水平鋼筋連接對裝配式復合剪力墻節點抗震性能的影響

馬少春，方宏遠，鮑鵬，姜忻良

(1.河南大學 土木建筑學院，河南 開封 475004；2.鄭州大學 水利科學與工程學院，鄭州 450001；3.天津大學 建筑工程學院，天津 300072)

近年來，環境污染、能源資源短缺、大力發展綠色節能裝配式建筑一直是各國關注的熱點問題。中國大力發展綠色環保、低碳節能的新型裝配式建筑[1]，力爭到2020年實現城鎮新建建筑節能達到65%的目標。在圍護結構墻體上的節能是最直接、最經濟、最有效的措施，但傳統墻體材料污染環境，并且消耗的能源資源也較大。因此，尋找低能耗、低成本、綠色環保墻體材料，大力推進墻體材料革新給研究人員提出了挑戰[2]。石膏是一種綠色氣硬性膠凝材料，被廣泛地應用于制作復合墻板[3]。石膏具有質量較輕、成本低廉、對環境無污染的突出優點，在建筑材料中充當較好的耐火材料。材料內部的多孔隙使石膏又具有較好的保溫隔熱功能，非常適合應用于新型復合墻板或組合節點中。可以將石膏做成石膏空腔，充當復合墻板的免拆模板，然后在石膏空腔中配置鋼筋并澆筑混凝土填充材料形成復合的墻板或節點。

為了解石膏復合剪力墻的受力性能，找到其受力最優的設計方案，許多研究者進行了大量的試驗研究[4-6]，但其大多針對單獨復合剪力墻構件，對于石膏混凝土復合剪力墻與連接節點核心區混凝土異型暗柱之間關于水平鋼筋連接方式的研究相對較少。裝配時鋼筋的連接工作量大且質量不易保證，因此，尋找腹板和翼緣與節點核心區異形柱鋼筋的合理連接方式是一種可行的解決方案[7]。筆者嚴格按照有關抗震試驗規范的要求對裝配式復合剪力墻節點進行試件連接方式構造分析和抗震性能試驗，通過對組合節點各試件的受力變形、裂縫狀況、破壞形態、滯回特性、延性、剛度退化以及能量耗散系數等指標進行研究，進而研究裝配式復合剪力墻與節點暗柱之間采用水平鋼筋不同連接方式對組合節點力學性能的影響規律。

1 試驗概況

1.1 構件設計

裝配式復合剪力墻節點中的石膏孔腔模板是在工廠中將建筑石膏與一定量水泥、纖維以及一些外加劑按照特定的配合比生產的多空腔石膏板產品[8]，節點翼緣中的石膏板與保溫系統也是在工廠中生產的一體產品。腹板石膏板基本尺寸為：側板厚13 mm；隔板厚20 mm，高160 mm；水平孔腔94 mm×220 mm；垂直孔腔230 mm×94 mm。翼緣系統基本尺寸為：保溫板厚120 mm；最外側石膏單板厚13 mm。將翼緣和腹板的石膏板部件運輸到施工場地進行組裝、插入配筋并采用混凝土填入石膏空腔。在翼緣和腹板交接處，根據預留混凝土異形暗柱的形狀和尺寸將一些石膏隔板去掉，配置鋼筋并澆筑混凝土形成節點核心區暗柱。

圖1 GTJ試件平面圖(mm)Fig.1 GTJ sample plan(mm)

圖2 FGTJ試件平面圖(mm)Fig.2 FGTJ sample plan(mm)

圖3 1-1剖面圖(mm)Fig.3 Sectional view of 1-1(mm)

圖4 2-2剖面圖(mm)Fig.4 Sectional view of 2-2(mm)

1.2 試驗加載裝置與測試

為了模擬復合剪力墻節點的真實受力情況，試驗主要在水平和垂直兩個方向進行加載[9]。垂直方向：豎向荷載值為122 kN,軸壓比為0.1，通過3臺50 kN的液壓千斤頂施加在節點頂部鋼梁上，可以較真實地模擬節點上部的結構荷載均勻地傳遞給節點，還可避免應力集中影響。在千斤頂頂部設置滾軸支座，實現3臺千斤頂在保證豎向恒荷載的同時可以伴隨節點在水平方向同步移動。水平方向：在腹板頂部一側設置1臺1 000 kN的推拉千斤頂用來模擬水平地震作用。推拉千斤頂一端與反力墻進行固定，另一端可通過傳感器、固定裝置與節點試件進行連接。擬靜力試驗加載過程主要分為兩部分：1)預加載，取預估30%開裂荷載作為預加載試驗的控制荷載；2)正式加載，參照試驗規范中的要求，采用荷載與位移混合加載方式。在低周反復加載試驗中，當試件達到屈服之前，主要采取荷載控制，每級水平荷載控制級為10 kN并往復3次；當達到屈服之后改為位移控制，取屈服位移倍數作為位移控制級并往復加載3次。直到試件的承載力下降至峰值荷載的85%以下，構件破壞，試驗結束。加載系統與試驗裝置如圖5、圖6所示。為了研究復合剪力墻節點的抗震性能以及考慮水平鋼筋不同連接方式對其性能的影響，試驗主要測量內容為：節點頂部荷載及變形、裂縫的產生與發展、試件下部固定梁位移、試驗誤差。根據研究經驗可知，試驗破壞多發生在試件的中下部，因此，在試驗過程中對其進行了重點關注。

圖5 現場加載裝置Fig.5 On-site test loading device

圖6 試驗循環加載裝置Fig.6 Test set-up for cyclic loading

試件開裂前，采用水平力控制并以預估開裂荷載的50%為初始荷載分級加載，每級水平力以10 kN為級差往復一次；試件開裂后，采用水平位移控制加載，每級位移循環兩次，直至試件承載力降低到峰值荷載的85%以下，或試件無法穩定地承受反復荷載時，停止加載。

2 現象及破壞形態

在預加載試驗階段，當荷載為30.00 kN時，幾乎無異常現象。當荷載為101.59 kN時，首先在GTJ節點腹板右下角出現水平方向的初始裂縫，約600.00 mm長，并有延長趨勢。當荷載為100.75 kN時，FGTJ試件具有相似的現象。復合剪力墻與暗柱的不同連接方式對節點初始裂縫的開裂無關，在此階段，翼緣幾乎無變化。當GTJ荷載為150.55 kN時，在節點的腹板中部出現幾條45°或135°方向的斜裂縫，已有裂縫加寬并延伸至腹板的根部。當FGTJ荷載為150.42 kN時，復合剪力墻中發出撕裂聲，腹板上形成主裂縫，長度為230.00 mm；當GTJ荷載為180.00 kN時，腹板的最外側鋼筋發生了屈服。腹板左上部出現幾條長200.00 mm的斜裂縫，之后采用位移來控制。當荷載為170.45 kN時，FGTJ腹板鋼筋出現了屈服現象。當加載至1倍屈服位移Δy時，GTJ和FGTJ均進入彈塑性階段，裂縫繼續發展。當位移為2Δy時，GTJ腹板裂縫出現加寬和延長現象，在腹板中部的斜裂縫，由于相互交叉而形成網格。另外，在翼緣上出現了豎向微裂縫，FGTJ豎向、水平及斜向裂縫增多和延長相對較快。復合剪力墻與暗柱的不同連接方式對GTJ和FGTJ節點的裂縫開裂規律影響顯著。比如，出現裂縫的局部區域不同，裂縫發展的方向也有所不同。當位移為3Δy時，GTJ腹板腳部的裂縫顯著變寬，FGTJ腹板與暗柱結合區域的豎向裂縫已基本形成并貫通，豎向裂縫的寬度顯著增大。當位移為3.5Δy時，GTJ翼緣出現水平裂縫，腹板腳部的混凝土和石膏被壓碎，鋼筋被反復拉長或壓彎，水平反復荷載降至0.85Py以下。FGTJ腹板與暗柱結合區域裂縫加寬，在翼緣中部出現水平裂縫，長680.00 mm，腹板表面材料局部剝落。

總之，GTJ最終破壞形式為腹板腳部混凝土被壓碎或拉裂、鋼筋被拉長或壓彎，或者45°方向產生破壞的斜向貫通裂縫，如圖7所示。FGTJ最終破壞形式為腹板與暗柱結合區域產生豎向貫通裂縫。分析其原因，GTJ腹板和翼緣水平鋼筋伸入暗柱，連接效果相對較好，節點構件整體性較好，有利于節點抗震。FGTJ在腹板與暗柱結合區域相對比較薄弱，缺少在水平方向上的必要連接。

圖7 試件破壞圖Fig.7 Specimen destruction diagram

3 試驗結果與分析

3.1 滯回及骨架曲線

滯回曲線常被用來評定復合剪力墻各類節點的抗震性能[10]，試件的滯回和骨架曲線見圖8。在復合剪力墻腹板開裂之前，GTJ和FGTJ節點的承載及變形能力相對較小，滯回環基本保持重合。GTJ和FGTJ節點均處在彈性階段，無殘余變形，無剛度退化。隨著荷載的繼續增大，滯回環也逐步變得越來越飽滿。通過觀察GTJ和FGTJ節點滯回曲線的坐標軸，當千斤頂卸載完畢時，試件的變形卻不能完全回歸到零。因此，可以得出復合剪力墻節點已發生彈塑性變形，并且殘余變形在累計。與此同時，剛度退化也越來越嚴重。從GTJ和FGTJ節點的滯回曲線整體上看，GTJ節點滯回曲線與FGTJ節點相比相對較飽滿，而FGTJ節點由于后期腹板與節點核心區異性柱水平連接失效，滯回曲線捏攏現象相對比較嚴重，也說明GTJ的耗能能力明顯好于FGTJ。

圖8 GTJ/FGTJ滯回及骨架曲線圖Fig.8 GTJ / FGTJ hysteresis and skeleton curve

GTJ和FGTJ節點試件骨架曲線見圖8。在開裂前期，復合剪力墻節點的骨架曲線表現為直線狀態，說明節點承載力與相應變形屬于典型的線性變化關系。隨著低周反復荷載的逐漸增大，腹板損傷累積越來越嚴重，骨架曲線逐漸由直線逐漸轉變曲線形狀。在GTJ和FGTJ節點屈服前，其荷載與位移間斜率基本一樣，說明其剛度基本相同，即兩類試件前期性能相同。當屈服以后，FGTJ節點由于后期腹板與節點核心區異形柱水平連接逐漸失效，其剛度下降速度相對較快。從骨架曲線整體形狀來看，GTJ節點與FGTJ節點相比更高更長，說明GTJ承載及變形能力優于FGTJ。從骨架曲線最終破壞情況來看，節點試件的承載能力突然喪失，主要表現為節點腹板發生脆性破壞，FGTJ節點表現得更為明顯，從節點破壞形態分析中同樣能證實這一點。

3.2 承載及變形能力

GTJ和FGTJ兩類試件的主要試驗結果見表1，可以看出，GTJ的開裂、屈服及極限荷載比FGTJ分別提高了2.42%、10.84%及9.25%，說明腹板水平鋼筋伸入節點核心區有助于提高節點的承載能力，對開裂具有一定的延緩作用。從開裂、屈服及極限位移對比來看，GTJ節點比FGTJ節點分別提高了16.42%、16.81%及13.36%，說明GTJ節點的整體抗變形能力與FGTJ節點相比要好一些。其原因在于，GTJ節點腹板與節點暗柱之間采用水平鋼筋進行連接，組合節點的整體性相對較好，在加載過程中，承載及變形能力相對較好。FGTJ節點的腹板與暗柱之間缺少必要的水平鋼筋連接，導致腹板與節點暗柱過早分離，造成整體性較差。在腹板與暗柱之間連接界面容易產生豎向裂縫，隨著荷載的增加，薄弱區的豎向裂縫不斷增多和加寬，豎向裂縫逐漸貫通導致試件最終發生破壞。

表1 承載力與變形Table 1 Load capacity and deformation

位移延性系數μ=Δu/Δy可作為復合剪力墻節點抗震性能的評判指標[11]。GTJ和FGTJ節點的開裂荷載Pcr、屈服荷載Py、極限荷載Pu、開裂位移Δcr、屈服位移Δy、極限位移Δu都根據試驗規范建議的方法獲得[12]。GTJ和FGTJ試件的延性系數分別為3.76和3.41，提高了約10.26%，表明GTJ節點的腹板水平鋼筋伸入暗柱的連接方式有助于提高其延性。從GTJ和FGTJ節點破壞機理來看，均是由于腹板破壞而導致節點最終不能繼續承受荷載而發生破壞。GTJ表現為腹板腳部混凝土被壓碎、鋼筋發生屈服或者45°方向產生貫通的主裂縫；FGTJ表現為腹板與暗柱連接處產生豎向貫通主裂縫。

3.3 剛度退化

復合剪力墻節點在試驗過程中隨著低周反復荷載的不斷增加，剛度逐漸出現退化[13]。為了使研究更具有代表性，選取GTJ和FGTJ節點各試件滯回曲線或骨架曲線上的關鍵點作為研究對象。將關鍵點縱橫坐標比值作為GTJ和FGTJ的等效剛度K；將等效剛度K與初始剛度K0的比值K/K0規定為GTJ和FGTJ節點相對剛度。同理可得到相對位移δ/δu。GTJ和FGTJ節點的剛度退化曲線見圖9，剛度在整個受力過程中逐漸減小，表明在低周反復荷載作用下，裂縫繼續增多并加寬，損傷進一步累積。從剛度退化速度的角度分析，FGTJ比GTJ剛度退化快。尤其是當進入彈塑性階段之后，退化速度相對更快。在FGTJ節點的腹板與暗柱結合處豎向主裂縫的形成和發展是導致剛度下降的直接原因，表明腹板水平鋼筋伸入暗柱并貫通節點，形成有效地連接，有利于提高GTJ節點整體抗側剛度，有利于提高其抗震性能。

圖9 GTJ和FGTJ剛度退化曲線Fig.9 GTJ and FGTJ stiffness degradation curves

3.4 耗能能力

普通混凝土異型柱具有較好的力學性能，但暗柱與內外兩類復合剪力墻組合后的性能需要在模擬地震作用下對其進行耗能分析。滯回環所包圍的面積SABC+CDA越飽滿，表明其耗能能力就越強。抗震滯回環耗能示意圖見圖10，所圍成的有效面積SBEO+DFO表示GTJ和FGTJ節點在一次循環荷載作用下所消耗的總能量。能量耗散系數E=SABC+CDA/SBEO+DFO。GTJ和FGTJ在1Δy、2Δy、3Δy所對應的E分別為0.44、0.50、0.75和0.38、0.57、0.69。極值荷載狀態下，GTJ能量耗散系數提高了8.70%。由此可見，能量耗散系數E隨著位移的增加而逐漸增大，GTJ與FGTJ相比更有利于抗震。

圖10 滯回環耗能示意圖Fig.10 Hysteresis loop energy consumption diagram

4 結論

1)通過對GTJ和FGTJ兩類連接節點進行抗震性能試驗對比分析，得到兩類節點的各階段裂縫主要集中在腹板的兩側，翼緣變化不明顯。GTJ節點在其腹板腳部混凝土被壓碎、鋼筋發生屈服或者45°方向產生貫通的主裂縫而最終破壞。FGTJ節點在其腹板與暗柱連接處產生豎向的貫通主裂縫而最終破壞。

2)通過對GTJ和FGTJ節點承載及變形能力、滯回特性、延性、剛度退化、耗能等性能進行分析，發現GTJ抗震性能優越于FGTJ試件，表明預制裝配式復合剪力墻節點暗柱與復合剪力墻之間連接方式不同，其組合節點的整體性能也不同，說明水平鋼筋對復合剪力墻節點進行可靠地連接能有效地提高其抗震性能。

3)通過對位移延性系數進行分析發現，GTJ試件的位移延性系數3.76與FGTJ試件的位移延性系數3.41相比提高了10.26%，說明GTJ節點的腹板水平鋼筋伸入暗柱形成可靠的連接可以提高其延性。通過耗能分析發現，GTJ和FGTJ在1Δy、2Δy、3Δy所對應的能量耗散系數E分別為0.44、0.50、0.75和0.38、0.57、0.69，并且隨著位移的不斷增加而逐漸增大。從節點整體抗震性能來看，GTJ節點的耗能能力相對優于FGTJ節點。