预制装配式单面叠合剪力墙抗震性能试验研究*

2023-11-13董格,谷倩

建筑结构 2023年21期

董格, 谷倩

(1 武汉理工大学土木工程与建筑学院，武汉 430070；2 中建壹品投资发展有限公司，武汉 430070)

0 引言

预制混凝土叠合剪力墙结构引自于德国的一种半预制半现浇结构体系,该结构体系是由在工厂预制的混凝土层充当内外墙板,通过钢筋桁架连接,在施工现场浇筑中间层混凝土形成整体剪力墙结构[1]。按不同的作用和构造,叠合剪力墙分为双面叠合剪力墙(图1(a))和单面叠合剪力墙(图1(b)),双面叠合剪力墙的预制混凝土层在施工阶段为模板,在使用阶段是墙体的组成部分,参与结构受力计算[2],单面叠合剪力墙的预制混凝土层在施工阶段为模板,在使用阶段外叶板不参与结构受力计算,墙体内叶板和现浇层作为整体参与结构受力计算[3]。与装配式实心剪力墙相比,叠合剪力墙自重轻,墙板水平拼缝方式可有效避免钢筋套筒或浆锚连接方式灌浆不密实、分布钢筋对孔困难等问题,装配施工后结构整体性强、拼缝防水效果好[4],是一种极具应用前景的装配式混凝土结构体系。

图1 叠合剪力墙

在国外,叠合剪力墙主要应用于非抗震设防地区,研究重点在轴压作用下的受力性能和风荷载等侧向荷载下的平面外受力性能。在国内,为了在地震频发区域进行叠合剪力墙的推广和应用,学者们对其抗震性能进行了相关的研究。叶献国等[5-6]对不同边缘约束措施的双面叠合剪力墙开展了拟静力试验;试验结果表明:双面叠合剪力墙的破坏过程、刚度和耗能能力与现浇试件相似,承载力略低于现浇试件,约束边缘构件采用现浇端柱和叠合暗柱的叠合板式剪力墙抗震性能无明显差异。王滋军等[7]提出了新型叠合剪力墙,并对其抗震性能进行了试验研究;试验结果表明:传统叠合剪力墙和新型双面叠合剪力墙破坏形态、承载力、耗能和延性与现浇试件接近。种迅等[8]等改进了叠合板式剪力墙水平拼缝部位通常采用的竖向插筋等面积连接方式,以较大钢筋面积和较长的搭接锚固长度实现墙板水平拼缝部位的强连接,实现了抗震性能等同现浇的目的。王平山等[9]针对双面叠合剪力墙的抗震性能、竖向连接钢筋锚固性能以及整体结构抗震性能开展了深入的试验研究,结果表明,合理设计下的双面叠合剪力墙结构具有优异的抗震性能。

叠合剪力墙体系中,单面叠合剪力墙实现了保温和结构一体化,且提高了保温体系的寿命,同时现浇厚度的增加使其防水性能和整体性能更好,在高层建筑外墙上使用极具应用前景,但目前叠合剪力墙结构的研究主要集中于双面叠合剪力墙的抗震性能,对单面叠合剪力墙的抗震性能研究较少[10],因此,本文在目前研究的基础上,开展了2种不同水平接缝构造(图2)的单面叠合剪力墙拟静力试验,图2(a)为竖向连接钢筋搭接连接,图2(b)在图2(a)的基础上竖向钢筋搭接区设置螺旋箍筋,图2中Δ1、Δ2分别为墙板与楼板、上下墙板间水平接缝高度,1.2laE为竖向钢筋搭接长度。通过研究不同水平接缝的单面叠合剪力墙的抗震性能,以促进预制装配式单面叠合剪力墙的应用。

图2 单面叠合剪力墙的2种水平拼缝连接构造

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计了2个单面叠合剪力墙试件SPCW、SPCW-S,以及1个全现浇剪力墙试件RCW。试验墙体为矩形截面,单面叠合剪力墙尺寸均为1.8m×2.7m×0.25m(长×高×厚),其中内、外叶板厚度为0.05m,后浇层厚度为0.15m,现浇试件尺寸为1.8m×2.7m×0.2m,3个试件均由墙板、地梁和加载梁组成,各试件配筋如图3所示。试件的剪跨比为1.61,混凝土设计强度等级为C40,竖向钢筋搭接长度为1.2laE,连接钢筋与叠合面之间混凝土保护层厚度为15mm。单面叠合剪力墙钢筋桁架在墙体中部区域水平间距为400mm,钢筋桁架的上弦杆、下弦杆和腹板钢筋分别为10、8和6,哈芬连接件在墙体区域竖向间距为600mm,水平间距为550mm。

图3 各试件几何尺寸及配筋

试件SPCW、SPCW-S分别模拟图2的两种水平拼缝连接构造,即:地梁浇筑混凝土初凝前,插筋插入地梁中,插入深度为1.2laE,地梁与墙片装配时,地梁插筋伸入叠合墙板的空腔中,伸入深度为1.2laE,最后空腔内浇筑C40混凝土。试件SPCW-S在试件SPCW的基础上竖向钢筋搭接区设置φ4@40螺旋箍筋,其内径为70mm。单面叠合剪力墙试件制作时,外叶板处叠合面进行了覆膜处理,极大地减小了叠合面新老混凝土的粘结力,满足实际工况。

1.2 材料性能

表1列出了钢筋实测屈服强度fy、抗拉强度fu及弹性模量E。在浇筑不同时期的混凝土时,每个时期的混凝土预留3块边长为150mm的标准立方体试块,试验当天实测其抗压强度,混凝土立方体抗压强度实测值见表2。哈芬连接件采用316不锈钢制作,试验测得哈芬连接件的平均屈服强度、极限强度以及弹性模量分别为270、642MPa和202GPa。

表1 钢筋强度实测值及弹性模量

表2 混凝土立方体抗压强度实测值

1.3 加载及量测方案

图4为加载装置示意图,试件固定在实验室地面上,竖向荷载采用两个2 000kN的竖向作动器施加,水平荷载由1 000kN的水平作动器施加。在试验加载时,首先在试件顶部施加竖向力1460.7kN(轴压比0.15),然后施加往复水平力,水平力加载采用荷载F-位移Δ双控制的方法,荷载控制时,每级荷载正负循环一次,加载至试件屈服,试件屈服后采用位移控制,位移取屈服时试件顶点位移值Δ,并以Δ的倍数为级差进行控制加载,每级加载正负循环三次,直至试件承载力下降至最大承载力85%时停止试验[11],图5为试验加载制度。

图4 试验加载装置

图5 加载制度

试验量测内容包括竖向荷载、水平荷载、墙体水平位移与竖向钢筋应变等。试件钢筋应变片布置如图6所示,在试件SPCW和试件SPCW-S的边缘构件的墙板竖向钢筋和地梁预埋插筋的两根钢筋上布置应变片,位置分别在搭接区上方20mm和地梁上方30mm,试件RCW边缘构件的竖向钢筋与单面叠合剪力墙同等高度处布置应变片。位移测点布置如图7所示,其中位移计H1用于量测试件顶点水平位移,位移计H2、H3分别用于量测墙片底部水平拼缝相对于地梁的水平滑移以及地梁相对于实验室地面的滑移,位移计H4、H5分别量测内、外叶墙顶水平位移。

图6 应变片布置图

图7 位移计布置图

2 试验现象及破坏形态

试件RCW在加载初期,试件表面无肉眼可见的裂缝。加载至400kN时试件右侧260mm处出现第1道水平裂缝,加载至490kN时试件边缘构件出现竖向钢筋屈服,此后改为位移控制。随着加载位移的继续增大,边缘构件水平裂缝向上逐渐增多。当位移加载至22mm时,墙体左右两侧一些水平裂缝发展成45°斜裂缝;当位移加载至29mm时,试件中部出现X形交叉斜裂缝,两侧混凝土角部轻微压裂;达到破坏阶段时,墙底角部混凝土压碎剥落,边缘构件竖向钢筋压屈呈灯笼状。

2个单面叠合剪力墙试件破坏过程基本相似,以试件SPCW为例进行说明。加载至360kN时试件水平接缝处开裂,加载至480kN时试件内叶板(A面)处出现第1道水平裂缝,且此时试件边缘构件出现竖向钢筋屈服,此后改为位移控制。随着加载位移的继续增大,A面边缘构件出现多条向上水平裂缝。当位移加载至14mm时外叶板(B面)右侧400mm处出现水平裂缝;当位移加载至22mm时,试件A面左右两侧一些水平裂缝发展成45°斜裂缝,B面出现多条水平裂缝;当位移加载至28mm时,试件A面中部出现X形交叉斜裂缝,两侧混凝土角部轻微压裂;达到破坏阶段时,试件两侧角部混凝土压碎剥落,左右边缘构件最外排竖向插筋拉断。

图8为各试件破坏后照片。各试件破坏形态基本相同,均为压弯破坏,约束边缘构件竖向钢筋受拉屈服,墙底两侧约300mm高度范围混凝土被压碎,裂缝先以水平形式出现在边缘构件,后发展成45°斜裂缝,最终在试件中部出现X形交叉斜裂缝。单面叠合剪力墙与现浇剪力墙破坏形态的不同之处在于,首先试验过程中现浇剪力墙两侧角部混凝土是沿墙厚同时压碎,而单面叠合剪力墙两侧角部混凝土是后浇层先压碎,预制层后压碎。其次,现浇剪力墙的弯曲裂缝、弯剪斜裂缝遍布墙身,单面叠合剪力墙的裂缝数量明显少于现浇剪力墙。

图8 各试件破坏形态

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线及骨架曲线

各试件的顶点水平荷载-位移滞回曲线和骨架曲线如图9所示。由图9可见:1)各试件滞回曲线比较饱满,有良好的耗能性能;2)随着残留位移增大,滞回环开始出现“捏缩”现象,反应了试件斜裂缝的产生、开展以及混凝土压碎等现象;3)初始加载阶段,现浇试件的骨架曲线均位于单面叠合剪力墙试件下端,表明单面叠合剪力墙试件的初始刚度大于现浇试件,分析认为,外叶板对单面叠合剪力墙试件刚度有贡献;4)单面叠合剪力墙试件的承载能力与现浇试件的相差不大;5)各试件骨架曲线后期承载力缓慢下降,表明各试件具有良好的延性。

图9 各试件滞回曲线及骨架曲线

3.2 承载力

根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[11]中的方法确定各试件的峰值荷载Fp和极限荷载Fu,屈服点采用等值能量法[4]确定,各试件屈服荷载Fy、峰值荷载Fp和极限荷载Fu见表3。由表3可知,单面叠合剪力墙试件的屈服荷载均大于现浇试件RCW,试件SPCW、SPCW-S的峰值承载力分别为试件RCW的99.17%和105.54%,不同拼缝的单面叠合剪力墙试件的承载力与现浇试件的相差不大,甚至略有提高,分析认为,虽然分层浇筑的单面叠合剪力墙整体性不如现浇剪力墙,但单面叠合剪力墙的50mm厚的外叶板参与了受力,增大了墙体抗侧刚度及承载力。试件SPCW-S峰值承载力比试件SPCW增加了6.42%,表明在预制墙板中竖向钢筋搭接锚固区域设置约束螺旋筋对提高单面叠合剪力墙的承载力有一定的作用。

表3 试件不同受力阶段特征点承载力及变形值

3.3 变形及延性

试件屈服点、峰值点和极限点的顶点水平位移分别为Δy、Δp、Δu,水平位移角分别为θy、θp、θu,位移延性系数为μ,其值见表3。定义θ=Δ/H,H为墙顶高度2.9m;位移延性系数μ=Δu/Δy[11]。由表3可知:1)各试件屈服位移角为1/402～1/202,均小于1/120,极限位移角为1/74～1/58,满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[12]的抗震弹塑性位移角限值不小于1/120的规定;2)单面叠合剪力墙试件的极限位移角均小于现浇试件,单面叠合剪力墙的变形能力稍差;3)试件SPCW-S的极限位移角大于试件SPCW,分析认为,螺旋箍筋可以产生均匀而连续的侧向压力,从而将试件的竖向钢筋、竖向连接钢筋以及螺旋筋内的混凝土紧紧的约束在箍筋范围内,它们能提高混凝土的变形能力,改善剪力墙的变形能力;4)各试件位移延性系数为3.2～6.9,满足Eurocode 8[13]中抗震设计对于中等延性构件的位移延性系数μ=3的要求,表明各试件延性较好,弹塑性变形能力强。

3.4 钢筋应变

图10为单面叠合剪力墙试件中有代表性测点钢筋应变骨架曲线,从图中可看出,虽然预制部分和现浇部分对应部位纵向钢筋应变值虽有所差异,但墙体预制和现浇部分对应位置竖向钢筋的应变的变化趋势基本一致,表明在试验中墙体预制与现浇部分能够作为一个整体协同工作。

图10 单面叠合剪力墙试件荷载-钢筋应变骨架曲线

3.5 刚度退化

试件的刚度用割线刚度等效替代K,K定义为各级循环荷载第一次往复加载正、负向水平力最大值的绝对值之和除以对应顶点位移水平位移绝对值之和[11]。试件的刚度退化曲线如图11所示,各试件刚度退化趋势基本一致,试件的初始刚度均较大,随着加载,刚度开始退化,开裂后,刚度退化速度迅速增加,试件达到峰值荷载后,刚度退化速度趋于平缓。

图11 刚度退化曲线

3.6 耗能

试件的耗能能力采用累计耗能即能量耗散系数E表示[11],能量耗散系数E计算公式为:

(1)

式中:S(ABC+CDA)为图12中滞回曲线ABC与CDA所包围的面积;S(ΔOBE+ΔODF)为图12中三角形ODF与OBE的面积之和。

图12 能量耗散系数计算

表4为各试件特征点能量耗散系数,图13为各试件累计耗能与顶点水平位移曲线图。

表4 试件能量耗散系数

图13 试件累计滞回耗能曲线

由表4和图13可知:1)不同阶段,单面叠合剪力墙试件的能量耗散系数均大于现浇试件,表明单面叠合剪力墙耗能能力强于现浇试件,分析认为单面叠合剪力墙刚度强于现浇试件,在不同阶段承载力相差不大的情况下,单面叠合剪力墙的耗能更多;2)随着顶点水平位移增大,试件累积耗能稳步增长,增大的趋势基本相同,在相同水平位移下,试件RCW的累积耗能曲线位于各单面叠合剪力墙试件曲线的下方,表明单面叠合剪力墙在承受地震作用的过程中耗散的能量更多;3)不同阶段试件SPCW的能量耗散系数均大于试件SPCW-S,试件SPCW的累积耗能曲线位于试件SPCW-S曲线的上方,表明螺旋箍筋的约束作用对单面叠合剪力墙耗能能力不利,分析认为,没有螺旋箍筋的试件SPCW的竖向钢筋与连接钢筋连接区域比试件SPCW-S所受到的约束更小,从而刚度更小,变形能力较之增强,耗能能力得以提高。