楊海軍 紀(jì) 萌 付素娟 吳文斌 蔣亞賢 伍 莎

(1.河北建筑工程學(xué)院,河北張家口 075000;2.張家口市工程力學(xué)分析重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河北張家口 075000;3.河北省建筑科學(xué)研究院有限公司,石家莊 050227)

裝配式混凝土結(jié)構(gòu)因具有安全、綠色、施工快速等優(yōu)點(diǎn),近10年內(nèi)得到了迅速發(fā)展。裝配式混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件連接形式及質(zhì)量是影響結(jié)構(gòu)承載力的重要因素,套筒連接作為主要連接形式之一,國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究,目前已有較多文獻(xiàn)證實(shí)套筒連接裝配整體式剪力墻的抗震性能與現(xiàn)澆剪力墻相當(dāng)[1-3]。

在套筒灌漿連接被廣泛使用的同時(shí),更優(yōu)的連接方式或改良方式也隨之出現(xiàn)。套筒加長型剪力墻承載能力較現(xiàn)澆試件更高[4],小型化套筒連接剪力墻具有良好的抗震性能[5],內(nèi)螺紋為雙螺旋的灌漿套筒在漿料強(qiáng)度60 MPa以上,鋼筋錨固長度10d(d為鋼筋直徑)以上時(shí)可保證連接強(qiáng)度[6],雙排套筒連接剪力墻試件的剛度和延性優(yōu)于單排套筒墻體[7-8]等。Han等提出使用鋼連接件連接預(yù)制混凝土剪力墻并進(jìn)行試驗(yàn),結(jié)果表明此方法可有效改善抗震性能[9]。

灌漿套筒連接處是裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié),施工過程中灌漿為現(xiàn)場濕作業(yè),容易出現(xiàn)灌漿缺陷。缺陷對單個(gè)連接件及整體試件受力性能的影響是當(dāng)前的研究熱點(diǎn)。文獻(xiàn)[10-13]對含缺陷的套筒連接件進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)研究,結(jié)果表明缺陷對極限值影響的嚴(yán)重程度按端部、中部、均布的順序遞增。Xiao等設(shè)計(jì)了7個(gè)全灌漿套筒連接裝配整體式剪力墻試件和1個(gè)現(xiàn)澆試件,并對其進(jìn)行對比試驗(yàn),認(rèn)為缺陷的影響可以通過公式來預(yù)測,并給出了計(jì)算公式[14]。Cao等對不同灌漿缺陷的裝配整體式剪力墻試件進(jìn)行模擬分析,結(jié)果表明,當(dāng)缺陷套筒比率超過25%時(shí),不再滿足抗震設(shè)計(jì)要求[15]。文獻(xiàn)[16-17]對錨固鋼筋缺陷長度進(jìn)行試驗(yàn)研究,結(jié)果表明錨固長度在6d以下時(shí)即不滿足強(qiáng)度要求。

考慮到預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)的快速發(fā)展和現(xiàn)有研究的空白,針對半灌漿套筒連接的裝配式剪力墻,本試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作了3個(gè)缺陷程度遞增的足尺剪力墻試件和一個(gè)無缺陷對比試件,并進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)。試件設(shè)置了不同嚴(yán)重程度的灌漿缺陷。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作了4個(gè)半灌漿套筒連接裝配整體式剪力墻試件,由墻板和基礎(chǔ)梁裝配而成,各試件尺寸均相同,墻板尺寸為2 480 mm×200 mm×1 450 mm,基礎(chǔ)梁尺寸為2 350 mm×450 mm×500 mm。

圖1 試件配筋方案Fig.1 Size and reinforcement of specimens

圖2 套筒位置 mmFig.2 Location of sleeves

4個(gè)試件中,DZ-1為無缺陷對照試件,試件TQ-1～3分別在暗柱套筒處設(shè)置1、2、3個(gè)缺陷。采用連通腔灌漿法進(jìn)行灌漿,實(shí)際操作中套筒的灌漿量無法準(zhǔn)確控制,根據(jù)文獻(xiàn)[16-17]的研究結(jié)果,錨固長度在6d以下時(shí)即不滿足強(qiáng)度要求,故通過截短錨固鋼筋長度的方法來模擬實(shí)際缺陷,無缺陷長度為8d,缺陷長度為4d,見圖3。

a—TQ-1;b—TQ-2;c—TQ-3。圖3 各試件缺陷Fig.3 Defects of each specimens

1.2 材料性能

試驗(yàn)所用鋼筋規(guī)格為HRB400,各直徑取3根進(jìn)行材性試驗(yàn),記錄屈服強(qiáng)度fy、極限強(qiáng)度fu以及套筒鋼筋的屈服應(yīng)變?chǔ)舮,性能參數(shù)見表1。

表1 鋼筋性能參數(shù)Table 1 Material properties of reinforcement

試驗(yàn)所用套筒型號為半灌漿GT14,外徑42 mm,內(nèi)徑30 mm,長156 mm?？估瓘?qiáng)度不小于650 MPa,屈服強(qiáng)度不小于400 MPa。

混凝土采用C30商品混凝土,坐漿料為C60,灌漿料采用H-80高強(qiáng)灌漿料,28 d抗壓強(qiáng)度為80 MPa,每種取3個(gè)試塊進(jìn)行材料試驗(yàn),混凝土及各種漿料的28 d強(qiáng)度見表2。

表2 混凝土及各漿料抗壓強(qiáng)度Table 2 Performance of concrete and grouting material MPa

1.3 測點(diǎn)布置

4個(gè)試件的應(yīng)變片布置相同,以試件DZ-1為例,應(yīng)變片布置及編號詳見圖4。縱筋應(yīng)變片布置在墻體邊緣構(gòu)件的豎向鋼筋上,距離套筒頂部為100 mm,從左至右按鋼筋序號編號,依次為A1～A3和A8～A10,第4～7根鋼筋處于墻體中部,變形較小,未設(shè)置應(yīng)變片。

圖4 應(yīng)變片布置示意 mmFig.4 Arrangements of strain gages

1.4 加載制度

試驗(yàn)時(shí),作動(dòng)器位于試件西側(cè),位移向東為正、向西為負(fù)(圖5)。試件采用位移加載制度,因設(shè)備原因不設(shè)置軸向壓力,采用慢速連續(xù)加載方式,共20級,每級加載的峰值位移較前一級增加2 mm,20級處的最大位移為40 mm,加載速率控制為0.5 mm/s。正式加載制度見圖6,試驗(yàn)現(xiàn)場見圖7。

圖5 試件方位Fig.5 Location of specimens

圖6 加載制度Fig.6 Loading process

圖7 試件現(xiàn)場Fig.7 Specimen in the laboratory

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 試件DZ-1

試件裂縫見圖8?？芍涸?～16 mm循環(huán)中墻體無裂縫產(chǎn)生,在18 mm循環(huán)中,即當(dāng)位移值達(dá)到15.7 mm,水平力為146.8 kN時(shí),墻體開始出現(xiàn)水平裂縫,第一條裂縫距墻底160 mm左右,大致為套筒頂部高度;隨著位移增大,裂縫會(huì)在墻底以上1 350 mm范圍內(nèi)總體以由下往上的趨勢生成;在24 mm循環(huán)中,墻體下部坐漿層處出現(xiàn)水平向裂縫,墻體下部與基礎(chǔ)梁頂面有張開趨勢;在28～30 mm循環(huán)中,坐漿層處發(fā)展為貫通裂縫,墻身處裂縫開始斜向下發(fā)展,并在位移30 mm時(shí),裂縫寬度達(dá)3 mm;在34 mm循環(huán)中,墻體主要裂縫基本貫通,不再產(chǎn)生新的裂縫;在38～40 mm循環(huán)中,試驗(yàn)停止。

a—裂縫分布;b—底部開裂。圖8 試件DZ-1裂縫Fig.8 Crack of specimen DZ-1

2.2 試件TQ-1

試件裂縫見圖9?？芍旱?～10 mm循環(huán)中,墻體無裂縫出現(xiàn);第12 mm循環(huán)中,水平力約128 kN時(shí),墻體西側(cè)出現(xiàn)第一條裂縫,裂縫距離墻底約150 mm;之后隨著位移增大,裂縫會(huì)在墻底以上1 200 mm范圍內(nèi)總體以由下往上的趨勢生成;22 mm循環(huán)中,墻底坐漿層兩側(cè)均出現(xiàn)裂縫;在30～32 mm循環(huán)中,墻體形成貫通裂縫,墻體底部連接處裂縫貫通;在34～36 mm循環(huán)中,試件兩側(cè)主裂縫基本形成,墻體底部裂縫斜向下發(fā)展至基礎(chǔ)梁,此種裂縫底部位置與套筒位置基本一致;在38～40 mm循環(huán)中,墻體不再有裂縫出現(xiàn),試驗(yàn)停止。

a—裂縫分布;b—墻角處裂縫。圖9 試件TQ-1裂縫Fig.9 Crack of specimen TQ-1

2.3 試件TQ-2

試件裂縫見圖10?？芍涸?～12 mm循環(huán)中,墻體無裂縫出現(xiàn);在16 mm循環(huán)中,水平力約136 kN和122 kN時(shí),墻體兩側(cè)各出現(xiàn)一條裂縫,東側(cè)裂縫距墻底370 mm,西側(cè)裂縫距墻底160 mm,整體呈水平發(fā)展;在20 mm循環(huán)中,出現(xiàn)數(shù)條新增裂縫,底部坐漿層處開裂;在24 mm循環(huán)中,原有裂縫繼續(xù)發(fā)展,較早產(chǎn)生的裂縫在墻體中部形成貫通;在28～32 mm循環(huán)中,主要裂縫基本兩側(cè)貫通;墻體下部裂縫發(fā)展至墻底;底部坐漿層處出現(xiàn)通縫,并在兩側(cè)墻角處出現(xiàn)混凝土剝落;在36～40 mm循環(huán)中,墻體基本不再產(chǎn)生主要裂縫,試驗(yàn)停止。

a—裂縫分布;b—底部開裂。圖10 試件TQ-2裂縫Fig.10 Crack of specimen TQ-2

2.4 試件TQ-3

試件裂縫見圖11?？芍涸?～12 mm循環(huán)中,墻體無裂縫出現(xiàn);在14 mm循環(huán)中,水平力約129 kN和-156 kN時(shí),墻體兩側(cè)均出現(xiàn)裂縫,東側(cè)裂縫距墻底290 mm,西側(cè)裂縫距墻底160 mm,整體略呈水平發(fā)展;在16 mm循環(huán)中,底部坐漿層處邊緣開裂;在28 mm循環(huán)中,東側(cè)墻角處產(chǎn)生密集小裂縫,并發(fā)展至墻底;底部坐漿層處出現(xiàn)通縫;在34～36 mm循環(huán)中,原有裂縫已基本貫通或停止發(fā)展,峰值荷載達(dá)到最大值;在40 mm循環(huán)中,墻體東側(cè)距墻底180 mm處裂縫寬度突增,試驗(yàn)停止。

a—裂縫分布;b—墻角處裂縫。圖11 試件TQ-3裂縫Fig.11 Crack of specimen TQ-3

3 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

3.1 試件荷載-位移曲線

試件DZ-1的荷載-位移曲線如圖12所示?？梢钥闯觯涸嚰﨑Z-1的滯回曲線較為飽滿,說明灌漿飽滿試件的耗能性能良好;試件在卸載為零的前后會(huì)出現(xiàn)荷載值變化緩慢的平臺(tái)階段,此階段為試件裂縫的閉合和打開階段。

圖12 試件DZ-1滯回曲線Fig.12 Hysteretic curve of specimen DZ-1

試件TQ-1的荷載-位移曲線如圖13所示?？梢姡涸嚰Q-1在西側(cè)暗柱中有1處灌漿缺陷,其滯回曲線與DZ-1相比有一定捏攏,并且水平位移較大時(shí)各循環(huán)峰值荷載小于試件DZ-1,其平臺(tái)階段較為明顯,荷載值在±10 kN左右。

圖13 試件TQ-1滯回曲線Fig.13 Hysteretic curve of specimen TQ-1

試件TQ-2的荷載-位移曲線如圖14所示?？梢姡篢Q-2在西側(cè)暗柱中設(shè)有2處缺陷,其滯回曲線較試件DZ-1捏縮更嚴(yán)重;加載初期在到達(dá)每級最大位移前有小段平臺(tái)階段,此階段為試件裂縫產(chǎn)生及發(fā)展階段,平臺(tái)階段持續(xù)較長,荷載值在0～10 kN。

試件TQ-3的荷載-位移曲線如圖15所示。可見：試件TQ-3在西側(cè)暗柱中有3處灌漿缺陷,其滯回曲線有較為明顯的滑移現(xiàn)象,負(fù)方向骨架曲線不飽滿;在大位移加載卸載后零位移左右出現(xiàn)較長平臺(tái)階段,此階段由坐漿層處裂縫發(fā)展及試件滑移所致,荷載值在-35 kN左右。

圖15 試件TQ-3滯回曲線Fig.15 Hysteretic curve of specimen TQ-3

對比4個(gè)試件的滯回曲線可知：各試件在混凝土開裂前均處于彈性階段,卸載曲線幾乎沒有殘余應(yīng)力;試件開裂后,荷載不足50 kN,殘余應(yīng)力均較小。各試件均呈現(xiàn)出滑移特征,缺陷越嚴(yán)重,滑移越明顯;各試件滯回環(huán)形狀介于梭形和Z形之間,缺陷越嚴(yán)重,越呈現(xiàn)出較為明顯的Z形特征;進(jìn)入塑性階段后,隨著裂縫的不斷開合以及鋼筋與混凝土之間黏結(jié)性能的下降,滯回曲線會(huì)出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象,3個(gè)缺陷試件中,試件TQ-1的捏縮程度較DZ-1增加不明顯,試件TQ-2與TQ-3的捏縮較為嚴(yán)重。

各試件骨架曲線對比如圖16所示?？梢姡簩Ρ?個(gè)試件的骨架曲線,各試件在彈性階段基本無差別,灌漿缺陷對試件開裂前承載力影響不明顯;在進(jìn)入塑性階段后,相較于試件DZ-1,試件TQ-1的峰值荷載并無明顯下降;試件TQ-2與TQ-3在12 mm之后峰值荷載低于DZ-1,且缺陷越嚴(yán)重的試件峰值荷載越小;試件進(jìn)入屈服階段后,試件TQ-1的峰值荷載有所下降,其值略低于試件DZ-1,且負(fù)方向更為明顯;試件TQ-2與TQ-3在屈服階段的峰值荷載低于TQ-1,且負(fù)方向更為明顯。

圖16 各試件骨架曲線對比Fig.16 Comparison of hysteretic curves of each specimens

3.2 試件承載力

試件的開裂荷載Pcr、屈服荷載Py、峰值荷載Pp見表3,其中屈服點(diǎn)以等效能量法求得?？芍涸嚰Q-1～TQ-3的開裂荷載與試件DZ-1無明顯差別,灌漿缺陷對試件開裂荷載的影響不大。

表3 各試件的承載力Table 3 Bearing capacity of each specimens kN

以無缺陷試件DZ-1的屈服荷載和峰值荷載為標(biāo)準(zhǔn),計(jì)算試件TQ-1～TQ-3對應(yīng)的荷載占比,見表3。可知：受灌漿缺陷影響,試件TQ-1～TQ-3的屈服荷載與峰值荷載均小于無缺陷試件DZ-1,且缺陷越嚴(yán)重,荷載值越小。

3.3 試件剛度分析

試件的剛度表示試件抵抗變形的能力。試驗(yàn)中,用每級循環(huán)最大位移處的荷載除以對應(yīng)位移值即為等效剛度K。各試件的剛度對比見圖17?？芍涸嚰﨑Z-1和TQ-1～TQ-3的等效剛度均有先升后降的趨勢,這是因?yàn)樵跓o軸壓的情況下試件在加載的初始階段即會(huì)產(chǎn)生一定的滑移,使得初始階段的等效剛度較小;正向加載下,試件TQ-1～TQ-3的最大剛度與試件DZ-1相差不大,在下降段中,試件TQ-1～TQ-3的剛度略小于試件DZ-1;負(fù)向加載下,試件TQ-1～TQ-3在加載中期(進(jìn)入塑性階段,尚未達(dá)到屈服階段)的等效剛度明顯小于試件DZ-1,且與缺陷程度呈很大相關(guān)性,缺陷最大的試件TQ-3,與對比試件DZ-1相差最大;而試件基本進(jìn)入屈服階段后等效剛度差距減小,與正方向下逐漸一致。說明灌漿缺陷對試件負(fù)方向的滑移影響較為明顯。

圖17 各試件剛度對比Fig.17 Comparison of stiffness of each specimens

3.4 鋼筋應(yīng)變

經(jīng)材料試驗(yàn),測得受力鋼筋屈服應(yīng)變值為2 561×10-6。因應(yīng)變數(shù)據(jù)較多,此處取最外側(cè)應(yīng)變片(A1、A10)的應(yīng)變值。各試件A1應(yīng)變片的荷載-應(yīng)變曲線如圖18所示?？梢钥闯觯篈1在初始階段荷載-應(yīng)變大致成線性變化,在試件水平推力為零時(shí),基本沒有殘余應(yīng)變;此后,隨著裂縫產(chǎn)生并發(fā)展至應(yīng)變片附近位置,區(qū)域內(nèi)的混凝土不再參與受拉,鋼筋所受拉力陡增;裂縫產(chǎn)生后,在水平推力為零時(shí)產(chǎn)生殘余應(yīng)變,并在零推力附近呈現(xiàn)明顯的非線性變化,而隨著荷載在正負(fù)向的增大,曲線逐漸回到線性發(fā)展。

a—試件DZ-1;b—試件TQ-1;c—試件TQ-2;d—試件TQ-3。圖18 試件的A1應(yīng)變值Fig.18 Strain values of A1 of specimens

各試件A10應(yīng)變片的荷載-應(yīng)變曲線如圖19所示?？梢姡河捎诨炷灵_裂,A10的曲線會(huì)發(fā)生陡增;試件TQ-3在破壞時(shí)墻體出現(xiàn)較大裂縫,故應(yīng)變片A10的應(yīng)變值出現(xiàn)大幅增長,鋼筋明顯屈服。

a—試件DZ-1;b—試件TQ-1;c—試件TQ-2;d—試件TQ-3。圖19 試件的A10應(yīng)變值Fig.19 Strain values of A10 of specimens

表4 受力鋼筋應(yīng)變情況Table 4 The strain information of stressed steel 10-6

表4為各試件A1～A10的最大應(yīng)變數(shù)據(jù),其中試件TQ-3的應(yīng)變值取試件破壞前的應(yīng)變?？芍簾o缺陷試件DZ-1最外側(cè)鋼筋拉應(yīng)變最大值高于試件TQ-1～TQ-3;且以材料試驗(yàn)所測鋼筋屈服應(yīng)變?yōu)闇?zhǔn),試件DZ-1和TQ-1的最外側(cè)鋼筋A(yù)1已屈服,其余尚未屈服,故套筒灌漿缺陷會(huì)影響鋼筋應(yīng)力傳遞,使墻體的鋼筋網(wǎng)承擔(dān)拉力減小,不易達(dá)到屈服值。

3.5 試件耗能分析

各試件每級耗能與累計(jì)耗能如圖20、21所示。可見：試件TQ-1～TQ-3的能耗與試件DZ-1并無明顯差別,在加載后期試件開始屈服后差別才開始顯現(xiàn);試件TQ-1～TQ-3與試件DZ-1的總能耗比值分別為96%、92%和88%。表明灌漿缺陷會(huì)影響試件的能量吸收,且進(jìn)入屈服階段后較為明顯。

圖20 每級循環(huán)耗能Fig.20 Energy consumption at each stage cycle of specimens

圖21 累計(jì)耗能Fig.21 Cumulative cyclic energy consumption of each specimens

4 結(jié) 論

1)對于套筒灌漿連接的裝配整體式剪力墻試件,受套筒影響,試件開裂初期裂縫傾向于出現(xiàn)在套筒頂部高度處(距墻底約160 mm),而此高度以下只有延伸裂縫,并無起始裂縫。各試件加載過程中均會(huì)在坐漿層處開裂,致使墻底張開,最終形成貫通裂縫。

2)相較于無缺陷試件,灌漿缺陷會(huì)導(dǎo)致試件的滯回曲線產(chǎn)生不同程度的捏縮。灌漿缺陷對開裂荷載的影響不大,但是缺陷會(huì)導(dǎo)致試件的主要裂縫數(shù)量變少,墻底部細(xì)小分支裂縫增多。

3)灌漿缺陷會(huì)導(dǎo)致試件的屈服和峰值承載力均有所下降,與無缺陷試件DZ-1相比,缺陷試件的屈服荷載下降了3%、8%和15%,峰值荷載下降了5%、12%和14%。

4)灌漿缺陷會(huì)使試件最終剛度降低,相較于對照試件DZ-1分別下降了15.2%、17.5%和13.0%。缺陷會(huì)導(dǎo)致試件耗能降低,且缺陷越嚴(yán)重的試件,耗能越低,與無缺陷試件DZ-1相比,總能耗分別下降了3.7%、7.9%和10.7%。