直螺紋灌漿套筒連接預(yù)制剪力墻抗震性能試驗(yàn)*

劉 香， 崔 濤， 伍 敏， 李 娟

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

直螺紋灌漿套筒連接預(yù)制剪力墻抗震性能試驗(yàn)*

劉 香， 崔 濤， 伍 敏， 李 娟

(內(nèi)蒙古科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

針對直螺紋灌漿套筒連接的預(yù)制剪力墻抗震性能問題，進(jìn)行了兩個預(yù)制足尺試件與一個現(xiàn)澆試件的擬靜力試驗(yàn)，預(yù)制試件的豎向鋼筋用直螺紋灌漿套筒連接.結(jié)果表明：直螺紋灌漿套筒能傳遞鋼筋應(yīng)力，使其連接的鋼筋協(xié)調(diào)工作；三個試件都屬于壓彎破壞，但破壞形態(tài)不同，預(yù)制構(gòu)件在后澆拼縫處形成水平通縫；預(yù)制試件變形能力、剛度、耗能能力均與現(xiàn)澆試件相似，水平拼縫上移后，試件的變形能力有所上升；可用現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算預(yù)制剪力墻的壓彎承載力.在低周往復(fù)荷載下，直螺紋灌漿套筒連接的預(yù)制剪力墻試件與現(xiàn)澆墻試件力學(xué)性能相似.

預(yù)制剪力墻；直螺紋灌漿套筒；擬靜力試驗(yàn)；承載力；水平拼縫；鋼筋應(yīng)變；抗震性能；住宅產(chǎn)業(yè)化

產(chǎn)業(yè)化是我國住宅建設(shè)的重要發(fā)展方向，它可以將污染較大、耗能較多、機(jī)械化程度較低的鋼筋綁扎，模板架設(shè)，混凝土澆筑等工作安排在工業(yè)化廠房內(nèi)進(jìn)行，從而大大降低了傳統(tǒng)建筑施工過程中建筑垃圾和廢水的排放，同時(shí)也節(jié)省了建筑材料，提高了建筑施工的速度和質(zhì)量，符合我國城鄉(xiāng)建設(shè)現(xiàn)代化的要求.目前，預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)已經(jīng)成為歐美發(fā)達(dá)國家新建建筑的主要結(jié)構(gòu)形式，且在多次地震中表現(xiàn)出較好的抗震性能.我國的各大高校和科研院所也針對這種新型結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了一系列的研究，并新建了一些裝配式住宅試點(diǎn)項(xiàng)目，取得了較好的效果[1-8].研究表明，對于預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)，其抗震性能將在很大程度上取決于墻體接縫處的構(gòu)造[9].本文進(jìn)行了一組現(xiàn)澆混凝土剪力墻、鋼筋直螺紋灌漿套筒連接的預(yù)制混凝土剪力墻足尺模型抗震性能對比試驗(yàn)，研究結(jié)果對于預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用具有較好的參考價(jià)值.

1 試驗(yàn)概述

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文剪力墻試件按照足尺模型設(shè)計(jì)，共3個，分別為現(xiàn)澆剪力墻試件OSW，預(yù)制剪力墻內(nèi)墻試件PW1和預(yù)制剪力墻外墻試件PW2，3個試件均是由加載梁、試驗(yàn)墻體和地梁組成，其中，試件OSW為整體澆筑，PW1的水平拼縫設(shè)置在地梁上方，墻體與地梁分別預(yù)制，PW2為下部墻體和地梁整體澆筑，上部墻體和加載梁整體澆筑，拼縫設(shè)置在地梁上方600 mm處.拼縫處采用外低內(nèi)高的啟口接縫，以保證防水的需求.3個試件的幾何尺寸相同，墻高為2 800 mm，墻厚為160 mm，墻長為1 300 mm，同實(shí)際工程的一片窗間墻相同.加載梁的尺寸為300 mm×300 mm，地梁尺寸為500 mm×600 mm.

圖1為3個試件的配筋圖(單位：mm).直螺紋灌漿套筒的螺紋端與上部墻體的縱向受力鋼筋連接，在澆筑混凝土?xí)r連同鋼筋一起澆筑至墻內(nèi).現(xiàn)場安裝時(shí)，將下部結(jié)構(gòu)的預(yù)留鋼筋插入套筒的灌漿段，從灌漿口向套筒內(nèi)灌注專用的高強(qiáng)水泥基微膨脹灌漿料，待灌漿料凝固后，上下兩根鋼筋的應(yīng)力通過灌漿套筒上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)之間預(yù)留20 mm的后澆縫，套筒灌漿完成后需要用灌漿料填實(shí).

1.2 材性試驗(yàn)

現(xiàn)澆試件和預(yù)制試件的全部鋼筋均采用HRB400級鋼筋，混凝土標(biāo)號為C30，灌漿料采用合肥西偉德科技公司生產(chǎn)的專用灌漿料，其具有高強(qiáng)度、流動度大和微膨脹的特點(diǎn).各試件的混凝土、鋼筋和灌漿料的材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)均按照《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T228-2002)和《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》(GB/T50081-2002)實(shí)測得到，具體實(shí)測力學(xué)性能分別如表1～3所示.

圖1 試件尺寸及配筋圖Fig.1 Size of specimens and configuration of reinforcements

1.3 加載方案和量測內(nèi)容

加載裝置如圖2所示.加載時(shí)先在加載梁頂端施加豎向力，在試件的整個加載過程中豎向力的大小保持恒定不變.豎向千斤頂可隨試件水平位移而在加載架上水平滑動，從而保持豎向力的方向始終豎直向下，然后采用橫向液壓千斤頂施加低周往復(fù)水平力，加載時(shí)規(guī)定千斤頂外推時(shí)為正，向內(nèi)拉時(shí)為負(fù).

表1 鋼筋實(shí)測力學(xué)性能Tab.1 Measured mechanical properties of reinforcement

表2 混凝土實(shí)測強(qiáng)度、豎向壓力與軸壓比Tab.2 Measured strength，vertical pressure and axial pressure ratio of concrete

表3 灌漿料實(shí)測力學(xué)性能Tab.3 Measured mechanical properties of grouting material

圖2 加載裝置示意圖Fig.2 Schematic loading device

圖4為測點(diǎn)布置示意圖.用位移計(jì)測量試件水平位移，各個試件的位移計(jì)布置如圖4a所示(單位：mm)，沿墻高布置3個位移計(jì)，距墻的底面分別是700、1 400和2 800 mm.

用應(yīng)變片測量豎向鋼筋的應(yīng)變，OSW邊緣構(gòu)件的豎向鋼筋和豎向分布鋼筋上距地梁頂面20 mm處布置應(yīng)變片；PW1在邊緣構(gòu)件套筒連接的鋼筋上下20 mm處布置應(yīng)變片；PW2則在套筒上下20 mm處和地梁上方20 mm處布置應(yīng)變片，PW1和PW2應(yīng)變片布置如圖4c、d所示.

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

2 試驗(yàn)結(jié)果和破壞特征

3個試件的破壞均可以分為開裂階段、屈服階段和破壞階段.最終破壞形態(tài)均為鋼筋受拉屈服，混凝土壓壞，但3個試件破壞特征有所差別.圖5為試件破壞形態(tài)實(shí)物圖.

2.1 現(xiàn)澆試件OSW

水平力達(dá)到150 kN時(shí)，試件OSW的墻底部出現(xiàn)第一條水平裂縫，隨后裂縫不斷向內(nèi)側(cè)發(fā)展，逐漸從水平裂縫發(fā)展為斜向剪切裂縫，當(dāng)水平位移達(dá)到16.8 mm時(shí)，邊緣構(gòu)件內(nèi)側(cè)鋼筋屈服，試件進(jìn)入屈服階段，斜向裂縫進(jìn)一步向墻內(nèi)發(fā)展.墻頂位移達(dá)到33 mm時(shí)，承載力達(dá)到峰值，裂縫不斷發(fā)展，斜向裂縫交叉于墻體中部，角部混凝土開始受壓破壞脫落.墻頂位移達(dá)到60 mm時(shí)，水平荷載下降到峰值的85%以下，墻體破壞.OSW屬于壓彎破壞，墻底角部混凝土壓碎脫落，邊緣構(gòu)件和豎向分布鋼筋受拉屈服.裂縫分布較為均勻，主要分布在距地梁頂部1 000 mm以下的墻體，混凝土耗能能力得到了較充分的發(fā)揮.最終破壞形態(tài)如圖5a所示.

圖4 測點(diǎn)布置Fig.4 Arrangement of testing points

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Failure morphologies of specimens

2.2 預(yù)制構(gòu)件PW1

水平力達(dá)到120 kN時(shí)，預(yù)制墻體與地梁之間的交界面出現(xiàn)第一條水平裂縫，水平力達(dá)到140 kN時(shí)，墻體距地梁550 mm高處出現(xiàn)水平裂縫，墻頂位移達(dá)到17 mm時(shí)，東側(cè)邊緣構(gòu)件內(nèi)側(cè)鋼筋受拉屈服，墻體進(jìn)入屈服階段，墻體與地梁之間的裂縫進(jìn)一步發(fā)展，寬度達(dá)到0.6 mm并左右貫通，成為主裂縫.沿墻高300～700 mm處產(chǎn)生多條水平裂縫和斜向裂縫并緩慢向45°方向發(fā)展.當(dāng)墻頂位移達(dá)到30 mm時(shí)，負(fù)向水平荷載達(dá)到峰值并開始快速下降，正向水平荷載緩慢上升，墻體上的斜裂縫開始交叉，墻底部混凝土有小塊脫落.墻頂位移達(dá)到36 mm時(shí)，東側(cè)水平荷載達(dá)到峰值，角部已有部分混凝土被壓碎.隨后，正向水平力緩慢下降，負(fù)向水平力下降較快.當(dāng)墻頂位移達(dá)到54 mm時(shí)，負(fù)向水平荷載達(dá)到峰值的70%，而正向水平荷載尚可達(dá)到峰值荷載的90%.邊緣構(gòu)件鋼筋以及豎向連接鋼筋受拉屈服，角部混凝土被壓碎，主裂縫的寬度達(dá)到4 mm，加載結(jié)束.PW1屬于壓彎破壞，最終除個別鋼筋外的豎向受力鋼筋和連接鋼筋均受拉屈服，但與OSW不同，PW1在墻體與地梁之間的后澆區(qū)形成水平通縫，并成為主裂縫.墻體上的裂縫分布與現(xiàn)澆構(gòu)件相似，西側(cè)鋼筋套筒連接出現(xiàn)部分滑脫，最終破壞形態(tài)如圖5b所示.

2.3 預(yù)制構(gòu)件PW2

水平力達(dá)到120 kN時(shí)，上部墻體和下部墻體之間后澆拼縫處出現(xiàn)第一條水平裂縫，水平力達(dá)到140 kN時(shí)，下部墻體距地梁300 mm高處也出現(xiàn)水平裂縫.墻頂位移達(dá)到19.5 mm時(shí)，邊緣構(gòu)件內(nèi)側(cè)鋼筋受拉屈服，與OSW和PW1不同，PW2的邊緣構(gòu)件內(nèi)側(cè)鋼筋在地梁頂面20 mm處和水平拼縫處幾乎同時(shí)達(dá)到屈服.上下墻接縫處裂縫變寬，達(dá)到0.6 mm，并開始貫通，成為主裂縫.上下墻片上均出現(xiàn)了新斜向裂縫并不斷變寬.墻頂位移達(dá)到36 mm時(shí)，正負(fù)向水平力同時(shí)達(dá)到峰值，拼縫處已有部分混凝土受壓脫落，隨后，水平力緩慢下降，原有裂縫不斷增大，拼縫以下的混凝土受壓脫落.當(dāng)墻頂位移達(dá)到72 mm時(shí)，負(fù)向水平荷載達(dá)到峰值的85%，而正向水平荷載尚可達(dá)到峰值荷載的90%，加載結(jié)束.邊緣構(gòu)件鋼筋以及豎向連接鋼筋受拉屈服，東側(cè)拼縫處和下部墻體角部混凝土被壓碎.西側(cè)從接縫處到角部混凝土全部受壓脫落.主裂縫的寬度達(dá)到4～6 mm.PW2屬于壓彎破壞，主裂縫為上下墻體交界處的水平裂縫.水平裂縫主要分布在下部墻體，上部墻體以斜裂縫為主，最終破壞形態(tài)如圖5c所示.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

3個試件的骨架曲線如圖6d所示，在達(dá)到峰值之前基本相似，但是在達(dá)到峰值后，預(yù)制外墻構(gòu)件PW1的負(fù)向水平荷載下降較快，可能是因?yàn)楣酀{料在澆筑過程中有個別套筒沒有灌實(shí)，導(dǎo)致鋼筋出現(xiàn)了粘結(jié)破壞，試件PW2破壞位移略高于OSW，可能是因?yàn)樗狡纯p上移使試件薄弱部位避開了受力最不利的位置，改善了試件的受力性能和變形能力.

3.2 承載力

表4列出了3個試件開裂對應(yīng)的水平力Fcr，屈服對應(yīng)的水平力Fy，峰值對應(yīng)的水平力Fp.定義邊緣構(gòu)件的內(nèi)側(cè)鋼筋屈服所對應(yīng)的水平力為Fy，預(yù)制構(gòu)件開裂荷載較小，屈服荷載與現(xiàn)澆構(gòu)件基本相同.除PW1負(fù)向峰值水平力較小外，現(xiàn)澆試件與預(yù)制試件的峰值荷載相近.表4中還列出了根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算所得出的試件極限承載力，可以看出，試驗(yàn)得到的水平荷載Fp達(dá)到了根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[10]得到的承載力Fm的120%以上.因此，可以采用目前的規(guī)范來計(jì)算豎向鋼筋用直螺紋灌漿套筒連接的預(yù)制剪力墻的壓彎承載力.

圖6 滯回曲線與骨架曲線Fig.6 Hysteretic curves and skeleton curves

3.3 變形能力與延性

結(jié)構(gòu)或試件的延性大小通常用延性系數(shù)來衡量，即試件的破壞位移Δu與屈服位移Δy之間的比值(μ=Δu/Δy).定義墻體的屈服位移為試件的邊緣構(gòu)件內(nèi)側(cè)鋼筋達(dá)到屈服時(shí)所對應(yīng)的水平位移，開裂位移為試件剛開裂時(shí)所對應(yīng)的位移，破壞位移為構(gòu)件承載力下降為峰值的85%所對應(yīng)的位移.表5列出了各個試件在各特征點(diǎn)的變形及其延性系數(shù).其中，Δcr表示試件開裂時(shí)的水平位移，Δp表示試件的峰值位移.

表4 各試件不同狀態(tài)的水平力Tab.4 Horizontal force of specimens at different states kN

表5 試件的變形能力Tab.5 Deformability of specimens

從表5中可以看出，預(yù)制試件的開裂荷載略低于現(xiàn)澆構(gòu)件，預(yù)制試件的后澆拼縫處在水平力較小時(shí)即可開裂.預(yù)制構(gòu)件和現(xiàn)澆構(gòu)件的屈服位移，正向峰值位移大致相同，負(fù)向峰值位移預(yù)制構(gòu)件略低于現(xiàn)澆構(gòu)件.預(yù)制構(gòu)件的正向極限位移和位移角與現(xiàn)澆構(gòu)件相似，而負(fù)向極限位移低于現(xiàn)澆構(gòu)件.這是由于在灌漿料澆灌過程中有個別套筒沒有澆實(shí)導(dǎo)致在加載過程中鋼筋出現(xiàn)粘結(jié)破壞，預(yù)制構(gòu)件反向水平荷載較低，在位移較小時(shí)已達(dá)到峰值.兩個預(yù)制試件的極限位移角均大于《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中剪力墻結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角的限值.

3.4 鋼筋變形

圖8為邊緣構(gòu)件鋼筋應(yīng)變分布.可以看出，在達(dá)到屈服之前，平截面假定可以成立，在墻體屈服之后，邊緣構(gòu)件外側(cè)鋼筋的應(yīng)變迅速增大，其中PW1西側(cè)的鋼筋出現(xiàn)了滑脫現(xiàn)象.

3.5 剛度

圖9為試件等效剛度與位移關(guān)系曲線.隨著位移的增大，3個試件等效剛度均下降.試件的剛度退化曲線在正向基本重合，在負(fù)向略有差異.預(yù)制外墻構(gòu)件PW1在負(fù)向水平力的作用下剛度下降較快，PW2在達(dá)到屈服位移之前剛度較大，在達(dá)到屈服位移之后，剛度退化曲線與現(xiàn)澆試件OSW相似.表6列出了各個試件在各特征點(diǎn)處的等效剛度.預(yù)制試件的開裂荷載較小，開裂剛度較大，屈服剛度和峰值剛度均與現(xiàn)澆構(gòu)件相近.PW1極限位移較小，極限剛度較大，PW2極限位移較大，極限剛度較小.

3.6 耗能能力

通常采用滯回環(huán)的面積E和等效粘滯阻尼系數(shù)hc來反映試件的耗能能力.圖10為耗能和等效粘滯阻尼系數(shù)hc與水平位移之間的關(guān)系曲線.

從圖10a中可以看出，隨著位移的增大，各試件耗能均有所增大.但預(yù)制外墻試件PW2與現(xiàn)澆試件OSW基本重合，預(yù)制內(nèi)墻構(gòu)件PW1在達(dá)到峰值位移之后耗能能力上升較緩慢.從圖10b中可以看出，隨著位移的增大，試件的hc均增大，達(dá)到承載力峰值之前，三者幾乎重合，但OSW的等效粘滯阻尼系數(shù)略大于預(yù)制構(gòu)件.達(dá)到承載力峰值之后，OSW和PW2的hc基本相等，PW1的hc較小，試件耗能能力較差.

圖7 水平力與鋼筋豎向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.7 Relationship curves for horizontal force and vertical strain of reinforcement

圖8 鋼筋應(yīng)變分布Fig.8 Strain distribution for reinforcement

圖9 剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves

圖10 試件耗能和等效粘滯阻尼系數(shù)與位移關(guān)系曲線

4 結(jié) 論

由直螺紋灌漿套筒連接的預(yù)制剪力墻擬靜力試驗(yàn)可得到如下結(jié)論：

1) 預(yù)制剪力墻邊緣構(gòu)件的豎向鋼筋采用直螺紋套筒連接可以有效傳遞鋼筋應(yīng)力，使上下兩根鋼筋在拼縫處協(xié)同工作；

2) 預(yù)制墻體和現(xiàn)澆墻體均屬于壓彎破壞，但是預(yù)制墻體破壞形態(tài)與現(xiàn)澆墻不同，預(yù)制墻體在后澆拼縫處容易形成水平通縫，且拼縫處豎向鋼筋受力較大；

3) 預(yù)制墻試件的水平承載力試驗(yàn)值大于規(guī)范的計(jì)算值，可采用規(guī)范計(jì)算套筒連接預(yù)制剪力墻的壓彎承載力；

4) 預(yù)制外墻試件PW2受力較為合理，變形能力和耗能能力較強(qiáng)，極限位移角大于現(xiàn)澆試件，預(yù)制混凝土內(nèi)墻試件PW1的承載力與現(xiàn)澆試件大體相等，但耗能能力較差，達(dá)到峰值后水平承載力下降較快；

5) 預(yù)制剪力墻制作精細(xì)，對墻體施工階段的要求較高，如果施工階段灌漿料澆筑不實(shí)，墻體抗震性能將受巨大影響.

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(責(zé)任編輯：鐘 媛 英文審校：尹淑英)

Test for seismic behavior of precast shear wall connected with straight thread grouting sleeves

LIU Xiang,CUI Tao,WU Min,LI Juan

(School of Architecture and Civil Engineering,Inner Mongolia University of Science and Technology,Baotou 014010,China)

Aiming at the seismic behavior of precast shear wall connected with straight thread grouting sleeves,the quasi-static tests for two full scaled precast specimens and a cast-in-place specimen were carried out,and the vertical reinforcements of precast specimens were connected with straight thread grouting sleeves.The results indicate that the straight thread grouting sleeves can transfer the reinforcement stress and make the reinforcements connected with the sleeves work coordinately.All three specimens belong to bending failure,but the failure forms are different.The horizontal cracks form in the post-poured connection of precast specimens.In addition,the deformability,stiffness and energy dissipation capacity of precast specimens are similar to those of cast-in-place specimen.When the position of horizontal connection moves up,the deformability of specimens gets improved to some extent.With the current specifications,the bending bearing capacity of precast shear wall can be calculated.Under the low cycle loading,the mechanical properties of precast specimens connected with straight thread grouting sleeves are similar to those of cast-in-place specimen.

precast shear wall;straight thread grouting sleeve;quasi-static test;bearing capacity;horizontal connection;reinforcement strain;seismic behavior;housing industrialization

2016-03-03.

內(nèi)蒙古自治區(qū)自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2013MS730)；包頭市科技局計(jì)劃項(xiàng)目(2014X1003-1).

劉 香(1964-)，女，內(nèi)蒙古包頭人，教授，碩士，主要從事結(jié)構(gòu)動力學(xué)和混凝土結(jié)構(gòu)抗震等方面的研究.

07 16∶06在中國知網(wǎng)優(yōu)先數(shù)字出版.

http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20160907.1606.020.html

10.7688/j.issn.1000-1646.2016.02.16

TU 375

A

1000-1646(2017)02-0205-08