彭祥東，吳東岳，陳 偉，王石林

(江蘇科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，鎮(zhèn)江 212100)

裝配式建筑技術(shù)可以有效節(jié)約資源，降低成本，是實(shí)現(xiàn)綠色建筑、低能耗、低排放的重要手段．根據(jù)我國經(jīng)濟(jì)轉(zhuǎn)型升級的需要，以裝配式建筑技術(shù)為主要手段的建筑工業(yè)化是我國建筑的重要發(fā)展方向[1]．但是，由于我國人口集中于經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)地區(qū)，住宅建筑以高層剪力墻建筑為主，此外，我國多數(shù)地區(qū)處于地震帶，有較高的抗震要求[2]．所以，裝配式建筑技術(shù)在我國將較多地應(yīng)用于高層抗震剪力墻建筑．

經(jīng)過國內(nèi)外學(xué)者多年的研究和發(fā)展，我國裝配式建筑技術(shù)發(fā)展迅速[3-8]．但是由于裝配式剪力墻自身的力學(xué)特性加之我國多次經(jīng)歷強(qiáng)震災(zāi)害，故國內(nèi)對裝配式剪力墻應(yīng)用于中、高烈度抗震設(shè)防區(qū)高層建筑的可靠性仍然存在較大疑慮，嚴(yán)重限制了其推廣應(yīng)用[9]．根據(jù)前期的相關(guān)研究成果可知[10]，在裝配式剪力墻的連接件進(jìn)行加強(qiáng)能夠形成墻體連接強(qiáng)化區(qū)，但在加強(qiáng)區(qū)邊緣并未有效避免薄弱面的存在．部分研究還表明[11-18]：在裝配式剪力墻拼縫位置設(shè)置槽口能夠提高裝配式拼縫的抗剪切滑移性能，但是目前相關(guān)槽口多采用素混凝土小尺寸齒槽，其抗剪性能有限，且延性差，易發(fā)生脆性剪切破壞．基于上述研究成果．本研究前期提出設(shè)置非邊緣約束配筋齒槽的裝配式剪力墻技術(shù)，通過非邊緣約束構(gòu)件處設(shè)置配筋齒槽集中抵抗拼縫剪切力，改善拼縫的力學(xué)性能．為進(jìn)一步深入掌握非邊緣約束配筋齒槽裝配式剪力墻的力學(xué)性能，對兩片不同齒槽高度的非邊緣約束配筋齒槽裝配式剪力墻足尺構(gòu)件進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究，通過試驗(yàn)對比確定了配筋齒槽高度對裝配式剪力墻力學(xué)性能的影響規(guī)律．

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了兩片足尺非邊緣約束配筋齒槽裝配式剪力墻構(gòu)件，兩個試驗(yàn)構(gòu)件除配筋齒槽高度分別為150 mm和300 mm外，其余設(shè)計(jì)參數(shù)相同．試件的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1．試驗(yàn)構(gòu)件配筋如圖1，其中齒槽配筋最底部的水平箍筋到底座頂面的距離為20 mm．

表1 試驗(yàn)構(gòu)件主要設(shè)計(jì)參數(shù) Table 1 Parameters of specimens mm

兩片裝配式剪力墻均采用金屬波紋管成孔鋼筋漿錨搭接連接，拼縫底部設(shè)置厚度為20 mm的坐漿層，坐漿層采用北京思達(dá)建茂公司CGMJM-VI型高強(qiáng)灌漿料的配套專用坐漿料．鋼筋漿錨搭接長度為600 mm．其中配筋齒槽與漿錨孔通過坐漿層連通，封堵模板后采用高強(qiáng)灌漿料灌注形成配筋齒槽．試驗(yàn)構(gòu)件在專業(yè)的裝配式構(gòu)件廠內(nèi)制作，之后在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)拼裝．構(gòu)件拼裝施工按照裝配式剪力墻灌漿施工標(biāo)準(zhǔn)，工序包括底座固定和調(diào)平、墻板吊裝、墻體垂直度校準(zhǔn)、齒槽部位的鋼模板封堵、砌筑坐漿層、標(biāo)準(zhǔn)灌漿作業(yè)和養(yǎng)護(hù)．實(shí)驗(yàn)室拼裝主要過程如圖2．

圖2 試件主要拼裝過程Fig.2 Construction process of specimen

1.2 材料性能

試驗(yàn)構(gòu)件的混凝土強(qiáng)度等級為C40，鋼筋為HRB400鋼筋．每次澆筑混凝土?xí)r制作3個標(biāo)準(zhǔn)立方體強(qiáng)度試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)28 d后測得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為39 MPa．選取同批次的鋼筋按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[19]的規(guī)定進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)，測得各種鋼筋的屈服和極限強(qiáng)度試驗(yàn)值如表2．灌漿前實(shí)測灌漿料的初始流動度大于300 mm，并按照《水泥基灌漿材料應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(GB/T 50048-2015)[20]的規(guī)定制作了3塊40 mm×40 mm×160 mm的灌漿料試塊，經(jīng)28 d標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)后，測得其抗壓平均強(qiáng)度為94.7 MPa，抗折強(qiáng)度為9.8 MPa．

表2 鋼筋的實(shí)測強(qiáng)度性能

1.3 加載裝置

本試驗(yàn)采用低周反復(fù)加載．受試驗(yàn)場地和加載裝置的限制，構(gòu)件設(shè)計(jì)軸壓比為0.05，采用兩臺1 000 kN穿心千斤頂施加393 kN的豎向壓力．采用1 500 kN液壓伺服控制系統(tǒng)(MTS)在試驗(yàn)構(gòu)件頂部施加水平荷載．試驗(yàn)加載裝置和現(xiàn)場照片如圖3．

圖3 加載裝置圖Fig.3 Loading setup

1.4 加載制度

試驗(yàn)加載制度依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ/T101-2015)[21]確定．首先由液壓千斤頂施加豎向軸壓力．水平力加載分為預(yù)加載和正式加載．預(yù)加載施加計(jì)算屈服荷載的20%．正式加載采用力和位移控制，構(gòu)件縱向鋼筋屈服前采用力控制加載，加載增量為50 kN，往返一次；屈服后以屈服位移為加載增量，每級加載往返3次，直至構(gòu)件承載力下降至極限承載力的85%以下或試件變形太大不適宜繼續(xù)加載為止．加載制度如圖4．

圖4 加載制度

1.5 測量內(nèi)容與測點(diǎn)布置

本試驗(yàn)的測量內(nèi)容包括鋼筋應(yīng)變、荷載和墻頂部位移、墻體的開裂和破壞情況．其中鋼筋應(yīng)變采用電阻應(yīng)變片測量，鋼筋應(yīng)變片測點(diǎn)布置如圖5．荷載和墻體頂部位移由MTS的傳感器采集，并根據(jù)設(shè)置在構(gòu)件底座部位的D100型LVDT高精度位移傳感器采集到的實(shí)時(shí)位移數(shù)據(jù)進(jìn)行修正．在力控制加載的每級正負(fù)最大荷載和位移控制加載第一次循環(huán)的正負(fù)最大位移時(shí)進(jìn)行墻體裂縫觀測，當(dāng)構(gòu)件變形較大或存在安全風(fēng)險(xiǎn)時(shí)，停止裂縫觀察．

圖5 鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

(1) TPW1構(gòu)件

加載初期試件處于彈性階段．裝配式剪力墻拼縫在±150 kN時(shí)出現(xiàn)開裂．配筋齒槽頂部拼縫在±250 kN時(shí)出現(xiàn)開裂．剪力墻墻體在±350 kN時(shí)出現(xiàn)多條水平裂縫，裂縫分布在距離拼縫350～880 mm高度范圍內(nèi)．之后不斷有新裂縫出現(xiàn)，已有裂縫不斷擴(kuò)展．加載至±450 kN時(shí)，縱向連接鋼筋屈服，此時(shí)墻體的齒槽凹角部位出現(xiàn)斜裂縫，該斜裂縫與墻體水平裂縫相交．

在位移控制加載階段，墻體裂縫不斷出現(xiàn)并擴(kuò)展．其中加載至±2Δ時(shí)，配筋齒槽上出現(xiàn)45°角的斜裂縫，之后齒槽開始迅速開裂．當(dāng)加載至±3Δ，齒槽邊緣開始被壓碎．之后齒槽和裝配式墻體上的裂縫迅速開展，并傾斜延伸．當(dāng)加載至±6Δ時(shí)，剪力墻邊緣部位的混凝土開始壓碎，此時(shí)配筋齒槽頂部混凝土明顯破碎，配筋齒槽與墻體間的開口位移達(dá)到10 mm．加載至±7Δ時(shí)，構(gòu)件承載力開始下降．當(dāng)加載至±8Δ時(shí)，墻體和配筋齒槽破壞嚴(yán)重，波紋管和縱向連接鋼筋外露，最外測的縱向連接鋼筋發(fā)生斷裂，試件承載力下降至極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束．

試件的破壞形態(tài)為：墻體邊緣部位由彎矩作用發(fā)生混凝土壓碎、鋼筋拉斷的彎曲性破壞，而配筋齒槽和裝配式墻體中部存在明顯的剪切破壞，其裂縫分布如圖6．

圖6 TPW1試件的破壞形態(tài)及裂縫分布Fig.6 Failure mode and crack distribution of TPW1

(2) TPW2構(gòu)件

加載初期試件處于彈性階段．拼縫在±150 kN時(shí)出現(xiàn)開裂．加載至300 kN時(shí)，剪力墻距底面400 mm高度處在±300 kN時(shí)出現(xiàn)首條水平裂縫．加載至±400 kN時(shí)，縱向連接鋼筋屈服，此時(shí)齒槽底部出現(xiàn)45°角的斜向裂縫．

位移加載階段，裂縫不斷出現(xiàn)并擴(kuò)展．其中墻體裂縫開始斜向下延伸．加載至±3Δ時(shí)齒槽頂面裂縫貫通．加載至±5Δ時(shí)，齒槽角部混凝土破碎．加載至±6Δ時(shí)，墻角處部分混凝土被壓碎．加載至±7Δ時(shí)，拼縫開口寬度達(dá)到10.07 mm．加載至±9Δ時(shí)，墻體混凝土大面積被壓碎，最外側(cè)連接鋼筋發(fā)生斷裂，試件承載力下降至極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束．試件的破壞形態(tài)及裂縫分布見圖7．

圖7 TPW2試件的破壞形態(tài)及裂縫分布Fig.7 Failure mode and crack distribution of TPW2

TPW2試件的破壞形態(tài)與TPW1相似，具體為：墻體邊緣部位發(fā)生混凝土壓碎、鋼筋拉斷的彎曲性破壞，配筋齒槽和裝配式墻體中部出現(xiàn)剪切破壞．對比兩構(gòu)件的裂縫分布和破壞形態(tài)可知：① 配筋齒槽有效降低了裝配式拼縫的水平相對滑移，實(shí)現(xiàn)了墻體邊緣約束構(gòu)件承受拉壓內(nèi)力，配筋齒槽集中承受剪切內(nèi)力的局部彎剪分離受力；② TPW1構(gòu)件的剪力墻中部剪切開裂早于TPW2，并且最終破壞形態(tài)表明TPW1構(gòu)件墻體中部剪切破壞更加明顯，表明較低的齒槽高度使剪切最大面穿過漿錨搭接強(qiáng)化區(qū)，更有利于裝配式剪力墻力學(xué)性能的提高．

3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與分析

3.1 荷載-位移曲線

試驗(yàn)得到構(gòu)件的荷載-位移曲線如圖8．由試件的荷載-位移曲線可知：

圖8 試驗(yàn)構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig.8 Loading-displacement curves of specimens

(1) 兩個構(gòu)件的滯回曲線和骨架曲線形狀基本相同，曲線呈現(xiàn)明顯的彈塑性，包括彈性階段、彈塑性剛度退化階段和強(qiáng)度退化階段．

(2) 在力控制階段，荷載-位移曲線處于彈性狀態(tài)，殘余變形較小，在位移控制階段，荷載-位移曲線開始出現(xiàn)彈塑性，殘余變形增大．

(3) 位移控制加載階段隨著荷載的增大，滯回曲線的滯回環(huán)形狀逐漸由弓形向反S形轉(zhuǎn)變，滯回環(huán)面積增大，開始發(fā)揮耗能能力．

(4) 荷載下降段滯回環(huán)仍然飽滿，證明兩個構(gòu)件在承載力下降段仍然具有較好的耗能能力．

3.2 承載力和位移延性

試驗(yàn)測得試件的力學(xué)性能參數(shù)如表3．表3中，屈服位移為構(gòu)件內(nèi)縱向鋼筋首次屈服時(shí)對應(yīng)的位移，極限位移為構(gòu)件加載至最大承載力時(shí)對應(yīng)的位移，延性系數(shù)采用極限位移除以屈服位移計(jì)算得到．由表3可知：

表3 試件力學(xué)性能參數(shù)

(1) 兩個試驗(yàn)構(gòu)件的開裂強(qiáng)度相同，為150 kN，TPW1的屈服承載力和極限承載力均大于TPW2的相應(yīng)承載力，但兩個構(gòu)件的極限承載力非常接近．證明在相同軸壓比和高寬比的條件下，配筋齒槽的高度尺寸對裝配式剪力墻的承載力影響較?。?/p>

(2) TPW1構(gòu)件的開裂位移小于TPW2構(gòu)件，但屈服位移和極限位移均大于TPW2構(gòu)件．但兩個構(gòu)件的延性系數(shù)非常接近，均為6.0，表明齒槽高度能夠增大裝配式剪力墻的屈服位移和極限位移，但對延性系數(shù)影響并不明顯．

3.3 剛度

圖9為試件的剛度退化曲線．由圖9可知：

圖9 試件的剛度-位移曲線Fig.9 Stiffness-displacement curves

(1) TPW2構(gòu)件的初始剛度大于TPW1構(gòu)件，TPW1和TPW2構(gòu)件的初始剛度分別為：57.47 kN/mm和64.94 kN/mm．

(2) 隨著構(gòu)件水平位移的增大，TPW2構(gòu)件的剛度退化大于TPW1構(gòu)件，當(dāng)水平位移在25～50 mm范圍時(shí)，TWP2構(gòu)件的剛度退化開始減慢，并與TPW1構(gòu)件的剛度曲線高度重合，當(dāng)水平位移大于50 mm以后，TPW2構(gòu)件的剛度低于TPW1構(gòu)件，并表現(xiàn)出更明顯的剛度退化趨勢．

3.4 鋼筋應(yīng)變

圖10～11為兩個試件拼縫最外側(cè)的位置縱向連接鋼筋(圖5中JFL-1和JFR-1測點(diǎn))的荷載-應(yīng)變曲線圖．由圖10～11可知，縱向連接鋼筋在正反向加載時(shí)應(yīng)變變化趨勢存在差異，其原因?yàn)椋赫蚣虞d時(shí)左側(cè)連接鋼筋為受拉狀態(tài)，此時(shí)混凝土抗拉性能較弱，應(yīng)力主要由鋼筋承擔(dān)；而負(fù)向加載時(shí)最左側(cè)連接鋼筋為受壓狀態(tài)，此時(shí)混凝土能夠承擔(dān)部分應(yīng)力；而最右側(cè)鋼筋受力狀態(tài)則與最左側(cè)鋼筋相反．

圖10 TPW1試件邊緣連接鋼筋荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Load-strain curves of the edge connecting steel bars in TPW1

圖11 TPW2試件邊緣連接鋼筋荷載-應(yīng)變曲線Fig.11 Load-strain curves of the edge connecting steel bars in TPW2

3.5 耗能性能

等效粘滯阻尼系數(shù)是衡量構(gòu)件滯回耗能性能的重要指標(biāo)，結(jié)構(gòu)的等效粘滯阻尼系數(shù)，即耗能能量與等效彈性體產(chǎn)生相同變形時(shí)輸入的能量之比為：

式中：S(ABC+CDA)為滯回環(huán)ABCD所圍面積(圖12陰影部分)；SOBE為三角形OBE所圍面積；SODF為三角形ODF所圍面積．

圖12 等效粘滯阻尼系數(shù)耗能示意圖Fig.12 Diagram of calculation of equivalent viscous damping coefficient-displacement

圖13為試件的等效粘滯阻尼系數(shù)-位移曲線．

圖13 試件的等效粘滯阻尼系數(shù)-位移曲線Fig.13 Equivalent viscous damping coefficient-displacement curves

從圖中曲線變化趨勢可知：

(1) 兩個構(gòu)件在力加載階段的等效粘滯阻尼系數(shù)較低，隨著加載水平位移的增大，構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)開始逐漸增大．

(2) 相同位移時(shí)，TWP2構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)大于TWP1構(gòu)件，表明TWP2構(gòu)件具有較好的滯回耗能能力，其滯回環(huán)教TWP1構(gòu)件更加飽滿．

(3) 綜合兩構(gòu)件的裂縫分布、破壞形態(tài)、承載力和位移延性性能可知，較低高度的配筋齒槽在不降低裝配式剪力墻承載力和延性性能的前提下，降低了裝配式剪力墻的剪切破壞面，使裝配式剪力墻的彎剪裂縫更加均勻地分布在漿錨搭接連接強(qiáng)化區(qū)內(nèi)，從而有效避免了高尺寸配筋齒槽的剪切應(yīng)力集中，提高了構(gòu)件的滯回環(huán)飽滿程度．

(4) 由圖13可知，TWP2構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)在水平位移達(dá)到53.7 mm時(shí)有明顯的下降，其產(chǎn)生原因是由于MTS系統(tǒng)數(shù)據(jù)采集誤差所導(dǎo)致，該現(xiàn)象與圖8(c)所示水平位移為53.7 mm時(shí)滯回環(huán)頂部荷載降低的現(xiàn)象相符．

4 結(jié)論

通過對設(shè)置150 mm和300 mm齒槽高度的兩片非邊緣約束配筋齒槽裝配式剪力墻構(gòu)件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，并根據(jù)對試驗(yàn)結(jié)果的分析，得出以下結(jié)論：

(1) 高齒槽剪力墻的剪切破壞更加明顯，其剪切面高于漿錨搭接強(qiáng)化區(qū)．

(2) 齒槽高度對構(gòu)件的承載力影響微弱，兩個構(gòu)件的承載力接近，但高齒槽構(gòu)件的變形高于低齒槽構(gòu)件．

(3) 低齒槽的構(gòu)件初始剛度較大，在加載中期剛度退化更明顯，其加載后期的剛度低于高齒槽構(gòu)件．

(4) 低齒槽構(gòu)件的等效粘滯阻尼系數(shù)大于高齒槽構(gòu)件，表明較低的齒槽能夠提高構(gòu)件滯回耗能能力．