薛偉辰 楊佳林 董年才 李 康

(1同濟大學(xué)建筑工程系,上海200092)(2南通建筑工程總承包有限公司,海門226124)

按照墻體構(gòu)造的不同,預(yù)制混凝土剪力墻主要分為裝配式混凝土剪力墻、疊合式混凝土剪力墻以及預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻3種[1].預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻是一種集承重與節(jié)能一體化的新型預(yù)制剪力墻,該墻體由內(nèi)、外葉混凝土墻板、保溫材料以及連接件(多采用FRP連接件)組成,具有施工速度快、保溫效果好等特點,可實現(xiàn)結(jié)構(gòu)與保溫同壽命,是今后預(yù)制混凝土剪力墻發(fā)展的重要方向之一.目前,該剪力墻已成功應(yīng)用于北京、上海等地區(qū)的一批住宅工程中.

國外已開展了大量裝配式混凝土剪力墻試驗研究.Khaled等[2-4]針對采用預(yù)應(yīng)力鋼筋豎向連接的裝配式混凝土剪力墻,進行了低周反復(fù)荷載試驗研究,結(jié)果表明,采用預(yù)應(yīng)力鋼筋豎向連接的裝配式混凝土剪力墻具有良好的抗震性能.國內(nèi)主要針對裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻進行了試驗研究,重點研究了不同縱向鋼筋連接方案(包括鋼套筒連接、預(yù)留孔道灌漿連接)對剪力墻抗震性能的影響.文獻[5-7]針對疊合式混凝土剪力墻進行了抗震性能研究,得出了疊合式混凝土剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻具有相近承載力與耗能能力的結(jié)論.文獻[8-9]對采用預(yù)留孔道漿錨和鋼套筒連接方案的裝配式混凝土剪力墻進行了抗震試驗研究,認為預(yù)留孔道灌漿連接比鋼套筒連接方案的剪力墻耗能稍差.自2007年起,同濟大學(xué)在國內(nèi)率先開發(fā)了具有自主知識產(chǎn)權(quán)、預(yù)制混凝土夾心保溫墻體FRP連接件,并開展了墻體與FRP連接件的靜力性能、設(shè)計方法和工程應(yīng)用等一系列研究工作.已完成的FRP連接件拔出、抗剪試驗及預(yù)制混凝土夾心保溫墻體平面外靜力試驗結(jié)果表明,該墻體和連接件均具有良好的力學(xué)性能,且具有較大的安全儲備,有關(guān)研究成果已列入上海市標準《裝配整體式混凝土住宅體系設(shè)計規(guī)程》(DG/TJ 08-2071—2010)[10]中.

由此可知,在當前采用的預(yù)制剪力墻豎向鋼筋連接方式中,鋼套筒連接效果最好,但成本較高.國內(nèi)外已有的試驗研究主要針對預(yù)制裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻,而對于預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻抗震性能的研究尚屬空白.在預(yù)制剪力墻的豎向鋼筋連接方案中,墻體豎向采用全部鋼筋連接的方式,其接頭數(shù)量多,施工復(fù)雜,成本高.歐美規(guī)范[11-12]針對預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)給出了總體規(guī)定,但未對預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的設(shè)計、施工等給出明確的要求,我國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB50011—2010)[14]中有關(guān)預(yù)制混凝土剪力墻的設(shè)計規(guī)定仍為空白.

鑒于此,本文開展了預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻抗震性能的試驗研究,對墻體的滯回曲線、位移延性、剛度退化、耗能能力等進行了較系統(tǒng)的研究.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

以南通建筑工程總承包有限公司的一幢7度抗震設(shè)防18層剪力墻方案為背景,按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB50011—2010)[14]的要求進行設(shè)計.

表1 試件參數(shù)

表1中,雙排全部鋼筋連接是指預(yù)制墻體內(nèi)雙排豎向鋼筋與地梁雙排鋼筋一一對應(yīng)連接;單排全部鋼筋連接是指墻體內(nèi)單排豎向鋼筋與地梁單排鋼筋一一對應(yīng)連接,其鋼筋總面積與前者基本相同;單排部分鋼筋連接方案中的連接鋼筋數(shù)量相對單排全部鋼筋連接方案有所減少,并較為集中地布置于預(yù)制墻體兩端暗柱區(qū)域.現(xiàn)澆剪力墻與預(yù)制剪力墻TW1～TW3兩端均設(shè)置暗柱,預(yù)制剪力墻TW4,TW5無暗柱,但在墻肢暗柱區(qū)域FRP連接件水平加密布置.

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖(單位:mm)

現(xiàn)澆混凝土及預(yù)制混凝土強度等級均為C35,豎向、水平分布鋼筋及箍筋均為HRB400.鋼筋實測力學(xué)性能見表2.FRP連接件在墻體中部區(qū)域豎向和水平間距均為500 mm;在暗柱區(qū)域豎向間距不變,水平間距為300 mm,用以加強預(yù)制剪力墻中內(nèi)、外葉混凝土墻板的連接.

表2 鋼筋實測力學(xué)性能

1.2 加載裝置

試驗在同濟大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗室1×104kN多功能試驗機上進行,該多功能試驗機可實現(xiàn)豎向荷載對墻頂側(cè)移的全自動跟蹤,以考慮P-Δ效應(yīng)的影響.剪力墻頂部采用1×104kN的液壓千斤頂施加豎向荷載,加至預(yù)定試驗軸壓力后,再在墻頂施加水平低周反復(fù)荷載.為使豎向荷載均勻分布于墻體截面,在墻頂放置了一根剛度很大的鋼梁.

1.3 加載制度

試驗按照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101—1996)[15]中規(guī)定的標準加載方法進行加載.以墻頂側(cè)移NH/400(剪力墻高H=2 900 mm,N=1,2,3,…)進行位移控制加載,每級位移往復(fù)循環(huán)3次.當加載至試件自身破壞或試件加載值下降到最大荷載值的85%時,試驗結(jié)束.

1.4 主要量測內(nèi)容

主要測量內(nèi)容包括:① 豎向及水平荷載值;② 墻頂水平位移;③ 預(yù)制墻體豎向鋼筋、地梁豎向鋼筋及FRP連接件的應(yīng)變等.采用英國Solartron (SI35951BIMP) Instrument數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集,以1 s間隔連續(xù)采集數(shù)據(jù)并存儲在計算機中.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)

試件最終破壞形態(tài)如圖2所示.現(xiàn)澆混凝土剪力墻SW1的最終破壞形態(tài)為,墻體兩側(cè)底部混凝土壓碎剝落,豎向鋼筋受壓彎曲(見圖3(a)).預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻試件的最終破壞形態(tài)均為,墻體兩側(cè)底部混凝土壓碎剝落,豎向鋼筋受壓彎曲,未出現(xiàn)豎向鋼筋從鋼套筒拔出或斷裂現(xiàn)象,FRP連接件無可見損傷(見圖3(b)和(c)).剪力墻TW1～TW3發(fā)生破壞時,內(nèi)葉200 mm厚混凝土墻板內(nèi)豎向鋼筋壓曲,混凝土壓碎,外葉60 mm厚混凝土墻板基本完好,這表明外葉混凝土墻板參與結(jié)構(gòu)受力的程度較低.剪力墻TW4和TW5發(fā)生破壞時,內(nèi)、外葉100 mm厚混凝土墻板鋼筋受壓完全,混凝土壓碎剝落(見圖3(d)),說明內(nèi)、外葉混凝土墻板共同參與結(jié)構(gòu)受力.

圖2 試件破壞形態(tài)

2.2 荷載-墻頂位移滯回曲線

6片剪力墻試件的荷載-墻頂位移滯回曲線如圖4所示.由圖可知,試件在開裂之前,滯回曲線包圍的面積很小,試件基本處于彈性工作狀態(tài).隨著墻頂側(cè)移的增大,試件滯回環(huán)所包圍的面積也逐漸增大,加載后期滯回環(huán)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榉碨型,滯回曲線呈現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)象.

200 mm+50 mm+60 mm預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3與現(xiàn)澆剪力墻SW1的滯回曲線相似,滯回環(huán)均較豐滿.相比而言,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的滯回環(huán)數(shù)量較多且更為豐滿,耗能能力優(yōu)于采用雙排全部鋼筋方案和采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻.這是因為鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域,從而增加了墻體兩側(cè)混凝土的約束作用,延緩了墻肢兩端混凝土壓碎崩潰,提高了墻體的耗能能力.

圖3 荷載-墻頂位移滯回曲線

圖4 剛度退化曲線

相比現(xiàn)澆剪力墻SW1和預(yù)制剪力墻TW1～TW3,剪力墻TW4和TW5未設(shè)置暗柱,其滯回環(huán)數(shù)量較少且滯回曲線較為捏攏.采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的滯回曲線豐滿程度略好于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4.這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域所致.

2.3 位移延性

延性是反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件變形能力的一個度量指標.常用位移延性系數(shù)的大小來表示構(gòu)件或結(jié)構(gòu)延性的優(yōu)劣.位移延性系數(shù)μ是極限位移Δu和屈服位移Δy的比值,即μ=Δu/Δy.其中,Δu為試件達到極限荷載Pu(即試件的破壞荷載或峰值荷載Pmax下降到85%的荷載)對應(yīng)的位移,屈服位移Δy采用等能量法確定.剪力墻試件的延性系數(shù)見表3.

由表3可見,現(xiàn)澆剪力墻SW1的位移延性為2.35,與此相比,預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3的位移延性較大,介于2.45～2.80之間.這表明鋼套筒加強了墻體底部混凝土的約束作用,延緩了墻肢兩端混凝土壓碎崩潰,提高了剪力墻的位移延性.

表3 試件的位移延性和變形能力

在剪力墻TW1～TW3中,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的位移延性最大.這是因為鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域,加強了墻肢端部混凝土的約束作用,增加了墻體的后期變形能力,從而提高了墻體的位移延性.采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW2的位移延性為2.65,大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW1的位移延性(2.40).這表明采用單排全部鋼筋連接代替雙排全部鋼筋連接方案后,墻肢截面中部增加了1排附加連接鋼筋(實際變?yōu)?排豎向鋼筋),增強了墻體底部混凝土的約束作用,從而提高了墻體的位移延性.

預(yù)制剪力墻TW4和TW5的位移延性均小于剪力墻TW1～TW3.這表明設(shè)置暗柱可有效約束核心區(qū)混凝土,提高剪力墻的位移延性.而在未設(shè)置暗柱的情況下,采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的位移延性(1.85)略大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4(1.75),這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域所致.

2.4 剛度退化

剛度退化是指在位移幅值不同的條件下,結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的剛度隨著反復(fù)荷載次數(shù)的增加而逐漸降低.常用環(huán)線剛度Kj的降低量來表示剛度退化.

環(huán)線剛度定義為

剪力墻試件的環(huán)線剛度退化情況見圖4.由圖可知,6片剪力墻在整個試驗過程中剛度退化明顯,試件屈服時的剛度為其開裂剛度的60%左右,峰值點對應(yīng)的剛度僅為其開裂剛度的25%左右.剪力墻的剛度退化主要集中在加載早期,從開裂到屈服時的剛度退化尤為明顯.

試件正向開裂時的剛度稍大于對應(yīng)的反向開裂時剛度.由此可見,試件首先進行正向加載,對試件造成了一定的損傷,從而導(dǎo)致其反向剛度有所降低.

以墻頂相對側(cè)移達到3/400時為例,現(xiàn)澆剪力墻SW1的環(huán)線剛度下降到其開裂剛度的44.1%～50.0%,剪力墻TW1～TW3的環(huán)線剛度下降到其開裂剛度的44.8%～50.4%,兩者的剛度退化基本相同.這說明60 mm厚外葉混凝土墻板參與結(jié)構(gòu)受力的程度較低.

預(yù)制剪力墻TW1～TW3的剛度退化基本相同,相似地,預(yù)制剪力墻TW4和TW5的剛度退化也基本相同.這表明采用雙排全部鋼筋連接、單排全部鋼筋連接和單排部分鋼筋連接方案對預(yù)制剪力墻的剛度退化無顯著影響.

當墻頂相對側(cè)移達到3/400時,預(yù)剪力墻TW4和TW5的環(huán)線剛度下降到其開裂剛度的40.1%～52.7%,剛度退化程度比預(yù)制剪力墻TW1～TW3略大.由此可見,剪力墻設(shè)置暗柱可有效約束核心區(qū)混凝土,從而減緩了剪力墻的剛度退化.

2.5 耗能能力

試件耗能能力是反映其抗震性能優(yōu)劣的一個重要指標.6片剪力墻試件在各級位移下的累積耗能如圖5所示.需要說明的是,累積耗能為正反向各級荷載下階段耗能均值的累加值.

圖5 累計耗能曲線

由圖5可知,墻頂側(cè)移較小(墻頂相對側(cè)移小于1/400)時,各試件基本處于彈性工作階段,累計耗能較小.隨著墻頂側(cè)移的增大和循環(huán)次數(shù)的增加,剪力墻逐漸進入彈塑性階段,試件的承載能力緩慢增長甚至出現(xiàn)下降,但累計耗能仍不斷增加.

3片200 mm+50 mm+60 mm預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的最終累計耗能平均值為58.7 kN·m,現(xiàn)澆剪力墻SW1的最終累計耗能平均值為61.2 kN·m,兩者相近.采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的耗能能力(最終累計耗能平均值為62.4 kN·m)與采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW2(最終累計耗能平均值為70.2 kN·m)較為接近,均大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW1(最終累計耗能平均值為44.7 kN·m).這是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域,增加了墻體兩側(cè)混凝土的約束作用,從而提高了墻體的耗能能力.

剪力墻TW4和TW5的最終累計耗能平均值分別約為現(xiàn)澆剪力墻SW1的41%～43%,約為預(yù)制剪力墻TW1～TW3最終累計耗能平均值的46.9%.可以看出,設(shè)置暗柱可使預(yù)制剪力墻的耗能能力大幅提高.

采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的最終累計耗能平均值(24.5 kN·m)略大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4(21.6 kN·m),這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域所致.

3 結(jié)論

1) 開展了5片預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻試件和1片現(xiàn)澆對比剪力墻試件的低周反復(fù)荷載試驗研究.6片剪力墻均發(fā)生彎曲破壞,鋼套筒與豎向鋼筋連接良好,未產(chǎn)生鋼筋拔出或斷裂現(xiàn)象,FRP連接件未有可見損傷.

2) 200 mm+50 mm+60 mm預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3與現(xiàn)澆剪力墻SW1的滯回環(huán)均較豐滿,兩者具有相近的承載能力與耗能能力.相比而言,100 mm+50 mm+100 mm剪力墻TW4和TW5的滯回環(huán)數(shù)量較少且滯回曲線相對捏攏,承載能力較低,耗能能力較差.這是由于設(shè)置暗柱加強了對核心區(qū)混凝土的約束作用,增大了墻體的承載力與耗能能力.

3) 預(yù)制剪力墻TW1～TW3與現(xiàn)澆剪力墻SW1具有相近的位移延性.相比而言,預(yù)制剪力墻TW4和TW5的位移延性較差,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的位移延性稍大.這表明鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域,加強了墻肢端部混凝土的約束作用,增加了墻體的后期變形能力.

4) 預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻與現(xiàn)澆混凝土剪力墻具有相似或相近的抗震性能,在預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻鋼筋連接方案中,采用單排鋼筋連接替代雙排全部連接的鋼筋連接方案是可行的.此外,當采用單排鋼筋連接方案時,為進一步減少連接鋼筋的數(shù)量,單排連接鋼筋可適當往暗柱區(qū)域集中布置.本文的研究成果可為預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的推廣應(yīng)用提供技術(shù)依據(jù).

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