水平钢筋连接对装配式复合剪力墙节点抗震性能的影响

马少春，方宏远，鲍鹏，姜忻良

(1.河南大学 土木建筑学院，河南 开封 475004；2.郑州大学 水利科学与工程学院，郑州 450001；3.天津大学 建筑工程学院，天津 300072)

近年来，环境污染、能源资源短缺、大力发展绿色节能装配式建筑一直是各国关注的热点问题。中国大力发展绿色环保、低碳节能的新型装配式建筑[1]，力争到2020年实现城镇新建建筑节能达到65%的目标。在围护结构墙体上的节能是最直接、最经济、最有效的措施，但传统墙体材料污染环境，并且消耗的能源资源也较大。因此，寻找低能耗、低成本、绿色环保墙体材料，大力推进墙体材料革新给研究人员提出了挑战[2]。石膏是一种绿色气硬性胶凝材料，被广泛地应用于制作复合墙板[3]。石膏具有质量较轻、成本低廉、对环境无污染的突出优点，在建筑材料中充当较好的耐火材料。材料内部的多孔隙使石膏又具有较好的保温隔热功能，非常适合应用于新型复合墙板或组合节点中。可以将石膏做成石膏空腔，充当复合墙板的免拆模板，然后在石膏空腔中配置钢筋并浇筑混凝土填充材料形成复合的墙板或节点。

为了解石膏复合剪力墙的受力性能，找到其受力最优的设计方案，许多研究者进行了大量的试验研究[4-6]，但其大多针对单独复合剪力墙构件，对于石膏混凝土复合剪力墙与连接节点核心区混凝土异型暗柱之间关于水平钢筋连接方式的研究相对较少。装配时钢筋的连接工作量大且质量不易保证，因此，寻找腹板和翼缘与节点核心区异形柱钢筋的合理连接方式是一种可行的解决方案[7]。笔者严格按照有关抗震试验规范的要求对装配式复合剪力墙节点进行试件连接方式构造分析和抗震性能试验，通过对组合节点各试件的受力变形、裂缝状况、破坏形态、滞回特性、延性、刚度退化以及能量耗散系数等指标进行研究，进而研究装配式复合剪力墙与节点暗柱之间采用水平钢筋不同连接方式对组合节点力学性能的影响规律。

1 试验概况

1.1 构件设计

装配式复合剪力墙节点中的石膏孔腔模板是在工厂中将建筑石膏与一定量水泥、纤维以及一些外加剂按照特定的配合比生产的多空腔石膏板产品[8]，节点翼缘中的石膏板与保温系统也是在工厂中生产的一体产品。腹板石膏板基本尺寸为：侧板厚13 mm；隔板厚20 mm，高160 mm；水平孔腔94 mm×220 mm；垂直孔腔230 mm×94 mm。翼缘系统基本尺寸为：保温板厚120 mm；最外侧石膏单板厚13 mm。将翼缘和腹板的石膏板部件运输到施工场地进行组装、插入配筋并采用混凝土填入石膏空腔。在翼缘和腹板交接处，根据预留混凝土异形暗柱的形状和尺寸将一些石膏隔板去掉，配置钢筋并浇筑混凝土形成节点核心区暗柱。

图1 GTJ试件平面图(mm)Fig.1 GTJ sample plan(mm)

图2 FGTJ试件平面图(mm)Fig.2 FGTJ sample plan(mm)

图3 1-1剖面图(mm)Fig.3 Sectional view of 1-1(mm)

图4 2-2剖面图(mm)Fig.4 Sectional view of 2-2(mm)

1.2 试验加载装置与测试

为了模拟复合剪力墙节点的真实受力情况，试验主要在水平和垂直两个方向进行加载[9]。垂直方向：竖向荷载值为122 kN,轴压比为0.1，通过3台50 kN的液压千斤顶施加在节点顶部钢梁上，可以较真实地模拟节点上部的结构荷载均匀地传递给节点，还可避免应力集中影响。在千斤顶顶部设置滚轴支座，实现3台千斤顶在保证竖向恒荷载的同时可以伴随节点在水平方向同步移动。水平方向：在腹板顶部一侧设置1台1 000 kN的推拉千斤顶用来模拟水平地震作用。推拉千斤顶一端与反力墙进行固定，另一端可通过传感器、固定装置与节点试件进行连接。拟静力试验加载过程主要分为两部分：1)预加载，取预估30%开裂荷载作为预加载试验的控制荷载；2)正式加载，参照试验规范中的要求，采用荷载与位移混合加载方式。在低周反复加载试验中，当试件达到屈服之前，主要采取荷载控制，每级水平荷载控制级为10 kN并往复3次；当达到屈服之后改为位移控制，取屈服位移倍数作为位移控制级并往复加载3次。直到试件的承载力下降至峰值荷载的85%以下，构件破坏，试验结束。加载系统与试验装置如图5、图6所示。为了研究复合剪力墙节点的抗震性能以及考虑水平钢筋不同连接方式对其性能的影响，试验主要测量内容为：节点顶部荷载及变形、裂缝的产生与发展、试件下部固定梁位移、试验误差。根据研究经验可知，试验破坏多发生在试件的中下部，因此，在试验过程中对其进行了重点关注。

图5 现场加载装置Fig.5 On-site test loading device

图6 试验循环加载装置Fig.6 Test set-up for cyclic loading

试件开裂前，采用水平力控制并以预估开裂荷载的50%为初始荷载分级加载，每级水平力以10 kN为级差往复一次；试件开裂后，采用水平位移控制加载，每级位移循环两次，直至试件承载力降低到峰值荷载的85%以下，或试件无法稳定地承受反复荷载时，停止加载。

2 现象及破坏形态

在预加载试验阶段，当荷载为30.00 kN时，几乎无异常现象。当荷载为101.59 kN时，首先在GTJ节点腹板右下角出现水平方向的初始裂缝，约600.00 mm长，并有延长趋势。当荷载为100.75 kN时，FGTJ试件具有相似的现象。复合剪力墙与暗柱的不同连接方式对节点初始裂缝的开裂无关，在此阶段，翼缘几乎无变化。当GTJ荷载为150.55 kN时，在节点的腹板中部出现几条45°或135°方向的斜裂缝，已有裂缝加宽并延伸至腹板的根部。当FGTJ荷载为150.42 kN时，复合剪力墙中发出撕裂声，腹板上形成主裂缝，长度为230.00 mm；当GTJ荷载为180.00 kN时，腹板的最外侧钢筋发生了屈服。腹板左上部出现几条长200.00 mm的斜裂缝，之后采用位移来控制。当荷载为170.45 kN时，FGTJ腹板钢筋出现了屈服现象。当加载至1倍屈服位移Δy时，GTJ和FGTJ均进入弹塑性阶段，裂缝继续发展。当位移为2Δy时，GTJ腹板裂缝出现加宽和延长现象，在腹板中部的斜裂缝，由于相互交叉而形成网格。另外，在翼缘上出现了竖向微裂缝，FGTJ竖向、水平及斜向裂缝增多和延长相对较快。复合剪力墙与暗柱的不同连接方式对GTJ和FGTJ节点的裂缝开裂规律影响显著。比如，出现裂缝的局部区域不同，裂缝发展的方向也有所不同。当位移为3Δy时，GTJ腹板脚部的裂缝显著变宽，FGTJ腹板与暗柱结合区域的竖向裂缝已基本形成并贯通，竖向裂缝的宽度显著增大。当位移为3.5Δy时，GTJ翼缘出现水平裂缝，腹板脚部的混凝土和石膏被压碎，钢筋被反复拉长或压弯，水平反复荷载降至0.85Py以下。FGTJ腹板与暗柱结合区域裂缝加宽，在翼缘中部出现水平裂缝，长680.00 mm，腹板表面材料局部剥落。

总之，GTJ最终破坏形式为腹板脚部混凝土被压碎或拉裂、钢筋被拉长或压弯，或者45°方向产生破坏的斜向贯通裂缝，如图7所示。FGTJ最终破坏形式为腹板与暗柱结合区域产生竖向贯通裂缝。分析其原因，GTJ腹板和翼缘水平钢筋伸入暗柱，连接效果相对较好，节点构件整体性较好，有利于节点抗震。FGTJ在腹板与暗柱结合区域相对比较薄弱，缺少在水平方向上的必要连接。

图7 试件破坏图Fig.7 Specimen destruction diagram

3 试验结果与分析

3.1 滞回及骨架曲线

滞回曲线常被用来评定复合剪力墙各类节点的抗震性能[10]，试件的滞回和骨架曲线见图8。在复合剪力墙腹板开裂之前，GTJ和FGTJ节点的承载及变形能力相对较小，滞回环基本保持重合。GTJ和FGTJ节点均处在弹性阶段，无残余变形，无刚度退化。随着荷载的继续增大，滞回环也逐步变得越来越饱满。通过观察GTJ和FGTJ节点滞回曲线的坐标轴，当千斤顶卸载完毕时，试件的变形却不能完全回归到零。因此，可以得出复合剪力墙节点已发生弹塑性变形，并且残余变形在累计。与此同时，刚度退化也越来越严重。从GTJ和FGTJ节点的滞回曲线整体上看，GTJ节点滞回曲线与FGTJ节点相比相对较饱满，而FGTJ节点由于后期腹板与节点核心区异性柱水平连接失效，滞回曲线捏拢现象相对比较严重，也说明GTJ的耗能能力明显好于FGTJ。

图8 GTJ/FGTJ滞回及骨架曲线图Fig.8 GTJ / FGTJ hysteresis and skeleton curve

GTJ和FGTJ节点试件骨架曲线见图8。在开裂前期，复合剪力墙节点的骨架曲线表现为直线状态，说明节点承载力与相应变形属于典型的线性变化关系。随着低周反复荷载的逐渐增大，腹板损伤累积越来越严重，骨架曲线逐渐由直线逐渐转变曲线形状。在GTJ和FGTJ节点屈服前，其荷载与位移间斜率基本一样，说明其刚度基本相同，即两类试件前期性能相同。当屈服以后，FGTJ节点由于后期腹板与节点核心区异形柱水平连接逐渐失效，其刚度下降速度相对较快。从骨架曲线整体形状来看，GTJ节点与FGTJ节点相比更高更长，说明GTJ承载及变形能力优于FGTJ。从骨架曲线最终破坏情况来看，节点试件的承载能力突然丧失，主要表现为节点腹板发生脆性破坏，FGTJ节点表现得更为明显，从节点破坏形态分析中同样能证实这一点。

3.2 承载及变形能力

GTJ和FGTJ两类试件的主要试验结果见表1，可以看出，GTJ的开裂、屈服及极限荷载比FGTJ分别提高了2.42%、10.84%及9.25%，说明腹板水平钢筋伸入节点核心区有助于提高节点的承载能力，对开裂具有一定的延缓作用。从开裂、屈服及极限位移对比来看，GTJ节点比FGTJ节点分别提高了16.42%、16.81%及13.36%，说明GTJ节点的整体抗变形能力与FGTJ节点相比要好一些。其原因在于，GTJ节点腹板与节点暗柱之间采用水平钢筋进行连接，组合节点的整体性相对较好，在加载过程中，承载及变形能力相对较好。FGTJ节点的腹板与暗柱之间缺少必要的水平钢筋连接，导致腹板与节点暗柱过早分离，造成整体性较差。在腹板与暗柱之间连接界面容易产生竖向裂缝，随着荷载的增加，薄弱区的竖向裂缝不断增多和加宽，竖向裂缝逐渐贯通导致试件最终发生破坏。

表1 承载力与变形Table 1 Load capacity and deformation

位移延性系数μ=Δu/Δy可作为复合剪力墙节点抗震性能的评判指标[11]。GTJ和FGTJ节点的开裂荷载Pcr、屈服荷载Py、极限荷载Pu、开裂位移Δcr、屈服位移Δy、极限位移Δu都根据试验规范建议的方法获得[12]。GTJ和FGTJ试件的延性系数分别为3.76和3.41，提高了约10.26%，表明GTJ节点的腹板水平钢筋伸入暗柱的连接方式有助于提高其延性。从GTJ和FGTJ节点破坏机理来看，均是由于腹板破坏而导致节点最终不能继续承受荷载而发生破坏。GTJ表现为腹板脚部混凝土被压碎、钢筋发生屈服或者45°方向产生贯通的主裂缝；FGTJ表现为腹板与暗柱连接处产生竖向贯通主裂缝。

3.3 刚度退化

复合剪力墙节点在试验过程中随着低周反复荷载的不断增加，刚度逐渐出现退化[13]。为了使研究更具有代表性，选取GTJ和FGTJ节点各试件滞回曲线或骨架曲线上的关键点作为研究对象。将关键点纵横坐标比值作为GTJ和FGTJ的等效刚度K；将等效刚度K与初始刚度K0的比值K/K0规定为GTJ和FGTJ节点相对刚度。同理可得到相对位移δ/δu。GTJ和FGTJ节点的刚度退化曲线见图9，刚度在整个受力过程中逐渐减小，表明在低周反复荷载作用下，裂缝继续增多并加宽，损伤进一步累积。从刚度退化速度的角度分析，FGTJ比GTJ刚度退化快。尤其是当进入弹塑性阶段之后，退化速度相对更快。在FGTJ节点的腹板与暗柱结合处竖向主裂缝的形成和发展是导致刚度下降的直接原因，表明腹板水平钢筋伸入暗柱并贯通节点，形成有效地连接，有利于提高GTJ节点整体抗侧刚度，有利于提高其抗震性能。

图9 GTJ和FGTJ刚度退化曲线Fig.9 GTJ and FGTJ stiffness degradation curves

3.4 耗能能力

普通混凝土异型柱具有较好的力学性能，但暗柱与内外两类复合剪力墙组合后的性能需要在模拟地震作用下对其进行耗能分析。滞回环所包围的面积SABC+CDA越饱满，表明其耗能能力就越强。抗震滞回环耗能示意图见图10，所围成的有效面积SBEO+DFO表示GTJ和FGTJ节点在一次循环荷载作用下所消耗的总能量。能量耗散系数E=SABC+CDA/SBEO+DFO。GTJ和FGTJ在1Δy、2Δy、3Δy所对应的E分别为0.44、0.50、0.75和0.38、0.57、0.69。极值荷载状态下，GTJ能量耗散系数提高了8.70%。由此可见，能量耗散系数E随着位移的增加而逐渐增大，GTJ与FGTJ相比更有利于抗震。

图10 滞回环耗能示意图Fig.10 Hysteresis loop energy consumption diagram

4 结论

1)通过对GTJ和FGTJ两类连接节点进行抗震性能试验对比分析，得到两类节点的各阶段裂缝主要集中在腹板的两侧，翼缘变化不明显。GTJ节点在其腹板脚部混凝土被压碎、钢筋发生屈服或者45°方向产生贯通的主裂缝而最终破坏。FGTJ节点在其腹板与暗柱连接处产生竖向的贯通主裂缝而最终破坏。

2)通过对GTJ和FGTJ节点承载及变形能力、滞回特性、延性、刚度退化、耗能等性能进行分析，发现GTJ抗震性能优越于FGTJ试件，表明预制装配式复合剪力墙节点暗柱与复合剪力墙之间连接方式不同，其组合节点的整体性能也不同，说明水平钢筋对复合剪力墙节点进行可靠地连接能有效地提高其抗震性能。

3)通过对位移延性系数进行分析发现，GTJ试件的位移延性系数3.76与FGTJ试件的位移延性系数3.41相比提高了10.26%，说明GTJ节点的腹板水平钢筋伸入暗柱形成可靠的连接可以提高其延性。通过耗能分析发现，GTJ和FGTJ在1Δy、2Δy、3Δy所对应的能量耗散系数E分别为0.44、0.50、0.75和0.38、0.57、0.69，并且随着位移的不断增加而逐渐增大。从节点整体抗震性能来看，GTJ节点的耗能能力相对优于FGTJ节点。