預(yù)制疊合整體式剪力墻的滯回性能試驗(yàn)研究

付瑋琪 齊 健 李明俊

(山東大學(xué)土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061)

0 引言

隨著建筑產(chǎn)業(yè)化的推行，疊合整體式剪力墻作為一種優(yōu)良的結(jié)構(gòu)形式得到廣泛應(yīng)用。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)疊合整體式剪力墻做了大量的研究，葉燕華等對(duì)預(yù)制墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實(shí)混凝土疊合剪力墻進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究[1]。王滋軍等對(duì)疊合剪力墻進(jìn)行了深入的研究，并取得了大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[2,3]。國(guó)外對(duì)復(fù)合墻板也進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究[4,5]。本文提出一種新型的預(yù)制疊合整體式剪力墻，省模板，省人工，施工效率高；該新型剪力墻豎向鋼筋連接省去鋼筋套筒，剪力墻水平拼縫，上下層鋼筋可彎折后進(jìn)行搭接或者焊接，剪力墻整體性好，對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，分析其在荷載作用下的破壞模態(tài)、滯回曲線、延性及耗能能力，能為預(yù)制疊合整體式剪力墻的實(shí)際應(yīng)用提供一定的依據(jù)。

1 試驗(yàn)

1.1 試件制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了1塊足尺現(xiàn)澆剪力墻SW-1和1塊足尺預(yù)制疊合整體式剪力墻SW-2，試件端部暗柱縱筋配筋率2.01%，箍筋體積配箍率0.91%，預(yù)制部分混凝土等級(jí)為C45，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度為51.8MPa，現(xiàn)澆部分混凝土等級(jí)為C30，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度為33.8 MPa，SW-1和SW-2詳圖見圖1。試件SW-2中配置1570級(jí)φ4.8消除預(yù)應(yīng)力螺紋肋鋼絲,實(shí)測(cè)抗拉強(qiáng)度1 635 MPa；試件SW-1中配置 HRB400級(jí)鋼筋，直徑10 mm鋼筋屈服強(qiáng)度為469.4 MPa，極限強(qiáng)度為615.8 MPa；直徑12 mm鋼筋屈服強(qiáng)度為465.5 MPa，極限強(qiáng)度為621.0 MPa；直徑16 mm鋼筋屈服強(qiáng)度為563.3 MPa，極限強(qiáng)度為643.3 MPa。

1.2 加載裝置及方案

試驗(yàn)在中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行,分2次～3次加載至預(yù)定的軸壓力，然后使軸壓力保持恒定，試驗(yàn)過(guò)程中水平加載為單點(diǎn)加載，作用點(diǎn)位于試件頂部加載梁中央，試驗(yàn)加載制度采用7級(jí)位移控制，位移角分別為1/2 000，1/1 000，1/550，1/200，1/120，1/50和1/30。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模態(tài)

試件加載過(guò)程中的試驗(yàn)現(xiàn)象如圖2所示，位移角達(dá)到1/1 000時(shí)，在剪力墻SW-1右下部與暗柱的交界處觀察到明顯的水平裂縫；隨著試驗(yàn)進(jìn)行，裂縫逐漸由剪力墻與暗柱的交界處沿墻體高度方向延伸，且寬度增加，當(dāng)位移角達(dá)到1/200時(shí)，底部水平裂縫最寬達(dá)到0.30 mm；當(dāng)位移角達(dá)到1/120時(shí)，剪力墻底部混凝土開始出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象；在位移角為1/75時(shí)，試件承載力達(dá)到峰值431.71 kN，隨后在位移角為1/68時(shí)，試驗(yàn)荷載下降至峰值荷載的85%，剪力墻豎向鋼筋彎曲外露，試驗(yàn)加載結(jié)束。

試件SW-2和SW-1試驗(yàn)現(xiàn)象相似，最終均發(fā)生以彎曲破壞為主的彎剪型破壞，裂縫主要位于剪力墻1/2以下位置；當(dāng)位移角達(dá)到1/1 220時(shí)，試件SW-2墻體端部距底座300 mm處出現(xiàn)水平細(xì)微裂縫；隨后裂縫開始發(fā)展，當(dāng)位移角達(dá)到1/234時(shí)，裂縫最寬達(dá)0.30 mm；當(dāng)位移角達(dá)到1/120時(shí)，墻身底端混凝土開始剝落；在位移角為1/69時(shí)，試件承載力達(dá)到峰值488.79 kN；隨后墻身受壓一側(cè)底部混凝土逐漸壓潰，剪力墻鋼筋裸露，承載力急劇下降，在位移角為1/49時(shí)，試驗(yàn)加載結(jié)束。

2.1 滯回曲線

試件的滯回曲線如圖3所示，試件SW-1，SW-2滯回環(huán)的飽滿程度較為接近，耗能能力差異較小，加載初期，試件的滯回曲線包圍面積很小，試件處于彈性狀態(tài)，隨著側(cè)向位移增大，剪力墻出現(xiàn)塑性損傷，滯回環(huán)面積增大，剛度逐漸退化，開始出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，這是由于剪力墻內(nèi)部剪切滑移造成的；試件SW-1剪切滑移主要出現(xiàn)在鋼筋與混凝土接觸面上，試件SW-2剪切滑移主要出現(xiàn)在新老混凝土結(jié)合面處；滑移的存在減緩了結(jié)構(gòu)的破壞，有利于結(jié)構(gòu)抗震。

本文采用位移延性系數(shù)μ分析結(jié)構(gòu)的位移，其中，以觀察到墻體下端截面出現(xiàn)肉眼可見的裂縫確定為開裂荷載Fcr，相應(yīng)的位移為Δcr；豎向鋼筋屈服對(duì)應(yīng)的荷載為屈服荷載Fy，相應(yīng)的位移為Δy；試驗(yàn)峰值荷載為Fm，對(duì)應(yīng)的位移為Δm；以峰值荷載Δm的85%作為極限荷載Fu，對(duì)應(yīng)的位移為Δu；H=2 850 mm，代表側(cè)向荷載加載中心距底座的距離。試件SW-1和SW-2特征點(diǎn)荷載值、位移值、延性系數(shù)和極限位移角值θu如表1所示；由表1可知，SW-2的開裂荷載和位移延性系數(shù)與SW-1相差不大，但屈服荷載和峰值荷載分別提高了21.8%和10.8%；說(shuō)明疊合整體式剪力墻的整體剛度較大，承載力有所提升，但是仍具有良好的延性。

表1 試驗(yàn)結(jié)果

試件Fcr/kNΔcr/mmFy/kNΔy/mFm/kNΔm/mFu/kNΔu/mμθuSW?1189．142．60371．9314．09431．7137．14369．5167．054．761/43SW?2193．562．33453．1912．18488．7941．14417．1456．484．641/50SW?2/SW?1(1．023)(0．896)(1．218)(0．864)(1．132)(1．108)(1．129)(0．842)(0．975)(0．860)注：位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy、極限位移角θ=Δu/H

2.2 耗能

本文采用JGJ 101—96建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程建議的能量耗散系數(shù)E[6]來(lái)評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)體系的耗能能力，由表2可以看出， SW-2的總耗能比SW-1提高29.67%，耗能能力更好。

表2 試件耗能指標(biāo)

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)1塊現(xiàn)澆剪力墻SW-1和1塊預(yù)制疊合整體式剪力墻SW-2試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)可得：

1)現(xiàn)澆剪力墻SW-1和疊合整體式剪力墻SW-2破壞形式和裂縫分布類似，均為彎剪型破壞；

2)疊合整體式剪力墻SW-2的承載力相對(duì)現(xiàn)澆剪力墻SW-1有一定程度的提高，屈服荷載和峰值荷載分別提高了21.8%和10.8%；

3)疊合整體式剪力墻SW-2與現(xiàn)澆剪力墻SW-1延性相差不大，但是SW-2的耗能能力高于SW-1，總耗能提高了約29.67%。

參考文獻(xiàn)：

[1] 葉燕華,孫 銳,薛洲海，等.預(yù)制墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實(shí)混凝土疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2014,35(7):138-144.

[2] 王滋軍,劉偉慶,葉燕華,等.鋼筋混凝土開洞疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2012,33(7):156-163.

[3] 王滋軍,劉偉慶,翟文豪,等.新型預(yù)制疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2015,46(4):1409-1419.

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[5] Mohamad-Ghasem Vetr,N. Mohamad Shirali,Ali Ghamari. Seismic resistance of hybrid shear wall (HSW) systems[J]. Journal of Constructional Steel Research，2016(116):247-270.

[6] JGJ 101—1996，建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].