低周反復(fù)荷載下預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的試驗(yàn)研究

薛偉辰 楊佳林 董年才 李 康

(1同濟(jì)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(diǎn),可實(shí)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(yàn)研究.Khaled等[2-4]針對(duì)采用預(yù)應(yīng)力鋼筋豎向連接的裝配式混凝土剪力墻,進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)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(duì)裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究,重點(diǎn)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(duì)剪力墻抗震性能的影響.文獻(xiàn)[5-7]針對(duì)疊合式混凝土剪力墻進(jìn)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(xiàn)[8-9]對(duì)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(jìn)行了抗震試驗(yàn)研究,認(rèn)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(jì)大學(xué)在國內(nèi)率先開發(fā)了具有自主知識(shí)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(jì)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(yàn)及預(yù)制混凝土夾心保溫墻體平面外靜力試驗(yàn)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(chǔ)備,有關(guān)研究成果已列入上海市標(biāo)準(zhǔn)《裝配整體式混凝土住宅體系設(shè)計(jì)規(guī)程》(DG/TJ 08-2071—2010)[10]中.

由此可知,在當(dāng)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(yàn)研究主要針對(duì)預(yù)制裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻,而對(duì)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(duì)預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)給出了總體規(guī)定,但未對(duì)預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的設(shè)計(jì)、施工等給出明確的要求,我國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)[14]中有關(guān)預(yù)制混凝土剪力墻的設(shè)計(jì)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(yàn)研究,對(duì)墻體的滯回曲線、位移延性、剛度退化、耗能能力等進(jìn)行了較系統(tǒng)的研究.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

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(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)[14]的要求進(jìn)行設(shè)計(jì).

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(duì)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(duì)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(duì)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(qiáng)度等級(jí)均為C35,豎向、水平分布鋼筋及箍筋均為HRB400.鋼筋實(shí)測(cè)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(qiáng)預(yù)制剪力墻中內(nèi)、外葉混凝土墻板的連接.

表2 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能

1.2 加載裝置

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室1×104kN多功能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,該多功能試驗(yàn)機(jī)可實(shí)現(xiàn)豎向荷載對(duì)墻頂側(cè)移的全自動(dòng)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(yàn)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(yàn)按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—1996)[15]中規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)加載方法進(jìn)行加載.以墻頂側(cè)移NH/400(剪力墻高H=2 900 mm,N=1,2,3,…)進(jìn)行位移控制加載,每級(jí)位移往復(fù)循環(huán)3次.當(dāng)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(shí),試驗(yàn)結(jié)束.

1.4 主要量測(cè)內(nèi)容

主要測(cè)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(jìn)行數(shù)據(jù)采集,以1 s間隔連續(xù)采集數(shù)據(jù)并存儲(chǔ)在計(jì)算機(jī)中.

2 試驗(yàn)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(shí),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(shí),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?yàn)殇撎淄草^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(gè)度量指標(biāo).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(dá)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(duì)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(qiáng)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?yàn)殇撎淄草^為集中地布置于墻肢暗柱區(qū)域,加強(qiáng)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(shí)際變?yōu)?排豎向鋼筋),增強(qiáng)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(gè)試驗(yàn)過程中剛度退化明顯,試件屈服時(shí)的剛度為其開裂剛度的60%左右,峰值點(diǎn)對(duì)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(shí)的剛度退化尤為明顯.

試件正向開裂時(shí)的剛度稍大于對(duì)應(yīng)的反向開裂時(shí)剛度.由此可見,試件首先進(jìn)行正向加載,對(duì)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(duì)側(cè)移達(dá)到3/400時(shí)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(duì)預(yù)制剪力墻的剛度退化無顯著影響.

當(dāng)墻頂相對(duì)側(cè)移達(dá)到3/400時(shí),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(gè)重要指標(biāo).6片剪力墻試件在各級(jí)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(jí)荷載下階段耗能均值的累加值.

圖5 累計(jì)耗能曲線

由圖5可知,墻頂側(cè)移較小(墻頂相對(duì)側(cè)移小于1/400)時(shí),各試件基本處于彈性工作階段,累計(jì)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(jìn)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(jì)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(jì)耗能平均值為58.7 kN·m,現(xiàn)澆剪力墻SW1的最終累計(jì)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(jì)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(jì)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(jì)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(jì)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(jì)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(jì)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(duì)比剪力墻試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)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(duì)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(qiáng)了對(duì)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(qiáng)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(dāng)采用單排鋼筋連接方案時(shí),為進(jìn)一步減少連接鋼筋的數(shù)量,單排連接鋼筋可適當(dāng)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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