帶有約束邊緣構件的預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究

王滋軍，李向民，王宇，許清風，翟文豪

?

帶有約束邊緣構件的預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究

王滋軍1, 2，李向民3，王宇1，許清風3，翟文豪1

(1. 南京工業大學土木工程學院，江蘇南京，211816；2. 江蘇省綠色建筑工程技術研究中心，江蘇南京，210009；3. 上海市建筑科學研究院(集團)有限公司上海市工程結構安全重點實驗室，上海，200032)

對4片帶有約束邊緣構件的鋼筋混凝土預制疊合剪力墻、2片帶有約束邊緣構件的鋼筋混凝土全現澆剪力墻進行抗震性能試驗研究。對比研究試件的裂縫發展情況及破壞形態，分析試件的承載能力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性性能和耗能性能等。研究結果表明：預制疊合剪力墻與全現澆剪力墻的受力過程、破壞模式基本相同，各抗震性能指標等均相近，具有較好的抗震性能；約束邊緣構件對疊合剪力墻具有較強的約束作用，能夠增強疊合剪力墻的整體性，實現等同現澆剪力墻；疊合剪力墻采用約束邊緣構件現澆的方式優于約束邊緣構件的配筋預先設置在預制墻體面層內部的方式。

鋼筋混凝土剪力墻；疊合剪力墻；擬靜力試驗；抗震性能

建筑工業化是轉變我國城鄉建設模式粗放的有效途徑，有助于提高資源利用效率，建設資源節約型、環境友好型社會，提高生態文明水平，改善人民生活質量。近十年來，我國在預制裝配式混凝土結構方面的研究和應用又逐漸升溫，研發的預制裝配式混凝土結構體系涵蓋了框架、剪力墻、框架?剪力墻等結構體系，部分研究成果已經得到了一定規模的示范與應用，推動了我國建筑工業化的發展進程。鋼筋混凝土預制疊合結構體系是眾多裝配式結構體系中的典型代表[1]。該結構體系的預制疊合墻體是在工廠完成的雙面預制、中間帶有空腔的“殼子”，墻體的受力鋼筋也一同預制在預制墻體內部，在施工現場只需完成少量的節點鋼筋焊接或綁扎工作，相對傳統現澆剪力墻結構而言不但減少鋼筋綁扎和支模等工序，省去了模板等直接費用，而且帶來減少材料浪費、減少建筑垃圾、減少工地揚塵等社會效益。近年來，國內有些單位陸續開展該結構體系抗震性能的研究[2?8]。本文作者所在的課題組進行過無洞疊合剪力墻[4?5]、開洞疊合剪力墻[6]、水平拼接疊合剪力墻[7]、新型豎向連接疊合剪力墻[8]等疊合剪力墻墻體的抗震性能試驗研究。考察疊合剪力墻中預制面層與現澆混凝土能否形成整體協同工作是上述試驗研究的目標之一，為了減少其他因素干擾試驗結果，上述試驗的墻體試件中未設置約束邊緣構件。然而，邊緣構件(包括約束邊緣構件和構造邊緣構件)是鋼筋混凝土剪力墻的重要組成部分，尤其是設置約束邊緣構件可以提高高軸壓比剪力墻的塑性變形能力。因此，本文作者在前述研究的基礎上開展了帶有約束邊緣構件的預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究，完成了2片帶有約束邊緣構件的鋼筋混凝土全現澆剪力墻、4片帶有約束邊緣構件的預制疊合剪力墻的低周反復荷載試驗，以便為該體系的推廣應用提供依據。

1 試驗

1.1 試件設計

試驗設計了4種類型的帶有約束邊緣構件的剪力墻試件，其中：試件W-1(如圖1(a)所示)為鋼筋混凝土全現澆剪力墻(以下簡稱“普通剪力墻”)；試件W-2~W-4為帶有約束邊緣構件的預制疊合剪力墻(以下簡稱“疊合剪力墻”)(如圖1(b)~1(d)所示)，在墻板外側混凝土預制面層內側復合聚苯板。試件W-2的約束邊緣構件的配筋預先設置在預制墻體面層內部(如圖1(b)所示)；試件W-3和W-4的約束邊緣構件在施工現場完成鋼筋綁扎，通過現澆方式將約束邊緣構件與疊合剪力墻形成整體，試件W3的預制面層邊緣是常規平齊的做法(如圖1(c)所示)，試件W4則是為了增強現澆約束邊緣構件與預制墻體面層的黏結而在50 mm厚預制面層兩側邊設置了類似砌體結構的“馬牙槎”缺口(如圖1(d)所示)。試件W-2~W-4中外側40 mm厚預制混凝土面層與試件底梁間無黏結，只起到對保溫層的防護作用，可以忽略該保護層對墻體水平承載能力的貢獻，所以試件W-2~W-4的墻體有效厚度包括50 mm厚預制混凝土面層和110 mm厚現澆混凝土，有效厚度與試件W-1的厚度保持一致。預制疊合剪力墻的兩排鋼筋分別設置在50 mm厚預制混凝土面層和空腔中，在后澆混凝土澆筑完成后，預制疊合剪力墻的配筋就與W-1完全相同。試件配筋構造均滿足GB 50011—2010“建筑抗震設計規范”[9]和JGJ 3—2010“高層建筑混凝土結構技術規程”[10]的要求。試件基本尺寸及配筋如表1和圖1所示。試件的高寬比為1.32，軸壓比為0.2，除剪式支架及拉筋的鋼筋強度等級采用HPB300外，其他配筋均采用HRB400的鋼筋，混凝土強度等級為C30。

數據單位：mm

(a) 試件W-1；(b) 試件W-2；(c) 試件W-3；(d) 試件W-4

圖1 試件配筋及尺寸

Fig. 1 Arrangement of reinforcement and dimensions

1.2 材性試驗

在試件制作過程中，現澆部分和預制部分的混凝土均留置了標準立方體試塊，同批次鋼材中預留了標準長度的鋼筋試樣。混凝土的材性指標如表2所示，鋼筋的材性指標如表3所示。

表2 混凝土立方體抗壓強度實測值

1.3 加載方案

試驗豎向荷載是由連接試件頂部的分配梁與試件底部的靜力臺座的鋼絞線通過穿心千斤頂施加，水平荷載由MTS電液伺服加載器施加，試驗裝置如圖2所示。

圖2 試驗裝置

試驗時首先施加豎向荷載，豎向荷載由穿心千斤頂一次施加到預定的荷載值。豎向荷載保持不變，采用荷載控制與位移控制的混合加載模式逐級施加水平往復荷載，試件屈服前采用荷載控制模式，每級荷載循環1次，試件屈服后采用位移控制模式，每級位移循環3次。試件開裂前，荷載增幅為每級20 kN，在接近預計的試件開裂荷載時減小荷載增幅，采用荷載增幅為每級10 kN。試件屈服后以試件屈服時的位移作為每級荷載的增量。當試件因提前破壞而失去繼續承擔荷載的能力，或超過試驗所得最大荷載后水平荷載下降到最大荷載的85%以下時，試驗結束。

1.4 位移測點布置

位移測點布置如圖3所示，在試件的加載平面內共布置3個位移計。在試件的上部和中部沿作動器運動方向水平布置位移計D1和D2，測量試件上部和中部的水平位移；在基礎底梁的端部布置位移計D3，監測試件是否發生滑移，以消除試件因地梁發生滑移產生的誤差。

圖3 位移計布置圖

2 試驗過程及破壞形態

2.1 普通剪力墻試件W-1

1) 試件W-1A。在水平加載初期，試件表面無可見裂縫出現，試件W-1A基本處于彈性工作狀態，試件位移與荷載成線性關系；當水平荷載加載至190.0 kN時，試件下部出現水平裂縫；隨著荷載的增加，原有裂縫延伸、開展，并伴有新裂縫出現，所有裂縫在水平荷載卸載后基本閉合；當荷載達到378.2 kN時，水平位移達到屈服位移(y=9.8 mm)，沿對角線方向出現多條裂縫且開展較快；當水平位移達到約1.5y時，形成X形交叉主裂縫；當水平位移達到3.0y左右時，試件底角部出現混凝土脫落現象；當水平位移達到3.6y左右時，水平荷載達到峰值(max=519.6 kN)；隨著水平位移的增大，原有裂縫隨著位移的增大并逐漸向下延伸，試件根部兩側混凝土開始剝落；當水平位移達到4.5y左右時試件底角側面出現豎向裂縫；當水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試件根部出現大量混凝土塊體脫落，試驗加載結束。試件的破壞形態如圖4所示。

圖4 W-1A裂縫分布

2) 試件W-1B。試件W-1B從加載到破壞的試驗過程及破壞形態與試件W-1A的基本相同，試件的破壞形態如圖5所示。

圖5 W-1B裂縫分布

2.2 疊合剪力墻試件W-2

水平加載初期，試件表面無可見裂縫出現，試件位移與荷載呈線性關系，試件基本處于彈性工作狀態；當水平加載至240.0 kN時，試件下部出現水平裂縫，隨著荷載的增加，原有裂縫繼續延伸、開展，試件表面也伴有新的裂縫出現，在水平荷載卸載后所有裂縫基本閉合；當荷載達到3397.6 kN時，試件的水平位移達到屈服位移(y=6.4 mm)，沿對角線方向出現多條裂縫且開展較快；當水平位移達到約2.5y時，形成X形交叉主裂縫；當水平位移達到3.1y左右時，試件的水平荷載達到峰值(max=497.9 kN)；繼續加載，試件側面根部出現豎向裂縫，原有裂縫隨著位移的增大逐漸向下發展，底部表層混凝土出現開始剝落；水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試件根部大量混凝土塊體脫落，試驗加載結束。試件的破壞形態如圖6所示。

圖6 W-2裂縫分布

2.3 疊合剪力墻試件W-3

水平加載初期，試件表面無可見裂縫出現，試件位移與荷載成線性關系，試件基本處于彈性工作狀態；當水平荷載加載至220.0 kN時，試件下部出現水平裂縫；隨著荷載的增加，原有裂縫開始延伸、開展，試件表面伴有新的裂縫出現，所有裂縫在水平荷載卸載后基本閉合；當加載到456.2 kN時，水平位移達到屈服位移(y=7.3 mm)，沿對角線方向出現多條裂縫且開展較快；當水平位移達到約2.0y時，在試件上出現大量新的裂縫并不斷延伸，形成X形交叉主裂縫；當水平位移達到3.4y左右時，水平荷載達到峰值(max=560.6 kN)；隨著水平位移的增大，試件正面現澆混凝土與預制面層接縫處出現豎向裂縫，底部表層混凝土出現開始剝落，原有裂縫也隨著位移的增大逐漸向下發展；水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試件根部出現大量混凝土塊體脫落，試驗加載結束。試件的破壞形態如圖7所示。

圖7 W-3裂縫分布

2.4 疊合剪力墻試件W-4

1) 試件W-4A。水平加載初期，試件表面無可見裂縫出現，試件位移與荷載成線性關系，試件基本處于彈性工作狀態；當水平荷載加載至200.0 kN時，試件下部出現水平裂縫；隨著荷載的增加，原有裂縫開始延伸、開展，試件表面伴有新的裂縫出現，所有裂縫在水平荷載卸載后基本閉合；當水平加載至390.0 kN時，水平位移達到屈服位移(y=7.6 mm)，此時沿對角線方向出現多條新裂縫且開展較快；當水平位移達到約1.5y時，形成X形交叉主裂縫；當水平位移達到3.9y左右時，水平荷載達到峰值荷載(max=575.2 kN)；水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試件根部出現大量混凝土塊體脫落，試驗加載結束。試件的破壞形態如圖8所示。

圖8 W-4A裂縫分布

2) 試件W-4B。試件W-4B從加載到破壞的試驗過程及破壞形態與試件W-4A的基本相同，試件的破壞形態如圖9所示。

圖9 W-4B裂縫分布

2.5 破壞形態對比分析

對比上述6片墻體試件的試驗現象可以發現：

1) 破壞形態均屬于彎剪型破壞形態，試件根部兩端混凝土均被壓酥、剝落，試件上半部分基本完好；

2) 從開始加載到破壞的整個加載過程中，疊合剪力墻試件的裂縫發展較為充分，現澆約束邊緣構件與疊合墻板始終沒有出現上下錯動脫離的現象，表明約束邊緣構件能與疊合墻板能作為整體共同受力。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗主要階段結果

試驗主要階段結果如表4所示。其中：c為初裂荷載；c為初裂位移；y為屈服荷載；y為屈服位移；max為峰值荷載；max為峰值位移；u為破壞荷載；u為破壞位移。由表4可以看出：疊合剪力墻試件W-2的峰值荷載與普通剪力墻試件W-1的平均值基本相同，疊合剪力墻試件(W-2~W-4)峰值荷載的均值比普通剪力墻試件峰值荷載的均值略大(約10%)，疊合剪力墻試件W-3和W-4的峰值荷載相對最大。導致上述結果的主要原因在于：疊合剪力墻50 mm厚的預制面層混凝土強度高于普通剪力墻的，并且疊合剪力墻試件W-3和W-4的現澆混凝土強度也高于普通剪力墻試件W-1，而疊合剪力墻試件W-2的現澆混凝土強度略比W-1的低。上述試驗結果也表明，在疊合剪力墻中設置約束邊緣構件能夠使預制面層與現澆混凝土形成整體協同工作，也未發生在無約束邊緣構件疊合剪力墻試驗[4,7]中因預制面層對墻體底部截面產生削弱而導致疊合剪力墻承載能力明顯降低的現象。

表4 試驗主要階段結果

3.2 滯回曲線

試件的荷載?位移滯回曲線如圖10所示。由圖10可以看出：普通剪力墻試件(試件W-1A和W-1B)與疊合剪力墻試件(試件W-2~W-4)的滯回曲線特征基本一致，從開始加載直到試件破壞，滯回曲線形狀均是由梭形逐步向反S型轉化；試件W-1A和W-1B的滯回曲線比試件W-2~W-4的豐滿，表明普通剪力墻試件的耗能能力比疊合剪力墻試件略強，如果考慮了疊合剪力墻試件的混凝土強度高于普通剪力墻試件的混凝土強度這一因素，則二者的耗能能力基本相當。

(a) 試件W-1A；(b) 試件W-1B；(c) 試件W-2；(d) 試件W-3；(e) 試件W-4A；(f) 試件W-4B