裝配式混凝土剪力墻水平拼縫U型閉合筋連接抗震性能試驗研究

劉家彬 陳云鋼，2 郭正興 張建璽

(1 東南大學土木工程學院，南京210096)

(2 安徽工業大學建筑工程學院，馬鞍山243002)

隨著我國“建筑工業化、住宅產業化”進程的加快，裝配式混凝土剪力墻結構應用越來越廣泛.近年來，國內已逐漸形成了多種裝配式剪力墻結構技術［1-5］.

剪力墻構件是高層房屋剪力墻結構的主要受力構件，也是其首要抗震耗能構件.因為裝配式剪力墻墻體構件分層預制，故位于水平拼縫處的水平連接構造和性能直接決定了剪力墻結構的整體性、承載能力及變形能力.所以，探索水平拼縫處合理的豎向鋼筋連接方式及局部現澆混凝土的拼縫處理方法，對裝配式剪力墻抗震性能影響的研究就顯得尤為必要.國外學者也曾做過類似研究［6-9］.本文將介紹一種作者設計的U 型閉合筋連接裝配式剪力墻結構內墻水平連接的新形式，并對U 型閉合筋連接形式進行抗震性能試驗，綜合評價其抗震性能.

1 U 型閉合筋內墻水平連接

剪力墻上層預制內墻板兩下角的左、右邊緣部分是沒有混凝土的豎向U 型閉合鋼筋，水平分布鋼筋的兩端與豎向U 型閉合鋼筋連接，箍筋分別將豎向U 型閉合鋼筋連接成一個整體;剪力墻上層預制內墻板中部設有金屬波紋漿錨管，波紋漿錨管的下部位于剪力墻上層預制內墻板的下部并與外部連通，波紋漿錨管的上部與澆筑口連通，在剪力墻上層預制內墻板側面的豎向U 型閉合鋼筋上方設有預留澆筑孔.

剪力墻下層預制內墻板上部的中間部分設有豎向漿錨鋼筋，對應于上層預制內墻板的波紋管;剪力墻下層預制內墻板兩邊部分對應于剪力墻上層預制內墻板的左、右兩下角設有豎向U 型閉合鋼筋的部分，見圖1(a).

剪力墻上層預制內墻板與剪力墻下層預制內墻板連接時，墻板中部豎向分布鋼筋漿錨間接搭接連接區域混凝土接觸面四周鋪有坐漿層，豎向漿錨鋼筋插入金屬波紋漿錨管，灌漿料灌入金屬波紋漿錨管;剪力墻上下層預制內墻板邊緣部位的豎向U型閉合筋對插、搭接，水平加強鋼筋插入豎向U 型閉合鋼筋，見圖1(b).

U 型閉合筋內墻的優點如下:

1)上、下層剪力墻板邊緣部分的連接通過U型閉合筋錯位對扣、綁扎水平加強鋼筋及連接區局部現澆混凝土實現，保證連接的抗剪、抗彎承載力及剛度，U 型閉合筋及箍筋對局部現澆混凝土提供了多向約束作用，提高了邊緣構件的延性.

2)剪力墻板中部豎向分布鋼筋通過漿錨間接搭接連接方式，既方便了上層剪力墻板在澆筑樓板后的安裝就位及臨時錨固，又可減少現場的灌漿工作量.

3)U 型閉合鋼筋混合連接邊緣構件的水平連接采用等同于現澆剪力墻的濕連接，中部豎向分布鋼筋處的水平縫采用干連接，兼顧了不同部位水平拼縫連接的整體性和施工便利性.

圖1 U 型閉合筋內墻示意圖

2 試驗方案

2.1 試驗設計

U 型閉合筋內墻及現澆剪力墻混凝土強度均為C30，混凝土保護層厚度為25 mm.邊緣構件部位使用直徑為14 mm 的HRB400 級熱軋鋼筋，其他豎向分布鋼筋采用直徑12 mm 的HRB400 級熱軋鋼筋，水平分布鋼筋采用直徑10 mm 的HRB400級熱軋鋼筋，箍筋為直徑8 mm 的HPB235 級熱軋鋼筋.剪力墻試件頂部設置加載梁，下端設置錨固底座.試件采用1∶1 足尺比例模型.現澆試件為對比試件，記為XJ，現澆試件設計圖見圖2，U 型閉合筋內墻試件記為UN1(見圖3).圖3中，1-1 剖面自左向右分別表示剪力墻兩端U 型筋的底座區域、帶U 型筋未安裝的上片剪力墻區域、上下U 型筋對插安裝后的整片墻，2-2 剖面自左向右分別表示剪力墻中間帶漿錨插筋的底座區域、帶漿錨管的未安裝的上片剪力墻區域、漿錨安裝后的整片墻.

圖2 現澆試件設計圖(單位:mm)

圖3 U 型閉合筋內墻混合連接試件設計圖(單位:mm)

2.2 試驗加載制度和加載裝置

水平荷載加載設備為1 000 kN 作動器.試驗時，通過地腳螺桿穿過預留錨固孔將試件錨固于地面上，在水平方向設置鋼梁夾緊試件底座，以防止實驗試件出現水平滑移.軸壓比控制為0.10，軸壓采用張拉預應力鋼絞線方式施加，軸壓鋼梁兩端的鋼絞線的錨固分別采用碗狀墩頭錨具和四孔夾片錨具.為使水平加載位移較大時軸壓相對恒定，在鋼絞線張拉橫梁與試件頂部縱向分配梁之間設置一個萬向鉸，保證結構側移時鋼絞線不產生折角.

水平荷載采用力和位移混合控制加載模式，模型屈服前以力控制加載，每級循環1 次，屈服后以屈服位移控制加載，每級循環3 次.試驗加載裝置見圖4.試驗過程中規定MTS 外推時為正，內拉時為負.

圖4 試驗加載圖(單位:mm)

3 試驗現象

試件XJ 在加載初期基本上處于彈性狀態，加、卸載后殘余變形很小.力控制的第6 級加載過程中，作動器水平推力為210 kN 左右時，墻體受拉側(左側)距墻250～440 mm 位置出現水平裂縫，進入開裂階段;水平推力為350 kN 左右時，墻體右側出現裂縫，隨著荷載等級提高，水平彎曲裂縫轉變為彎剪斜裂縫，并向對角延伸，400 kN 時出現左右側裂縫貫通現象，鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移Δ =15 mm;之后進入位移控制加載階段，至3Δ 后幾乎不出現新裂縫，表明此時剪力墻底部塑性鉸完全形成，水平力達到最大值601 kN;至60 mm 位移等級階段，墻體根部鋼筋裸露，混凝土壓碎，承載力下降至極限承載力的85%以下，試件破壞，試件破壞形態表現為彎剪破壞(見圖5).

圖5 XJ 試件試驗圖

試件UN1 在加載初期處于未開裂彈性階段，加、卸載位移曲線基本重合;荷載加至－200 kN時，后澆混凝土與預制墻板結合面處出現首條水平裂縫，試件進入開裂階段;隨著荷載等級的增加，剪力墻從下至上出現多條水平裂縫，且現澆部分混凝土水平裂縫向預制墻板延伸，水平彎曲裂縫轉變為彎剪斜裂縫，并向對角延伸，大致呈45°，至350 kN荷載等級時水平裂縫貫通;荷載至400 kN 等級時，墻體側立面底部出現豎向裂縫，鋼筋屈服，試件進入屈服階段，屈服位移為16 mm，現澆與預制結合部位裂縫明顯增大;之后進入位移控制階段，水平位移為53 mm 時，水平力達到峰值－611 kN;至64 mm 位移等級時，水平力降至300 kN，邊緣柱后澆部分混凝土壓碎，鋼筋裸露，側立面箍筋鼓脹，試件破壞，破壞形態表現為彎剪破壞(見圖6).

圖6 UN1 試件試驗圖

4 試驗分析

4.1 滯回曲線和骨架曲線

各試件的滯回曲線和骨架曲線見圖7.從圖中可發現，現澆試件與裝配式混凝土剪力墻試件的滯回曲線形狀基本一致，各滯回環相對飽滿，均呈反S 形.

圖7 各試件滯回曲線和骨架曲線

滯回曲線具有如下共同特點:在開裂后至屈服前，滯回環處于穩定發展階段，卸載后殘余變形很小，滯回環面積也小，耗能較小;屈服后，滯回環面積明顯增大，耗能也增加，在同一位移級別下，后面循環與第1 次循環相比，強度和加載剛度均有明顯退化，卸載剛度的退化不明顯，表現出較好的耗能能力;達到極限承載力后，承載力下降緩慢，滯回曲線平緩下降，表現出良好的延性，整體偏向于位移軸，滯回環有向“Z”形過渡的趨勢.

滯回曲線的不同之處在于:XJ 試件負向卸載時滯回環出現較明顯的捏縮;UN1 試件負向卸載時滯回環捏縮不明顯，滯回環略顯飽滿，耗能能力基本接近.

從骨架曲線看，裝配式混凝土剪力墻試件與現澆試件曲線走勢基本一致，表現出相近的發展規律.

4.2 承載能力

XJ 和UN1 試件的開裂荷載Fcr、屈服荷載Fy和峰值荷載Fp見表1.通過對比可看出，UN1 試件的開裂荷載略小于XJ 試件，屈服荷載一致，但峰值荷載承載能力略高于XJ 試件.

表1 承載力試驗結果對比 kN

4.3 變形能力`

試件的屈服位移Δy、屈服位移角θy、極限位移Δu、極限位移角θu和位移延性系數μ 見表2.從表中可看出:2 個試件的極限位移角均大于1/120［10］，具有較好的變形能力;延性系數均為4，具有較好的延性.

表2 加載特征值、延性對比

4.4 耗能能力

結構耗散能量的能力以一周滯回環所包圍的面積來衡量［11］.各試件的等效黏滯阻尼系數見表3.從表中可看出，UN1 試件的等效黏滯阻尼系數與現澆試件XJ 基本接近.

表3 各試件的等效黏滯阻尼系數

5 結論

1)對于破壞形態，現澆試件、U 型閉合筋內墻均為靠近剪力墻根部彎剪破壞.現澆試件的受力全過程大致經歷了未裂階段、開裂階段、屈服階段以及破壞階段;由于水平拼縫的存在，裝配式剪力墻試件的受力全過程與現澆試件不相同，主要經歷了水平拼縫的張開階段、連接鋼筋屈服以及混凝土壓碎的破壞階段.

2)試件的滯回曲線均較飽滿，呈反S 形，耗能能力基本接近;骨架曲線走勢基本一致，表現出相近的發展規律.

3)與現澆試件相比，由于水平拼縫的存在，U型閉合筋內墻試件的開裂較早，初期剛度有所降低，UN1 試件的開裂荷載略小于XJ 試件，但UN1試件的峰值荷載承載能力高于XJ 試件.

4)U 型閉合筋內墻試件與現澆試件極限位移角分別為1/46 和1/49，滿足規范要求的層間位移角要求;位移延性系數為4，滿足延性要求.

從試驗結果來看，裝配式混凝土剪力墻結構水平拼縫采用合理構造可以達到與現澆結構相當的承載能力、延性以及抗震耗能能力，水平拼縫U 型閉合筋連接構造值得進一步優化研究.

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