孫志娟， 曹春利,2， 劉繼良， 李祥賓， 陳國(guó)堯， 初明進(jìn)

(1 北京建筑大學(xué)北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心， 北京 100044；2 山東艾科福建筑科技有限公司， 煙臺(tái) 264006；3 大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 大連 116024)

0 引言

裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度大、承載力高，抗震性能良好；剪跨比是影響剪力墻受力性能的關(guān)鍵因素，按照剪跨比不同，可分為剪跨比不小于2.0的高墻、剪跨比為1.5左右的中高墻、剪跨比小于1.0的低矮墻。普遍認(rèn)為高墻以受彎為主，低矮墻以受剪為主，中高墻多以彎剪混合受力為主[1]；鋼筋混凝土剪力墻隨著剪跨比的提高，破壞形態(tài)由剪切破壞向彎曲破壞過渡，承載力降低，延性和耗能能力提高[2-3]。

初明進(jìn)等提出榫卯連接裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)，其基本裝配單元是榫卯板[4-7]，榫卯板無(wú)外伸鋼筋，具有制作、運(yùn)輸、安裝方便、造價(jià)低等顯著優(yōu)點(diǎn)。作為一種新型全預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)，以剪跨比為變參數(shù)對(duì)該墻體受力性能的研究尚未見報(bào)道，因此本文設(shè)計(jì)制作了3個(gè)不同剪跨比的榫卯連接裝配整體式剪力墻(簡(jiǎn)稱榫卯剪力墻)試件，在恒定軸力下對(duì)試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，以研究剪跨比對(duì)墻體的破壞形式和受彎性能的影響，為該結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

設(shè)計(jì)了3個(gè)不同剪跨比的榫卯剪力墻試件SCW-1，SCW-R1，SCW-R2，剪跨比分別1.5，1.0，2.0；試件由加載梁、墻體和地梁組成，墻體由榫卯板及兩側(cè)現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件組成，邊緣構(gòu)件長(zhǎng)度為400mm。加載梁截面尺寸為300mm×300mm；試件SCW-1，SCW-R1，SCW-R2的墻體截面尺寸均為200mm×1 500mm，墻體高度分別為2 250，1 500，3 000mm；地梁截面尺寸為600mm×650mm。

試件軸壓比均為0.15。試件SCW-1的截面尺寸及配筋情況見圖1。試件邊緣構(gòu)件縱筋為616，其中最內(nèi)側(cè)2根在豎向通長(zhǎng)方孔內(nèi)；箍筋為8@95/105，橫向凹槽內(nèi)設(shè)置三道大箍筋，間距為95mm，與最外側(cè)縱筋和豎向通長(zhǎng)方孔內(nèi)縱筋綁扎在一起，其余兩根縱筋與箍筋相交處設(shè)置拉筋；相鄰橫向凹槽間設(shè)置一道小箍筋，小箍筋與大箍筋間距為105mm，并與外側(cè)4根縱筋綁扎在一起。榫卯板內(nèi)豎向分布鋼筋為雙層8@200；水平分布鋼筋設(shè)置在橫向凸起內(nèi)，間距為8@140/260。邊緣構(gòu)件縱筋和豎向分布鋼筋伸出墻板頂部280mm錨固在加載梁中。試件SCW-R1，SCW-R2配筋與試件SCW-1相同。

圖1 試件SCW-1截面尺寸及配筋情況

榫卯板截面尺寸及配筋情況如圖2所示，榫卯板兩側(cè)設(shè)有橫向凹槽，與豎向通長(zhǎng)方孔相交，方孔內(nèi)側(cè)面與橫向凹槽內(nèi)側(cè)面重合；橫向凹槽由板面方向看為等腰梯形，長(zhǎng)邊尺寸為250mm，短邊尺寸為200mm，高度為150mm；豎向通長(zhǎng)方孔尺寸為120mm×130mm；榫卯板中部留有直徑120mm豎向通長(zhǎng)圓孔，地梁伸出28插筋伸入圓孔480mm。

圖2 各試件榫卯板截面尺寸及配筋情況

榫卯板與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)均為C30，混凝土澆筑時(shí)預(yù)留尺寸為150mm×150mm×150mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，試驗(yàn)測(cè)得立方體抗壓強(qiáng)度平均值如表1所示；同時(shí)預(yù)留同批次鋼筋，并測(cè)得鋼筋的屈服強(qiáng)度平均值fy、抗拉強(qiáng)度平均值fu和伸長(zhǎng)率平均值δ，如表2所示。

混凝土的材料性能 表1

鋼筋的力學(xué)性能 表2

1.2 加載方案

試驗(yàn)為恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)，加載裝置見文獻(xiàn)[6]。采用3 000kN千斤頂施加軸向荷載，試驗(yàn)開始前，施加50%的豎向荷載進(jìn)行預(yù)加載，卸載后再加載至豎向荷載并保持恒定。采用1 500kN千斤頂施加往復(fù)水平荷載，試驗(yàn)中先推后拉，規(guī)定推為正，拉為負(fù)。水平加載過程采用位移控制，加載點(diǎn)控制位移角θ及歷程如圖3所示，加載點(diǎn)位移角θ=Δ/H，其中Δ為加載點(diǎn)水平位移，H為加載點(diǎn)高度。當(dāng)θ<1/300時(shí)，每級(jí)位移往復(fù)一次；θ≥1/300時(shí)，每級(jí)位移往復(fù)兩次，直至試驗(yàn)結(jié)束。

圖3 加載歷程示意圖

1.3 測(cè)量方案

試驗(yàn)中主要測(cè)量了荷載、位移、變形和鋼筋應(yīng)變。試件的水平荷載和豎向荷載采用力傳感器測(cè)量。位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示，分別測(cè)量試件加載點(diǎn)水平位移(測(cè)點(diǎn)MD1E，MD1W)，墻體不同高度處的水平位移(測(cè)點(diǎn)MD2～MD6)、地梁平動(dòng)位移和轉(zhuǎn)動(dòng)位移(測(cè)點(diǎn)MD7，EV1，WV1)、榫卯接縫兩側(cè)相對(duì)張開變形(測(cè)點(diǎn)HD1～HD6)和豎向錯(cuò)動(dòng)變形(測(cè)點(diǎn)VD1～VD4)、墻底豎向張開變形(測(cè)點(diǎn)VD5～VD8)、橫向凸起根部水平相對(duì)變形(測(cè)點(diǎn)SD1～SD2)。鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示，分別測(cè)量試件邊緣構(gòu)件縱筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)V1～V6)、墻體豎向分布筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)S1～S2和S5～S6)、地梁插筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)S3和S4)、榫卯接縫處水平筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)HR1～HR6和HR01～HR06)、墻體中部水平筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)HR7～HR9)。

圖4 位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置

圖5 鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 基準(zhǔn)試件SCW-1

當(dāng)加載點(diǎn)位移角θ達(dá)到+1/2 057，-1/2 420時(shí)，墻體與地梁相交處出現(xiàn)細(xì)微水平裂縫；θ為+1/1 136，-1/1 491時(shí)，邊緣構(gòu)件上出現(xiàn)短細(xì)水平裂縫；θ為+1/974，-1/654時(shí)，水平裂縫延伸至橫向凸起處；θ為+1/451，-1/336時(shí)，橫向凸起根部出現(xiàn)兩方向交叉的短細(xì)斜裂縫，此時(shí)加載點(diǎn)水平荷載達(dá)到峰值荷載的71%，隨后短細(xì)斜裂縫逐漸向上、下延伸至橫向凹槽內(nèi)側(cè)預(yù)制混凝土與現(xiàn)澆混凝土結(jié)合處；θ為+1/443時(shí)，在榫卯板東側(cè)出現(xiàn)兩條與水平軸夾角約45°的斜裂縫，斜裂縫由橫向凹槽內(nèi)側(cè)與下側(cè)的交點(diǎn)處延伸至中部豎向圓孔處；θ為+1/203時(shí)，縱筋屈服，墻體裂縫主要分布在邊緣構(gòu)件處，如圖6(a)所示。

隨著加載點(diǎn)位移角逐漸增大，橫向凸起根部的短細(xì)斜裂縫間距變小，寬度增加，沿橫向凸起根部及橫向凹槽內(nèi)側(cè)的短細(xì)斜裂縫逐漸起皮掉渣并連通形成較粗的宏觀豎向裂縫；θ為+1/135，-1/105時(shí)，墻體豎向圓孔中上部出現(xiàn)多條兩方向交叉短細(xì)斜裂縫；θ為+1/100，-1/100時(shí)，墻體分別達(dá)到峰值荷載+613kN和-690kN，墻體根部混凝土保持完好，如圖6(b)所示。

圖6 試件SCW-1裂縫開展?fàn)顩r

峰值荷載后，墻體混凝土的剝落主要發(fā)生在宏觀豎向裂縫處。θ為+1/119，-1/74時(shí)，墻體兩端根部出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土出現(xiàn)壓潰跡象。θ為±1/31時(shí)水平荷載下降至峰值的85%，根部混凝土輕微破壞，如圖6(c)所示。θ為±1/25時(shí)結(jié)束試驗(yàn)，此時(shí)宏觀豎向裂縫處混凝土剝落，墻體根部壓潰面積較小，邊緣縱筋屈曲嚴(yán)重，墻體依然保持豎向承載力。

2.2 試件SCW-R1

試件SCW-R1墻體水平裂縫出現(xiàn)的時(shí)間較基準(zhǔn)試件SCW-1稍晚；橫向凸起根部出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫時(shí)的位移角θ為+1/489，此時(shí)的水平荷載為峰值荷載的59%，因此宏觀豎向裂縫形成要稍早于試件SCW-1。θ為-1/283時(shí)縱筋屈服，至此未形成45°斜裂縫，如圖7(a)所示。θ為+1/202時(shí)沿豎向圓孔出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫。θ為±1/100時(shí)墻體兩端根部出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土出現(xiàn)壓潰跡象。θ為+1/75與-1/75時(shí)，墻體分別達(dá)到峰值荷載+771kN和-960kN，峰值位移角較試件SCW-1增大，低矮墻展現(xiàn)出良好的變形能力，墻體中部的斜裂縫較試件SCW-1明顯增多，如圖7(b)所示；隨著加載位移角增大，部分斜裂縫延伸，間距減小，榫卯板混凝土逐漸被分割成多個(gè)菱形區(qū)域并相互摩擦、擠壓、剝落，露出豎向圓孔內(nèi)部混凝土柱和水平分布筋。在θ為±1/46時(shí)水平荷載下降到峰值的85%，根部混凝土有壓潰跡象，豎向圓孔處和宏觀豎向裂縫處混凝土剝落較為嚴(yán)重，墻體破壞區(qū)域大而分散，宏觀豎向裂縫干擾了斜裂縫的開展路徑，沒有形成貫穿墻體的主斜裂縫，避免了剪切破壞的發(fā)生，如圖7(c)所示。θ為±1/25時(shí)停止加載，墻體混凝土剝落較為嚴(yán)重，但墻體仍具有良好的豎向承載力。

圖7 試件SCW-R1裂縫開展?fàn)顩r

2.3 試件SCW-R2

試件SCW-R2墻體出現(xiàn)水平裂縫的時(shí)間要早于試件SCW-1。θ為-1/309時(shí)縱筋屈服，如圖8(a)所示。橫向凸起根部出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫時(shí)的θ為+1/219，此時(shí)的水平荷載為峰值荷載的77%。θ為+1/178時(shí)在榫卯板東西側(cè)形成與水平軸夾角約45°的斜裂縫。當(dāng)θ為±1/100時(shí)，墻體兩端根部出現(xiàn)豎向裂縫，混凝土出現(xiàn)壓潰跡象。試件SCW-R2的峰值荷載為+442kN和-598kN，θ為±1/87，較試件SCW-1承載力有所降低，但墻體的變形能力顯著增強(qiáng)，如圖8(b)所示。較其他兩個(gè)試件，試件SCW-R2中部豎向圓孔處交叉斜裂縫在峰值荷載之后形成，此時(shí)θ為+1/75，并且延伸長(zhǎng)度較短。當(dāng)θ為±1/41時(shí)水平荷載下降到峰值荷載的85%，最外側(cè)邊緣縱筋拉斷，接縫破壞程度要輕于其他試件，如圖8(c)所示。θ為±1/35時(shí)停止試驗(yàn)，墻體破壞區(qū)域較少，墻體仍保持豎向承載力。

圖8 試件SCW-R2裂縫開展?fàn)顩r

2.4 各試件破壞狀態(tài)對(duì)比

各試件均未發(fā)生剪切破壞，試驗(yàn)中水平分布筋及邊緣構(gòu)件箍筋處于彈性階段，峰值荷載前邊緣構(gòu)件縱筋屈服。荷載作用下，各墻體先后出現(xiàn)根部及兩側(cè)邊緣構(gòu)件水平裂縫、凸起根部短細(xì)斜裂縫、榫卯板45°斜裂縫、豎向圓孔處交叉斜裂縫。剪跨比不同使得各墻體的破壞形態(tài)有所差異。

由試驗(yàn)現(xiàn)象可知，榫卯剪力墻破壞集中在榫卯接縫處。加載初期，橫向凸起根部及橫向凹槽內(nèi)側(cè)未開裂；隨著加載點(diǎn)水平位移增加，凸起根部形成短細(xì)斜裂縫并逐漸向上下發(fā)展為宏觀豎向裂縫，宏觀豎向裂縫相對(duì)變形較小，此時(shí)3個(gè)試件位移角均大于1/500；宏觀豎向裂縫干擾了墻體裂縫的發(fā)展，墻體45°斜裂縫較少。墻體接近峰值荷載時(shí)，宏觀豎向裂縫自下而上貫通，邊緣縱筋發(fā)生屈服。峰值荷載后，宏觀豎向裂縫相對(duì)變形及水平筋應(yīng)變?cè)龃螅瑝w根部出現(xiàn)輕微壓潰，承載力降低。水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)，3個(gè)試件位移角均大于1/50，墻體的混凝土剝落主要集中在宏觀豎向裂縫處，并且隨著剪跨比的提升宏觀豎向裂縫的破壞程度有所延緩，如圖9所示。宏觀豎向裂縫將墻體分成多個(gè)剪跨比較高的墻肢，墻體變形能力增強(qiáng)，加載點(diǎn)位移角大于1/35，仍保持良好的豎向承載力。

圖9 各試件極限狀態(tài)時(shí)接縫部位損傷情況

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 加載點(diǎn)水平力-位移角滯回曲線與骨架曲線

圖10及圖11分別為各試件的滯回曲線和骨架曲線。對(duì)比滯回曲線和骨架曲線可以得出：加載初期，榫卯剪力墻試件的加載、卸載曲線基本呈直線，墻體以彈性變形為主；隨著加載點(diǎn)位移角的增加，裂縫開展，墻體殘余變形增大，滯回曲線逐漸飽滿。降低剪跨比，試件滯回曲線捏攏現(xiàn)象逐漸明顯，同時(shí)墻體承載力升高，骨架曲線上升段和下降段越發(fā)陡峭，承載力退化速度加快。與試件SCW-1相比，試件SCW-R1骨架曲線有明顯下降段，試件SCW-R2雖承載力降低，但峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移角顯著增大，墻體的變形能力增強(qiáng)，骨架曲線下降段逐漸趨于平緩，承載力衰減緩慢，表明增大剪跨比可有效改善墻體承載力穩(wěn)定性。

圖10 各試件滯回曲線

圖11 各試件骨架曲線對(duì)比

3.2 受彎承載力

3.3 延性

屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的特征值 表3

3.4 剛度

圖12為各試件剛度退化規(guī)律與位移角之間的關(guān)系，縱軸為剛度特征值，即割線剛度Ki與計(jì)算彈性剛度K0[11]的比值，Ki和K0計(jì)算公式分別見式(1)和式(2)。

圖12 剛度對(duì)比

(1)

(2)

式中：Pj為第j級(jí)加載位移下的峰值荷載；Δj為第j級(jí)加載位移下的峰值位移；Iw，Aw分別為墻體的截面慣性矩和截面面積；μ為混凝土剪切不均勻系數(shù)，矩形截面時(shí)取1.2；G為剪切模量，G=0.4Ec，其中Ec為混凝土彈性模量。

與試件SCW-1相比，試件SCW-R1在位移角為1/1 000，1/300和1/100時(shí)剛度特征值分別減小36.2%，30.3%和9.7%，試件SCW-R2在位移角為1/1 000，1/300和1/100時(shí)剛度特征值分別增大26.9%，25.7%，27.1%?？梢钥闯觯S著剪跨比的提高，榫卯剪力墻墻體的剛度衰減減緩。

3.5 耗能

表4為3個(gè)試件分別在位移角為1/1 000，1/300，1/100時(shí)的累積耗能。與試件SCW-1相比，試件SCW-R1在位移角為1/1 000，1/300，1/100時(shí)對(duì)應(yīng)的累積耗能分別降低47.2%，35.2%，27.3%；與試件SCW-1相比，試件SCW-R2在位移角為1/1 000時(shí)兩者累積耗能基本相當(dāng)，在位移角為1/300，1/100時(shí)的累積耗能分別升高4.6%，19.7%；可以看出，榫卯式剪力墻的耗能能力隨著剪跨比的提高而增強(qiáng)。

累積耗能/(kN·mm) 表4

4 結(jié)論

本文通過3個(gè)不同榫卯剪力墻試件的擬靜力試驗(yàn)，揭示了榫卯剪力墻的破壞過程和破壞形態(tài)，研究了剪跨比對(duì)榫卯剪力墻的受彎性能的影響，主要結(jié)論如下：

(1)榫卯剪力墻變形能力良好。榫卯剪力墻沿橫向凸起根部及橫向凹槽內(nèi)側(cè)形成宏觀豎向裂縫，避免了剪跨比1.0的墻體發(fā)生剪切破壞。3個(gè)試件極限位移角均大于1/50，位移延性系數(shù)均大于5，具有良好的變形能力。

(2)邊緣構(gòu)件處榫卯接縫構(gòu)造合理，整體性良好，接縫開裂時(shí)位移角大于1/500，破壞時(shí)墻體根部混凝土壓潰區(qū)域非常小。

(3)剪跨比是影響榫卯剪力墻受力性能的重要因素。提高剪跨比可使墻體的承載力降低，承載力穩(wěn)定性、變形能力提升，墻體的剛度衰減減緩；同時(shí)提高剪跨比，延緩了宏觀豎向裂縫發(fā)展。

(4)榫卯剪力墻墻體的破壞區(qū)域主要分布在宏觀豎向裂縫區(qū)域，這延緩了墻體根部混凝土壓潰，有效減小了壓潰區(qū)域面積，墻體破壞后仍具有良好的豎向承載力。