趙劍， 姜紹飛， 李翔， 連晟航

(1. 福州大學土木工程學院, 福建 福州 350108; 2. 福建工程學院土木工程學院, 福建 福州 350108)

0 引言

預制裝配結構具有建造效率高、 節(jié)能減排環(huán)保等諸多突出優(yōu)點， 是我國當前大力推廣的建筑結構形式. 當前， 框架結構的預制化已有較多的推廣和應用， 但是關于裝配整體式剪力墻結構的理論、 試驗和應用還比較少[1]. 裝配剪力墻的拼裝連接方式分為“濕”連接和“干”連接. 當前針對“濕”連接預制裝配剪力墻研究比較多[2-8]， 這類連接裝配墻體結構整體性能好， 承載力和耗能指標能等同現(xiàn)澆的效果. 但是這種連接剪力墻豎向鋼筋數(shù)量眾多， 灌漿作業(yè)量大， 現(xiàn)場濕作業(yè)多導致施工現(xiàn)場環(huán)境差， 且套筒灌漿質量難以保障.

為了解決這些問題， 部分學者開展了“干”連接裝配剪力墻結構的性能研究. 按照連接是否通長， 設置分為部分連接和通長連接兩類. Bora等[9]開展了僅在兩端墻肢根部預埋鋼板并采用螺栓連接的預制裝配剪力墻水平抗剪承載力試驗與連接件受力機理研究. 王威等[10]進行了4個部分采用螺栓連接預制墻板的往復加載試驗， 研究了連接部位箍筋加密和螺栓數(shù)量增加對構件抗震性能指標的影響. 總體上看， 這類部分連接預制剪力墻具有安裝快捷、 用鋼量少、 經(jīng)濟性好的特點， 但結構整體性不足， 適用范圍受到一定限制.

為了解決預制剪力墻部分連接所存在的問題， 文獻[11-13]提出一種水平及豎向全長采用螺栓連接的預制裝配剪力墻， 通過抗震滯回性能的研究， 探討了連接鋼框與內嵌邊框間的相對滑移及其對結構整體側向變形的影響. Han等[14]基于塑性損傷重分布設計概念提出一種鋼連接件連接并應用于預制剪力墻結構， 并對其抗震特性展開研究. 綜合來看， 采用外部連接鋼件與預制墻體通長連接的預制剪力墻， 整體性和抗震性能較好， 但仍然存在兩個方面缺陷： 1) 涉及上下預制件分別與連接鋼框螺栓連接， 螺栓數(shù)量多， 對孔難度大， 施工效率低； 2) 上下預制件與連接鋼框分別連接， 二者之間均會產(chǎn)生滑移， 從而增大了總體滑移量.

基于此， 本研究開發(fā)一種基于新型水平“干式”連接[15]的全裝配剪力墻， 以及對端部邊緣構件采用現(xiàn)澆的半裝配剪力墻， 對二者的抗震機理與性能指標進行了研究， 并與現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能進行比較， 為掌握這兩類新型預制剪力墻結構的抗震機理、 推廣和應用提供依據(jù)和參考 .

1 裝配剪力墻的水平“干”式連接

本研究提出的螺栓水平“干”連接不單獨設置外附連接鋼框， 而是把上下連接鋼件完全預制到預制墻體構件中， 如圖 1所示. 在預制場實現(xiàn)預制剪力墻豎向鋼筋與預埋鋼件的焊接及墻身制作， 整個加工過程相比現(xiàn)澆剪力墻工地施工更加環(huán)保， 施工質量也更加可控. 現(xiàn)場吊裝施工時， 只需將上部預制墻體吊裝對位， 并利用螺栓將上下層預制墻體的預埋鋼件進行連接， 連接完畢后再在上部預制墻體底部(圖1(a))空腔內填充灌漿料. 整個施工過程相比傳統(tǒng)的支模、 灌混凝土、 拆模大大提升了施工效率.

圖1 新型“干”連接接頭示意Fig.1 Schematic diagram of new dry-connection connector

可以看出， 該類“干”連接可以傳遞墻身受彎或受剪產(chǎn)生的內力. 其基本傳力途徑為： 上部預制剪力墻→上部縱向鋼筋→上部連接鋼板→連接螺栓→下部連接鋼板→下部縱向鋼筋→下部預制剪力墻. 該類連接的好處是避免了上下預制墻體與連接件分別連接， 相比于單獨設置外部連接鋼框， 可以減半螺栓配置數(shù)量， 提高了預制墻的施工效率， 也減少了用鋼量.

2 試驗概況

為了研究裝配方式對裝配剪力墻抗震性能的影響， 設計三個尺寸均相同的全裝配剪力墻試件QZP、 半裝配剪力墻試件BZP以及現(xiàn)澆試件XJ， 研究其在相同的軸壓比下， 三種不同裝配方式對剪力墻的抗震性能影響規(guī)律.

2.1 試件設計

試件均采用一字型剪力墻設計， 全裝配剪力墻上部墻體為相應預制墻體， 下部墻體用基座代替， 僅預留出預制的鋼件作為連接. 半預制裝配剪力墻在中間預制部分安裝完成后再在兩端約束邊緣處綁扎鋼筋， 澆筑混凝土. 為保證水平接縫處連接可靠, 連接件設計如下. 首先， 為確保預埋件與鋼筋焊接的可靠性， 即在鋼筋拉斷之前焊接部位不會脫焊， 按此要求來確定焊接長度， 并對這種焊接方式的傳力可靠性進行了測試， 通過拉斷測試發(fā)現(xiàn)其破壞截面位于鋼筋與鋼板的焊接交接處. 其次， 為確保上下鋼框的連接可靠性， 根據(jù)現(xiàn)澆剪力墻的抗彎承載力及水平抗剪承載力計算螺栓尺寸、 數(shù)量和分布. 半裝配試件預制和現(xiàn)澆結合處的豎向連接采用《裝配式混凝土結構技術規(guī)程(JGJ 1—2014)》[16]中的齒槽連接設計. 各試件的尺寸和配筋方案如圖2所示. 螺栓采用8.8級M18高強螺栓連接， 開孔大小20 mm， 螺栓數(shù)量及排布情況如圖3～4所示.

圖2 試件尺寸及配筋(單位： mm)Fig.2 Dimensions and reinforcement of specimens(unit: mm)

圖3 上連接鋼框(單位： mm)Fig.3 Upper connection steel frame(unit: mm)

圖4 下連接鋼框(單位： mm)Fig.4 Lower connection steel frame(unit: mm)

2.2 材料性能

剪力墻采用C35混凝土， 實測混凝土立方體抗壓強度平均值為38.5 MPa， 彈性模量29.3 GPa. 鋼筋及鋼板材性數(shù)據(jù)如表1所示.

表1 鋼材材性

2.3 加載方案

加載裝置示意圖如圖5所示， 加載步如圖6所示. 首先按0.2軸壓比施加軸壓力318 kN， 軸力在試驗中保持恒定. 再由MTS作動器施加水平荷載， 在加載前期以較小的位移增量施加并觀察外側縱筋的應變值用以確定構件的屈服荷載及屈服位移， 分別施加1.0、 2.0、 3.0、 3.5、 4.0、 4.5、 5.0 mm的墻頂位移， 每級往復循環(huán)一次. 然后以屈服位移的整數(shù)倍依次加載， 每級循環(huán)三次, 如圖7所示, 直到承載能力下降到峰值荷載的85%或結構變形過大不宜繼續(xù)加載時試驗停止.

注： 1. 千斤頂； 2. MTS作動器；3. 反力架； 4. 加載梁； 5. 底座；6. 水平位移限位器； 7. 錨桿圖5 加載裝置示意圖 Fig.5 Schematic diagram of loading device

圖6 加載路徑Fig.6 The loading path

2.4 測試方案

本試驗重點對剪力墻兩端墻肢根部區(qū)域的豎向鋼筋應變、 墻身頂部側向位移、 墻身中部側向位移、 墻身對角點相對變形、 上下層裝配剪力墻間的相對水平滑移和最外側的螺栓位置處的連接鋼件豎向滑移進行了監(jiān)測. 其中， BZP試件位移監(jiān)測方案如圖7所示.

圖7 位移計布置方案(單位： mm)Fig.7 Displacement meters layout plan (unit: mm)

3 結果分析與推論

3.1 破壞特點及破壞模式

三個試件的破壞過程比較相似， 都是先出現(xiàn)水平開裂裂縫， 然后裂縫擴展、 交叉， 直到墻肢根部混凝土壓潰剝落， 外側縱筋被壓彎或最終被拉斷導致結構失效， 但是各個破壞特征出現(xiàn)的加載階段略有差異， 列于表2. 從表2中可以看到： ① QZP試件首條裂縫出現(xiàn)相比XJ和BZP稍晚， 出現(xiàn)高度更高； ② 最終裂縫開展高度， BZP和QZP接近， 且均低于XJ試件；③ 最外側鋼筋斷裂先后順序為XJ、 BZP、 QZP； ④ 加載全過程水平連接全程均未發(fā)生破壞， 連接件實現(xiàn)了可靠傳力. 三個試件的最終裂縫分布如圖8所示. 可以看到， 三個試件都表現(xiàn)為典型的壓彎破壞特征： ① 最終的破壞部位均為最外側縱筋的壓屈、 拉斷； ② 墻肢根部混凝土的壓潰剝落的破壞； ③ 墻身主裂縫為墻肢根部水平裂縫.

(a) XJ試件整體裂縫

(b) XJ試件墻肢根部外側鋼筋斷裂

(c) BZP試件整體裂縫

(d) BZP試件墻肢根部外側鋼筋斷裂

(e) QZP試件整體裂縫

(f) QZP試件錨入支座處鋼筋斷裂

表2 試件各破壞特征出現(xiàn)情況對比

3.2 滯回曲線和骨架曲線

根據(jù)MTS作動器采集的剪力墻頂部力-位移滯回曲線及骨架曲線如圖9所示. 根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程(JGJ/T 101—2015)》[17]中的方法確定試件的峰值荷載與極限荷載， 屈服荷載是根據(jù)最外側的豎向鋼筋達到屈服時的荷載來定， 各荷載及對應的位移列于表3.

(a) 現(xiàn)澆構件

(b) 半裝配構件

(c) 全裝配構件

(d) 骨架線

表3 試件特征點

從滯回曲線的分析可以發(fā)現(xiàn)： 1) 三個試件的滯回曲線形狀均較為相似， 都呈飽滿的梭形， 說明三種試件均有較好的抗震耗能能力； 2) 不同的是， QZP構件在10 mm之后的曲線卸載到反向加載中， 有一小段曲線出現(xiàn)了比較明顯的S形“拐角”， 分析原因是由于該段卸載過程中發(fā)生了連接件間的滑移， 越到加載后期， 這種滑移表現(xiàn)更加明顯.

從骨架線對比分析可以得出： Ⅰ) 三個試件的初始剛度非常接近， 說明本研究提出的連接方式不會引起結構初始剛度的變化； Ⅱ) 各試件的峰值承載力存在差異， QZP試件峰值荷載達到了283.7 kN， 相比于XJ的254.4 kN和BZP的249.3 kN， 高了約11.6%， 主要原因是全裝配的試件因連接鋼框的存在， 其實際薄弱截面位置有了一定的上移， 因此峰值荷載有所提高； Ⅲ) 超過峰值荷載之后的加載循環(huán)中， BZP試件的骨架線下降段更為平緩. 其原因在于中部的連接鋼框在一定程度上阻礙了墻底水平裂縫向中部開展， 使得在超過峰值荷載加載時， 延緩了墻身截面退出工作的時間， 表現(xiàn)出了更好的延性.

3.3 剛度退化

采用同級位移下的環(huán)線剛度[18](Kj)變化來揭示剪力墻的剛度退化規(guī)律, 試件的剛度退化曲線如圖10所示.

圖10 環(huán)線剛度與加載位移級別的關系Fig.10 The relationship between ring stiffness and loading level

(1)

可以看到， 隨著加載不斷進行， 三種剪力墻的環(huán)線剛度都發(fā)生了退化， 屈服前環(huán)線剛度退化較快， 隨后逐步趨緩， 5Δ前現(xiàn)澆和半裝配的試件環(huán)線剛度基本一致， 之后半裝配試件的環(huán)線剛度相比于現(xiàn)澆試件下降稍緩， 這得益于中部的連接鋼框的強化作用.

3.4 延性

3.5 耗能能力

耗能能力是衡量結構抗震性能的一個重要指標， 是構件在反復荷載作用下產(chǎn)生的不可恢復變形而消耗能量的能力. 根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程(JGJ/T 101—2015)》[17]計算試件累積耗能和等效粘滯阻尼系數(shù)見圖11. 可以發(fā)現(xiàn)： 1) 截止到1Δ加載， 三者的累積耗能差異不大； 2) 隨后直到5Δ加載， 由于連接鋼框的強化作用， BZP、 QZP試件與XJ試件之間的累積耗能差異開始明顯， 這一階段BZP試件和QZP試件間的累積耗能差異不大； 3) 5Δ之后， 由于BZP試件的約束邊緣現(xiàn)澆區(qū)混凝土與外側鋼筋相比于QZP試件的先退出工作， 所以QZP試件的累積耗能要大于BZP試件； 4) 整體來看， 耗能性能QZP>BZP>XJ.

圖11 累積耗能 Fig.11 Cumulative energy dissipation

3.6 滑移分析

本試驗對QZP試件上下連接鋼框間的水平相對滑移值以及連接件兩端的豎向滑移值做了監(jiān)測， 如圖12所示. 從圖12(a)中可以看出， 隨著加載級別的不斷增加， 全裝配試件的上下連接鋼框之間的水平滑移值不斷增大， 最大滑移量達到了約1.6 mm. 而BZP試件由于兩端約束邊緣構件是現(xiàn)澆結構， 限制了連接件的水平側向滑移， 因此， 未對其水平滑移進行監(jiān)測.

從圖 12(b)～(c)中的連接鋼框兩端的豎向滑移對比可以看出， BZP構件和QZP構件均存在該豎向滑移， QZP構件的連接件端部最大豎向滑移達到了約3.5 mm， 而BZP構件監(jiān)測到的后期豎向滑移值比QZP試件稍小， 約3 mm. 這是由于兩端現(xiàn)澆， 在墻肢底部水平裂縫未完全貫穿現(xiàn)澆區(qū)混凝土前， 對豎向滑移有一定的約束作用， 隨著裂縫的貫通及豎向鋼筋的屈服， 這種約束作用也逐步減弱.

(a) QZP連接件間的側向滑移

(b) QZP連接件端部豎向滑移

(c) BZP連接件端部豎向滑移

總體來看， BZP構件的邊緣現(xiàn)澆部分對上下連接鋼框的水平側移起到約束作用， 但是對于豎向滑移的約束效果有限， 在彈塑性結構分析中不能忽略.

4 結論

1) 提出的新型水平“干”連接技術， 能實現(xiàn)可靠傳力， 采用此種連接的全裝配和半裝配剪力墻與對應現(xiàn)澆剪力墻破壞形態(tài)一致.

2) 開發(fā)設計的全裝配墻和半裝配墻均具有良好的抗震性能， 滯回曲線飽滿. 耗能能力： 全裝配墻>半裝配墻>現(xiàn)澆墻.

3) 由于連接鋼框的強化作用， 全裝配和半裝配剪力墻的極限承載力及延性相比現(xiàn)澆剪力墻有一定程度的提高.

4) 兩端邊緣構件采用現(xiàn)澆， 能夠有效約束全裝配剪力墻加載后期的連接鋼框間的水平側向滑移， 提高結構整體性， 但是對于加載后期的連接鋼框間的豎向滑移約束效果有限， 在彈塑性結構分析中應予以考慮.