无起始裂缝。各试件加载过程中均会在坐浆层处开裂,致使墙底张开,最终形成贯通裂缝。

2)相较于无缺陷试件,灌浆缺陷会导致试件的滞回曲线产生不同程度的捏缩。灌浆缺陷对开裂荷载的影响不大,但是缺陷会导致试件的主要裂缝数量变少,墙底部细小分支裂缝增多。

3)灌浆缺陷会导致试件的屈服和峰值承载力均有所下降,与无缺陷试件DZ-1相比,缺陷试件的屈服荷载下降了3%、8%和15%,峰值荷载下降了5%、12%和14%。

4)灌浆缺陷会使试件最终刚度降低,相较于对照试件DZ-1分别下降了15.2%、17.5%和13.0%。缺陷会导致试件耗能降低,且缺陷越严重的试件,耗能越低,与无缺陷试件DZ-1相比,总能耗分别下降了3.7%、7.9%和10.7%。