半裝配式鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗研究

隨著我國經濟的發展，按照建筑工業化生產模式推廣預制混凝土結構，具有重大的經濟和社會效應。越來越多的公司和研究人員進行了相關研究[1.6]。本文研究的半裝配式鋼筋混凝土剪力墻結構是一種以疊合式墻板和疊合式樓板為主要受力構件的結構體系(圖1,圖中斜線填充范圍為預制混凝土部分)。其中,預制混凝土墻板由兩層預制板與格構鋼筋組成,預制樓板中也設置有格構鋼筋。格構鋼筋由3根截面呈等腰三角形的上、下弦鋼筋以及彎折成型的斜向腹筋組成(圖1(d)),其作用主要是增強預制部分與現澆混凝土部分的連接和整體性,并保證預制構件在運輸吊裝過程中有足夠的強度和剛度。預制構件現場安裝就位后,設置必要的連接鋼筋和受力鋼筋,在預制墻板的核心部位、預制樓板的面層以及剪力墻的邊緣構件等部位澆筑混凝土,從而形成疊合式受力結構。這種半裝配式鋼筋混凝土剪力墻結構與全裝配剪力墻結構相比整體性能更好,是一種值得推廣的用于住宅建筑的結構體系。這種結構系從德國引進,以往主要應用于德國非抗震設防地區,且以低、多層建筑居多。將其應用于我國抗震設防區的多、高層結構,必須對其抗震性能進行深入的研究。課題組已對4片采用不同類型邊緣構件的單片半裝配式剪力墻及用于做對比分析的2片現澆鋼筋混凝土剪力墻試件進行了抗震性能試驗研究,并對半裝配式剪力墻間豎向拼縫的受力性能進行了試驗和理論分析。為進一步研究剪力墻與基礎之間的水平連接部位在水平地震作用下的受力和變形性能,縱橫向剪力墻相交處T形邊緣構件的形式對剪力墻受力和變形能力的影響,以及疊合樓板與墻板連接部位的受力情況,本文對2個帶樓板工字型橫截面的足尺半裝配式鋼筋混凝土剪力墻試件進行了低周反復加載試驗,旨在為這種結構體系的推廣應用提供可靠的科學依據。1測試方法1.1分配尺寸及配筋情況本次試驗的試件為2個由垂直方向的剪力墻和T形邊緣構件以組成的足尺工字型橫截面半裝配式鋼筋混凝土剪力墻,如圖1所示。墻體頂部設有疊合式樓板,以研究疊合樓板與墻板連接部位在地震作用下的受力情況。兩試件編號分別為SW1和SW2,尺寸及配筋情況見圖1。兩試件的差異在于邊緣構件內箍筋的數量,以考察邊緣構件內混凝土受約束程度的不同對剪力墻的承載力和變形能力的影響。SW1和SW2中邊緣構件加密區內箍筋分別為和(鋼筋強度等級為HRB335),體積配箍率分別為1.57%和2.27%。非加密區箍筋相同,均為(強度等級為HPB235)。箍筋加密區高度取800mm。試驗采用的預制墻板和樓板均在德國生產并海運至國內,其混凝土等級為德國標準的C35/45。現澆部分采用國產C30細石微膨脹混凝土,實測立方體抗壓強度平均值為26.0N/mm2,強度略低。剪力墻基礎插筋采用國產HPB235級鋼筋,其實測力學性能見表1。1.2測驗設備及加載模式試驗加載裝置如圖2所示。水平力由最大拉壓能力分別為1000kN和670kN的MTS電液伺服作動器施加。由于試件截面尺寸較大,施加模擬剪力墻軸向力的豎向荷載較為困難,本次試驗時沒有考慮豎向荷載的影響。試驗過程中,采用外置位移計及電液伺服作動器的內置位移計同時觀測墻的頂點位移,并由加載控制系統自動記錄每一時刻的水平荷載及位移值。由于半裝配式剪力墻在水平地震作用下主要的變形模式為墻體底部與基礎之間以及上下兩層墻體之間水平連接部位縫隙的張開和閉合,在剪力墻底部與基礎之間設置了位移傳感器來測量底部裂縫的張開寬度。此外還設置了測量剪力墻和基礎之間水平剪切滑移以及基礎本身平動的位移傳感器。在基礎插筋上設置了鋼筋應變片來測量鋼筋在加載過程中的應變。水平加載方式為雙向反復加載,加載分為2個階段:試件屈服前采用荷載控制,分5級加載,每級荷載反復一次;試件屈服后改為位移控制,按剪力墻頂部外置傳感器測得水平位移的倍數逐級加載,每級循環3次,至試件承載力下降到最大承載力的85%左右時結束試驗。2試驗結果2.1受影響過程和破壞類型由于僅在邊緣構件的配箍率上有所區別,兩試件試驗時的破壞過程相差不大。從以下幾個方面介紹試件的整個破壞過程。2.1.1結構裂縫分布當水平荷載較小時,試件均保持為彈性,未發現明顯裂縫。由于剪力墻底部與基礎連接處是新、老混凝土的連接面,初裂荷載不易捕捉。當2個試件水平荷載增加到150kN左右時,首先在剪力墻與基礎的連接處觀察到明顯的彎曲裂縫,此荷載值實際大于理論上的初裂荷載值。剪力墻與基礎連接處裂縫一出現便迅速向中和軸方向延伸,很快就開展到腹板中點位置附近,此時裂縫寬度很小,力-位移關系曲線仍基本呈線性狀態,且卸載后殘余變形很小,裂縫基本完全閉合。隨著荷載繼續增加,與現澆剪力墻不同,半裝配式剪力墻裂縫的開展主要表現在墻板與基礎連接處裂縫不斷延伸和加寬,盡管墻體其他部位也陸續出現一些彎剪裂縫,腹板剪力墻中也出現了X形剪切斜裂縫,但這些裂縫寬度均很小,且卸載后基本完全閉合。圖3為試驗結束時試件SW1翼緣和腹板剪力墻典型的裂縫分布情況,圖中填充斜線范圍為混凝土保護層剝落區域。SW2裂縫分布與SW1類似。圖4為剪力墻與基礎連接處裂縫張開最大寬度與剪力墻頂點位移的相關關系。可以看出,曲線基本呈兩折線的形式。頂點位移較小時,構件處于彈性階段,剪力墻的變形由底部裂縫的張開以及墻體本身的彎曲和剪切變形共同組成,底部裂縫張開寬度較小,所占總變形的比例也較小,相關曲線的斜率較低。隨著試件進入塑性階段,底部裂縫的張開成為剪力墻變形的主要組成部分,墻體本身的彎曲和剪切變形所占比例相對減小。裂縫張開寬度和墻頂位移近似呈正比,兩試件裂縫張開的最大寬度分別為22.1mm和21.3mm,此時墻頂位移Δu為67mm左右,剪力墻的位移角Δu/H約為1/60(H為剪力墻高度)。2.1.2剪力墻底部裂縫加強水平荷載達到300kN左右時,兩試件中受拉邊緣縱筋首先達到屈服強度。隨著荷載和位移的增加,剪力墻底部裂縫不斷開展,寬度迅速增加,縱筋的變形量也隨之迅速增大,應變增長幅度較快,受拉區縱筋均逐漸達到屈服,整個翼緣部分縱筋均參與受力。試驗接近破壞時,部分處于受拉邊緣的縱筋甚至由于變形過大被拉斷(圖5),導致試件強度進一步退化,并且限制了構件變形的增長,降低了構件的延性。2.1.3核心構件的壓碎加載到試件頂點位移為3Δy(Δy為屈服位移)左右時,墻體底部現澆T形邊緣構件的受壓區混凝土保護層首先開始壓碎剝落。由于約束箍筋的作用,核心區混凝土強度有所增加,試件所承受的荷載值沒有因為保護層混凝土的剝落而大幅度降低。隨著剪力墻頂點位移的增加,受壓核心區混凝土逐漸被壓碎,試件強度逐漸退化。到試件破壞時,保護層剝落范圍大約距基礎頂面200mm~300mm,局部剝落范圍較大(圖3)。剪力墻底部與基礎頂面間40mm高度的縫隙內的混凝土由于沒有任何約束,強度較低,受壓區范圍內幾乎完全壓碎。現澆T形邊緣構件內的部分核心混凝土也被壓碎,而疊合墻板的預制部分混凝土強度較高,破壞比較輕微,核心部分的現澆混凝土由于有預制墻板的約束作用,強度有一定程度的提高,壓碎范圍也較小。總體來說,與現澆混凝土剪力墻相比,半裝配式剪力墻塑性變形范圍較為集中,而且由于試件接近破壞時部分縱筋拉斷,導致試件變形能力較差,混凝土強度沒有充分發揮,破壞不夠充分,混凝土壓碎范圍也較小。2.1.4疊合墻板內的現澆邊緣構件本次試驗的試件采用現澆的T形邊緣構件,見圖1。由試件中的裂縫分布圖可以看出,剪力墻中的彎剪裂縫能夠逐漸由現澆的邊緣構件延伸至疊合墻板內。在水平荷載作用下,當剪力墻底部與基礎間水平裂縫張開時,現澆邊緣構件與疊合墻板中的預制部分的豎向拼縫在底部有輕微的受拉脫離現象,但此時疊合墻板的核心區現澆混凝土與現澆邊緣構件仍為一個整體。因此,疊合墻板與現澆邊緣構件能夠有效地共同工作。此外,由于現澆部分的混凝土強度較低,整個邊緣構件均采用現澆的形式,導致邊緣構件在水平地震作用下破壞較嚴重。2.1.5墻頂變形幾何分析盡管在試件制作時采取了將底座表面刮毛使其具有自然粗糙面的措施,試驗過程中剪力墻與基礎間仍然發生了較大的水平剪切滑移(圖6)。試驗的初始階段,水平滑移較小,且卸載后基本能完全恢復。當試件位移較大時,剪切滑移也逐漸增大,卸載時的殘余變形也越來越大。SW2水平剪切滑移Δs與墻頂位移Δ的相關關系如圖7所示。正向和反向加載時最大剪切滑移相差較大,分別為24.38mm和15.28mm,是墻頂點位移的34.15%和19.31%。試驗時未施加豎向荷載是產生較大剪切滑移的主要原因之一,實際結構中剪力墻中的軸力可以在一定程度上減少剪切滑移的大小。此外還可以采取進一步的抗滑移措施,使剪切滑移控制在可以接受的水平。2.1.6心區混凝土沿角線方向拉裂試驗過程中,在試件SW1的疊合樓板和墻板連接部位發生了剪切脆性破壞,核心區混凝土沿角線方向拉裂(圖8)。該裂縫僅限于現澆混凝土范圍內,并沒有延伸至強度較高的預制墻板部分。實際工程中應采取提高混凝土強度、增大節點核心區面積或增設抗剪鋼筋等措施來提高疊合樓板與墻板連接核心部位的抗剪能力。2.2試驗結果的分析2.2.1荷載作用下的滯回兩試件的力-頂點位移滯回曲線和骨架曲線分別如圖9、圖10所示。兩試件從加載到破壞整個過程中表現出穩定的滯回特性。加載的初始階段滯回環為梭形,隨著剪力墻與基礎間剪切滑移的逐漸增大,滯回環的反S形越來越明顯,試件的滯回耗能較小。試件在水平荷載下的反應可分為3個不同的階段:第1階段,頂點位移小于屈服位移Δy時,構件基本保持彈性,剪力墻底部裂縫張開寬度較小,破壞較輕微;第2階段,頂點位移位于1Δy~3Δy時,為彈塑性階段。這一階段內剪力墻底部裂縫張開寬度逐漸增大,縱筋逐漸受拉屈服,試件剛度逐漸退化;第3階段,頂點位移位于3Δy~6Δy時,為破壞階段。這一階段受壓混凝土開始逐漸壓碎,部分受拉鋼筋被拉斷,試件強度逐漸退化,最終達到破壞。2.2.2混凝土強度與強度表2中列出了兩試件的屈服荷載Fy、極限荷載Fu以及按現行規范計算得到的剪力墻壓彎承載力uF′值。計算過程中鋼筋取實測屈服強度,混凝土軸心抗壓強度取0.76fcu,疊合墻板部分混凝土抗壓強度取現澆混凝土和預制混凝土強度的平均值。計算時均未考慮箍筋約束對混凝土強度的影響。結果表明,承載力試驗值均大于計算值,試件具有足夠的強度。表2中還列出了試件的屈服時割線剛度Ky以及破壞時割線剛度Ku與Ky的比值。其中,Ky=Fy/Δy,Ku=0.85Fu/Δu,Δy為屈服位移,Δu為極限位移,即水平荷載下降到極限荷載的0.85倍時對應的頂點位移值。兩試件破壞時的殘余剛度為屈服剛度的12%~18%。剛度的退化主要是由于反復荷載作用下混凝土被壓碎以及剪力墻水平剪切滑移的發生。2.2.3t形邊緣構件內配高溫表3中列出了兩試件的屈服位移Δy、極限位移Δu、延性系數μ及極限位移角Δu/H。結果可見,盡管兩試件T形邊緣構件內配箍率不同導致約束混凝土的強度和延性有所差別,但由于試件接近破壞時部分鋼筋被拉斷,混凝土受壓強度發揮不充分,兩試件最終的極限位移及延性相差不大。試件極限位移角均大于1/100,可以滿足我國規范中罕遇地震下的變形要求。3試驗件的基本特征本文通過2個工字型橫截面半裝配式鋼筋混凝土剪力墻試件的低周反復加載試驗,對這種結構的抗震性能進行了研究,主要得出以下幾個結論:(1)半裝配式鋼筋混凝土剪力墻水平地震作用下主要的破壞模式為剪力墻與基礎間水平連接處縫隙的張開,而墻體本身的破壞較輕微,彎剪裂縫和剪切斜裂縫寬度很小,且卸載后基本閉合。(2)試件水平荷載下的塑性變形集中在底部水平連接部位附近,混凝土壓碎范圍較小,接近破壞時