苗欣蔚, 黃 煒, 張家瑞

(1. 西安建筑科技大學 理學院, 西安 710055; 2. 西安建筑科技大學 材料科學與工程博士后科研流動站, 西安 710055; 3. 西安建筑科技大學 西部綠色建筑國家重點實驗室, 西安 710055; 4. 西安建筑科技大學 土木工程學院, 西安 710055)

裝配式建筑作為綠色建筑的典型代表,具有生態(tài)節(jié)能、質量優(yōu)越、建造快速以及施工便捷等優(yōu)點[1]。據(jù)報道,裝配式混凝土結構可以降低67%的廢物產生率和10%的碳排放[2-3],而我國建筑行業(yè)全壽命周期碳排放量將近全國碳排放量的一半,可見推動裝配式結構不僅是建筑行業(yè)自身發(fā)展需求,同時還是響應國策、助力“雙碳”戰(zhàn)略實行的有力推手。

目前國內外裝配式結構主要是構件工廠預制,運輸至現(xiàn)場后采用現(xiàn)澆或濕連接的方法集合成為整體,并未達到正真意義上的“裝配式”,為進一步提升建造效率,裝配式結構的干法連接逐漸成為裝配式結構的研究熱點[4],如焊接[5]、螺栓連接[6-7]、盒式連接[8]等。相比濕連接,干連接具有結構簡單、運輸方便、污染少的優(yōu)點。但目前相關研究多集中在預制墻體的豎向連接(水平接縫),針對橫向(豎向縫)干連接的研究很少,且僅限于可行性驗證方面。黃昌輝等[9-10]提出兩種豎縫焊接連接的裝配式剪力墻,試驗結果表明兩類試件承載力、剛度基本一致,并均表現(xiàn)出了優(yōu)越的變形和耗能性能。孫建等[11-12]通過型鋼與螺栓實現(xiàn)了裝配式剪力墻的橫、豎向干法連接。黃煒等[13]提出三種墻體豎縫連接方式:盒式連接、螺栓連接和U型鋼板連接,并與現(xiàn)澆構造柱連接進行對比;結果表明:釋放接縫位移會降低墻體剛度和承載力,但可提升顯著墻體耗能性能,這三種接縫形式均適用于低多層結構。Foerster等[14]對兩種新型豎向接縫連接的墻體進行了抗震性能研究,接縫采用不同構造形式的軟鋼板通過焊接連接,結果顯示開圓孔的軟鋼板屈服后可為結構提供優(yōu)越的能量耗散功能,連接的同時具有較好耗能減震性能。Brunesi等[15-16]在預制構件(樓板和墻板)中預埋金屬錨環(huán),通過帶彎鉤錨桿實現(xiàn)一字型墻板的豎向縫連接,對于L型與T字型墻板采用角鋼和螺栓連接,通過擬靜力試驗驗證了結構的破壞機理和損傷演變,這種結構通常僅為兩層。上述研究表明,采用干法連接的墻體或結構往往難以達到與濕連接相同的承載能力和剛度,但其變形能力往往優(yōu)于濕連接,因此二者的耗能能力不相上下。因此,對于低、多層建筑,在滿足結構安全的前提下,干法連接可有效最大程度發(fā)揮裝配式結構在成本和效率上的優(yōu)勢。對于豎縫承載力的研究尚缺乏完善的成套的理論體系與規(guī)范,主要是依據(jù)為數(shù)不多的研究成果,結合工程實踐經(jīng)驗與理論分析的方法建立的建議公式。JGJ 1—1991《裝配式大板居住建筑設計和施工規(guī)程》[17]中考慮墻板豎縫抗剪承載力主要由混凝土抗剪鍵和穿過接縫水平鋼筋的抗剪承載力兩部分組成,并引入抗剪鍵共同工作系數(shù)。宋國華等[18]對裝配式大板結構豎縫的抗剪機理進行研究,提出了在鋼筋屈服前、后接縫受剪承載力的受力機理。張榮強[19]提出剪力墻豎縫軟索連接的抗剪承載力由鍵槽抗剪、接觸面摩擦抗剪以及軟索自身抗剪組成,但未給出具體計算公式。DBJ43/T 320—2017《盒式連接多層全裝配式混凝土墻-板結構技術規(guī)程》[20]中裝配式

墻體豎縫剪力由墻體側向力與墻體高寬比決定。Buyukozturk等[21]基于大量預制拼裝混凝土構件中豎向平接縫與單鍵齒的直剪試驗,分別提出了無鍵齒平面干接縫和平面膠接縫的抗剪承載力計算公式。王威等[22-24]對用于裝配式墻體的螺栓連接進行了節(jié)點、接縫和結構的系統(tǒng)試驗,結合數(shù)值模擬研究了連接形式的受力性能,并探究了不同層面構件可能發(fā)生的破壞形態(tài);提出豎向縫螺栓連接節(jié)點的設計理論依據(jù)為:避免螺栓破壞,使螺栓連接件的破壞由鋼板或箍筋承載力控制。

綠色裝配式復合墻結構是一種由多種預制構件通過可靠連接形成的結構體系,如圖1所示,具有低碳節(jié)能、快速建造等特點。為提高其裝配效率,課題組前期提出一種豎向縫采用螺栓連接的全裝配式聯(lián)肢復合墻,并通過低周往復加載試驗驗證了此法是一種安全、可靠、便捷的豎縫連接方式。為進一步明確此類接縫形式對裝配式聯(lián)肢復合墻體抗震性能的影響,以豎縫連接鋼板厚度為變量設計了3榀全裝配式聯(lián)肢復合墻(PCW-B),通過擬靜力試驗對比研究了板厚對聯(lián)肢墻破壞形態(tài)、抗震性能、變形能力等方面的影響規(guī)律,以及豎縫在受力過程中的變形規(guī)律。

1、2. 裝配式復合墻板; 3. 疊合樓蓋; 4. 預制女兒墻; 5. 預制樓梯; 6. 疊合梁; 7. 預制陽臺板; 8. 預制雨棚板; 9.現(xiàn)澆構造柱圖1 裝配式復合墻結構體系Fig.1 Assembled composite wall structure

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗設計了3個1/2比例豎縫采用螺栓連接的聯(lián)肢復合墻體,試件由加載頂梁、復合墻板和地梁組成。復合墻板尺寸為950 mm×1 340 mm×100 mm,地梁的尺寸為3 000 mm×500 mm×500 mm,加載頂梁的尺寸為2 120 mm×200 mm×200 mm。需要注意的是,為避免加載梁對垂直接頭豎向位錯的影響,加載梁與中間用兩個鋼背板分開,鋼板接觸面涂上工業(yè)潤滑油,如圖2所示。試件設計參數(shù)如表1所示,其中水平縫連接一致,試件幾何尺寸和配筋如圖3所示。

圖2 試件構造示意圖Fig.2 Structural diagram of specimen

表1 聯(lián)肢墻試件設計參數(shù)Tab.1 Design parameters of coupled wall specimens

(a) 正面圖

(b) 側面圖

(c) 1-1 剖面圖圖3 試件尺寸及配筋圖Fig.3 Dimensions and reinforcement of specimen

1.2 材料性能

試驗前對混凝土、砌塊、鋼筋和鋼板進行了材料試驗,如表2所示,以獲得準確的力學性能。制備混凝土與加氣塊立方體試塊各6組,實測混凝土抗壓強度35.3 MPa,砌塊的抗壓強度3.4 MPa。

表2 各類材料性能Tab.2 Mechanical properties

1.3 加載設備及加載制度

試件加載裝置如圖4所示,軸向千斤頂與加載梁間放置一鋼梁可使荷載均勻施加于試件,設計軸壓比取0.2,計算軸向力400 kN。水平荷載由施加于反力墻的作動器提供,試驗結果數(shù)據(jù)由TDS-602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進行收集。下部剛性梁用于固定地梁,以避免水平滑動。為防止墻板面外屈曲,在試件兩側設置兩根水平鋼梁作為橫向支撐。在整個加載過程中全程監(jiān)測豎縫兩側墻板的相對位移,接縫測點布置如圖5所示,Δ1為兩側墻板垂向相對位移,Δ2為水平相對位移。

圖4 試件加載示意圖Fig.4 Testing set-up

圖5 豎向接縫測點布置Fig.5 Arrangement of vertical joints

試驗加載方案以試件PCW-B1為例,如圖6所示。為了更好的捕捉屈服點,研究局部塑性變形和破壞,加載制度采用前期荷載控制,屈服后改為位移控制的方法。為消除試件與頂部鋼梁、作動器間的空隙,試驗開始前先進行預加載。開裂前,逐級以20 kN遞增循環(huán)一圈。屈服后,加載幅值取屈服位移值的一半遞增,循環(huán)3次。峰值過后,加載幅值取為屈服位移,直至達到峰值載荷的85%時結束。

2 試驗結果分析

2.1 試驗破壞形態(tài)

所有試件都表現(xiàn)出相似的破壞模式:受壓區(qū)加砌塊先開裂,隨著側向力增加裂縫逐漸開展并延至中部肋梁,再發(fā)展至中部肋柱、頂部及底部肋梁,最后至邊肋柱,加載結束時邊肋柱多處呈現(xiàn)水平裂縫,且肋梁肋柱交點處出現(xiàn)“X”型交叉裂縫。在試驗結束前,水平和豎向縫連接鋼板應變片均未檢測到有效數(shù)據(jù),說明其未發(fā)生明顯的塑性變形,可見試件的破壞是由于墻板的失效而非接縫,滿足了“強連接、弱墻板”的設計目標。

各試件表現(xiàn)出相似的破壞形態(tài)和破壞過程,以試件PCW-B3為例,如圖7(a)所示。當水平側向力達到60 kN時,各試件塊出現(xiàn)初始裂紋,層間位移角(θ=Δ/h)分別為0.099%、0.087%和0.081%。試件FAC-2的中肋梁也同時發(fā)生了開裂,這可能是由于安裝誤差導致墻板受力不均勻所致。然而,試件PCW-B1和PCWB-3是當側向力達到80 kN (層間位移角分別為0.12%和0.17%)時裂縫延伸至肋梁。隨著側向力的增加,試件PCW-B1和PCWB-2分別在160 kN和140 kN時裂縫延伸至肋柱,層間位移角分別為0.34%和0.41%,而試件PCWB-3在加載至100 kN時開裂(θ=0.16%)。當側向力達到214 kN和200 kN時,試件PCWB-2和PCWB-3在肋梁肋柱節(jié)點處形成交叉裂紋,如圖7(f)所示,層間位移角分別為0.9%和0.62%。然而,試件PCW-B1發(fā)生得較晚,是在加載模式轉換為位移控制后,橫向位移為14.0 mm(θ=1.1%)時。此時,墻板塑性變形較大,多處砌塊裂縫貫穿并有破碎掉落現(xiàn)象。隨著側向荷載增加,裂縫逐漸延伸至水平接縫—豎向接縫,當試件PCWB-2和PCWB-3的側向位移達到12.0 mm(=0.9%位移比)時,水平縫預埋件與混凝土間界面破損、開裂,而PCW-B1是在橫向位移達到9.5 mm(θ=0.7%)便出現(xiàn)此現(xiàn)象。在此過程中,裂縫繼續(xù)加寬并延伸至豎向接縫,如圖7(e)所示,預埋件和混凝土之間的界面逐漸開裂,表明此時豎向接縫受力加劇,受壓區(qū)砌塊裂縫寬度達到1.0～1.5 mm。試件PCW-B2和PCWB-3的豎縫連接件界面開裂時,橫向位移為24.0 mm(PCW-B1為23.0 mm),這可能是由于加載振幅的差異。最后,觀察到,由于軸壓力作用,兩側墻板向垂直接縫膨脹,底部接縫幾乎閉合,如圖7(g)所示。試件在不同狀態(tài)下的側向力和側向位移如表3所示。

表3 各階段的破壞模式Tab.3 Failure mode at each stage

2.2 滯回曲線及特征點

滯回曲線反映了構件或結構在往復載荷作用下的變形特性、剛度變化和耗能性能,3組試件的滯回和骨架曲線,如圖8所示。

(a) PCW-B1

(b) PCW-B2

(c) PCW-B3

(d) 骨架曲線圖8 試件滯回曲線與骨架曲線Fig.8 Hysteresis curve and skeleton curve of specimen

各試件在開裂前側向力和側向位移基本呈線性,加、卸載曲線呈線性,殘余變形小,處于彈性受力狀態(tài)。荷載增加,試件剛度減小,殘余變形增加,包絡環(huán)面積增大,曲線由原來的直線變?yōu)榍€形狀。目前,大部分砌塊已開裂,少量肋梁、肋柱開裂,試件逐漸進入彈塑性受力階段。隨著加載持續(xù)墻板殘余變形繼續(xù)增長直至屈服;屈服后變?yōu)槲灰瓶刂萍虞d,試件的承載力繼續(xù)增加,滯回曲線面積更加飽滿。峰值點過后,曲線斜率繼續(xù)減小,承載力和剛度明顯下降。試件PCW-B1的初始剛度最小,且在峰值載荷后,其剛度退化速度減緩,極限位移最大。試件PCW-B2的滯回線面積最飽滿,可見增加豎縫鋼板厚度有助于試件整體耗能,而其加載正向和反向曲線的不對稱性可能是由于制造和加載誤差造成的。由此可知,試件的初始剛度、極限位移和能量耗散能力均與豎縫板厚成正比,且板厚不應小于6 mm,否則試件的初始剛度過小變形過大,也不利于整體耗能。

3個試件的各個特征點的荷載和位移,如表4所示,發(fā)現(xiàn)各試件的開裂荷載相同,開裂位移不受豎縫板厚度影響;而對于屈服點,試件PCW-B2的屈服荷載最大,但屈服位移(均值)卻是試件PCW-B1超出其他試件25.4%,這是由于試件PCW-B1初始剛度過小,導致加載前期側向位移過大,這可能是豎縫鋼板較薄導致聯(lián)肢墻整體性欠佳。對于峰值點,各試件側向位移均值相等,但峰值荷載點明顯與鋼板厚度成正比;破壞點為承載力降至峰值荷載85%時的采集點,可見此刻試件的荷載與位移均與板厚成正比,且當板厚小于6 mm時,極限位移將顯著增加。

表4 試件特征點的荷載及位移Tab.4 Summary of the main performance points of the specimens

試件在各階段的位移角和位移延性系數(shù),如表5所示,其中θ代表各階段試件的層間位移角,(θ=Δ/h,h代表墻體高度),可見各試件的位移延續(xù)系數(shù)在3.5～4.0,而極限位移角在1/48～1/42,可見此類試件的變形能力較好。

表5 各階段位移角和位移延性系數(shù)Tab.5 Drift ratio and μ

2.3 剛度退化

3組聯(lián)肢墻試件的剛度退化曲線,如圖9所示,剛度計算公式如下

圖9 試件剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve of test piece

(1)

式中,Pi和Δi分別為第i次正向循環(huán)時的最大荷載和最大位移,而-Pi和-Δi分別為第i次反向循環(huán)時的最大荷載和最大位移。觀察發(fā)現(xiàn)鋼板厚度最小的試件PCW-B1初始剛度最小,而板厚到達6 mm后,兩試件的初始剛度和剛度下降趨勢接近,表明豎向接縫的板厚不應小于6 mm,且從經(jīng)濟角度來看應選6 mm。

2.4 豎向接縫變形

在側向力作用下,PCW-B試件的左右兩個墻板會產生水平和豎向的相對位移,及豎向縫的水平變形和豎向變形,可見水平變形呈“C”形,而豎向變形與試件的骨架曲線相似。開裂前,墻板處于彈性階段協(xié)調變形,接縫變形較小,隨著側向力增加豎縫變形增速加快,且水平變形明顯快于豎向;加載至峰值載荷的16.0%～18.2%時,水平變形達到0.25 mm,而豎向變形直至加載到峰值載荷的50%左右時才達到0.25 mm,據(jù)觀察雙向變形均在達到0.25 mm左右后增速加快。當加載至峰值載荷時,試件的水平張開達到最大值,而此時豎向變形僅達到其最大變形量的48.4%～61.8%,峰值荷載后仍有增長。豎縫鋼板厚度與水平變形成正比,但板厚小于8 mm影響不明顯,但板厚對豎向變形量影響不明顯。

2.5 耗能能力

累積滯回耗能是試件在每個加載階段的累積能量釋放值。累積滯回耗能越大,he越大,則耗能能力越強。試件等效黏滯阻尼系數(shù)和累計耗能Ea,如表6所示,可見對于試件PCW-B1,盡管其延性最大,但由于其承載力較差,其累積能量消耗最小。而豎縫連接鋼板最厚的試件PCW-B2,在開裂點、屈服點和峰值點的等效黏滯阻尼系數(shù)顯著大于其他試件,直至破壞點時略低于平均值;而增加豎縫連接板厚度可以顯著提高PCW-B試件的累計滯回耗能能力,尤其在板厚達到8 mm后,耗能能力顯著提升,較6 mm的試件累計滯回耗能提升了22.7%,而試件PCW-B2較PCW-B1僅提升4.5%。

(a) 水平變形

(b) 豎向變形圖10 豎縫的相對位移Fig.10 Deformation of the vertical joints

表6 等效黏滯阻尼系數(shù)和EaTab.6 Equivalent viscous damping coefficient and Ea

3 豎向接縫受剪承載力研究

對現(xiàn)有裝配式混凝土墻體豎縫受剪承載力相關研究進行總結,如表7所示。

表7 現(xiàn)有裝配式混凝土墻體的豎向縫受剪承載力計算方法Tab.7 Calculation of shear capacity of vertical joints of existing fabricated walls

3.1 豎向接縫受剪破壞機理分析

參考上述相關研究可知,影響豎縫受剪性能的主要因素包括豎縫連接形式、剪切鋼筋配筋率、剪切鋼板強度、連接件個數(shù)和形式、摩擦力及拼縫寬度等。

本文為研究純粹的豎縫連接方式對聯(lián)肢墻試件以及豎縫變形規(guī)律的影響,未對豎縫進行處理,實際工程中需對豎縫進行防水、防火等處理,多采用填充環(huán)氧樹脂類耐候膠。由試驗結果分析可知,試件在接近屈服時豎縫水平向開始出現(xiàn)明顯收攏的趨勢,直至試件破壞豎縫有5～6 mm的合攏,可見若在實際工程中,墻板在受力產生變形后豎縫處混凝土會產生不可忽視的壓應力;基于上述分析,提出豎向縫受剪計算簡圖,如圖11所示。

圖11 豎縫受剪承載力計算簡圖Fig.11 Calculation diagram of shear bearing capacity of vertical joints

由圖11分析可知,豎縫受剪承載力主要取決兩方面貢獻:① 豎縫連接件處各部對受剪承載力的貢獻,包括連接鋼板和高強螺栓的作用,圖中用Vs表示;② 豎縫兩側墻板接觸面產生的摩擦力,實際工程中需填充耐候膠對豎縫進行防水、防火處理,墻板在受力產生變形后豎縫處混凝土會產生壓應力,從而產生摩擦力即圖中的Vf。其中豎縫連接件處各部對受剪承載力的貢獻因素包括:連接鋼板強度、高強螺栓和預埋件處箍筋作用力,存在以下三種潛在破壞模式:

(1) 連接鋼板被剪斷。試驗結果中,連接鋼板除了在螺栓孔周圍有較小轉動外基本保持完好,未發(fā)生明顯塑性變形,但是如果連接鋼板過薄或者強度過小也會發(fā)生剪壞,從而導致接縫破壞。

(2) 螺栓被剪壞。試驗結果中,高強螺栓未發(fā)生變形,但若螺栓強度過小或直徑較小會導致其在受力過程中被剪壞從而直接導致節(jié)點失去承載能力。

(3) 螺栓周圍箍筋拉斷。試驗中,加載后期豎縫預埋件出邊肋柱周圍混凝土多處開裂,若高強螺栓周圍箍筋應力達到箍筋實測極限抗拉強度并且塑性變形很大,說明節(jié)點破壞。因為節(jié)點區(qū)混凝土的破壞和剝落主要發(fā)生在節(jié)點試驗過程中,節(jié)點破壞時節(jié)點區(qū)受拉混凝土已經(jīng)退出工作而只有螺栓周圍箍筋受力,故此時只有螺栓周圍箍筋受力。

3.2 豎向接縫受剪承載力公式

3.2.1 豎縫連接件處產生的剪力

(1) 連接鋼板抗剪承載力Vsv

依據(jù)鋼板抗剪強度連接鋼板抗剪承載力為

Vsv=fvsAs

(2)

式中:fvs為連接鋼板極限抗剪強度;As為連接鋼板受剪截面面積。

(2) 螺栓作用力Vbv

(3)

(4)

(5)

(3) 預埋件處箍筋作用力Vcv

(6)

式中:fyv為箍筋抗拉強度設計值;Asv為受拉箍筋截面積;

基于上述分析,綜合考慮螺栓作用、連接鋼板抗剪承載力、和箍筋承載力三方面因素,定義當豎向接縫受剪承載力達到這三因素某一最小值時達到極限狀態(tài),計算公式如下

Vjv=min(∑Vsv,∑Vbv,∑Vcv)

(7)

3.2.2 豎縫摩擦力產生的剪力

在接縫剪切強度中,由接縫界面提供的摩擦力是重要組成部分。摩擦力與界面上的側壓應力及接觸面間的摩擦系數(shù)有關。

參考文獻[25]得環(huán)氧平接縫剪切強度建議公式為

Vvj=Avjμvjσc

(8)

式中:Avj為豎縫截面面積,取墻板高度與厚度的乘積;μvj為摩擦因數(shù);σc為接縫混凝土壓應力。本文參考文獻[21]中對涂環(huán)氧膠的平接縫進行試驗及理論分析,摩擦因數(shù)取0.83。

由上述分析認為,豎向接縫的受剪承載力取決于連接件節(jié)點抗剪強度和豎縫接觸面產生的摩擦力抗剪兩項,二者任一先達到極限強度即認為豎縫破壞;計算公式如下

Vvs≤min(Vjv,Vvj)

(9)

4 結 論

(1) 豎縫板厚對試件破壞過程和破壞形態(tài)無影響,各試件均是由于墻板的破壞而失效;水平、豎縫連接件均無明顯的塑性變形;試件破壞過程符合“砌塊-肋梁-肋柱”的破壞順序,破壞模式均為剪切破壞。

(2) 增加豎縫板厚可有效提升試件的承載力、初始剛度和耗能能力,但板厚對試件開裂荷載與屈服荷載無明顯影響;且板厚不應小于6 mm。

(3) 豎向接縫兩側墻板會產生水平和豎向相對位移,水平變形曲線呈“C”形,而豎向變形曲線與骨架曲線相似;峰值載荷時,試件的水平變形達到最大值,此時豎向變形僅為其最大變形量的48.4%～61.8%,峰值荷載后仍有增長。水平變形量與豎縫板厚成正比,但板厚對豎向變形量影響不明顯。

(4) 提出連接件抗剪作用和墻板界面摩擦力抗剪作用是構成豎向縫受剪承載力的兩個重要因素,并建立受剪承載力理論計算公式,可為裝配式墻體結構提供相關理論參考。