一种装配整体式混凝土剪力墙的抗震性能试验

赵海龙，郭璐琪，王铁成，线登洲

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072；3. 河北建工集团有限责任公司，石家庄 050051)

当前，装配整体式混凝土剪力墙结构作为住宅产业化的一个重要发展方向，具有良好的发展前景，成为适合国内发展的住宅产业化结构体系[1]．剪力墙是高层住宅建筑的主要抗侧力构件，承受竖向和水平荷载的共同作用，与现浇混凝土剪力墙相比，装配整体式混凝土剪力墙由于分层预制，水平接缝处的连接性能是保证结构具有良好抗震性能的关键．有效改善水平连接接缝的受力性能进而保证结构的连续性和整体性，同时提高接缝处的施工速度，对住宅产业化发展具有重要意义[2]．

目前，国内学者对水平接缝处的连接构造进行了一系列研究，钱稼茹等[3]通过试验研究发现，套筒浆锚连接能有效传递钢筋应力，套箍连接试件的新旧混凝土交界面难以浇注密实，易发生面内错动，存在施工不便的问题．王墩等[4]针对上述套箍连接方法的弊端，采用接缝连接梁连接预制墙体竖向钢筋的简易连接方法，结果表明，接缝连接梁处于墙体中部时试件的连接效果较好，处于墙体底部时试件破坏较为严重，连接可靠性难以保证．刘家彬等[5]提出了装配整体式混凝土剪力墙水平拼缝 U型闭合筋连接的新形式，U型闭合筋连接可以达到较好的连接效果，但墙体中部浆锚间接搭接构造较复杂，增大施工难度．张锡治等[6]提出一种剪力墙两端暗柱现浇、上下墙体齿槽式连接的技术，齿槽区竖向分布钢筋自由搭接的连接方法可行，但存在现浇比例偏高的问题．同时，国外学者也做了相关研究[7-8]，发现装配整体式混凝土剪力墙连接可靠性与施工便捷性之间存在矛盾．综合上述研究发现，装配整体式混凝土剪力墙的连接方法能够获得较好的连接效果，但存在施工难度大、成本较高等问题．为提高预制剪力墙水平接缝的连接可靠性，方便施工，本文提出一种改进的水平后浇接缝连接方式．

本文提出的是一种配有 X型斜筋的水平后浇接缝的连接方式，旨在保证装配整体式混凝土剪力墙抗震性能的同时，简化连接方法，降低成本．设计 4个足尺剪力墙试件进行拟静力试验，其中一个为现浇剪力墙作对比试件，对比分析试件在低周反复加载下后浇接缝高度变化对装配整体式混凝土剪力墙抗震性能的影响规律．

1 试验概况

1.1 试验设计

试件的具体做法为：预制混凝土剪力墙时，将接缝上下两端预制墙体双排纵向钢筋伸出墙体，并弯折形成 U型闭合筋，U型闭合筋中穿插与墙体长度相同的 X型斜筋(见图 1(a))，用以限制预制墙体的水平错动，提高后浇混凝土与预制墙体连接面处的抗剪能力，墙体接缝上下端混凝土接触面设置凸起的抗剪键(见图 1(b))．

图1 预制墙体拼接示意Fig.1 Schematic diagram of splicing between precast walls

试验共设计4个足尺剪力墙试件，编号为SW-1、PC-1～PC-3，试件 SW-1为现浇试件，为本次试验的对比试件，其余 3个为预制试件，通过墙体底部后浇接缝装配连接．预制墙体的主要参数变化为后浇接缝高度的不同，试件 PC-1～PC-3后浇接缝高度依次为500,mm、400,mm和300,mm．试件由试验墙体、墙体顶部加载梁及刚性地梁3部分组成，墙体尺寸一致，中间墙体为2,800,mm×1,700,mm×200,mm(高×宽×厚)．墙体采用 C30混凝土，预制试件接缝处采用 C35高流态微膨胀混凝土，试件配筋均采用HRB400级钢筋．试件 SW-1和 PC-1截面尺寸及配筋如表1及图2所示，其余试件类似．图2中，试件PC-1中A、B和C依次表示1-1剖面的上片剪力墙部分、剪力墙底座部分及安装后的整片墙体．

试件制作时，试件每组预留 3个边长为 100,mm的混凝土立方体试块，养护 28天后，测量得其抗压强度，换算出混凝土立方体抗压强度实测值如表2所示．试验墙体所用钢筋按规格每组预留 3个试样，用来测量钢筋屈服强度、极限强度以及弹性模量，测得钢筋性能指标如表3所示．

表1 试件基本参数及配筋Tab.1 Basic parameters and reinforcement of specimens

图2 试件尺寸及配筋Fig.2 Dimensions and reinforcement of specimens

表2 混凝土立方体抗压强度实测值Tab.2 Measured cubic compressive strength of concrete

表3 钢筋强度实测值Tab.3 Measured strengths of steel reinforcements

1.2 加载与量测

试验加载由1,000,kN竖向液压千斤顶、1,000,kN水平双向液压千斤顶、荷载传感器、反力梁等装置组成，试验加载装置如图 3所示．竖向千斤顶与反力架间设有滚轴，保证试件受到水平荷载作用时能够在水平方向自由移动．

加载时首先施加竖向荷载，并保持恒定，试验轴压比为 0.15，施加轴压力 700,kN．然后施加水平荷载，水平荷载加载位置距离地梁顶面2,950,mm．水平力采用荷载-位移混合加载制度，加载制度如图 4所示．其中，Fcr为开裂荷载，Fy为屈服荷载；F1、Fcr、F2、F3、Fy分别表示 5级荷载控制加载(每级循环 1次)．试件屈服前，采用荷载控制并分级加载，每级循环 1次，试件屈服后采用位移控制加载，每级循环 3次．试件破坏以水平荷载下降至试件峰值荷载的85%,或达到不适合继续承载的变形限值为标志．

图3 加载装置Fig.3 Loading equipment

图4 加载制度Fig.4 Loading history

试验采用荷载传感器量测施加的水平往复荷载，同时在墙体顶部远离水平荷载加载的一侧布置位移计 D1，用以量测加载位置的水平位移．应变片分别布置在各试件下部暗柱外边缘纵筋、后浇接缝暗柱箍筋及预制试件后浇接缝端部斜筋位置处，用以量测低周往复荷载作用下的钢筋应变情况．

2 试验结果与分析

2.1 破坏形态

各试件的破坏形态大体相同，裂缝主要分布在墙底至墙高2/3范围处．图5和图6分别为试件典型破坏形态及裂缝分布．表4为试件的破坏特征．

图5 破坏形态Fig.5 Failure patterns

对比可知，预制试件后浇接缝顶部出现水平贯通裂缝，说明新老混凝土结合面是预制混凝土剪力墙的一个薄弱面，其黏结性能是衡量结合面抗剪性能的重要指标．试件 SW-1和 PC-1破坏时墙体角部混凝土压碎，竖向钢筋压弯屈服，表现为压弯破坏．试件PC-2和 PC-3破坏带有明显剪切-黏结破坏特征，这是由于试件后浇接缝高度较小，上、下层墙体通过 U型套箍连接，在加载过程中，对扣的两个U型筋错位及混凝土与钢筋之间黏结锚固力不足，产生滑移，形成较多竖向黏结裂缝(见图 5(d))，最终破坏形态表现为剪切-黏结破坏．预制试件后浇接缝高度为500,mm时，破坏形态和裂缝分布情况与现浇试件最接近．

图6 裂缝分布Fig.6 Crack patterns

2.2 滞回曲线

图7和图8分别为试件的水平荷载-墙顶位移滞回曲线和骨架曲线．现浇试件的滞回曲线最饱满，具有很好的耗能能力，试件 PC-1和 PC-2次之，试件PC-3中部捏缩明显，后浇接缝高度影响结构的延性及耗能能力．试件加载至峰值荷载后，随着位移的增加，试件 PC-1骨架曲线下降较为平缓，与现浇试件相似，试件 PC-2和 PC-3骨架曲线下降较快．试件SW-1和PC-1较另两个试件而言具有更好的延性．

根据两阶段抗震设防目标的变形验算要求，结构的弹性层间位移角不宜大于 1/1,000，弹塑性层间位移角不宜大于 1/120[9]，计算出满足多遇地震作用下结构抗震变形验算的位移限值为 3.45,mm，满足罕遇地震作用下结构弹塑性变形验算的位移限值为29,mm．各试件均满足第 1阶段抗震设防要求，结构可以保证小震不坏．试件 SW-1和 PC-1加载过程中单向最大水平位移分别为 29,mm和 32,mm，满足第2阶段抗震设防要求，结构可以保证大震不倒，试件PC-2和 PC-3在加载过程中最大水平位移分别为22,mm和24,mm，不满足第2阶段抗震设防要求．预制试件可以达到和现浇试件相同的变形能力，但墙体底部后浇接缝高度不宜低于500,mm．

表4 破坏特征Tab.4 Damage properties

图7 水平荷载-顶点位移滞回曲线Fig.7 Lateral load-top displacement hysteresis curves

图8 水平荷载-顶点位移骨架曲线Fig.8 Lateral load-top displacement skeleton curves

2.3 承载力

表 5列出了各试件的开裂荷载Fcr、屈服荷载Fy、峰值荷载Fm、破坏荷载Fu，其中破坏荷载取峰值荷载的 85%,，屈服荷载Fy采用“通用屈服弯矩法”[10]确定．

预制试件的开裂荷载与现浇试件相比略有下降，且峰值荷载低于现浇试件，预制试件后浇接缝的存在使结构承载力下降，为结构的薄弱层．试件 PC-1和PC-2的极限承载力相比现浇试件降低10%,左右，试件PC-3的极限承载力降低18%，其中试件 PC-3降低幅度最大，这是因为试件PC-3后浇接缝高度较小，混凝土与竖向钢筋之间黏结锚固力不足，发生黏结破坏，钢筋连接部位传力效果较差，因此承载能力最低．

表5 试件主要阶段的水平荷载Tab.5 Lateral load of specimens at main stages

2.4 变形能力与延性

表 6列出了各试件的开裂位移Dcr、屈服位移Dy、峰值荷载对应的位移Dm、极限位移Du、位移延性系数以及各阶段位移所对应的位移角D为测点水平位移，H为测点高度2,950,mm)．

试件的位移延性系数均大于 3，结构满足抗震延性要求[11]．试件 PC-1的位移延性系数和现浇试件基本相同，试件 PC-2和 PC-3与现浇试件相比分别降低5%,和8%,．试件SW-1和PC-1的极限位移角均值大于1/120，具有较好的变形能力，试件PC-3的极限位移角最小，这是由于该试件后浇接缝高度较小，变形能力较差．后浇接缝 U型闭合筋中穿插 X型斜筋，可提高试件的变形能力和延性．预制试件后浇接缝高度为500,mm时，变形能力和延性接近现浇试件.

表6 试件主要阶段的变形值Tab.6 Deformation of specimens at main stages

2.5 刚 度

《建筑抗震试验规程》[12]中规定试件的刚度用割线刚度表示，割线刚度为

式中：F为某次循环荷载峰值；D为荷载峰值对应的位移．图9为各试件的刚度退化曲线．

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degeneration curves

各试件在初始加载阶段刚度退化速度较快，进入屈服阶段后，刚度退化速度趋于平缓．墙体顶部水平位移均达到17,mm时，试件SW-1，PC-1～PC-3刚度依次下降到初始刚度的 14%,、19%,、11%,和 10%,．与现浇试件相比，试件 PC-1的刚度退化较缓慢，试件PC-2和PC-3由于后浇接缝高度较小，加载后期后浇接缝位置处裂缝开展延伸迅速，钢筋与混凝土之间出现黏结滑移，刚度退化速度较快．

2.6 钢筋应变

图 10(a)为各试件下部暗柱外边缘处纵筋应变-位移骨架曲线．初始加载阶段，试件钢筋应变相差不大，随着水平位移的增大呈递增趋势．反向加载屈服后，墙体顶部发生相同水平位移的情况下，试件 SW-1，PC-1～PC-3暗柱纵筋应变依次减小，试件后浇接缝高度越小，墙体纵筋受力越小．试件SW-1和PC-1的水平位移分别为27,mm和25,mm时，纵筋达到屈服．试件PC-2和PC-3破坏时纵筋未达到屈服，这是因为试件后浇接缝高度较小，在加载过程中，纵筋和混凝土之间发生黏结破坏，钢筋连接部位传力效果较差，纵筋应变较小．

图10 钢筋应变-位移骨架曲线Fig.10 Strain-displacement skeleton curves of reinforcements

图 10(b)为各试件后浇接缝暗柱箍筋应变-位移骨架曲线．预制试件的箍筋受力情况与现浇试件基本相似，在加载过程中承担结构所受剪力．加载后期试件PC-2箍筋应变最大，为1,222,me，各试件箍筋均未屈服．反向加载阶段，墙体顶部发生相同水平位移的情况下，试件PC-2的箍筋应变最大，试件PC-3次之，这是因为试件 PC-2和 PC-3后浇接缝暗柱位置处应力较为集中．

图 10(c)为预制试件后浇接缝端部斜筋应变-位移骨架曲线．预制试件斜筋均未屈服，斜筋在加载过程中受力较小．试件 PC-1反向加载时与试件 PC-2、PC-3相比应变显著增加，最大斜筋应变为498me，达到屈服应变(2,066me)的 25%,，与后浇接缝高度较低的试件相比，试件 PC-1的钢筋受力均匀，可较好地发挥斜筋作用．

3 受剪承载力计算

参照《混凝土结构设计规范》[13]第 6.3.21节，试件SW-1的斜截面受剪承载力为

式中：l为计算截面的剪跨比；ft为混凝土轴心抗拉强度设计值；fyv为水平分布钢筋强度设计值；h0、b分别为剪力墙截面有效高度、宽度；Ash为同一截面水平分布钢筋截面面积；sv为剪力墙水平分布钢筋间距．

对于试件 PC-1～PC-3，考虑到 X型斜筋对墙体受剪承载力的贡献，建议在式(2)的基础上增加 X型斜筋的作用．根据文献[14]，可以得出 X型斜筋承担的斜截面受剪承载力为

式中：fyx为 X型斜筋强度设计值；Asx为同一截面 X型斜筋截面面积；a为X型斜筋与剪力墙纵轴的夹角.

根据试件的钢筋应变分析，X型斜筋在试件破坏时，钢筋应变约为屈服应变的 25%,，其作用未完全发挥，因此，计算时对式(3)予以折减，整理得到试件PC-1～PC-3受剪承载力的建议公式为

表 7列出了各试件斜截面受剪承载力计算值与试验值的对比．

表7 受剪承载力计算值与试验值对比Tab.7 Comparison between experimental and calculated results of shear bearing capacity

各试件斜截面受剪承载力计算值小于试验值，说明规范中的公式偏于安全，具有一定的安全储备．预制试件的承载力试验值相比现浇试件略有下降，建议装配整体式混凝土剪力墙在进行设计时，对承载力予以折减，提高墙体的设计安全性．

4 结 论

(1) 试件 PC-1与现浇试件类似，破坏形态为压弯破坏，试件 PC-2和 PC-3后浇接缝位置出现较多竖向黏结裂缝，破坏时发生剪切-黏结破坏．预制试件后浇接缝边缘均出现明显的水平贯通裂缝，为预制试件的薄弱面．

(2) 现浇试件的承载力最高，与其相比试件 PC-1和 PC-2的承载力下降约 10%,，试件 PC-3承载力降幅达到 18%,．预制试件底部后浇接缝高度影响试件的承载力，墙体底部后浇接缝高度不宜过小．建议装配整体式混凝土剪力墙在进行设计时，对承载力予以折减，提高墙体的设计安全性．

(3) 现浇试件和试件PC-1满足两阶段抗震变形验算，结构可以保证小震不坏、大震不倒，试件 PC-2和 PC-3无法满足两阶段抗震变形验算．试件 PC-1的延性接近现浇试件，试件 PC-2和 PC-3的位移延性系数与现浇试件相比分别降低 5%,和 8%,．预制试件后浇接缝高度为500,mm时，变形能力和延性与现浇试件基本相当．

综合比较，试件 PC-1的承载力相比现浇试件略有下降，变形能力、延性和刚度退化情况基本相同，破坏时纵筋屈服，混凝土压碎，表现为压弯破坏，具有良好的抗震性能．U型闭合筋中穿插 X型斜筋的后浇接缝连接方式，可以提高预制试件的抗剪能力、变形能力和延性．建议预制试件的水平后浇接缝高度不低于500,mm．

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