低周反復荷載下預制混凝土夾心保溫剪力墻的試驗研究

薛偉辰 楊佳林 董年才 李 康

(1同濟大學建筑工程系,上海200092)(2南通建筑工程總承包有限公司,海門226124)

按照墻體構造的不同,預制混凝土剪力墻主要分為裝配式混凝土剪力墻、疊合式混凝土剪力墻以及預制混凝土夾心保溫剪力墻3種[1].預制混凝土夾心保溫剪力墻是一種集承重與節能一體化的新型預制剪力墻,該墻體由內、外葉混凝土墻板、保溫材料以及連接件(多采用FRP連接件)組成,具有施工速度快、保溫效果好等特點,可實現結構與保溫同壽命,是今后預制混凝土剪力墻發展的重要方向之一.目前,該剪力墻已成功應用于北京、上海等地區的一批住宅工程中.

國外已開展了大量裝配式混凝土剪力墻試驗研究.Khaled等[2-4]針對采用預應力鋼筋豎向連接的裝配式混凝土剪力墻,進行了低周反復荷載試驗研究,結果表明,采用預應力鋼筋豎向連接的裝配式混凝土剪力墻具有良好的抗震性能.國內主要針對裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻進行了試驗研究,重點研究了不同縱向鋼筋連接方案(包括鋼套筒連接、預留孔道灌漿連接)對剪力墻抗震性能的影響.文獻[5-7]針對疊合式混凝土剪力墻進行了抗震性能研究,得出了疊合式混凝土剪力墻與現澆剪力墻具有相近承載力與耗能能力的結論.文獻[8-9]對采用預留孔道漿錨和鋼套筒連接方案的裝配式混凝土剪力墻進行了抗震試驗研究,認為預留孔道灌漿連接比鋼套筒連接方案的剪力墻耗能稍差.自2007年起,同濟大學在國內率先開發了具有自主知識產權、預制混凝土夾心保溫墻體FRP連接件,并開展了墻體與FRP連接件的靜力性能、設計方法和工程應用等一系列研究工作.已完成的FRP連接件拔出、抗剪試驗及預制混凝土夾心保溫墻體平面外靜力試驗結果表明,該墻體和連接件均具有良好的力學性能,且具有較大的安全儲備,有關研究成果已列入上海市標準《裝配整體式混凝土住宅體系設計規程》(DG/TJ 08-2071—2010)[10]中.

由此可知,在當前采用的預制剪力墻豎向鋼筋連接方式中,鋼套筒連接效果最好,但成本較高.國內外已有的試驗研究主要針對預制裝配式混凝土剪力墻和疊合式混凝土剪力墻,而對于預制混凝土夾心保溫剪力墻抗震性能的研究尚屬空白.在預制剪力墻的豎向鋼筋連接方案中,墻體豎向采用全部鋼筋連接的方式,其接頭數量多,施工復雜,成本高.歐美規范[11-12]針對預制混凝土剪力墻結構給出了總體規定,但未對預制混凝土夾心保溫剪力墻的設計、施工等給出明確的要求,我國《混凝土結構設計規范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)[14]中有關預制混凝土剪力墻的設計規定仍為空白.

鑒于此,本文開展了預制混凝土夾心保溫剪力墻抗震性能的試驗研究,對墻體的滯回曲線、位移延性、剛度退化、耗能能力等進行了較系統的研究.

1 試驗

1.1 試件設計

以南通建筑工程總承包有限公司的一幢7度抗震設防18層剪力墻方案為背景,按照《混凝土結構設計規范》(GB50010—2010)[13]和《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)[14]的要求進行設計.

表1 試件參數

表1中,雙排全部鋼筋連接是指預制墻體內雙排豎向鋼筋與地梁雙排鋼筋一一對應連接;單排全部鋼筋連接是指墻體內單排豎向鋼筋與地梁單排鋼筋一一對應連接,其鋼筋總面積與前者基本相同;單排部分鋼筋連接方案中的連接鋼筋數量相對單排全部鋼筋連接方案有所減少,并較為集中地布置于預制墻體兩端暗柱區域.現澆剪力墻與預制剪力墻TW1～TW3兩端均設置暗柱,預制剪力墻TW4,TW5無暗柱,但在墻肢暗柱區域FRP連接件水平加密布置.

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖(單位:mm)

現澆混凝土及預制混凝土強度等級均為C35,豎向、水平分布鋼筋及箍筋均為HRB400.鋼筋實測力學性能見表2.FRP連接件在墻體中部區域豎向和水平間距均為500 mm;在暗柱區域豎向間距不變,水平間距為300 mm,用以加強預制剪力墻中內、外葉混凝土墻板的連接.

表2 鋼筋實測力學性能

1.2 加載裝置

試驗在同濟大學建筑結構試驗室1×104kN多功能試驗機上進行,該多功能試驗機可實現豎向荷載對墻頂側移的全自動跟蹤,以考慮P-Δ效應的影響.剪力墻頂部采用1×104kN的液壓千斤頂施加豎向荷載,加至預定試驗軸壓力后,再在墻頂施加水平低周反復荷載.為使豎向荷載均勻分布于墻體截面,在墻頂放置了一根剛度很大的鋼梁.

1.3 加載制度

試驗按照《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ 101—1996)[15]中規定的標準加載方法進行加載.以墻頂側移NH/400(剪力墻高H=2 900 mm,N=1,2,3,…)進行位移控制加載,每級位移往復循環3次.當加載至試件自身破壞或試件加載值下降到最大荷載值的85%時,試驗結束.

1.4 主要量測內容

主要測量內容包括:① 豎向及水平荷載值;② 墻頂水平位移;③ 預制墻體豎向鋼筋、地梁豎向鋼筋及FRP連接件的應變等.采用英國Solartron (SI35951BIMP) Instrument數據采集系統進行數據采集,以1 s間隔連續采集數據并存儲在計算機中.

2 試驗結果與分析

2.1 破壞形態

試件最終破壞形態如圖2所示.現澆混凝土剪力墻SW1的最終破壞形態為,墻體兩側底部混凝土壓碎剝落,豎向鋼筋受壓彎曲(見圖3(a)).預制混凝土夾心保溫剪力墻試件的最終破壞形態均為,墻體兩側底部混凝土壓碎剝落,豎向鋼筋受壓彎曲,未出現豎向鋼筋從鋼套筒拔出或斷裂現象,FRP連接件無可見損傷(見圖3(b)和(c)).剪力墻TW1～TW3發生破壞時,內葉200 mm厚混凝土墻板內豎向鋼筋壓曲,混凝土壓碎,外葉60 mm厚混凝土墻板基本完好,這表明外葉混凝土墻板參與結構受力的程度較低.剪力墻TW4和TW5發生破壞時,內、外葉100 mm厚混凝土墻板鋼筋受壓完全,混凝土壓碎剝落(見圖3(d)),說明內、外葉混凝土墻板共同參與結構受力.

圖2 試件破壞形態

2.2 荷載-墻頂位移滯回曲線

6片剪力墻試件的荷載-墻頂位移滯回曲線如圖4所示.由圖可知,試件在開裂之前,滯回曲線包圍的面積很小,試件基本處于彈性工作狀態.隨著墻頂側移的增大,試件滯回環所包圍的面積也逐漸增大,加載后期滯回環逐漸轉變為反S型,滯回曲線呈現出一定的捏攏現象.

200 mm+50 mm+60 mm預制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3與現澆剪力墻SW1的滯回曲線相似,滯回環均較豐滿.相比而言,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的滯回環數量較多且更為豐滿,耗能能力優于采用雙排全部鋼筋方案和采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻.這是因為鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域,從而增加了墻體兩側混凝土的約束作用,延緩了墻肢兩端混凝土壓碎崩潰,提高了墻體的耗能能力.

圖3 荷載-墻頂位移滯回曲線

圖4 剛度退化曲線

相比現澆剪力墻SW1和預制剪力墻TW1～TW3,剪力墻TW4和TW5未設置暗柱,其滯回環數量較少且滯回曲線較為捏攏.采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的滯回曲線豐滿程度略好于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4.這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域所致.

2.3 位移延性

延性是反映結構或構件變形能力的一個度量指標.常用位移延性系數的大小來表示構件或結構延性的優劣.位移延性系數μ是極限位移Δu和屈服位移Δy的比值,即μ=Δu/Δy.其中,Δu為試件達到極限荷載Pu(即試件的破壞荷載或峰值荷載Pmax下降到85%的荷載)對應的位移,屈服位移Δy采用等能量法確定.剪力墻試件的延性系數見表3.

由表3可見,現澆剪力墻SW1的位移延性為2.35,與此相比,預制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3的位移延性較大,介于2.45～2.80之間.這表明鋼套筒加強了墻體底部混凝土的約束作用,延緩了墻肢兩端混凝土壓碎崩潰,提高了剪力墻的位移延性.

表3 試件的位移延性和變形能力

在剪力墻TW1～TW3中,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的位移延性最大.這是因為鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域,加強了墻肢端部混凝土的約束作用,增加了墻體的后期變形能力,從而提高了墻體的位移延性.采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW2的位移延性為2.65,大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW1的位移延性(2.40).這表明采用單排全部鋼筋連接代替雙排全部鋼筋連接方案后,墻肢截面中部增加了1排附加連接鋼筋(實際變為3排豎向鋼筋),增強了墻體底部混凝土的約束作用,從而提高了墻體的位移延性.

預制剪力墻TW4和TW5的位移延性均小于剪力墻TW1～TW3.這表明設置暗柱可有效約束核心區混凝土,提高剪力墻的位移延性.而在未設置暗柱的情況下,采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的位移延性(1.85)略大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4(1.75),這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域所致.

2.4 剛度退化

剛度退化是指在位移幅值不同的條件下,結構或構件的剛度隨著反復荷載次數的增加而逐漸降低.常用環線剛度Kj的降低量來表示剛度退化.

環線剛度定義為

剪力墻試件的環線剛度退化情況見圖4.由圖可知,6片剪力墻在整個試驗過程中剛度退化明顯,試件屈服時的剛度為其開裂剛度的60%左右,峰值點對應的剛度僅為其開裂剛度的25%左右.剪力墻的剛度退化主要集中在加載早期,從開裂到屈服時的剛度退化尤為明顯.

試件正向開裂時的剛度稍大于對應的反向開裂時剛度.由此可見,試件首先進行正向加載,對試件造成了一定的損傷,從而導致其反向剛度有所降低.

以墻頂相對側移達到3/400時為例,現澆剪力墻SW1的環線剛度下降到其開裂剛度的44.1%～50.0%,剪力墻TW1～TW3的環線剛度下降到其開裂剛度的44.8%～50.4%,兩者的剛度退化基本相同.這說明60 mm厚外葉混凝土墻板參與結構受力的程度較低.

預制剪力墻TW1～TW3的剛度退化基本相同,相似地,預制剪力墻TW4和TW5的剛度退化也基本相同.這表明采用雙排全部鋼筋連接、單排全部鋼筋連接和單排部分鋼筋連接方案對預制剪力墻的剛度退化無顯著影響.

當墻頂相對側移達到3/400時,預剪力墻TW4和TW5的環線剛度下降到其開裂剛度的40.1%～52.7%,剛度退化程度比預制剪力墻TW1～TW3略大.由此可見,剪力墻設置暗柱可有效約束核心區混凝土,從而減緩了剪力墻的剛度退化.

2.5 耗能能力

試件耗能能力是反映其抗震性能優劣的一個重要指標.6片剪力墻試件在各級位移下的累積耗能如圖5所示.需要說明的是,累積耗能為正反向各級荷載下階段耗能均值的累加值.

圖5 累計耗能曲線

由圖5可知,墻頂側移較小(墻頂相對側移小于1/400)時,各試件基本處于彈性工作階段,累計耗能較小.隨著墻頂側移的增大和循環次數的增加,剪力墻逐漸進入彈塑性階段,試件的承載能力緩慢增長甚至出現下降,但累計耗能仍不斷增加.

3片200 mm+50 mm+60 mm預制混凝土夾心保溫剪力墻的最終累計耗能平均值為58.7 kN·m,現澆剪力墻SW1的最終累計耗能平均值為61.2 kN·m,兩者相近.采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的耗能能力(最終累計耗能平均值為62.4 kN·m)與采用單排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW2(最終累計耗能平均值為70.2 kN·m)較為接近,均大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW1(最終累計耗能平均值為44.7 kN·m).這是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域,增加了墻體兩側混凝土的約束作用,從而提高了墻體的耗能能力.

剪力墻TW4和TW5的最終累計耗能平均值分別約為現澆剪力墻SW1的41%～43%,約為預制剪力墻TW1～TW3最終累計耗能平均值的46.9%.可以看出,設置暗柱可使預制剪力墻的耗能能力大幅提高.

采用雙排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW5的最終累計耗能平均值(24.5 kN·m)略大于采用雙排全部鋼筋連接方案的剪力墻TW4(21.6 kN·m),這也是由于鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域所致.

3 結論

1) 開展了5片預制混凝土夾心保溫剪力墻試件和1片現澆對比剪力墻試件的低周反復荷載試驗研究.6片剪力墻均發生彎曲破壞,鋼套筒與豎向鋼筋連接良好,未產生鋼筋拔出或斷裂現象,FRP連接件未有可見損傷.

2) 200 mm+50 mm+60 mm預制混凝土夾心保溫剪力墻TW1～TW3與現澆剪力墻SW1的滯回環均較豐滿,兩者具有相近的承載能力與耗能能力.相比而言,100 mm+50 mm+100 mm剪力墻TW4和TW5的滯回環數量較少且滯回曲線相對捏攏,承載能力較低,耗能能力較差.這是由于設置暗柱加強了對核心區混凝土的約束作用,增大了墻體的承載力與耗能能力.

3) 預制剪力墻TW1～TW3與現澆剪力墻SW1具有相近的位移延性.相比而言,預制剪力墻TW4和TW5的位移延性較差,采用單排部分鋼筋連接方案的剪力墻TW3的位移延性稍大.這表明鋼套筒較為集中地布置于墻肢暗柱區域,加強了墻肢端部混凝土的約束作用,增加了墻體的后期變形能力.

4) 預制混凝土夾心保溫剪力墻與現澆混凝土剪力墻具有相似或相近的抗震性能,在預制混凝土夾心保溫剪力墻鋼筋連接方案中,采用單排鋼筋連接替代雙排全部連接的鋼筋連接方案是可行的.此外,當采用單排鋼筋連接方案時,為進一步減少連接鋼筋的數量,單排連接鋼筋可適當往暗柱區域集中布置.本文的研究成果可為預制混凝土夾心保溫剪力墻的推廣應用提供技術依據.

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