考虑不同预拉力的新型混合装配式混凝土剪力墙抗震性能试验

朱张峰 郭正兴 汤磊 朱寅

摘 要：为探讨新型混合装配式剪力墙的抗震能力，制作足尺试件并进行低周反复荷载试验，试验中同时考虑了3种预应力筋张拉控制应力，以探索预应力对墙体抗震能力的影响.试验结果表明：与现浇试件相比，新型混合装配式剪力墙试件抗裂性能、承载力、刚度均明显提高，位移延性性能接近，耗能能力有所降低；随着张拉控制应力的提高，试件刚度提高，开裂延迟，残余变形减小，而强度无明显变化.建议采用的极限应力计算方法所计算结果与试验值基本一致，精度较高，基于现有规范的强度计算方法可保证足够安全度.

关键词：混合装配式混凝土；剪力墙；抗震性能；预应力；极限应力；强度

中图分类号：TU398.2 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2015）11-0041-08

近年来，在国家大力倡导“低碳经济”、“绿色建筑”概念的驱使下，建筑工业化和住宅产业化工作在全国范围进行普遍推广.装配式混凝土结构是建筑工业化的一种重要形式，同时，由于剪力墙结构的多种优越性，而在我国面广量大的住宅建筑中得到了大量采用，因此，两者相结合所形成的装配式混凝土剪力墙结构成为我国当前的研究热点.在相关企业的大力推进下，国内涌现了万科集团PC和PCF技术、中南集团NPC技术、宇辉集团装配整体式预制混凝土剪力墙技术等有代表性的装配式混凝土剪力墙结构技术体系[1].预制混凝土剪力墙构件竖向受力钢筋连接技术是直接决定装配式混凝土剪力墙结构整体抗震能力的关键，多种连接技术包括浆锚搭接连接、套筒灌浆连接等的装配式混凝土剪力墙构件的抗震性能成为当前主要的研究内容，国内开展了大量相关试验及理论研究，积累了一定成果和经验[2-7].

Kurama将PRESSS研究计划推荐的“后张有阻尼干性连接技术”引入到装配式混凝土剪力墙中，形成混合装配式剪力墙[8].相关试验研究发现，混合装配式剪力墙具有良好的耗能能力与变形恢复能力[9].类似地，国内党像梁等人[10-11]在陈适才等人[12]提出的底部开缝摇摆墙的基础上，对底部开缝预应力剪力墙进行了相关试验及有限元分析研究，同样验证了其良好的自复位能力及承载能力.因此，混合装配式剪力墙技术值得我国借鉴.

引入混合装配式剪力墙理念，基于中南集团NPC结构的波纹管浆锚搭接连接技术，提出新型混合装配式混凝土剪力墙（New hybrid precast concrete shear wall，以下简称NHPW），集成了以下技术：1）预应力压接技术.墙肢中部设置无粘结预应力钢筋，通过后张形成的预压应力，保证其整体性，同时，不仅提高墙体的抗裂性能，而且使墙体具有变形恢复能力，减小残余变形；2）局部无粘结浆锚钢筋间接搭接连接技术.基于NPC技术进行改进，即浆锚钢筋水平拼缝附近设置局部无粘结段，避免浆锚钢筋应力集中及低周疲劳破坏，提高墙体的变形能力与耗能能力；3）扣接封闭箍筋技术.在剪力墙边缘构件范围内，以扣接封闭箍筋代替传统的箍筋、拉筋构造.由于扣接封闭箍筋受力连续且长宽比较小，可形成对混凝土及浆锚搭接的可靠约束，改善间接搭接连接性能，并可提高混凝土的变形能力与延性.

针对NHPW技术特点，为探讨其真实抗震性能，同时契合国内主导的“等同现浇”理念[13]，制作NHPW试件及对比现浇试件，进行低周反复荷载加载试验，从承载力、刚度、位移延性、耗能以及残余变形等方面对比验证NHPW的真实抗震能力.试验中将考虑预应力筋应力的变化，并探讨其对NHPW抗震性能的影响规律.基于试验结果，结合既有设计方法，探讨适用的预应力筋极限应力计算方法及构件强度计算方法，以便指导工程实践.

1 试验概况

1.1 试件制作

试件原型为标准的一字型现浇单元墙体，墙体尺寸为200 mm（墙厚）×1 700 mm（墙长）×3 300 mm（墙高）.试件采用C35混凝土、HRB400钢筋（试件竖向、水平钢筋及箍筋）、HPB300钢筋（吊环钢筋）等材料制作.试件原型配筋设计按照一级（8度）构造要求，约束边缘构件配置8Φ16竖向钢筋、Φ8@100箍筋，墙肢中部配置8Φ10竖向钢筋、Φ10@200水平钢筋，详见图1（a）.

制作1个现浇试件、3个NHPW试件，均为足尺试件，同时，为满足试验加载要求，试件底部增设底座，顶部增设加载梁，并确保底座与加载梁在与试验室设备协调的同时具备必要的承载力及刚度.XJ1墙体构造尺寸及配筋与原型相同.NHPW试件墙体构造尺寸及普通钢筋配置保持与XJ1相同，仅XJ1连续竖向钢筋由NHPW试件局部无粘结（无粘结长度为200 mm）的波纹管浆锚钢筋代替，边缘构件复合箍筋由扣接封闭箍筋代替.NHPW墙肢中部预埋φ75PVC管，各穿入4根1860级φ15.2钢绞线，并通过特制锚具进行张拉、锚固，设计详图见图1（b）.其中，NHPW试件的后张预应力荷载设计值分别为31.25 t，41.66 t和52.08 t，对应预应力值为0.3f.ptk，0.4f.ptk和0.5f.ptk.为便于后续试验数据记录与分析，4个试件编号依次为XJ1，NHPW1～3.

1.2 试件加载

为保证加载时试件与地面不发生相对滑动影响试验效果，试件与地面通过对底座周边8根Φ32精轧螺纹钢施加预拉力进行压紧，每根精轧螺纹钢的张拉控制力为200 kN.试验轴压比为0.2，计算得施加轴压力为94.63 t.试验中采用张拉预应力钢绞线施加轴压，钢绞线锚固端采用特制的可微转动锚具，以保证结构侧移时钢绞线不产生折角，并保持轴压恒定.为防止加载过程中试件平面外失稳，在试件两侧加三角形型钢支撑架，保证试验安全.试验水平荷载通过1 000 kN液压伺服控制系统（MTS）施加，本次试验在东南大学九龙湖校区结构实验室进行.试验加载简图及照片见图2.

试验过程中，首先张拉钢绞线施加轴压，并保持稳定，后施加水平荷载，采用力和位移双控.屈服前以力控制加载，每级循环1次，寻找开裂及屈服荷载；屈服后以位移控制加载，每级循环3次，直至试件承载力下降到极限承载力的85%以下或试件变形太大不适于继续加载为止.为便于试验数据的比较分析，所有试件均按Δ=23 mm控制位移加载，加载制度见图3.试验中规定MTS外推为正、内拉为负.

1.3 试验量测

1）试件顶部轴力.通过油压千斤顶油压表计数，根据精密压力表盘读数及标定数据可计算出实际竖向轴力.

2）试件顶部加载点的荷载位移滞回曲线.直接由MTS作动器量测得到.

3）钢筋应变.包括剪力墙边缘构件竖向钢筋及箍筋的应变、浆锚钢筋应变.通过在钢筋表面粘贴电阻应变片以量测相应的应变.

4）试件变形.通过沿试件侧边一定高度间距架设的电子位移计进行量测.

5）无粘结预应力钢绞线拉力值.通过预埋的锚索计及配套的数据采集仪器实时观测与记录.

2 试验结果分析

2.1 试验关键数据

各试件的加载过程均经历了开裂、屈服、极限以及破坏阶段，各阶段荷载值及最终位移加载循环情况见表1.

从表中数据可以初步看出，由于采用了张拉无粘结预应力筋的压接技术，NHPW试件较现浇试件开裂延迟，且随着预拉力的增大，开裂逐渐推迟.而预拉力对试件屈服荷载、极限荷载以及位移加载循环情况则无明显影响.

2.2 滞回曲线与骨架曲线

4个试件都以受拉侧钢筋拉断导致承载力突降而最终破坏，各试件的破坏形态见图4.其中，XJ1表现为弯剪破坏形态，而NHPW试件虽在墙肢端部出现了水平裂缝，但与XJ试件对比发现，NHPW试件裂缝水平段较短，且更快向斜裂缝形态发展，整体稍倾向于剪切破坏形态，这也从一定程度上表明NHPW试件耗能能力将弱于XJ1试件.同时，由于NHPW试件浆锚钢筋设置了无粘结段，裂缝整体远离拼缝，往上部偏移大约15 cm，分析认为，该部位裂缝的抑制，可有效提高该部位混凝土的抗压性能与反复变形能力，从而可改进NHPW试件的承载力与延性性能.

各试件滞回曲线与骨架曲线见图5，从中可以看出，各试件滞回环形状基本接近，屈服后滞回环基本呈有一定捏缩的反“S”型.NHPW试件承载力均较XJ1试件有所提高，且残余变形也较XJ1试件小.各试件骨架曲线走势基本接近，屈服后曲线接近水平、且个别略带上升趋势，说明加载后期试件承载力降低缓慢，延性较好，有利于抗震.

2.3 刚度退化曲线

试件的刚度采用割线刚度表征，割线刚度即为各级加载循环正、反向峰点荷载绝对值之和与位移绝对值的比值.各试件在关键加载阶段的刚度退化曲线见图6，从中可以看出，在各加载阶段，NHPW试件较XJ1试件刚度均明显提高，尤其是屈服前后阶段，刚度的提高效应更加明显，说明无粘结预应力钢筋张拉形成的预拉力可明显提高试件屈服前后刚度.

2.4 耗能能力

试件能量耗散能力以滞回曲线所包围的面积来衡量，一般用等效粘滞阻尼系数来表征，其计算方法见文献＼[14＼].各试件在关键加载阶段的等效粘滞阻尼系数变化曲线见图7.从中可以看出，屈服后直至2Δ位移循环前，NHPW试件耗能能力与XJ1试件基本接近.随着加载级数增大，NHPW试件耗能能力提高幅度较XJ1试件缓慢，从而较XJ1试件其耗能能力偏低，同时，可以初步看出，随着预拉力的增大，其耗能能力将有所降低.

2.5 残余变形

试件残余变形表征了试件损伤后的可修复能力.各试件在关键加载阶段的残余变形变化曲线见图8，从中可以看出，随着加载级数增大，NHPW试件残余变形较XJ1试件逐渐减小，表现了较好的变形恢复能力.

3 预拉力对NHPW抗震能力影响

3.1 对刚度的影响

NHPW引入预应力压接技术，主要是解决装配式混凝土剪力墙开裂较早、弹性刚度较低的问题，因此，预拉力的大小对NHPW弹性工作阶段的刚度特性应有明显影响.为便于比较，同时将XJ1试件的有关刚度数据进行比较，对于开裂刚度及屈服刚度，各试件的对比情况见图9.从中可以看出，NHPW试件弹性刚度及屈服刚度均较XJ1试件明显提高，且随着预拉力的增大，刚度基本呈线性规律提高.另外，随着试件进入屈服后阶段，预拉力对刚度增大的效应有所降低.

3.2 对强度的影响

将表1相关荷载数据反映到图10中，从中可以看出，预拉力对试件抗裂荷载有明显影响，随着预拉力增大，开裂荷载基本呈线性增大趋势，峰值荷载有一定下降；预拉力对试件屈服荷载则影响不明显.同时，从影响幅度来看，预拉力对峰值荷载的影响也很有限，说明预拉力对其承载力影响较小.

3.3 对变形恢复能力的影响

在图9的基础上，选取各试件正、反向最大残余变形并对其绝对值之和进行平均，将其示于图11中.从中可以看出，预拉力可显著减小NHPW试件的残余变形，其最大残余变形与预拉力基本呈反比例关系.分析认为，初始预拉力的增大，则意味着同级加载阶段下，由预应力筋弹性拉伸所提供的变形恢复力的同步增大.因此，预拉力的大小将直接决定NHPW的变形恢复能力.

4 NHPW试件强度计算方法探讨

4.1 NHPW试件平截面假定判断

NHPW不仅涉及预应力钢筋的无粘结，其暗柱区的浆锚钢筋同时设置了局部无粘结段，但考虑到无粘结长度有限，且仅在部分少量钢筋设置，为便于沿用既有的设计方法，有必要探讨NHPW试件拼缝截面竖向钢筋应变在关键荷载等级时是否可以近似满足平截面假定.

以NHPW3为例，图12给出了NHPW3试件拼缝截面浆锚钢筋应变在开裂阶段、屈服阶段正向加载时的分布情况.部分应变数据由于施工中扰动及试验过程中偶发特殊情况，未能测试出或测试数据不理想，而未在图中反映出.

对开裂阶段与屈服阶段钢筋应变数据进行线性拟合，拟合线条见图10.其中，开裂阶段与屈服阶段线形拟合的相关系数分别为0.925， 0.957，说明拟合情况良好，可以近似认为钢筋应变在设计阶段范围内接近符合平截面假定.

4.2 NHPW强度计算

在初步判定NHPW竖向普通钢筋应变满足平截面假定的前提下，NHPW强度计算的关键为无粘结预应力筋的设计应力或极限应力.既有的设计计算方法很多，包括Baker较早提出的粘结折减系数法[15]、基于截面配筋指标建立的公式以及基于变形或等效塑性铰长度的计算方法.本次计算仅选取了具有一定代表性的直接算法，包括ACI 318规范公式[16]、我国《无粘结预应力混凝土结构技术规程》 JGJ 92-2004[17]公式及杜拱辰和陶学康建议的公式[18]，3种计算方法的计算公式分别见式（1）～（3）.

从计算结果来看，验证了前述的预拉力对试件承载力影响不大，随着预拉力加大，各种计算方法的结果均显示强度增幅保持在3%左右（3种方法分别为2.6%，3.3%及2.7%）.其次，从与试验实测极限应力的吻合程度来看，ACI 318规范公式与杜拱辰和陶学康建议的公式均表现了较好的精确度，鉴于ACI 318规范公式考虑参数较全面，且有广泛应用，同时结合本文结果，推荐采用该公式作为NHPW试件预应力筋极限应力的初步方法.

从试件强度角度看，由于试件的离散性，造成实测强度数据的变化规律与计算值变化规律正好相反，但鉴于无论是实测值还是计算值，变化量均较小（最大3.3%），因此可以合理忽略该因素.另外，由于本文参数取值未考虑材料超强等特性，造成计算值较实测值偏差较大，实测值总体大致是计算值的1.5倍，但另一方面说明采用既有规范计算方法计算其强度可保证足够的安全余度.

5 结 论

通过对1个现浇试件（XJ1）与考虑不同预拉力的3个NHPW试件（NHPW1～3）进行的低周反复荷载试验，根据试验结果及相关理论分析，得出以下主要结论：

1）各NHPW试件的抗裂性能、承载力、刚度均较现浇试件提高.各试件滞回环形状相似，但坏形态有所差异，NHPW试件更偏向于剪切破坏，造成其耗能能力较现浇试件有所降低.NHPW试件残余变形明显小于现浇试件，具有良好的变形恢复能力.

2）对于施加了不同预拉力的NHPW试件，随着预拉力的增大，试件刚度随之增大，且对弹性刚度影响较屈服刚度影响明显.预拉力对NHPW试件抗裂荷载有显著影响，两者基本呈线性关系，但对弹塑性阶段荷载无明显影响，包括屈服荷载与峰值荷载.预拉力将直接决定NHPW试件的变形恢复能力，随着预拉力的增大，NHPW试件的残余变形线性减小，变形恢复能力提高，有助于震后修复.

3）结合试验数据与本文试算结果，推荐采用ACI 318规范公式预测NHPW试件无粘结预应力筋的极限应力，而在此基础上，采用既有规范给出的强度计算方法虽与试验结果偏差较大，但仍有足够安全度，可作为参考、借鉴.

4）通过本文研究及分析工作，可以认为NHPW试件基本达到了“等同现浇”，且便于震后修复，可安全应用于我国抗震设防区.但同时应注重预应力筋的科学配置和适当设计，并对预应力筋的锚固、张拉工艺及构造进行合理设计，确保NHPW发挥其应有的抗震能力.

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