雙皮拼裝剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究*

郁有升 段良杰 張紀(jì)剛 王 濤 付長(zhǎng)春 陳德剛

(1.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院,山東青島 266033;2.騰遠(yuǎn)設(shè)計(jì)事務(wù)所,山東青島 266033;3.青建理工建筑工業(yè)化研究院有限公司,山東青島 266033)

對(duì)于PPVC體系而言,構(gòu)件之間的連接非常重要,連接可靠與否,直接影響到結(jié)構(gòu)安全。箱式模塊之間主要靠預(yù)埋件及連接件,它們把相鄰兩個(gè)箱式模塊的預(yù)制墻連成一個(gè)整體,[2]雙皮拼裝剪力墻是不同預(yù)裝修箱式模塊之間水平連接的構(gòu)件,該構(gòu)件由預(yù)制混凝土墻、軟索拉環(huán)、插筋以及墻體間的灌漿料組成,該墻體連接形式在現(xiàn)場(chǎng)裝配施工過(guò)程中極為方便。目前,國(guó)內(nèi)外研究人員已開展了對(duì)裝配式剪力墻連接的研究,并提出多種連接形式。黃遠(yuǎn)等研究了軟索錨環(huán)-后澆砂漿的全裝配構(gòu)件連接形式,結(jié)果表明：預(yù)制構(gòu)件采用較高強(qiáng)度等級(jí)的混凝土、減小軟索錨環(huán)的間距、增大軟索錨環(huán)配筋率可提高界面抗剪承載能力。[3]王滋軍等對(duì)1個(gè)現(xiàn)澆剪力墻和4個(gè)雙面疊合剪力墻在軸壓比為0.2的條件下進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn),結(jié)果表明：疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻相比,其破壞特征基本相同,各抗震性能指標(biāo)均相近,達(dá)到了等同現(xiàn)澆的目的,在承載力方面,豎縫拼接疊合剪力墻優(yōu)于整體疊合剪力墻。[4]薛偉辰等對(duì)雙面疊合混凝土剪力墻平面內(nèi)和平面外進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn),結(jié)果表明：雙面疊合混凝土剪力墻試件與現(xiàn)澆混凝土剪力墻試件破壞模式基本相同,均發(fā)生彎曲破壞,雙面疊合混凝土剪力墻試件各抗震性能指標(biāo)均好于現(xiàn)澆剪力墻。[5]王平山等對(duì)16個(gè)雙面疊合剪力墻進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn),結(jié)果表明：合理設(shè)計(jì)下的雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能優(yōu)異,其整體性能好,搭接鋼筋能滿足受力要求,較小的軸壓比對(duì)結(jié)構(gòu)抗震不利。[6]Vaghei等使用有限元軟件對(duì)預(yù)制混凝土墻體箍筋插銷和預(yù)埋型鋼構(gòu)件螺栓豎向連接形式進(jìn)行分析,并在型鋼接觸部分增加了橡膠墊,通過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)預(yù)埋鋼板螺栓連接試件同箍筋插銷連接形式相比,墻體耗能能力提高127%。[7]Harrild等研究了通過(guò)箍筋插銷和抗剪鍵槽的剪力墻豎向連接形式,對(duì)剪力墻結(jié)合面進(jìn)行抗剪試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)鋼筋能承擔(dān)較大的剪切應(yīng)力,同時(shí)抗剪鍵槽的深度不同結(jié)合面的破壞形式也不同。[8]

目前,PPVC體系在新加坡得到了廣泛的應(yīng)用,但該國(guó)家未考慮抗震,對(duì)于該結(jié)構(gòu)體系是否符合我國(guó)的相關(guān)抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)還須進(jìn)一步的驗(yàn)證?；诖?設(shè)計(jì)制作了4個(gè)雙皮拼裝剪力墻和1個(gè)現(xiàn)澆剪力墻,并進(jìn)行低周往復(fù)加載對(duì)比試驗(yàn),分析灌漿料等級(jí)、軸壓比以及插筋直徑對(duì)其承載力、延性、剛度、耗能能力以及破壞特征的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

在4個(gè)雙皮拼裝剪力墻試件和1個(gè)現(xiàn)澆墻中：SW-1為普通現(xiàn)澆混凝土墻;SQ-1～4為雙皮拼裝剪力墻,試件的插筋直徑、灌漿料強(qiáng)度等級(jí)、軸壓比基本參數(shù)見表1。單片墻體厚為80 mm,雙皮拼裝剪力墻體間灌漿料厚為20 mm,試件墻體的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30,鋼筋為HRB400,試件的高寬比為1.6。在試件澆筑混凝土過(guò)程中采用花紋鋼板作模板對(duì)墻體結(jié)合面處進(jìn)行粗糙處理,以增加結(jié)合面的黏結(jié)能力。雙皮拼裝剪力墻和現(xiàn)澆墻的尺寸及配筋如圖1所示。

a—雙皮拼裝剪力墻幾何尺寸：b—雙皮拼裝剪力墻體配筋;c—墻體連接示意;d—1—1剖面;e—現(xiàn)澆剪力墻幾何尺寸;f—現(xiàn)澆墻體配筋。圖1 試件幾何尺寸及配筋 mmFig.1 Dimensions of specimens and arrangements of rebars

1.2 材料性能

根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[9-10]對(duì)材料的力學(xué)性能進(jìn)行了測(cè)試,測(cè)得鋼筋力學(xué)性能參數(shù)見表2;C30混凝土、C40、C60灌漿料的立方體抗壓強(qiáng)度見表3;軟索拉環(huán)鋼絲繩的抗拉強(qiáng)度見表4。

表2 鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical property indexes of rebars

表3 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度Table 3 Compressive strength of standard cube blocks of concrete MPa

表4 鋼絲繩抗拉強(qiáng)度Table 4 Tensile strength of wire ropes

1.3 試件制作

首先在鋼模具下方鋪墊花紋鋼板并綁扎鋼筋(包括加載梁、地梁、墻體),然后澆筑混凝土,當(dāng)混凝土強(qiáng)度達(dá)到預(yù)期強(qiáng)度之后,將單片預(yù)制墻體放置指定拼裝位置,將軟索拉環(huán)拉出,并將兩片預(yù)制墻體對(duì)接,預(yù)留2 cm空隙,在軟索拉環(huán)對(duì)接處插入插筋,然后在加載梁頂部灌漿。

1.4 試件的安裝和加載方案

試件的加載裝置如圖1所示,豎向荷載由豎向千斤頂作用在分配梁上,再由分配梁分配到試件上,千斤頂上、下兩端采用滑動(dòng)導(dǎo)軌,保證不會(huì)因千斤頂?shù)淖饔枚鴮?duì)其水平位移產(chǎn)生約束。水平荷載通過(guò)水平作動(dòng)器施加,水平作動(dòng)器一端與反力墻相連,另一端作用在分配鋼梁上,再通過(guò)分配梁傳遞給試件。為了保證試件在試驗(yàn)過(guò)程中不發(fā)生位移,在地梁的兩側(cè)設(shè)置千斤頂,地梁的上部設(shè)置壓梁,以增加與地面的摩擦阻力,減少地梁的滑移。試件現(xiàn)場(chǎng)安裝見圖2。

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 Test devices

根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[11]規(guī)定：先對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載,再進(jìn)行正式加載。正式加載過(guò)程中,豎向荷載保持不變,水平荷載采用位移控制,每一級(jí)的位移為2 mm,每級(jí)位移循環(huán)兩次,作動(dòng)器所受反力下降到極限荷載的85%時(shí),認(rèn)為試件破壞,加載終止,以作動(dòng)器推為正,拉為負(fù),加載制度見圖3。

首先，城鄉(xiāng)二元經(jīng)濟(jì)結(jié)構(gòu)造成城市和鄉(xiāng)村發(fā)展水平不平衡。一直以來(lái)，國(guó)家重視城市發(fā)展，政策向城市傾斜，經(jīng)濟(jì)投入多，造成城市、縣城、農(nóng)村經(jīng)濟(jì)發(fā)展水平不平衡，城市最高，縣城次之，農(nóng)村最低。出于自身利益的考慮，學(xué)前教師傾向于選擇城市幼兒園，從而使城市幼兒園擁有比縣城幼兒園和農(nóng)村幼兒園數(shù)量多、質(zhì)量好的教師資源。

圖3 試件的加載制度Fig.3 Loading procedures of specimens

1.5 量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)變形量測(cè)如圖4所示,在加載梁作動(dòng)器端的中部布置兩個(gè)位移計(jì)D1、D2,測(cè)量其頂部位移;在墻體距地梁頂部0.8 m位置處分別布置兩個(gè)位移計(jì)D3、D4,測(cè)量?jī)蓚?cè)墻體位置處的位移,兩片預(yù)制墻體之間的相對(duì)滑移;在地梁中間處布置兩個(gè)位移計(jì)D5、D6,測(cè)量地梁是否會(huì)發(fā)生滑移。

圖4 位移計(jì)布置 mmFig.4 Arrangements of displacement gauges

為更加充分了解墻體內(nèi)部受力變化情況,距地梁底部100,300,800,1 500 mm位置處,對(duì)縱筋以及插筋布置應(yīng)變片,對(duì)距離地梁頂部200 mm處的拉環(huán)布置應(yīng)變片,應(yīng)變以受拉為正,如圖5所示。

圖5 應(yīng)變片布置Fig.5 Arrangements of strain gauges

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

2.1 雙皮拼裝剪力墻SQ-1

試件頂部施加水平位移到4.0 mm時(shí),試件表面無(wú)裂縫產(chǎn)生;當(dāng)水平位移加載到5.0 mm時(shí),在試件底部首先產(chǎn)生一些微小水平、斜向短裂縫,此時(shí)試件所受荷載為277.9 kN;隨著水平位移的增加,陸續(xù)產(chǎn)生一些新的裂縫,已有的裂縫不斷延伸、開展;當(dāng)位移加載到14.0 mm時(shí),沿著墻體對(duì)角線方向產(chǎn)生較長(zhǎng)的斜向裂縫,此時(shí)在雙皮拼裝剪力墻體接縫處產(chǎn)生多道豎向裂縫;當(dāng)水平位移加載到19.0 mm時(shí),沿著墻體另一對(duì)角線方向產(chǎn)生了一條斜向裂縫,與原有對(duì)角線裂縫形成了X形交叉主裂縫,拼縫位置處的裂縫繼續(xù)延伸;隨著水平位移的增加,墻體底部?jī)啥碎_始出現(xiàn)混凝土脫落現(xiàn)象;當(dāng)水平位移加載至18.9 mm時(shí),達(dá)到峰值荷載,為765.4 kN;當(dāng)水平位移加載至23.8 mm時(shí),墻體整體出現(xiàn)下沉現(xiàn)象,底部混凝土被壓碎,鋼筋受壓屈服,如圖6a所示,此時(shí)水平荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)結(jié)束,最終裂縫分布如圖7a所示。

a—試件SQ-1;b—試件SQ-2;c—試件SQ-3;d—試件SQ-4;e—試件SW-1。圖6 破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns

a—試件SQ-1;b—試件SQ-2;c—試件SQ-3;d—試件SQ-4;e—試件SW-1。數(shù)值為加載位移。圖7 試件裂縫發(fā)展分布Fig.7 Crack development in specimens

2.2 雙皮拼裝剪力墻SQ-2

當(dāng)試件頂部水平位移加載至6.0 mm時(shí),試件表面無(wú)裂縫產(chǎn)生,試件此時(shí)處于彈性階段;當(dāng)水平位移加載至8.0 mm時(shí),墻體底部與地梁交接處出現(xiàn)水平裂縫,沿著墻體對(duì)角線位置出現(xiàn)一條較長(zhǎng)的斜向裂縫;當(dāng)水平位移加載至12 mm時(shí),在墻體底部產(chǎn)生一條延伸至墻體中部的斜向裂縫與原有對(duì)角線裂縫交會(huì)形成X形交叉裂縫,墻體側(cè)面產(chǎn)生了多道短小的斜向裂縫且穿過(guò)豎向拼縫;隨著水平位移的繼續(xù)增大,不斷有新的裂縫產(chǎn)生,同時(shí)原有的裂縫不斷延伸、開展;當(dāng)荷載達(dá)到24.0 mm時(shí),墻體底部?jī)啥碎_始出現(xiàn)混凝土脫落,壓碎現(xiàn)象,如圖6b所示;當(dāng)位移加載至32.0 mm時(shí),水平荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)結(jié)束,最終裂縫分布如圖7b所示。

2.3 雙皮拼裝剪力墻SQ-3

當(dāng)試件頂部水平位移加載至6 mm時(shí),試件表面無(wú)裂縫產(chǎn)生,試件此時(shí)處于彈性階段;當(dāng)試件頂部施加水平位移到8 mm時(shí),在距離墻體底部12 cm處產(chǎn)生了一條水平貫通裂縫并且在地梁與墻體交接處產(chǎn)生了水平裂縫;當(dāng)水平位移加載至12 mm時(shí),距離墻體中下部分出現(xiàn)較多的與地梁縱軸呈30°方向的微小斜裂縫;隨著水平位移的加載,已有的裂縫不斷延伸擴(kuò)展,裂縫整體呈對(duì)角線分布;當(dāng)水平位移加載至24 mm時(shí),已有裂縫繼續(xù)擴(kuò)展,墻體底部有混凝土壓碎脫落現(xiàn)象,如圖6c所示;當(dāng)水平位移加載至34 mm時(shí),試件的混凝土已嚴(yán)重壓碎,不宜繼續(xù)加載,最終裂縫分布如圖7c所示。

2.4 雙皮拼裝剪力墻SQ-4

當(dāng)試件頂部水平位移施加至6 mm時(shí),施加表面無(wú)裂縫產(chǎn)生;當(dāng)水平位移加載至8 mm時(shí),距離墻體底部40 cm處產(chǎn)生了一條斜裂縫且沿著墻體貫通至墻體另一面,在墻體底部與地梁交接處產(chǎn)生了一條水平裂縫;當(dāng)施加水平位移至12 mm時(shí),產(chǎn)生了大量的微小斜裂縫,基本上與地梁縱軸呈30°左右;同時(shí)原有裂縫也繼續(xù)延伸、開展,形成了大量交叉X形裂縫;當(dāng)水平位移加載至16 mm時(shí),墻體底部?jī)啥嘶炷脸霈F(xiàn)脫落現(xiàn)象;當(dāng)水平位移加載至22 mm時(shí),達(dá)到極限荷載,為650.29 kN,墻體底部?jī)啥嘶炷帘粔核?軟索拉環(huán)露出,如圖6d所示;當(dāng)水平位移加載至30 mm時(shí),水平荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)結(jié)束,最終裂縫分布如圖7d所示。

2.5 普通現(xiàn)澆墻SW-1

當(dāng)試件頂部水平位移施加至6 mm時(shí),試件表面無(wú)裂縫產(chǎn)生;當(dāng)水平位移施加至8 mm時(shí),在墻體底端腳部位置產(chǎn)生一條斜裂縫;隨著水平位移的增大,不斷有新的斜裂縫產(chǎn)生,已有裂縫在不斷延伸發(fā)展;當(dāng)水平位移增加至22 mm時(shí),沿著墻體對(duì)角線方向形成了X形交叉裂縫;墻體底端角部位置混凝土脫落、壓碎;當(dāng)水平位移增加至28 mm時(shí),達(dá)到峰值荷載,為530 kN,如圖6e所示;當(dāng)水平位移增加至30 mm時(shí),水平荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)結(jié)束,最終裂縫分布如圖7e所示。

2.6 試驗(yàn)現(xiàn)象對(duì)比分析

對(duì)比以上五個(gè)剪力墻的破壞現(xiàn)象可以看出：

1)五個(gè)剪力墻中,SQ-1剪力墻表現(xiàn)出以壓屈破壞為主的特征,墻體底部混凝土壓碎,受壓鋼筋先于受拉鋼筋屈服;其他四組剪力墻表現(xiàn)出以剪切破壞為主的特征,混凝土墻角底部被壓碎。

2)在高軸壓比的條件下,SQ-1試件拼縫處出現(xiàn)豎直裂縫,分析原因：由于SQ-1為第一個(gè)試件,在制作方面經(jīng)驗(yàn)不足,未嚴(yán)格控制灌漿料的水灰比,施工質(zhì)量較差;說(shuō)明良好的施工質(zhì)量及灌漿料的強(qiáng)度水平對(duì)于剪力墻整體性至關(guān)重要。

3)通過(guò)對(duì)五個(gè)剪力墻裂縫發(fā)展過(guò)程的觀察,可以發(fā)現(xiàn)裂縫的形成和發(fā)展可分為三個(gè)階段：第Ⅰ階段為裂縫開裂階段?；炷羷倓傞_裂,僅有少量細(xì)小裂縫產(chǎn)生。第Ⅱ階段為裂縫大量發(fā)展階段。不斷有新的裂縫產(chǎn)生,并且已有裂縫也不斷延伸和發(fā)展。第Ⅲ階段為裂縫擴(kuò)展與墻體破壞階段。墻體幾乎不再產(chǎn)生新裂縫,已有裂縫不斷加深和擴(kuò)展,直至墻體破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)分析

3.1 各特征點(diǎn)荷載與位移

試件在試驗(yàn)各個(gè)階段的荷載、位移見表5。其中Fc、Δc分別為墻體開裂荷載及開裂位移;Fy、Δy分別為墻體屈服荷載以及屈服位移;Fmax、Δmax分別為極限荷載和對(duì)應(yīng)位移;Δu、Fu為極限位移及相應(yīng)荷載,其中,屈服位移和屈服荷載采用割線剛度法求得,極限位移Δu為承載力下降至峰值荷載85%時(shí)墻頂?shù)奈灰浦?對(duì)于承載力未下降到峰值荷載85%即破壞的墻體,Δu為墻體破壞時(shí)的墻頂位移值,θ為層間極限位移角,延性系數(shù)是極限變形Δu與屈服變形Δy的比值,即μ=Δu/Δy。由表5可以看出：在同一軸壓比的條件下,SQ-2試件與SW-1試件在極限承載力方面基本相當(dāng),SQ-2的極限位移高于現(xiàn)澆墻體;SQ-2與SQ-3相比,隨著插筋直徑的增加其極限荷載略有上升;雙皮拼裝剪力墻的延性均略高于現(xiàn)澆墻體,說(shuō)明采用軟索拉環(huán)、插筋的連接形式對(duì)于試件的延性性能有所提高;雙皮拼裝剪力墻的極限位移角在1/67～1/44內(nèi),均大于GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]中鋼筋混凝土抗震墻結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限制1/120。

表5 各試件特征點(diǎn)的位移和荷載Table 5 Displacement and lateral loads at characteristic points of specimens

3.2 滯回曲線

對(duì)于五個(gè)試件的滯回曲線(圖8),墻體開裂之前,試件滯回曲線狹窄細(xì)長(zhǎng),殘余變形小,包圍面積小,耗能較小,均成反S形,試件受到滑移影響,出現(xiàn)一定的捏攏效應(yīng),此時(shí)試件處于彈性階段,斜率基本不變;開裂之后,滯回曲線斜率逐漸降低,說(shuō)明墻體開始進(jìn)入彈塑性階段,試件屈服后,滯回環(huán)面積增大,耗能能力增加。對(duì)于試件SQ-1,由于其軸壓比較高,其前期剛度較大,滯回曲線斜率較高,但其滯回環(huán)面積較小;對(duì)比相同軸壓比試件SQ-2和SQ-3,前期滯回曲線斜率基本一致,由于插筋直徑的增加,導(dǎo)致試件SQ-2極限位移高于SQ-3,但其承載力在達(dá)到峰值荷載以后,承載力下降更為明顯;對(duì)于現(xiàn)澆墻體SW-1而言,其滯回曲線出現(xiàn)正、反不對(duì)稱現(xiàn)象,分析原因可能為試件在制作過(guò)程及運(yùn)輸過(guò)程中存在初始缺陷,導(dǎo)致加載階段推拉受力不均勻造成“推弱拉強(qiáng)”。

a—試件SQ-1;b—試件SQ-2;c—試件SQ-3;d—試件SQ-4;e—試件SW-1。圖8 荷載-位移滯回曲線Fig.8 Load-displacement hysteretic curves

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖9所示,從中可以看出：在一定軸壓比的范圍內(nèi),試件的承載能力隨著軸壓比的提高而提高;對(duì)比SQ-2與SQ-3可以看出：試件加載初期,骨架曲線走勢(shì)基本相同,試件的位移荷載加載到18 mm以后,兩者的曲線逐漸分離,表明不同插筋直徑對(duì)骨架曲線的斜率產(chǎn)生了影響;試件SQ-3較現(xiàn)澆墻的極限承載力降低7%左右,試件SQ-1、SQ-2、SQ-4其極限承載力分別高于現(xiàn)澆墻體的31%、1.2%、18.5%,表明采用不同的連接方式以及軸壓比對(duì)墻體的承載力會(huì)存在一定的影響。

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves

3.4 剛度退化

剛度是衡量結(jié)構(gòu)及其構(gòu)件的抗震性能的重要指標(biāo)之一,剛度退化可以體現(xiàn)出試件混凝土內(nèi)部裂縫開裂以及發(fā)展情況。[13]在低周往復(fù)荷載作用下,試件內(nèi)部初始缺陷不斷積累和擴(kuò)展,墻體會(huì)出現(xiàn)性能退化現(xiàn)象,如剛度退化、承載力退化等。試件的剛度退化曲線如圖10所示,從中可以看出：試件加載初期試件的剛度退化較快,后期試件剛度退化較為緩慢,其原因是試件加載初期是試件裂縫形成和發(fā)展期,因此剛度退化較為迅速;對(duì)比試件SW-1、SQ-2及SQ-3,可以看出：前期三者剛度基本一致,隨著位移荷載的增加,試件SW-1剛度退化較快,而雙皮拼裝剪力墻試件剛度退化較緩慢;軸壓比的提高能夠提高試件剛度;試件SQ-1在加載到23.8 mm位移時(shí),剛度發(fā)生突變,承載力下降迅速,其原因是當(dāng)該試件加載到其極限位移時(shí),其結(jié)合面發(fā)生破壞導(dǎo)致在水平方向發(fā)生較大的位移,引起整體結(jié)構(gòu)的連鎖反應(yīng),承載力陡降呈現(xiàn)出脆性破壞的特征。

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Curves of rigidity degradation

3.5 耗能能力分析

采用能量耗散系數(shù)E和累積耗能來(lái)判斷試件的耗能能力。由圖11可見：試件加載初期,試件的累積耗能曲線近乎重合,隨著試件側(cè)移增大,試件的累積耗能曲線逐漸分離;試件SQ-2由于其極限位移較大,故其累積耗能能力相應(yīng)較高;在加載階段初期,試件的能量耗散系數(shù)呈現(xiàn)出一定的下降趨勢(shì),隨著位移的增加,試件的能量耗散系數(shù)開始上升。

a—累積耗能;b—能量耗散系數(shù)。圖11 耗能能力Fig.11 Energy consumption capacity

3.6 鋼筋應(yīng)變分析

圖12為距離地梁頂部100 mm位置處橫截面縱向鋼筋以及插筋(距墻體最外邊緣115 mm處)在不同加載階段的應(yīng)變分布情況,圖中虛線代表鋼筋屈服。在構(gòu)件未加水平荷載時(shí),構(gòu)件處于全截面受壓,鋼筋應(yīng)變均為負(fù)值,試件SQ-1(0.4軸壓比)最外側(cè)邊緣鋼筋受壓屈服時(shí),受拉鋼筋未屈服;試件SQ-2與SQ-3(0.1軸壓比)最外側(cè)邊緣鋼筋首先達(dá)到受拉屈服;構(gòu)件SQ-4(0.2軸壓比)最外側(cè)邊緣鋼筋達(dá)到受拉屈服的同時(shí)進(jìn)入受壓屈服狀態(tài);對(duì)比插筋與最外側(cè)邊緣鋼筋的應(yīng)變,兩者應(yīng)變差值較小,表明預(yù)制墻體與灌漿料之間具有較好的變形協(xié)同能力;在同一位移角下,鋼筋應(yīng)變幅值由墻體外邊緣至墻體中部位置逐漸變小。

a—SQ-1;b—SQ-2;c—SQ-3;d—SQ-4。圖12 縱向鋼筋應(yīng)變Fig.12 Strain of longitudinal rebars

4 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)4個(gè)雙皮拼裝剪力墻和1個(gè)現(xiàn)澆墻體進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn),對(duì)比分析了其破壞現(xiàn)象及抗震性能,得出了以下結(jié)論：

1)軸壓比不大于0.2時(shí),雙皮拼裝剪力墻與現(xiàn)澆墻的滯回曲線、骨架曲線等均相近,采用軟索插筋的連接方式能使雙皮拼裝剪力墻協(xié)同工作,共同承受豎向荷載及水平荷載,雙皮拼裝剪力墻的承載能力基本等同現(xiàn)澆墻體。

2)從試驗(yàn)破壞現(xiàn)象來(lái)看,雙皮拼裝剪力墻在0.1、0.2軸壓比的條件下,墻體角部混凝土被壓碎,上半部分墻體基本完好,表現(xiàn)出以剪切破壞為主的特征;在0.4軸壓比的條件下,混凝土底部被壓碎,表現(xiàn)出以壓屈破壞為主的特征。

3)對(duì)于PPVC結(jié)構(gòu)體系房屋而言,從結(jié)構(gòu)的抗震性能來(lái)看,較高的軸壓比不利于該結(jié)構(gòu)體系的抗震,針對(duì)具體實(shí)際工程,在建筑結(jié)構(gòu)的較高軸壓比墻體的底部不適宜用PPVC結(jié)構(gòu)體系,在房屋結(jié)構(gòu)的底部宜用現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)代替。

4)試件SQ-1因施工質(zhì)量的原因,在其加載過(guò)程中后期出現(xiàn)了較為明顯的豎向裂縫,雙皮拼裝剪力墻對(duì)于施工質(zhì)量要求較高,應(yīng)嚴(yán)格控制灌漿料的水灰比及灌漿料的強(qiáng)度等級(jí)。