考慮不同預拉力的新型混合裝配式混凝土剪力墻抗震性能試驗*

朱張峰，郭正興，湯 磊，朱 寅

(1．南京工業大學 土木工程學院，江蘇 南京 211816；2．東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 210096)

考慮不同預拉力的新型混合裝配式混凝土剪力墻抗震性能試驗*

朱張峰1?，郭正興2，湯 磊2，朱 寅2

(1．南京工業大學 土木工程學院，江蘇 南京 211816；2．東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 210096)

為探討新型混合裝配式剪力墻的抗震能力，制作足尺試件并進行低周反復荷載試驗，試驗中同時考慮了3種預應力筋張拉控制應力，以探索預應力對墻體抗震能力的影響.試驗結果表明：與現澆試件相比，新型混合裝配式剪力墻試件抗裂性能、承載力、剛度均明顯提高，位移延性性能接近，耗能能力有所降低；隨著張拉控制應力的提高，試件剛度提高，開裂延遲，殘余變形減小，而強度無明顯變化.建議采用的極限應力計算方法所計算結果與試驗值基本一致，精度較高，基于現有規范的強度計算方法可保證足夠安全度.

混合裝配式混凝土；剪力墻；抗震性能；預應力；極限應力；強度

近年來，在國家大力倡導“低碳經濟”、“綠色建筑”概念的驅使下，建筑工業化和住宅產業化工作在全國范圍進行普遍推廣.裝配式混凝土結構是建筑工業化的一種重要形式，同時，由于剪力墻結構的多種優越性，而在我國面廣量大的住宅建筑中得到了大量采用，因此，兩者相結合所形成的裝配式混凝土剪力墻結構成為我國當前的研究熱點.在相關企業的大力推進下，國內涌現了萬科集團PC和PCF技術、中南集團NPC技術、宇輝集團裝配整體式預制混凝土剪力墻技術等有代表性的裝配式混凝土剪力墻結構技術體系[1]．預制混凝土剪力墻構件豎向受力鋼筋連接技術是直接決定裝配式混凝土剪力墻結構整體抗震能力的關鍵，多種連接技術包括漿錨搭接連接、套筒灌漿連接等的裝配式混凝土剪力墻構件的抗震性能成為當前主要的研究內容，國內開展了大量相關試驗及理論研究，積累了一定成果和經驗[2-7]．

Kurama將PRESSS研究計劃推薦的“后張有阻尼干性連接技術”引入到裝配式混凝土剪力墻中，形成混合裝配式剪力墻[8]．相關試驗研究發現，混合裝配式剪力墻具有良好的耗能能力與變形恢復能力[9]．類似地，國內黨像梁等人[10-11]在陳適才等人[12]提出的底部開縫搖擺墻的基礎上，對底部開縫預應力剪力墻進行了相關試驗及有限元分析研究，同樣驗證了其良好的自復位能力及承載能力.因此，混合裝配式剪力墻技術值得我國借鑒.

引入混合裝配式剪力墻理念，基于中南集團NPC結構的波紋管漿錨搭接連接技術，提出新型混合裝配式混凝土剪力墻(New hybrid precast concrete shear wall，以下簡稱NHPW)，集成了以下技術：1)預應力壓接技術.墻肢中部設置無粘結預應力鋼筋，通過后張形成的預壓應力，保證其整體性，同時，不僅提高墻體的抗裂性能，而且使墻體具有變形恢復能力，減小殘余變形；2)局部無粘結漿錨鋼筋間接搭接連接技術.基于NPC技術進行改進，即漿錨鋼筋水平拼縫附近設置局部無粘結段，避免漿錨鋼筋應力集中及低周疲勞破壞，提高墻體的變形能力與耗能能力；3)扣接封閉箍筋技術.在剪力墻邊緣構件范圍內，以扣接封閉箍筋代替傳統的箍筋、拉筋構造.由于扣接封閉箍筋受力連續且長寬比較小，可形成對混凝土及漿錨搭接的可靠約束，改善間接搭接連接性能，并可提高混凝土的變形能力與延性.

針對NHPW技術特點，為探討其真實抗震性能，同時契合國內主導的“等同現澆”理念[13]，制作NHPW試件及對比現澆試件，進行低周反復荷載加載試驗，從承載力、剛度、位移延性、耗能以及殘余變形等方面對比驗證NHPW的真實抗震能力.試驗中將考慮預應力筋應力的變化，并探討其對NHPW抗震性能的影響規律.基于試驗結果，結合既有設計方法，探討適用的預應力筋極限應力計算方法及構件強度計算方法，以便指導工程實踐.

1 試驗概況

1.1 試件制作

試件原型為標準的一字型現澆單元墻體，墻體尺寸為200 mm(墻厚)×1 700 mm(墻長)×3 300 mm(墻高).試件采用C35混凝土、HRB400鋼筋(試件豎向、水平鋼筋及箍筋)、HPB300鋼筋(吊環鋼筋)等材料制作.試件原型配筋設計按照一級(8度)構造要求，約束邊緣構件配置8Φ16豎向鋼筋、Φ8@100箍筋，墻肢中部配置8Φ10豎向鋼筋、Φ10@200水平鋼筋，詳見圖1(a).

(a) XJ1試件設計詳圖

(b) NHPW試件設計詳圖

制作1個現澆試件、3個NHPW試件，均為足尺試件，同時，為滿足試驗加載要求，試件底部增設底座，頂部增設加載梁，并確保底座與加載梁在與試驗室設備協調的同時具備必要的承載力及剛度.XJ1墻體構造尺寸及配筋與原型相同.NHPW試件墻體構造尺寸及普通鋼筋配置保持與XJ1相同，僅XJ1連續豎向鋼筋由NHPW試件局部無粘結(無粘結長度為200 mm)的波紋管漿錨鋼筋代替，邊緣構件復合箍筋由扣接封閉箍筋代替.NHPW墻肢中部預埋φ75PVC管，各穿入4根1860級φ15.2鋼絞線，并通過特制錨具進行張拉、錨固，設計詳圖見圖1(b).其中，NHPW試件的后張預應力荷載設計值分別為31.25 t，41.66 t和52.08 t，對應預應力值為0.3fptk，0.4fptk和0.5fptk.為便于后續試驗數據記錄與分析，4個試件編號依次為XJ1，NHPW1～3.

1.2 試件加載

為保證加載時試件與地面不發生相對滑動影響試驗效果，試件與地面通過對底座周邊8根Φ32精軋螺紋鋼施加預拉力進行壓緊，每根精軋螺紋鋼的張拉控制力為200 kN.試驗軸壓比為0.2，計算得施加軸壓力為94.63 t.試驗中采用張拉預應力鋼絞線施加軸壓，鋼絞線錨固端采用特制的可微轉動錨具，以保證結構側移時鋼絞線不產生折角，并保持軸壓恒定.為防止加載過程中試件平面外失穩，在試件兩側加三角形型鋼支撐架，保證試驗安全.試驗水平荷載通過1 000 kN液壓伺服控制系統(MTS)施加，本次試驗在東南大學九龍湖校區結構實驗室進行.試驗加載簡圖及照片見圖2.

試驗過程中，首先張拉鋼絞線施加軸壓，并保持穩定，后施加水平荷載，采用力和位移雙控.屈服前以力控制加載，每級循環1次，尋找開裂及屈服荷載；屈服后以位移控制加載，每級循環3次，直至試件承載力下降到極限承載力的85%以下或試件變形太大不適于繼續加載為止.為便于試驗數據的比較分析，所有試件均按Δ=23 mm控制位移加載，加載制度見圖3.試驗中規定MTS外推為正、內拉為負.

1.3 試驗量測

1)試件頂部軸力.通過油壓千斤頂油壓表計數，根據精密壓力表盤讀數及標定數據可計算出實際豎向軸力.

2)試件頂部加載點的荷載-位移滯回曲線.直接由MTS作動器量測得到.

3)鋼筋應變.包括剪力墻邊緣構件豎向鋼筋及箍筋的應變、漿錨鋼筋應變.通過在鋼筋表面粘貼電阻應變片以量測相應的應變.

4)試件變形.通過沿試件側邊一定高度間距架設的電子位移計進行量測.

5)無粘結預應力鋼絞線拉力值.通過預埋的錨索計及配套的數據采集儀器實時觀測與記錄.

圖2 試驗加載簡圖及照片

圖3 試驗加載制度

2 試驗結果分析

2.1 試驗關鍵數據

各試件的加載過程均經歷了開裂、屈服、極限以及破壞階段，各階段荷載值及最終位移加載循環情況見表1.

表1 試驗關鍵數據

Tab．1 Key data of test

項目XJ1NHPW1NHPW2NHPW3開裂荷載/kN225250275300屈服荷載/kN475550550550極限荷載/kN685851836830位移加載循環情況4-24-24-34-2

注：1.試件屈服以最外側豎向鋼筋受拉屈服為標志；2.位移加載循環情況表示示例為a-b，a代表a倍Δ位移加載等級，b代表本次位移加載等級下完成的循環系數,例如4-3,代表最終完成4Δ位移級別的3次循環.

從表中數據可以初步看出，由于采用了張拉無粘結預應力筋的壓接技術，NHPW試件較現澆試件開裂延遲，且隨著預拉力的增大，開裂逐漸推遲.而預拉力對試件屈服荷載、極限荷載以及位移加載循環情況則無明顯影響.

2.2 滯回曲線與骨架曲線

4個試件都以受拉側鋼筋拉斷導致承載力突降而最終破壞，各試件的破壞形態見圖4.其中，XJ1表現為彎剪破壞形態，而NHPW試件雖在墻肢端部出現了水平裂縫，但與XJ試件對比發現，NHPW試件裂縫水平段較短，且更快向斜裂縫形態發展，整體稍傾向于剪切破壞形態，這也從一定程度上表明NHPW試件耗能能力將弱于XJ1試件.同時，由于NHPW試件漿錨鋼筋設置了無粘結段，裂縫整體遠離拼縫，往上部偏移大約15 cm，分析認為，該部位裂縫的抑制，可有效提高該部位混凝土的抗壓性能與反復變形能力，從而可改進NHPW試件的承載力與延性性能.

圖4 試件破壞形態

各試件滯回曲線與骨架曲線見圖5，從中可以看出，各試件滯回環形狀基本接近，屈服后滯回環基本呈有一定捏縮的反“S”型.NHPW試件承載力均較XJ1試件有所提高，且殘余變形也較XJ1試件小.各試件骨架曲線走勢基本接近，屈服后曲線接近水平、且個別略帶上升趨勢，說明加載后期試件承載力降低緩慢，延性較好，有利于抗震.

位移/mm

位移/mm

2.3 剛度退化曲線

試件的剛度采用割線剛度表征，割線剛度即為各級加載循環正、反向峰點荷載絕對值之和與位移絕對值的比值.各試件在關鍵加載階段的剛度退化曲線見圖6，從中可以看出，在各加載階段，NHPW試件較XJ1試件剛度均明顯提高，尤其是屈服前后階段，剛度的提高效應更加明顯，說明無粘結預應力鋼筋張拉形成的預拉力可明顯提高試件屈服前后剛度.

彈性屈服

2.4 耗能能力

試件能量耗散能力以滯回曲線所包圍的面積來衡量，一般用等效粘滯阻尼系數來表征，其計算方法見文獻[14].各試件在關鍵加載階段的等效粘滯阻尼系數變化曲線見圖7.從中可以看出，屈服后直至2Δ位移循環前，NHPW試件耗能能力與XJ1試件基本接近.隨著加載級數增大，NHPW試件耗能能力提高幅度較XJ1試件緩慢，從而較XJ1試件其耗能能力偏低，同時，可以初步看出，隨著預拉力的增大，其耗能能力將有所降低.

屈服

2.5 殘余變形

試件殘余變形表征了試件損傷后的可修復能力.各試件在關鍵加載階段的殘余變形變化曲線見圖8，從中可以看出，隨著加載級數增大，NHPW試件殘余變形較XJ1試件逐漸減小，表現了較好的變形恢復能力.

屈服

3 預拉力對NHPW抗震能力影響

3.1 對剛度的影響

NHPW引入預應力壓接技術，主要是解決裝配式混凝土剪力墻開裂較早、彈性剛度較低的問題，因此，預拉力的大小對NHPW彈性工作階段的剛度特性應有明顯影響.為便于比較，同時將XJ1試件的有關剛度數據進行比較，對于開裂剛度及屈服剛度，各試件的對比情況見圖9.從中可以看出，NHPW試件彈性剛度及屈服剛度均較XJ1試件明顯提高，且隨著預拉力的增大，剛度基本呈線性規律提高.另外，隨著試件進入屈服后階段，預拉力對剛度增大的效應有所降低.

試件

3.2 對強度的影響

將表1相關荷載數據反映到圖10中，從中可以看出，預拉力對試件抗裂荷載有明顯影響，隨著預拉力增大，開裂荷載基本呈線性增大趨勢，峰值荷載有一定下降；預拉力對試件屈服荷載則影響不明顯.同時，從影響幅度來看，預拉力對峰值荷載的影響也很有限,說明預拉力對其承載力影響較小.

試件

3.3 對變形恢復能力的影響

在圖9的基礎上，選取各試件正、反向最大殘余變形并對其絕對值之和進行平均，將其示于圖11中.從中可以看出，預拉力可顯著減小NHPW試件的殘余變形，其最大殘余變形與預拉力基本呈反比例關系.分析認為，初始預拉力的增大，則意味著同級加載階段下，由預應力筋彈性拉伸所提供的變形恢復力的同步增大.因此，預拉力的大小將直接決定NHPW的變形恢復能力.

試件

4 NHPW試件強度計算方法探討

4.1 NHPW試件平截面假定判斷

NHPW不僅涉及預應力鋼筋的無粘結，其暗柱區的漿錨鋼筋同時設置了局部無粘結段，但考慮到無粘結長度有限，且僅在部分少量鋼筋設置，為便于沿用既有的設計方法，有必要探討NHPW試件拼縫截面豎向鋼筋應變在關鍵荷載等級時是否可以近似滿足平截面假定.

以NHPW3為例，圖12給出了NHPW3試件拼縫截面漿錨鋼筋應變在開裂階段、屈服階段正向加載時的分布情況.部分應變數據由于施工中擾動及試驗過程中偶發特殊情況，未能測試出或測試數據不理想，而未在圖中反映出.

應變片編號

對開裂階段與屈服階段鋼筋應變數據進行線性擬合，擬合線條見圖10.其中，開裂階段與屈服階段線形擬合的相關系數分別為0.925, 0.957，說明擬合情況良好，可以近似認為鋼筋應變在設計階段范圍內接近符合平截面假定.

4.2 NHPW強度計算

在初步判定NHPW豎向普通鋼筋應變滿足平截面假定的前提下，NHPW強度計算的關鍵為無粘結預應力筋的設計應力或極限應力.既有的設計計算方法很多，包括Baker較早提出的粘結折減系數法[15]、基于截面配筋指標建立的公式以及基于變形或等效塑性鉸長度的計算方法.本次計算僅選取了具有一定代表性的直接算法，包括ACI 318規范公式[16]、我國《無粘結預應力混凝土結構技術規程》 JGJ 92-2004[17]公式及杜拱辰和陶學康建議的公式[18]，3種計算方法的計算公式分別見式(1)～(3).

(1)

(2)

(3)

其中，式(1)主要通過μ考慮構件跨高比影響，用ρp考慮預應力筋的配筋率影響；式(2)將構件跨高比顯式表示的同時，通過ξ0綜合配筋指標考慮預應力筋的強度；式(3)在試驗數據基礎上進行擬合，并用單一的參數q0表征，忽略了構件跨高比參數.但3種方法本質上均是基于截面配筋指標建立的回歸公式，保證了其有相應的可比性.

根據上述3種方法，將各試件預應力筋極限應力及強度計算結果分列于表2～4，計算中各項參數均取標準值，并將計算結果與試驗實測結果進行對比，驗證其適用性和可靠性.

表2 NHPW1強度計算

Tab．2 Strength calculation for NHPW1

方法 極限應力/MPa 強度/kN 計算實測誤差/%計算實測誤差/%ACI318規范公式734.1-9.25553.7-34.9JGJ92-2004公式1003.9808.924.1567.4851-33.3杜拱辰和陶學康建議公式746.9-7.66554.3-34.9

注：1.誤差=(計算-實測)/實測*100%；2.強度計算按《混凝土結構設計規范》 GB 50010-2010執行；3.試件實測強度以極限荷載為準；4.表3～4處理方法與表2相同.

表3 NHPW2強度計算

Tab．3 Strength calculation for NHPW2

方法 極限應力/MPa 強度/kN 計算實測誤差/%計算實測誤差/%ACI318規范公式920.1-2.96563.3-32.6JGJ92-2004公式1170.8948.223.5575.2836-31.2杜拱辰和陶學康建議公式900.2-5.06562.3-32.7

表4 NHPW3強度計算

Tab．4 Strength calculation for NHPW3

方法 極限應力/MPa 強度/kN 計算實測誤差/%計算實測誤差/%ACI318規范公式1106.1-4.56572.2-31.1JGJ92-2004公式13371158.915.4582.3830-29.8杜拱辰和陶學康建議公式1051.7-9.25569.7-31.4

從計算結果來看，驗證了前述的預拉力對試件承載力影響不大，隨著預拉力加大，各種計算方法的結果均顯示強度增幅保持在3%左右(3種方法分別為2.6%，3.3%及2.7%).其次，從與試驗實測極限應力的吻合程度來看，ACI 318規范公式與杜拱辰和陶學康建議的公式均表現了較好的精確度，鑒于ACI 318規范公式考慮參數較全面，且有廣泛應用，同時結合本文結果，推薦采用該公式作為NHPW試件預應力筋極限應力的初步方法.

從試件強度角度看，由于試件的離散性，造成實測強度數據的變化規律與計算值變化規律正好相反，但鑒于無論是實測值還是計算值，變化量均較小(最大3.3%)，因此可以合理忽略該因素.另外，由于本文參數取值未考慮材料超強等特性，造成計算值較實測值偏差較大，實測值總體大致是計算值的1.5倍，但另一方面說明采用既有規范計算方法計算其強度可保證足夠的安全余度.

5 結 論

通過對1個現澆試件(XJ1)與考慮不同預拉力的3個NHPW試件(NHPW1～3)進行的低周反復荷載試驗，根據試驗結果及相關理論分析，得出以下主要結論：

1)各NHPW試件的抗裂性能、承載力、剛度均較現澆試件提高.各試件滯回環形狀相似，但壞形態有所差異，NHPW試件更偏向于剪切破壞，造成其耗能能力較現澆試件有所降低.NHPW試件殘余變形明顯小于現澆試件，具有良好的變形恢復能力.

2)對于施加了不同預拉力的NHPW試件，隨著預拉力的增大，試件剛度隨之增大，且對彈性剛度影響較屈服剛度影響明顯.預拉力對NHPW試件抗裂荷載有顯著影響，兩者基本呈線性關系，但對彈塑性階段荷載無明顯影響，包括屈服荷載與峰值荷載.預拉力將直接決定NHPW試件的變形恢復能力，隨著預拉力的增大，NHPW試件的殘余變形線性減小，變形恢復能力提高，有助于震后修復.

3)結合試驗數據與本文試算結果，推薦采用ACI 318規范公式預測NHPW試件無粘結預應力筋的極限應力，而在此基礎上，采用既有規范給出的強度計算方法雖與試驗結果偏差較大，但仍有足夠安全度，可作為參考、借鑒.

4)通過本文研究及分析工作，可以認為NHPW試件基本達到了“等同現澆”，且便于震后修復，可安全應用于我國抗震設防區.但同時應注重預應力筋的科學配置和適當設計，并對預應力筋的錨固、張拉工藝及構造進行合理設計，確保NHPW發揮其應有的抗震能力.

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Seismic Performance Experiments on New Hybrid Precast Concrete Shear Walls under Different Prestress Forces

ZHU Zhang-feng1?, GUO Zheng-xing2, TANG Lei2, ZHU Yin2

(1．College of Civil Engineering, Nanjing Tech Univ, Nanjing, Jiangsu 211816, China;2．School of Civil Engineering, Southeast Univ,Nanjing, Jiangsu 210096, China)

In order to study the seismic performance of new hybrid precast concrete shear wall (NHPW), the low frequency cyclic loading experiment was carried out on one cast-in-situ and three NHPW specimens with different prestress forces. Compared with the cast-in-situ specimen, the anti-cracking ability, capacity strength and stiffness of NHPW specimens have been obviously improved, the displacement ductility remains similar, and the energy-dissipating capacity is lowered within later load stage. Meanwhile, along with the increase of the prestress force, the specimen stiffness and crack load have been enhanced, residual displacement decreases and the capacity property remains steady. The proposed method for predicting the ultimate stress of unbounded posttensioned tendons possesses high accuracy and the strength capacity design method according to available standard can ensure sufficient safety.

hybrid precast concrete; shear walls; seismic performance; prestressing; ultimate stress; strength

2014-12-24

國家自然科學基金青年基金資助項目(51308289),National Natural Science Foundation of China(51308289) ；江蘇省高校自然科學研究項目(13KJB560005)；江蘇省博士后科研資助計劃項目(1301025A)

朱張峰(1985-)，男， 江蘇泰興市人，南京工業大學講師

?通訊聯系人，E-mail: zzfking2210@163.com

1674-2974(2015)11-0041-08

TU398.2

A