吳東岳 彭祥東 陸寅杰 陳 偉 王石林 王 旭 付 倩

(1.江蘇科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 江蘇鎮(zhèn)江 212000； 2.山口大學(xué)創(chuàng)成科學(xué)研究科， 宇部 755-0097；3.濟(jì)南市城鄉(xiāng)規(guī)劃編制研究中心， 濟(jì)南 250000； 4.南京審計(jì)大學(xué)工程審計(jì)學(xué)院， 南京 211815)

工業(yè)化是我國(guó)住宅建設(shè)的發(fā)展趨勢(shì),裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)是一種工業(yè)化水平較高的裝配式建筑結(jié)構(gòu)體系。裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)是以工廠化制作的預(yù)制墻板為主要構(gòu)件，運(yùn)輸?shù)绞┕がF(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行組裝連接，具有生產(chǎn)效率高、質(zhì)量控制好、自動(dòng)化程度高、對(duì)環(huán)境污染小、快速建造等優(yōu)點(diǎn)。因此，近年來裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)得到了迅速發(fā)展和廣泛應(yīng)用[1-5]?，F(xiàn)有研究表明套筒灌漿連接、漿錨搭接連接、無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力連接和螺栓連接等都可實(shí)現(xiàn)豎向鋼筋有效連接和傳力[6-9]。但裝配式墻體連接拼縫存在開口位移和水平相對(duì)滑移，其中水平相對(duì)滑移造成縱向連接鋼筋的銷鍵剪切應(yīng)力，不利于縱向連接鋼筋屈服耗能能力的發(fā)揮[10-11]。對(duì)此，文獻(xiàn)[12-15]中對(duì)齒槽式連接裝配式剪力墻進(jìn)行了研究，驗(yàn)證了齒槽式連接抗剪承載力、延性等方面的性能。

為更好地發(fā)揮齒槽式連接的優(yōu)越性，通過改變齒槽的構(gòu)造方式，提出了一種新型的配筋齒槽裝配式剪力墻。采用大尺寸配筋齒槽抵抗拼縫水平剪切力，邊緣約束構(gòu)件區(qū)域的漿錨連接鋼筋承受彎矩造成的拉壓應(yīng)力，形成縱向連接鋼筋屈服耗能-配筋齒槽集中抗剪的彎剪分離受力模式。前期相關(guān)低周反復(fù)加載試驗(yàn)[16-18]結(jié)果表明：對(duì)于剪跨比較高的裝配式剪力墻，其配筋齒槽能夠有效減小接縫處的剪切滑移,其試件破壞形態(tài)與現(xiàn)澆試件基本相同，抗剪承載力優(yōu)于現(xiàn)澆試件，耗能能力、延性等抗震性能較好。但實(shí)際工程中，剪跨比較低的低矮剪力墻應(yīng)用情況較為普遍。與剪跨比較高的剪力墻以彎曲破環(huán)為主不同，低矮剪力墻剪切作用更明顯，常發(fā)生沿水平拼縫的剪切滑移破壞和彎剪破壞，拼縫剪切滑移現(xiàn)象更明顯[19-22]，所以有必要進(jìn)一步研究低矮剪力墻。

本文對(duì)配筋齒槽裝配式低矮剪力墻的抗震滯回性能與整體工作性能展開試驗(yàn)研究，驗(yàn)證配筋齒槽連接的受力性能和在裝配式低矮剪力墻的可應(yīng)用性，為進(jìn)一步推廣應(yīng)用配筋齒槽裝配式剪力墻提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)并制作了2片足尺配筋齒槽裝配式剪力墻試件，編號(hào)分別為RTW和RTWL。試件由上墻板、底座和后澆配筋齒槽拼縫組成，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，混凝土保護(hù)層厚度20 mm，兩個(gè)試件的配筋率保持一致，主要變化參數(shù)為上墻板高寬比。試件的尺寸參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)構(gòu)件基本參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

試驗(yàn)試件的構(gòu)造及配筋設(shè)計(jì)如圖1所示。預(yù)制墻體兩側(cè)邊緣約束構(gòu)件區(qū)縱向受力鋼筋為816，箍筋為8@100，中部配置612的縱向分布鋼筋以及10@200的水平分布鋼筋。縱向受力鋼筋與底座之間采用40 mm直徑金屬波紋管成孔灌漿搭接連接，搭接長(zhǎng)度為600 mm，搭接區(qū)箍筋加密為8@50。墻體中部縱向分布鋼筋在接縫處截?cái)嗖慌c底座相連，底部居中預(yù)留矩形槽口，底座上對(duì)應(yīng)位置設(shè)置加強(qiáng)鋼筋籠。墻體和底座間設(shè)置20 mm厚的坐漿層，裝配完成后對(duì)齒槽和坐漿層灌注灌漿料，完成上下層墻體連接。

1.2 材料性能

表2列出了鋼筋的屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度fu實(shí)測(cè)值和屈強(qiáng)比，實(shí)測(cè)值為3根鋼筋標(biāo)準(zhǔn)試件的平均值，彈性模量Es=2.0×105MPa。試驗(yàn)結(jié)果顯示，各直徑鋼筋具有明顯的彈性段和屈服段。

表3列出了試驗(yàn)試件預(yù)制部分混凝土立方體試塊28 d齡期抗壓強(qiáng)度的實(shí)測(cè)值及換算軸心抗壓強(qiáng)度。試件所采用的CGMJM-VI(6)型高強(qiáng)灌漿料實(shí)測(cè)抗折強(qiáng)度為9.8 MPa，抗壓強(qiáng)度為94.7 MPa。

表2 鋼筋力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of rebars

表3 混凝土的力學(xué)性能Table 3 Measured compressive strengths of concrete cubes MPa

1.3 加載制度與測(cè)量?jī)?nèi)容

試驗(yàn)加載裝置示意和加載照片如圖3所示，試驗(yàn)時(shí)，首先由兩臺(tái)1 000 kN液壓千斤頂施加豎向荷載，并在試驗(yàn)中保持恒定，然后通過1 500 kN的液壓伺服控制系統(tǒng)(MTS)施加反復(fù)水平荷載。

試驗(yàn)采取荷載-位移混合加載制度。試件屈服前(以墻體兩端最外側(cè)縱向連接鋼筋屈服為準(zhǔn))，采取荷載控制加載方法，每級(jí)荷載增量為50 kN，各級(jí)荷載循環(huán)1次；屈服后，采取位移控制加載方法，每級(jí)位移增量為一倍的屈服位移，各級(jí)位移循環(huán)3次。當(dāng)水平荷載下降至極限荷載的85%或試件破壞導(dǎo)致試驗(yàn)無法繼續(xù)時(shí)，加載結(jié)束。

試件兩側(cè)共布置10臺(tái)位移計(jì)，測(cè)點(diǎn)布置如圖2a所示。試件鋼筋應(yīng)變片分布如圖3所示。為研究配筋齒槽拼縫處鋼筋的應(yīng)力、應(yīng)變，在試件拼縫處的縱向連接鋼筋、漿錨搭接區(qū)頂部以及槽口角部的鋼筋上分別設(shè)置鋼筋應(yīng)變片。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件RTW加載至150 kN時(shí)，拼縫處出現(xiàn)第1道裂縫。繼續(xù)加載，墻體兩側(cè)從下至上水平裂縫逐漸增多。加載至450 kN時(shí)，齒槽角部開裂，最外側(cè)縱向連接鋼筋受拉屈服，試驗(yàn)進(jìn)入位移加載控制階段。加載至2Δy(Δy為屈服位移)時(shí)，齒槽角部出現(xiàn)多條斜裂縫，齒槽內(nèi)出現(xiàn)裂縫，兩側(cè)水平裂縫斜向下發(fā)展并延伸至墻體中部相交。此后，齒槽與墻體間出現(xiàn)貫通裂縫，拼縫面裂縫寬度不斷增大。加載至6Δy時(shí)，墻體兩端墻角處混凝土被壓潰，齒槽頂部混凝土破碎。加載至8Δy時(shí)，縱向連接鋼筋發(fā)生斷裂，水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，加載結(jié)束。RTW試件的破壞形態(tài)如圖4a所示。

試件RTWL加載至150 kN時(shí)，拼縫底面出現(xiàn)裂縫。繼續(xù)加載，墻體兩側(cè)從下至上水平裂縫逐漸增多。加載至450 kN時(shí)，齒槽角部開裂，縱向連接鋼筋受拉屈服，進(jìn)入位移加載控制階段。加載至2Δy時(shí)，已有水平裂縫沿45°斜向下發(fā)展并延伸相交，齒槽角部出現(xiàn)斜向裂縫并與水平裂縫相交，齒槽內(nèi)不斷出現(xiàn)裂縫。此后已有裂縫繼續(xù)延伸發(fā)展，齒槽角部出現(xiàn)多條斜裂縫，齒槽頂面與墻體逐步分離。加載至9Δy時(shí)，縱向連接鋼筋發(fā)生斷裂，水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，加載結(jié)束。RTWL試件的破壞形態(tài)如圖4b所示。

兩試件均表現(xiàn)為邊緣約束構(gòu)件在彎矩作用下混凝土壓碎剝落以及連接鋼筋受拉屈服的壓彎破壞，配筋齒槽角部發(fā)生破壞。由于預(yù)制墻體裂縫貫通但在配筋齒槽的作用下未發(fā)生較大剪切滑移，試驗(yàn)加載后期，齒槽的邊部和頂部與墻體會(huì)出現(xiàn)一定的開口位移。墻體裂縫中上部為彎剪型裂縫，底部至漿錨搭接高度區(qū)域內(nèi)主要為彎曲裂縫。槽口角部墻體在作動(dòng)器水平力與齒槽反作用力下受拉開裂，并與彎剪斜裂縫相疊加，因此裂縫在齒槽角部至漿錨搭接強(qiáng)化區(qū)之間較為集中。

3 試驗(yàn)結(jié)果關(guān)與分析

3.1 滯回曲線與骨架曲線

圖5為試件的頂點(diǎn)水平荷載-位移滯回曲線和骨架曲線。由圖可知，兩試件的滯回曲線形狀相似，開裂前呈線性變化；開裂后到屈服前，滯回環(huán)面積小，耗能效果不明顯，卸載后殘余應(yīng)變較小；試件屈服后，滯回環(huán)面積和殘余變形逐漸增大，滯回環(huán)逐漸變?yōu)轱枬M的反“S型”，表現(xiàn)出較好的耗能能力。骨架曲線都經(jīng)歷了彈性、開裂、屈服、極限和破壞階段，后期都經(jīng)歷了一個(gè)較平緩階段，說明試件具有較好的延性和抗震性能。對(duì)比試件RTW和RTWL，低高寬比試件(RTWL)滯回曲線較飽滿，初始剛度和峰值荷載更高，表現(xiàn)出試件RTWL更好的的耗能能力、剛度和承載能力，但試件RTWL的承載能力在達(dá)到峰值點(diǎn)后下降更快。

3.2 承載力

表4列出了兩片試件的開裂荷載Fcr、屈服荷載Fy、峰值荷載Fm和極限荷載Fu。以峰值荷載作為試件的壓彎承載力，取試件的最終破壞荷載為極限荷載。由表可知:兩試件的開裂荷載級(jí)數(shù)和屈服荷載級(jí)數(shù)相同，RTWL的峰值荷載和極限荷載都高于RTW，說明減小高寬比可以有效提高試件的壓彎承載力，但不能提高開裂荷載和屈服荷載。

表4 試件各主要階段荷載Table 4 Loads on the specimens at various stages kN

3.3 剛度退化

定義往復(fù)水平荷載作用下各循環(huán)最大位移的割線剛度為等效剛度，計(jì)算得到兩試件等效剛度見表5?？梢钥闯?，在開裂、屈服、峰值和極限破壞時(shí)試件RTWL的等效剛度均大于RTW，說明高寬比對(duì)試件的剛度影響較大，低高寬比試件具有更大的剛度。

表5 各試件等效剛度

圖6為試件等效剛度與水平位移關(guān)系曲線。由圖可知，試件開裂前的初始剛度較高，RTWL的初始剛度遠(yuǎn)大于RTW；開裂后至屈服前，隨著水平荷載不斷增加，墻體裂縫不斷增加并延伸，剛度迅速降低；屈服后，剛度進(jìn)一步降低，加載后期，墻體裂縫得到充分發(fā)展，剛度退化進(jìn)入平緩階段且退化趨勢(shì)一致，試件RTWL的最終剛度大于RTW。

3.4 延 性

表6為兩試件的開裂位移Δcr(位移角θcr)、屈服位移Δy(位移角θy)、峰值位移Δp(位移角θp)、極限位移Δu(位移角θu)和延性系數(shù)μ(μ=Δu/Δy)。由表6可知，兩個(gè)試件的極限位移角分別為1/39、1/56，遠(yuǎn)大于GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[23]中規(guī)定的彈塑性位移角限值1/120。延性系數(shù)均大于7，延性較好。RTWL試件的各階段位移均小于RTW試件，但延性要優(yōu)于RTW試件，其主要原因在于RTWL試件剛度較大，屈服位移較小以及配筋齒槽連接對(duì)約束低高寬比墻體的滑移變形有更好的效果。

表6 試件各主要階段位移Table 6 Deformation of specimens at various stages

3.5 耗能能力

根據(jù)相關(guān)規(guī)程[24]，采用等效黏滯阻尼比he來衡量試件的耗能能力，其計(jì)算示意(圖7)及計(jì)算式為：

(1)

式中：SABCD為滯回環(huán)的面積；SOBE為三角形OBE的面積；SODF為三角形ODF的面積。

圖8為兩試件位移加載階段等效黏滯阻尼比變化曲線。從圖中可見，隨著水平位移的增加，兩試件耗能能力逐漸增大。相同試件頂點(diǎn)位移時(shí)，試件RTWL的等效黏滯阻尼比大于試件RTW的，說明低高寬比試件具有更強(qiáng)的耗能能力。

3.6 鋼筋應(yīng)變

圖9為試件拼縫最外側(cè)的縱向連接鋼筋應(yīng)變測(cè)量點(diǎn)(圖3所示JFL-1/2和JFR-1/2)采集得到的應(yīng)變-荷載數(shù)據(jù)。由圖可知，兩個(gè)試件鋼筋應(yīng)變曲線較為一致，最右側(cè)縱向連接鋼筋與最左側(cè)縱向連接鋼筋受力狀態(tài)相反且左右兩側(cè)鋼筋的應(yīng)變變化趨勢(shì)存在明顯差異。其原因?yàn)椋涸趶澗刈饔孟?，一?cè)受壓，受壓側(cè)由于混凝土和鋼筋共同受力，鋼筋應(yīng)變曲線增長(zhǎng)趨緩；同時(shí)另一側(cè)受拉，受拉側(cè)由于混凝土抗拉性能較弱及較早開裂，試件開裂前，鋼筋應(yīng)變變化較小，開裂后，應(yīng)變變化顯著增大，表現(xiàn)出穩(wěn)定的內(nèi)力傳遞及塑性變形能力。RTW試件的邊緣鋼筋應(yīng)變大于RTWL試件的邊緣鋼筋應(yīng)變，其原因?yàn)樵嚰TW的高寬比大于RTWL，其截面高度小于RTWL，在相同水平荷載作用下，試件RTW的彎曲效果更為明顯，其邊緣部位的縱向連接鋼筋承受更大的拉、壓應(yīng)力，而試件RTWL由于截面高度大于試件RTW，其彎曲作用效果較弱，邊緣部位的拉、壓應(yīng)力更小，所以試件RTW的邊緣縱向連接鋼筋應(yīng)變值更大。

3.7 拼縫連接性能

圖10為試件兩側(cè)拼縫處開口位移曲線。由圖可以看出兩試件開口位移變化趨勢(shì)一致，均為加載初期，兩側(cè)開口位移較小且相差不大，當(dāng)試件屈服后，兩側(cè)開口位移均迅速增大且左側(cè)開口位移明顯大于右側(cè)，其原因在于左側(cè)為加載側(cè)，施加推力時(shí)直接作用于試件，施加拉力時(shí)則需要通過錨桿傳遞，錨桿的變形增大了位移誤差，也影響了開口位移的增長(zhǎng)。試件RTWL開口位移大于RTW，表明低高寬比試件邊緣構(gòu)件具有更好的抗彎承載力。

圖11為墻體底部測(cè)得的加載位移-拼縫水平相對(duì)滑移曲線。由圖可知，兩個(gè)試件的拼縫水平相對(duì)滑移量在加載初期較小，試件幾乎不發(fā)生滑移；位移加載階段，試件RTW和RTWL在加載位移分別達(dá)到41.3 mm和39.3 mm后，拼縫水平相對(duì)滑移才顯著增大，滑移量最大值分別達(dá)到14.3 mm和10.4 mm，試件RTWL滑移量最大值小于RTW的。說明配筋齒槽能有效限制拼縫的滑移現(xiàn)象，具有良好的抗滑移能力且在低高寬比試件上效果更好。事實(shí)上，當(dāng)試件的頂點(diǎn)水平位移正向低于40 mm，反向低于26 mm時(shí)，相同頂點(diǎn)位移時(shí)RTWL的水平滑移量低于RTW；而正向加載超過40 mm，反向加載超過26 mm時(shí)，相同頂點(diǎn)位移時(shí)RTWL的拼縫水平滑移量高于RTW，表明配筋齒槽在低矮剪力墻RTWL中起到了更好的拼縫抗剪作用，但由于配筋齒槽自身脆性明顯，當(dāng)RTWL的配筋齒槽出現(xiàn)破壞，其拼縫水平相對(duì)滑移開始明顯增大。

4 結(jié) 論

通過對(duì)2片高寬比分別為1.76和1.50的配筋齒槽裝配式剪力墻進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，可以得出以下結(jié)論：

1)試件的破壞形態(tài)均表現(xiàn)為邊緣約束構(gòu)件在彎矩作用下混凝土壓碎剝落，連接鋼筋受拉屈服的壓彎破壞，配筋齒槽角部發(fā)生破壞；墻體上部以彎剪斜裂縫為主，底部至漿錨搭接高度區(qū)域內(nèi)以水平彎曲裂縫為主，墻體裂縫開展充分。

2)試件有良好的承載能力、初始剛度和延性等力學(xué)性能指標(biāo)，具有一定的抗震耗能能力，表明配筋齒槽裝配式剪力墻在低矮情形下抗震性能良好。

3)擬靜力試驗(yàn)中，墻體拼縫面未發(fā)生較大剪切滑移，邊緣構(gòu)件縱向連接鋼筋能有效連接墻體與底座，說明配筋齒槽接縫連接性能可靠，能夠提高預(yù)制墻體抗剪能力和整體工作性能。

4)高寬比較低的試件具有更好的抗震性能，說明配筋齒槽接縫在低高寬比剪力墻上應(yīng)用時(shí)性能更優(yōu)。

5)槽口角部在齒槽反作用力下易形成應(yīng)力集中導(dǎo)致受拉開裂，在后續(xù)研究中可在槽口角部配置適當(dāng)受拉鋼筋，提高槽口抗拉性能。