模塊化裝配整體式自保溫混凝土剪力墻力學性能分析

劉明國

(1.南通聯(lián)瀧裝配式建筑科技有限公司，海門 216100；2.華東建筑設(shè)計研究院有限公司，上海 200002； 3.同濟大學，上海 200092)

1 引言

自2014年以來，國務(wù)院和住建部陸續(xù)發(fā)布了關(guān)于推進建筑產(chǎn)業(yè)化、大力發(fā)展裝配式建筑的有關(guān)政策和文件，在國家層面上明確了裝配式建筑的發(fā)展目標。同時，各級地方政府也積極引導，根據(jù)各地區(qū)的發(fā)展現(xiàn)狀因地制宜地探索裝配式建筑的發(fā)展政策，全國各地區(qū)的裝配式建筑也呈現(xiàn)規(guī)?；陌l(fā)展態(tài)勢。

裝配式建筑無論在用工、用時及節(jié)能環(huán)保方面都比傳統(tǒng)建筑具有優(yōu)勢，對社會可持續(xù)的發(fā)展具有強烈的推動作用，但在目前的發(fā)展過程中，依然出現(xiàn)了一些問題：其一，技術(shù)體系有待豐富和完善。目前行業(yè)發(fā)展熱點主要集中在裝配式混凝土剪力墻住宅。國內(nèi)裝配式剪力墻住宅大多采用豎向鋼筋套筒灌漿或漿錨搭接連接，剪力墻邊緣構(gòu)件(或暗柱區(qū))現(xiàn)澆的方式處理[1]，其他技術(shù)體系研究尚少。其二，裝配式結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)性研究不足。作為主流的裝配式剪力墻豎向鋼筋連接方式，套筒灌漿連接在接頭施工質(zhì)量控制、驗收管控等方面出現(xiàn)了一些問題，缺少可靠的、切實可行的應(yīng)對方案。其三，目前常用的全預(yù)制剪力墻、雙面與單面疊合剪力墻存在構(gòu)件尺寸大、運輸?shù)跹b困難、構(gòu)件標準化程度低、模具重復使用率低、制作效率難以提高等情況。這些都制約了裝配式結(jié)構(gòu)的發(fā)展。

另一方面，由于建筑外墻外保溫脫落等事故頻發(fā)，外墻內(nèi)保溫由于其不利于室內(nèi)裝修、占用室內(nèi)使用面積、保溫層易出現(xiàn)裂縫等缺點亦不被認可，發(fā)展建筑保溫與結(jié)構(gòu)一體化技術(shù)迫在眉睫。建筑保溫與結(jié)構(gòu)一體化技術(shù)集建筑保溫功能與墻體圍護、承重等功能于一體，墻體不需要另行采取保溫措施即可滿足現(xiàn)行建筑節(jié)能標準要求，實現(xiàn)保溫與結(jié)構(gòu)墻體同壽命，符合國家節(jié)能減排發(fā)展方向和產(chǎn)業(yè)政策。

由此可見，研究出一種模塊化裝配式自保溫剪力墻結(jié)構(gòu)體系具有重要的理論和實踐意義。

2 試驗研究主要內(nèi)容

試驗研究重點關(guān)注以下三方面內(nèi)容[2-3]： 1)墻板與墻板拼接后的協(xié)同工作性能； 2)模塊化裝配式自保溫墻板的抗震性能； 3)自保溫連梁的抗震性能。

在進行墻板試驗研究之前，首先完成了水平向鋼筋的各規(guī)格雙節(jié)套筒機械連接及豎向鋼筋的各規(guī)格灌漿套筒連接試驗研究與第三方檢測，證實這些接頭均滿足一級接頭性能要求。在試驗確定墻板所采用混凝土及鋼筋材料力學性能的基礎(chǔ)上，通過進行9片墻板平面內(nèi)擬靜力對比試驗，及2根連梁的擬靜力對比試驗，判斷多片拼接墻板能否協(xié)同工作，研究裝配式自保溫墻板與連梁的抗震性能[4]，驗證裝配式自保溫墻板結(jié)構(gòu)承載力計算公式是否可靠。

3 墻板協(xié)同工作性能試驗研究

3.1 試件設(shè)計及制作

標準的模塊化墻板寬度為1300mm。墻板頂部設(shè)置450mm×450mm的現(xiàn)澆混凝土梁，墻板底部設(shè)置鋼底梁，試件示意見圖1。墻板混凝土強度設(shè)計等級為C50，暗柱縱筋、墻板豎向及水平分布筋為HRB400級，箍筋HRB300級，縱筋屈服強度fy=400 N/mm2，箍筋屈服強度fy=270 N/mm2。暗柱箍筋直徑為6mm，間距100mm。分為兩組墻板，總計4片試件進行對比。

圖2 試件加載裝置示意圖

圖1 試件示意圖

第1組墻板編號為W1及W2，W1為現(xiàn)澆實心試件，墻高2 900mm，墻厚200mm，墻長4 100mm； 試件兩端集中配置豎向鋼筋6根14mm，豎向鋼筋底部車出螺紋并與鋼底梁通過灌漿套筒連接。W2為三片濕拼集中配筋試件， 3塊1 200mm寬的預(yù)制墻板通過2道寬200mm的后澆混凝土帶拼接為整體，墻板總長為4 000mm； 墻板采用雙排自保溫截面，孔洞率為21.05%，孔洞內(nèi)填充XPS保溫芯，墻厚250mm，墻高、配筋及豎向鋼筋連接方式均同W1，墻板水平向鋼筋采用雙節(jié)套筒機械連接。

第2組墻板編號為IR0及I30，IR0為現(xiàn)澆實心試件：墻高2 900mm，墻厚200mm，墻長3 900mm； 試件每1 300mm長度集中配筋2根14mm+4根12mm，集中配置的豎向鋼筋與鋼底梁通過灌漿套筒連接。I30為三片干拼試件，試件由3塊1 300寬度的標準墻板拼接而成，墻板總長為3 900mm； 墻板采用單排自保溫截面，孔洞率為21.05%，孔洞內(nèi)填充XPS保溫芯，墻厚250mm，墻高、配筋及豎向鋼筋連接方式均同IR0； 墻板水平向筋通過對哈夫套筒機械連接。

表1 試件設(shè)計參數(shù)及試驗結(jié)果

試件編號W lW2IR0I30試件特征現(xiàn)澆裝配現(xiàn)澆裝配實測混凝土軸心抗壓強度/MPa33.2437.1637.2527.86屈服荷載/kN846/-1051-811965/-9471057/-929屈服位移/mm12.74/-18.13-16.655.11/-3.5215.02/-7.81極限荷載/kN982/-10511014/-8111278/-13151340/-1353極限位移/mm27.06/-18.1315.70/-16.6514.67/-12.4424.711-47.01破壞模式受彎破壞鋼筋錨固失效受彎破壞受彎破壞 注:表中荷載及位移數(shù)據(jù),正負值分別代表正向與反向數(shù)據(jù)

3.2 試驗裝置及測試內(nèi)容

加載裝置：試驗加載裝置示意圖見圖2，采用5 000kN液壓千斤頂施加水平力，千斤頂活塞桿與5 000kN力傳感器相連，力傳感器與鋼夾梁通過帶萬向鉸的連接件連接。

加載制度及測試內(nèi)容：僅循環(huán)加卸水平力。分預(yù)加載和正式加載。預(yù)加載前估算開裂荷載，先施加推力，之后反向施加拉力。荷載控制每200kN提升一級，每級一個循環(huán)，加載至開裂荷載的50%，然后荷載歸零； 正式加載，在構(gòu)件屈服前用荷載控制，分級反復加載至試件屈服； 屈服之后減小荷載步長，加載至極限荷載。當試件達到極限承載力后用位移控制，正向和反向極限位移下循環(huán)兩周，此后在極限位移基礎(chǔ)上增加步長，直至水平荷載下降至極限荷載的85%時止。測試內(nèi)容主要包括：縱筋及箍筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、構(gòu)件的荷載—位移曲線等。

3.3 主要試驗結(jié)果及分析

試件的設(shè)計參數(shù)及主要試驗結(jié)果見表1。從表1可以看出，兩組墻板W1與W2、IR0與I30分別對比，屈服荷載與極限荷載均比較接近。拼接墻板的屈服位移略大于現(xiàn)澆墻板。

1)裂縫分布及破壞形態(tài)比較

墻板裂縫分布見圖3。從拼接墻板W2及I30的裂縫分布圖來看，墻身裂縫發(fā)展與現(xiàn)澆實心墻板相似，均連續(xù)貫穿墻板拼縫部位，證實兩種水平拼縫方式均連接可靠。

(a)W1

(b)W2

(c)IR0

(d)I30圖3 試件裂縫分布圖

(a)W1與W2對比

(b)IR0與I30對比圖4 試件滯回曲線、骨架曲線對比圖

對比試件W1和W2裂縫分布，兩者最終破壞狀態(tài)有所不同，W2墻面裂縫數(shù)量較少，且水平裂縫向墻板中部發(fā)展不充分。主要原因是由于W2在拉向鋼筋屈服之前，底部鋼筋先發(fā)生了錨固失效，而W1則發(fā)生墻底截面的受彎破壞。對比試件IR0和I30裂縫分布，IR0裂縫主要分布端部，I30裂縫分布整個墻面，數(shù)量更多； IR0和I30均發(fā)生墻底截面的受彎破壞。

2)滯回特性比較

墻板滯回曲線、骨架曲線見圖4。從圖4可以看出，W1和W2滯回曲線和骨架曲線吻合較好，試件W2耗能能力較弱(亦與鋼筋提前錨固失效有關(guān))； 試件IR0與I30承載力相近，但I30相比IR0滯回曲線更加飽滿，變形能力更好。拼接墻板與現(xiàn)澆墻板具備相近的抗震性能。

綜上，現(xiàn)澆墻板與三片拼接墻板相比，墻板水平向屈服承載力接近，滯回特性亦相近，且拼接墻板的墻身裂縫連續(xù)貫穿墻板拼縫，表明拼接墻板具備良好的協(xié)同工作性能與抗震性能[5]。

4 自保溫墻板抗震性能試驗研究

4.1 試件設(shè)計及制作

總計5片墻板試件，墻高2 900mm，墻厚250mm，墻長1 300mm； 墻板頂部設(shè)置現(xiàn)澆混凝土梁，墻板底部設(shè)置鋼底梁，試件示意見圖5。墻板混凝土強度設(shè)計等級為C50，暗柱縱筋、墻板豎向及水平分布筋為HRB400級，箍筋HRB300級，縱筋屈服強度fy=400 N/mm2，箍筋屈服強度fy=270 N/mm2。暗柱箍筋直徑為6mm，間距100mm。試件兩端集中配筋2根14mm+4根12mm，集中配置的豎向鋼筋與鋼底梁通過灌漿套筒連接。各片墻板試件外形尺寸、配筋及豎向鋼筋連接方式均相同，區(qū)別在于孔洞率和試驗軸壓比不同。各試件試驗軸壓比及截面孔洞率見表2。試驗軸壓比與設(shè)計軸壓比存在約1.68倍的換算關(guān)系[6]。

表2 各試件軸壓比及截面孔洞率

試件編號試驗軸壓比截面孔洞率(%)I10028.92I1-0.250.2528.92I1-0.500.528.92I1+0.500.517.81I1+0.350.3517.81

圖5 試件示意圖

圖6 試件加載裝置示意圖

4.2 試驗裝置及測試內(nèi)容

加載裝置：試驗加載裝置示意圖見圖6，采用10 000kN液壓千斤頂施加水平力，千斤頂活塞桿與力傳感器相連，力傳感器與鋼夾梁通過帶萬向鉸的連接件連接以保證墻頂無彎矩作用； 采用15 000kN液壓千斤頂施加豎向力，墻頂壓梁設(shè)置滾動裝置，在試驗過程中豎向千斤頂可跟隨試件頂端移動，以保持豎向荷載垂直作用。

表3 試件設(shè)計參數(shù)及試驗結(jié)果

試件編號I10I1-0.25I1-0.50I1+0.50I1+0.35試件特征軸壓比0軸壓比0.25軸壓比0.50軸壓比0.50軸壓比0.35實測混凝土軸心抗壓強度/MPa35.9735.974 1.2946.6246.62屈服荷載/kN129/-103524/-523739/-717830/-952771/-844屈服位移/kN30.23/-6.0010.38/-11.8613.79/-13.7313.49/-13.5614.13/-16.12極限荷載/KN129/-206721/-655-8191001/-10681172/-1290極限位移/mm30.23/-43.3617.94/-28.96-17.1917.67/-17.04115.72/-93.22位移延性比1.592.951.611.498.19-7.52-2.44-1.25-1.32-5.84破壞模式受彎受彎縱筋壓屈受彎受彎 注:表中荷載及位移數(shù)據(jù),正負值分別代表正向與反向數(shù)據(jù)。

加載制度及測試內(nèi)容：首先分級施加豎向力至預(yù)定值，然后循環(huán)加卸水平力。水平力分預(yù)加載和正式加載。預(yù)加載前估算開裂荷載，先施加推力，之后反向施加拉力。荷載控制按開裂荷載的三分之一提升一級，每級一個循環(huán)，加載至開裂荷載的50%，然后荷載歸零； 正式加載，在構(gòu)件屈服前用荷載控制，分級反復加載至試件屈服； 屈服之后減小荷載步長，加載至極限荷載。當試件達到極限承載力后用位移控制，正向和反向極限

位移下循環(huán)兩周，此后在極限位移基礎(chǔ)上增加步長，直至水平荷載下降至極限荷載的85%時止。測試內(nèi)容主要包括：縱筋及箍筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、構(gòu)件的荷載—位移曲線等。

4.3 主要試驗結(jié)果及分析

試件的設(shè)計參數(shù)及主要試驗結(jié)果見表3。墻板裂縫分布、墻板滯回曲線、骨架曲線見圖7～圖9。由表3可以看出，在試驗軸壓比0.30左右時(相當于設(shè)計軸壓比0.50左右時)，試件I1-0.25的位移延性比接近3.0，試件I1+0.35的位移延性比超過5.0，表明此時自保溫墻板具備良好的抗震性能[7]。

圖7～圖9的對比試驗結(jié)果表明，隨著豎向壓力不斷增加，墻板承載力不斷增加，但變形能力逐漸降低； 由于110模芯墻板外側(cè)壁厚小于70 mm(孔洞率28.92%)，當試件的試驗軸壓比達到0.5時(相當于設(shè)計軸壓比0.84)，墻板混凝土壁板突然大片壓碎，鋼筋壓屈，承載力驟降； 當軸壓比降至0.25時，墻板的抗震性能明顯改善。當墻板壁厚提高到91mm(孔洞率17.81%)后，試件I1+0.50抗震性能得到改善。為確保裝配式自保溫墻板結(jié)構(gòu)能夠安全正常使用，應(yīng)適當控制墻板最小壁厚[8]或控制高孔洞率墻板的軸壓比限值。

表4 規(guī)范公式計算承載力與試驗承載力對比

水平承載力I10I1-0.25I1-0.50I1+0.50I1+0.35規(guī)范計算承載力108454629650773試驗屈服承載力129524739830844

同時，按現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[9]取等效抗彎截面[10]計算自保溫墻板平面內(nèi)水平承載力標準值，并與試驗屈服承載力進行對比，詳見表4。墻體試驗承載力均大于計算承載力，表明規(guī)范公式偏于安全。

(a)I10 (b)I1-0.25 (c)I1-0.50圖7 高孔洞率試件裂縫分布圖

(a)I10

(b)I1-0.25

(c)I1-0.50

(d)骨架曲線對比圖8 高孔洞率試件滯回曲線及骨架曲線對比圖

(a)I1-0.50裂縫分布 (b)I1+0.50裂縫分布

(c)滯回曲線對比

(d)骨架曲線對比圖9 不同孔洞率試件裂縫分布及滯回曲線對比圖

5 自保溫連梁抗震性能試驗研究

5.1 試件設(shè)計及制作

自保溫連梁截面及墻身剖面如圖10所示，自保溫連梁截面為250mm(寬)×430mm(高)，連梁上部和下部分別配置4根16主筋，連梁下部保溫芯尺寸為185mm×100mm，上部保溫芯尺寸為80mm×30mm，孔洞率為19.44%，箍筋為φ8@100mm，靠近墻身位置加密為φ8@50mm； 中間放置保溫芯，右側(cè)暗柱配筋2根14+4根12，箍筋為φ8@100mm； 連梁左側(cè)鋼筋伸出混凝土45mm，并且墩粗攻絲，與墻身內(nèi)預(yù)埋鋼筋套筒機械連接，拼縫處后澆C30混凝土，節(jié)點現(xiàn)澆區(qū)范圍如圖10中陰影填充區(qū)域所示； 上墻板縱筋壓漿錨入下墻板頂部的灌漿套筒。

實心連梁寬度為200mm，配筋及節(jié)點連接方式與自保溫連梁相同。

圖10 自保溫連梁截面及墻身剖面圖

5.2 試驗裝置及測試內(nèi)容

試驗加載裝置同4.2節(jié)，采用5 000kN液壓千斤頂在連梁一側(cè)施加豎向力，連梁端部上下設(shè)置剛滾軸和鋼墊板，保證連梁端部僅受豎向力。加載制度及測試內(nèi)容：首先在墻板頂部分級施加豎向力至預(yù)定值，然后對連梁循環(huán)加卸豎向力。連梁豎向力加載制度同4.2節(jié)墻板水平力加載制度。測試內(nèi)容主要包括：連梁縱筋及箍筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變、構(gòu)件的荷載—位移曲線等。

5.3 主要試驗結(jié)果及分析

主要試驗結(jié)果如下：實心連梁與自保溫連梁荷載—連梁端部位移滯回曲線及骨架曲線如圖11所示，可以看出自保溫連梁在達到承載力之前，剛度退化的速度基本與實心連梁一致，鋼筋拉斷之前的滯回環(huán)表現(xiàn)了非常好的耗能能力； 自保溫連梁骨架曲線上升段與平臺段基本與實心連梁保持一致。

在豎向往復荷載作用下，墻、梁節(jié)點連接可靠，兩種連梁均能與墻板一起協(xié)同受力，破壞前梁端上下鋼筋屈服，最后梁端正截面發(fā)生破壞。

(a)滯回曲線對比

(b)骨架曲線對比圖11 連梁試驗結(jié)果對比

在達到極限承載力前，自保溫連梁剛度退化的過程基本與實心連梁一致，自保溫連梁骨架曲線上升段與平臺段基本與實心連梁保持一致。由于自保溫連梁鋼筋突然拉斷，自保溫連梁變形能力弱于實心連梁，但兩種連梁破壞時撓跨比均超過1/33，延性較好。

按現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[8]取等效抗彎截面[9]計算的連梁承載力為115kN，根據(jù)自保溫連梁試驗結(jié)果，自保溫連梁屈服時所施加荷載為130kN，因此現(xiàn)行規(guī)范的計算公式偏于安全。

6 結(jié)論

試驗結(jié)果表明：

1)三片拼接自保溫墻板與現(xiàn)澆實心墻板相比，墻板水平向屈服承載力及滯回特性相近，且拼接墻板的墻身裂縫連續(xù)貫穿墻板拼縫部位，表明拼接自保溫墻板具備良好的協(xié)同工作性能。

2)設(shè)計軸壓比0.50左右水平時，自保溫墻板具備良好的抗震性能。

3)隨著豎向壓力不斷增加，墻板承載力不斷增加，但變形能力逐漸降低； 在設(shè)計軸壓比為0.84的高軸壓比條件下，高孔洞率墻板在加載后期發(fā)生混凝土壁板突然大片壓碎，鋼筋壓屈的破壞現(xiàn)象； 通過加厚墻板壁板，減小孔洞率能夠顯著改善其抗震性能。為確保裝配式自保溫墻板的延性，建議適當控制墻板最小壁厚或控制高孔洞率墻板的軸壓比限值。

4)自保溫連梁正截面承載力及位移延性比均與實心連梁相近，具備良好的抗震性能。

5)采用現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范計算公式，取等效抗彎截面計算自保溫墻板及連梁的正截面承載力均偏于安全。