豎向鋼筋混合連接預制剪力墻抗震性能試驗

李瀟然，趙作周，錢稼茹，劉時偉，何 樂，韓興運

(1.土木工程安全與耐久教育部重點實驗室(清華大學)，北京 100084；2.內蒙古蒙西筑工科建有限公司，內蒙古 烏海 016000)

預制剪力墻豎向鋼筋連接是裝配整體式剪力墻結構的關鍵技術之一.目前，豎向鋼筋連接方法主要包括套筒灌漿連接[1-3]、漿錨搭接連接[4-6]、搭接連接[7-9]、環筋扣合連接[10-11]、套筒擠壓連接[12]和螺栓連接[13]等，這些連接方法已經在工程中得到應用.本文研究的預制剪力墻豎向鋼筋的連接方法，為新型混合連接.新型混合連接是指：邊緣構件豎向鋼筋直徑大，采用復合直螺紋套筒連接[14](圖1(a))；豎向分布鋼筋直徑小，采用環筋扣合連接[10,15](圖1(b)).與目前工程中用得比較多的鋼筋套筒灌漿連接相比，混合連接對邊緣構件豎向鋼筋位置的精度要求高，對豎向分布鋼筋位置的精度要求相對比較低；套筒灌漿連接對邊緣構件豎向鋼筋位置和豎向分布鋼筋位置的精度要求都比較高；包括施工安裝的綜合成本，相同直徑鋼筋的復合直螺紋套筒連接低于套筒灌漿連接；環筋扣合連接的成本遠低于套筒灌漿連接的成本.混合連接有一定的優勢.目前已用于內蒙古烏海的裝配式住宅建筑.

當前，預制剪力墻的頂面、底面與左右端面一般為水洗面即露骨料粗糙面，以加強預制墻與后澆混凝土的整體性.水洗沖刷混凝土表面不但耗費水資源，而且污染環境.本文采用通長抗剪槽代替粗糙面，抗剪槽剖面見圖2.

圖1 預制剪力墻豎向鋼筋混合連接方法示意

圖2 抗剪槽剖面圖(mm)

對于豎向鋼筋采用新型混合連接、端面設置通長抗剪槽的預制剪力墻的抗震性能，目前尚未見相關試驗研究報道.據于此，本文作者進行了2個預制剪力墻試件以及1個對比現澆剪力墻試件的擬靜力試驗，研究其抗震性能，為工程應用提供依據.

1 試驗概況

1.1 試件設計

3個剪力墻試件的編號分別為SW1、SW2、SW3，試件由加載頂梁、墻體和地梁組成，墻體尺寸均為1.6 m×2.9 m×0.2 m(長×高×厚).SW1為現澆墻試件.SW2和SW3為預制墻試件，墻體底部與地梁之間設置高180 mm的后澆水平接縫，豎向鋼筋在水平接縫內連接，SW3還設置寬250 mm的后澆豎向接縫，連接2片預制墻，豎向接縫偏墻體一端.圖3為試件立面示意圖.

圖3 試件立面示意

表1 試件配筋

圖4 試件配筋圖(mm)

1.2 材料強度

試件墻體與頂梁混凝土設計強度等級為C30，地梁混凝土設計強度等級為C50.

現澆墻試件SW1墻體混凝土一次澆注，預制墻試件SW2及SW3先澆注預制部分混凝土，達到一定強度后澆注水平接縫及豎向接縫混凝土.表2列出了墻體實測混凝土立方體抗壓強度fcu.m，為3個150 mm立方體試塊抗壓強度平均值.表2中的“平均”為基于預制與后澆混凝土體積比例加權計算得到的墻體混凝土立方體抗壓強度平均值.

表2 墻體混凝土強度及施加的豎向力

試件采用HRB400鋼筋.實測鋼筋屈服強度fy.m及極限強度fu.m見表3，為3根鋼筋材性實測值的平均值.

表3 鋼筋強度實測值

1.3 量測內容及測點布置

試驗量測內容包括：軸壓力，水平力，墻體水平位移，結合面的錯動與裂縫寬度，地梁的水平滑移與抬起(水平滑移與抬起實測值很小，已在試件位移中處理)，復合直螺紋套筒上下鋼筋應變，環筋扣合連接上下端鋼筋應變，沿45°方向水平鋼筋應變，以及墻體位移場.軸壓力和水平力采用力傳感器量測，水平位移、錯動與裂縫寬度采用位移計量測，鋼筋應變采用應變片量測，墻體位移場采用攝影量測.試驗中記錄試件損壞情況.

圖5為試件SW3測點布置圖，其他試件測點布置類似.圖5(a)中，D1～D5量測墻體水平位移，DL1～DL6和DR1～DR6量測豎向和水平結合面的錯動與裂縫寬度，DD1～DD3量測地梁水平滑移與抬起.

圖5 試件SW3測點布置(mm)

1.4 加載裝置及加載制度

圖6為試驗加載裝置示意.試件地梁固定在實驗室剛性臺座上.采用1個2 500 kN的豎向千斤頂施加豎向力，豎向千斤頂與反力架之間設置減摩滑板，豎向千斤頂隨試件頂部水平往復移動，且垂直于剛性臺座.采用1個1 500 kN的水平千斤頂沿加載梁中心線施加往復水平力，水平力加載點距墻底截面為3 050 mm，試件剪跨比3 050/1 600=1.91.

試驗方法為在恒定豎向力作用下施加往復水平力(水平位移)的擬靜力試驗.首先施加豎向力到設定值，然后施加往復水平力，由圖5所示位移計D1的實測試件頂點水平位移控制水平加載.位移角θ(位移計D1實測試件頂點水平位移與測點高度3 050 mm的比值)為1/2 000、1/1 000、1/660和1/500時，各往復加載1次；位移角θ為1/300、1/200、1/150、1/100、1/75和1/60時，各往復加載3次.同一往復加載時，先施加水平推力，為正向加載，以(+)表示，后施加水平拉力，為反向加載，以(-)表示.施加的豎向力N=nAfc，n為試件軸壓比設計值，A為墻體截面面積，fc為C30的軸心抗壓強度設計值14.3 N/mm2，N、n列于表2.

圖6 試驗加載裝置示意

2 破壞過程及破壞形態

預制墻試件SW2破壞過程如下.θ=1/1 000級時，墻體兩端底部出現細微水平裂縫；θ=1/500級時，墻體180～1 000 mm高度范圍內出現多道水平裂縫，靠近底部的水平裂縫發展為斜裂縫，預制墻與水平接縫的結合面開裂，結合面端的裂縫最大寬度為0.2 mm，斜裂縫最大寬度為0.15 mm；θ=1/300級時，底部最外邊緣受拉豎向鋼筋屈服，兩端均有多道水平裂縫發展為斜裂縫，墻體底部多道斜裂縫交叉，水平裂縫最大寬度為0.25 mm；θ=1/200級時，墻體中部出現多道斜裂縫，原有裂縫延伸，結合面端的裂縫最大寬度為0.4 mm；θ=1/150級時，水平裂縫和斜裂縫增加，多道斜裂縫交叉，水平結合面錯動，斜裂縫最大寬度0.5 mm，結合面裂縫最大寬度2 mm；θ=1/100級時，水平力達到峰值，隨后下降，墻體端部混凝土掉渣，水平結合面裂縫最大寬度約3 mm(墻體沒有安裝位移計的正面的裂縫寬度，采用裂縫卡測量)，斜裂縫最大寬度0.45 mm；θ=1/75級時，墻體兩端受壓區混凝土壓碎，混凝土脫落，底部豎向鋼筋外露；θ=1/60級時，水平力下降較快，墻體底部破壞嚴重，試驗結束.檢查套筒，沒有可見裂紋，連接鋼筋未發生滑移.

現澆墻試件SW1、預制墻試件SW3的破壞過程與SW2大體相同.3個試件的破壞形態相同，都是正截面受壓破壞.圖7為位移角1/300、1/100及1/75時墻體裂縫分布圖.

圖7 墻體裂縫分布

3 試驗結果及分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

試件水平力F-頂點位移Δ(位移角θ)滯回曲線、水平力-頂點位移(位移角)骨架曲線分別見圖8、9.

結果表明：當θ=1/300級之前，試件的水平力-位移(位移角)骨架曲線趨近于直線，滯回曲線包圍面積較?。浑S頂點位移增大，墻體進入彈塑性階段，卸載后有較大殘余變形；峰值點后，骨架曲線下降比較平緩，滯回曲線都有一定程度的捏攏，重復加載時，承載力有明顯的退化；在θ=1/75級之前，預制墻試件SW2與現澆墻試件SW1的滯回曲線形狀接近、骨架曲線基本重合.

圖8 試件水平力F-頂點位移Δ(位移角θ)滯回曲線

圖9 試件水平力F-頂點位移 Δ(位移角θ)骨架曲線

3.2 承載能力

采用現行行業標準[16]現澆剪力墻的有關公式及實測混凝土和鋼筋強度，計算剪力墻試件在豎向力作用下的偏心受壓承載力對應的彎矩MF和受剪承載力FS，將MF換算為作用在墻頂的水平力FF，FF=MF/H，H為水平千斤頂中心線高度，H=3 050 mm，FF、FS列于表4.名義屈服水平力試驗值Fy、峰值水平力試驗值Fp以及Fp與FF的比值也列于表4.名義屈服點采用能量法[17]由試件水平力-頂點位移骨架曲線確定，對應的水平力即為名義屈服水平力試驗值.

結果表明：試件的FS大于FF，表明試件設計滿足強剪弱彎；現澆墻試件SW1的Fp與FF的比值為1.13，相同尺寸、相同配筋預制墻試件SW2的Fp與FF的比值為1.17，豎向接縫偏于一端的預制墻試件SW3的Fp與FF的比值為1.20，預制墻可按現行行業標準現澆剪力墻相關公式計算其正截面受壓承載力.

3.3 變形能力

試件名義屈服、峰值、極限時的頂點水平位移Δ和位移角θ，以及頂點水平位移延性系數μΔ列于表4.定義水平力下降至峰值水平力85%的點為極限點，對應的水平位移即為極限水平位移Δu；位移延性系數μΔ=Δu/Δy.

結果表明：3個試件的名義屈服位移角及峰值位移角分別接近，分別小于1/300及小于1/100；2個預制墻試件的極限位移角大于1/80，變形能力滿足現澆剪力墻結構彈塑性層間位移角1/120的要求.

表4 試件不同狀態時水平力、變形試驗值以及承載力計算值

3.4 墻體變形

圖10為基于攝影測量的試件SW1及SW2位移角θ=1/100時的墻體變形圖(變形放大10倍).

結果表明：試件SW2與SW1墻體變形接近，預制墻與現澆墻變形特征類似；峰值前(峰值位移角小于1/100)，截面豎向變形基本滿足平截面假定；墻體底部為彎曲變形，上部近似剛體轉動，變形主要在底部.

圖10 位移角1/100時墻體變形圖

3.5 剛度退化

采用平均割線剛度K作為試件不同水平位移角時的剛度，K=|F|/|Δ|，F與Δ分別為每一級目標值的水平力與頂點位移.圖11為試件位移角θ-剛度K曲線.以θ=1/2 000的剛度為彈性剛度K0，定義剛度退化系數γ=K/K0，位移角1/300、1/100、1/75時的退化系數γ見表5.

圖11 試件位移角(θ)-剛度(K)曲線

表5 試件彈性剛度K0及剛度退化系數γ

結果表明：試件SW2與試件SW1的位移角-剛度曲線及剛度退化系數接近，軸壓比大的預制墻試件SW3的彈性剛度及剛度退化系數大于軸壓比小的預制墻試件SW2，相同位移角時，試件SW3的剛度大于試件SW2.

3.6 耗能能力

采用累積滯回耗能E度量試件的耗能能力.試件某一位移角的累積耗能為該位移角及小于該位移角的F-Δ滯回曲線所包圍的面積之和.圖12為試件的位移角θ-累積滯回耗能E曲線.

圖12 試件位移角(θ)-累積滯回耗能(E)曲線

結果表明：試件SW2與SW1的累積耗能能力接近，軸壓比大的試件SW3的耗能能力大于軸壓比小的試件SW1和SW2.

3.7 結合面性能

峰值前，試件預制墻與水平接縫的水平結合面、預制墻與豎向接縫的豎向結合面均出現開裂、錯動.圖13、14分別為試件SW2和SW3位移角不大于1/100時頂點位移角θ-結合面裂縫寬度δ1、錯動δ2關系曲線.

結果表明：位移角1/100時，試件SW2水平結合面最大裂縫寬度為4.21 mm(墻體安裝位移計的背面的裂縫寬度，采用位移計測量)，最大錯動為0.37 mm；試件SW3水平結合面最大裂縫寬度為2.78 mm、最大錯動為0.11 mm，豎向結合面最大裂縫寬度為0.34 mm、最大錯動為0.45 mm.預制墻試件水平結合面錯動、豎向結合面裂縫寬度及錯動均很小，試件墻體在峰值前有很好的整體性.

3.8 鋼筋應變

圖15為試件SW2同一套筒、環筋扣合連接的上下鋼筋水平力-應變滯回曲線與骨架曲線.

結果表明：鋼筋屈服前，套筒連接的上下鋼筋應變、環筋扣合連接的上下環筋應變變化趨勢分別一致，同一加載級的上下鋼筋應變大小接近；鋼筋屈服后，鋼筋應變迅速增大，上下鋼筋應變有一定差別；總體上，復合直螺紋套筒連接及環筋扣合連接能有效地傳遞鋼筋應力.

圖13 試件SW2位移角(θ)-水平結合面裂縫寬度(δ1)、錯動(δ2)曲線

圖14 試件SW3位移角(θ)-結合面裂縫寬度(δ1)、錯動(δ2)曲線

圖15 試件SW2水平力(F)-豎向鋼筋應變(ε)曲線

4 結 論

1)邊緣構件豎向鋼筋復合直螺紋套筒連接、豎向分布鋼筋環筋扣合連接、預制墻端面為抗剪槽的預制剪力墻試件的破壞形態與設計預期一致，為正截面受壓破壞，試驗結束時，復合直螺紋套筒無可見裂紋，套筒連接的鋼筋未發生滑移.

2)預制墻試件與現澆墻試件的頂點水平力-水平位移滯回曲線形狀基本相同、骨架曲線基本重合，兩者位移角-剛度曲線、位移角-累積滯回耗能曲線也分別基本重合，兩者抗震性能基本相同，預制剪力墻的抗震性能滿足現行規范要求.

3)位移角不大于1/100時，預制墻試件與現澆墻試件墻體變形基本一致，截面豎向變形基本符合平截面假定，預制墻試件的水平結合面錯動、豎向結合面裂縫寬度及錯動均小于0.5 mm，預制墻墻體在峰值前有很好的整體性.

4)預制墻試件的正截面受壓承載力不小于現行行業規程計算值的1.1倍，可按現行行業標準現澆剪力墻的相關公式計算預制墻的正截面受壓承載力.

5)復合直螺紋套筒連接、環筋扣合連接能分別有效傳遞預制剪力墻邊緣構件豎向鋼筋和豎向分布鋼筋的拉、壓力.