非边缘约束配筋齿槽装配式剪力墙低周反复试验研究

彭祥东，吴东岳，陈 伟，王石林

(江苏科技大学 土木工程与建筑学院，镇江 212100)

装配式建筑技术可以有效节约资源，降低成本，是实现绿色建筑、低能耗、低排放的重要手段．根据我国经济转型升级的需要，以装配式建筑技术为主要手段的建筑工业化是我国建筑的重要发展方向[1]．但是，由于我国人口集中于经济发达地区，住宅建筑以高层剪力墙建筑为主，此外，我国多数地区处于地震带，有较高的抗震要求[2]．所以，装配式建筑技术在我国将较多地应用于高层抗震剪力墙建筑．

经过国内外学者多年的研究和发展，我国装配式建筑技术发展迅速[3-8]．但是由于装配式剪力墙自身的力学特性加之我国多次经历强震灾害，故国内对装配式剪力墙应用于中、高烈度抗震设防区高层建筑的可靠性仍然存在较大疑虑，严重限制了其推广应用[9]．根据前期的相关研究成果可知[10]，在装配式剪力墙的连接件进行加强能够形成墙体连接强化区，但在加强区边缘并未有效避免薄弱面的存在．部分研究还表明[11-18]：在装配式剪力墙拼缝位置设置槽口能够提高装配式拼缝的抗剪切滑移性能，但是目前相关槽口多采用素混凝土小尺寸齿槽，其抗剪性能有限，且延性差，易发生脆性剪切破坏．基于上述研究成果．本研究前期提出设置非边缘约束配筋齿槽的装配式剪力墙技术，通过非边缘约束构件处设置配筋齿槽集中抵抗拼缝剪切力，改善拼缝的力学性能．为进一步深入掌握非边缘约束配筋齿槽装配式剪力墙的力学性能，对两片不同齿槽高度的非边缘约束配筋齿槽装配式剪力墙足尺构件进行低周反复加载试验研究，通过试验对比确定了配筋齿槽高度对装配式剪力墙力学性能的影响规律．

1 试验

1.1 试件设计及制作

试验共设计制作了两片足尺非边缘约束配筋齿槽装配式剪力墙构件，两个试验构件除配筋齿槽高度分别为150 mm和300 mm外，其余设计参数相同．试件的主要设计参数如表1．试验构件配筋如图1，其中齿槽配筋最底部的水平箍筋到底座顶面的距离为20 mm．

表1 试验构件主要设计参数 Table 1 Parameters of specimens mm

两片装配式剪力墙均采用金属波纹管成孔钢筋浆锚搭接连接，拼缝底部设置厚度为20 mm的坐浆层，坐浆层采用北京思达建茂公司CGMJM-VI型高强灌浆料的配套专用坐浆料．钢筋浆锚搭接长度为600 mm．其中配筋齿槽与浆锚孔通过坐浆层连通，封堵模板后采用高强灌浆料灌注形成配筋齿槽．试验构件在专业的装配式构件厂内制作，之后在实验室内拼装．构件拼装施工按照装配式剪力墙灌浆施工标准，工序包括底座固定和调平、墙板吊装、墙体垂直度校准、齿槽部位的钢模板封堵、砌筑坐浆层、标准灌浆作业和养护．实验室拼装主要过程如图2．

图2 试件主要拼装过程Fig.2 Construction process of specimen

1.2 材料性能

试验构件的混凝土强度等级为C40，钢筋为HRB400钢筋．每次浇筑混凝土时制作3个标准立方体强度试块，与试件同条件养护28 d后测得混凝土立方体抗压强度平均值为39 MPa．选取同批次的钢筋按照《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1-2010)[19]的规定进行标准拉伸试验，测得各种钢筋的屈服和极限强度试验值如表2．灌浆前实测灌浆料的初始流动度大于300 mm，并按照《水泥基灌浆材料应用技术规范》(GB/T 50048-2015)[20]的规定制作了3块40 mm×40 mm×160 mm的灌浆料试块，经28 d标准养护后，测得其抗压平均强度为94.7 MPa，抗折强度为9.8 MPa．

表2 钢筋的实测强度性能

1.3 加载装置

本试验采用低周反复加载．受试验场地和加载装置的限制，构件设计轴压比为0.05，采用两台1 000 kN穿心千斤顶施加393 kN的竖向压力．采用1 500 kN液压伺服控制系统(MTS)在试验构件顶部施加水平荷载．试验加载装置和现场照片如图3．

图3 加载装置图Fig.3 Loading setup

1.4 加载制度

试验加载制度依据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T101-2015)[21]确定．首先由液压千斤顶施加竖向轴压力．水平力加载分为预加载和正式加载．预加载施加计算屈服荷载的20%．正式加载采用力和位移控制，构件纵向钢筋屈服前采用力控制加载，加载增量为50 kN，往返一次；屈服后以屈服位移为加载增量，每级加载往返3次，直至构件承载力下降至极限承载力的85%以下或试件变形太大不适宜继续加载为止．加载制度如图4．

图4 加载制度

1.5 测量内容与测点布置

本试验的测量内容包括钢筋应变、荷载和墙顶部位移、墙体的开裂和破坏情况．其中钢筋应变采用电阻应变片测量，钢筋应变片测点布置如图5．荷载和墙体顶部位移由MTS的传感器采集，并根据设置在构件底座部位的D100型LVDT高精度位移传感器采集到的实时位移数据进行修正．在力控制加载的每级正负最大荷载和位移控制加载第一次循环的正负最大位移时进行墙体裂缝观测，当构件变形较大或存在安全风险时，停止裂缝观察．

图5 钢筋应变测点布置

2 试验现象及破坏形态

(1) TPW1构件

加载初期试件处于弹性阶段．装配式剪力墙拼缝在±150 kN时出现开裂．配筋齿槽顶部拼缝在±250 kN时出现开裂．剪力墙墙体在±350 kN时出现多条水平裂缝，裂缝分布在距离拼缝350～880 mm高度范围内．之后不断有新裂缝出现，已有裂缝不断扩展．加载至±450 kN时，纵向连接钢筋屈服，此时墙体的齿槽凹角部位出现斜裂缝，该斜裂缝与墙体水平裂缝相交．

在位移控制加载阶段，墙体裂缝不断出现并扩展．其中加载至±2Δ时，配筋齿槽上出现45°角的斜裂缝，之后齿槽开始迅速开裂．当加载至±3Δ，齿槽边缘开始被压碎．之后齿槽和装配式墙体上的裂缝迅速开展，并倾斜延伸．当加载至±6Δ时，剪力墙边缘部位的混凝土开始压碎，此时配筋齿槽顶部混凝土明显破碎，配筋齿槽与墙体间的开口位移达到10 mm．加载至±7Δ时，构件承载力开始下降．当加载至±8Δ时，墙体和配筋齿槽破坏严重，波纹管和纵向连接钢筋外露，最外测的纵向连接钢筋发生断裂，试件承载力下降至极限承载力的85%以下，试验结束．

试件的破坏形态为：墙体边缘部位由弯矩作用发生混凝土压碎、钢筋拉断的弯曲性破坏，而配筋齿槽和装配式墙体中部存在明显的剪切破坏，其裂缝分布如图6．

图6 TPW1试件的破坏形态及裂缝分布Fig.6 Failure mode and crack distribution of TPW1

(2) TPW2构件

加载初期试件处于弹性阶段．拼缝在±150 kN时出现开裂．加载至300 kN时，剪力墙距底面400 mm高度处在±300 kN时出现首条水平裂缝．加载至±400 kN时，纵向连接钢筋屈服，此时齿槽底部出现45°角的斜向裂缝．

位移加载阶段，裂缝不断出现并扩展．其中墙体裂缝开始斜向下延伸．加载至±3Δ时齿槽顶面裂缝贯通．加载至±5Δ时，齿槽角部混凝土破碎．加载至±6Δ时，墙角处部分混凝土被压碎．加载至±7Δ时，拼缝开口宽度达到10.07 mm．加载至±9Δ时，墙体混凝土大面积被压碎，最外侧连接钢筋发生断裂，试件承载力下降至极限承载力的85%以下，试验结束．试件的破坏形态及裂缝分布见图7．

图7 TPW2试件的破坏形态及裂缝分布Fig.7 Failure mode and crack distribution of TPW2

TPW2试件的破坏形态与TPW1相似，具体为：墙体边缘部位发生混凝土压碎、钢筋拉断的弯曲性破坏，配筋齿槽和装配式墙体中部出现剪切破坏．对比两构件的裂缝分布和破坏形态可知：① 配筋齿槽有效降低了装配式拼缝的水平相对滑移，实现了墙体边缘约束构件承受拉压内力，配筋齿槽集中承受剪切内力的局部弯剪分离受力；② TPW1构件的剪力墙中部剪切开裂早于TPW2，并且最终破坏形态表明TPW1构件墙体中部剪切破坏更加明显，表明较低的齿槽高度使剪切最大面穿过浆锚搭接强化区，更有利于装配式剪力墙力学性能的提高．

3 试验数据与分析

3.1 荷载-位移曲线

试验得到构件的荷载-位移曲线如图8．由试件的荷载-位移曲线可知：

图8 试验构件的荷载-位移曲线Fig.8 Loading-displacement curves of specimens

(1) 两个构件的滞回曲线和骨架曲线形状基本相同，曲线呈现明显的弹塑性，包括弹性阶段、弹塑性刚度退化阶段和强度退化阶段．

(2) 在力控制阶段，荷载-位移曲线处于弹性状态，残余变形较小，在位移控制阶段，荷载-位移曲线开始出现弹塑性，残余变形增大．

(3) 位移控制加载阶段随着荷载的增大，滞回曲线的滞回环形状逐渐由弓形向反S形转变，滞回环面积增大，开始发挥耗能能力．

(4) 荷载下降段滞回环仍然饱满，证明两个构件在承载力下降段仍然具有较好的耗能能力．

3.2 承载力和位移延性

试验测得试件的力学性能参数如表3．表3中，屈服位移为构件内纵向钢筋首次屈服时对应的位移，极限位移为构件加载至最大承载力时对应的位移，延性系数采用极限位移除以屈服位移计算得到．由表3可知：

表3 试件力学性能参数

(1) 两个试验构件的开裂强度相同，为150 kN，TPW1的屈服承载力和极限承载力均大于TPW2的相应承载力，但两个构件的极限承载力非常接近．证明在相同轴压比和高宽比的条件下，配筋齿槽的高度尺寸对装配式剪力墙的承载力影响较小．

(2) TPW1构件的开裂位移小于TPW2构件，但屈服位移和极限位移均大于TPW2构件．但两个构件的延性系数非常接近，均为6.0，表明齿槽高度能够增大装配式剪力墙的屈服位移和极限位移，但对延性系数影响并不明显．

3.3 刚度

图9为试件的刚度退化曲线．由图9可知：

图9 试件的刚度-位移曲线Fig.9 Stiffness-displacement curves

(1) TPW2构件的初始刚度大于TPW1构件，TPW1和TPW2构件的初始刚度分别为：57.47 kN/mm和64.94 kN/mm．

(2) 随着构件水平位移的增大，TPW2构件的刚度退化大于TPW1构件，当水平位移在25～50 mm范围时，TWP2构件的刚度退化开始减慢，并与TPW1构件的刚度曲线高度重合，当水平位移大于50 mm以后，TPW2构件的刚度低于TPW1构件，并表现出更明显的刚度退化趋势．

3.4 钢筋应变

图10～11为两个试件拼缝最外侧的位置纵向连接钢筋(图5中JFL-1和JFR-1测点)的荷载-应变曲线图．由图10～11可知，纵向连接钢筋在正反向加载时应变变化趋势存在差异，其原因为：正向加载时左侧连接钢筋为受拉状态，此时混凝土抗拉性能较弱，应力主要由钢筋承担；而负向加载时最左侧连接钢筋为受压状态，此时混凝土能够承担部分应力；而最右侧钢筋受力状态则与最左侧钢筋相反．

图10 TPW1试件边缘连接钢筋荷载-应变曲线Fig.10 Load-strain curves of the edge connecting steel bars in TPW1

图11 TPW2试件边缘连接钢筋荷载-应变曲线Fig.11 Load-strain curves of the edge connecting steel bars in TPW2

3.5 耗能性能

等效粘滞阻尼系数是衡量构件滞回耗能性能的重要指标，结构的等效粘滞阻尼系数，即耗能能量与等效弹性体产生相同变形时输入的能量之比为：

式中：S(ABC+CDA)为滞回环ABCD所围面积(图12阴影部分)；SOBE为三角形OBE所围面积；SODF为三角形ODF所围面积．

图12 等效粘滞阻尼系数耗能示意图Fig.12 Diagram of calculation of equivalent viscous damping coefficient-displacement

图13为试件的等效粘滞阻尼系数-位移曲线．

图13 试件的等效粘滞阻尼系数-位移曲线Fig.13 Equivalent viscous damping coefficient-displacement curves

从图中曲线变化趋势可知：

(1) 两个构件在力加载阶段的等效粘滞阻尼系数较低，随着加载水平位移的增大，构件的等效粘滞阻尼系数开始逐渐增大．

(2) 相同位移时，TWP2构件的等效粘滞阻尼系数大于TWP1构件，表明TWP2构件具有较好的滞回耗能能力，其滞回环教TWP1构件更加饱满．

(3) 综合两构件的裂缝分布、破坏形态、承载力和位移延性性能可知，较低高度的配筋齿槽在不降低装配式剪力墙承载力和延性性能的前提下，降低了装配式剪力墙的剪切破坏面，使装配式剪力墙的弯剪裂缝更加均匀地分布在浆锚搭接连接强化区内，从而有效避免了高尺寸配筋齿槽的剪切应力集中，提高了构件的滞回环饱满程度．

(4) 由图13可知，TWP2构件的等效粘滞阻尼系数在水平位移达到53.7 mm时有明显的下降，其产生原因是由于MTS系统数据采集误差所导致，该现象与图8(c)所示水平位移为53.7 mm时滞回环顶部荷载降低的现象相符．

4 结论

通过对设置150 mm和300 mm齿槽高度的两片非边缘约束配筋齿槽装配式剪力墙构件进行低周反复荷载试验，并根据对试验结果的分析，得出以下结论：

(1) 高齿槽剪力墙的剪切破坏更加明显，其剪切面高于浆锚搭接强化区．

(2) 齿槽高度对构件的承载力影响微弱，两个构件的承载力接近，但高齿槽构件的变形高于低齿槽构件．

(3) 低齿槽的构件初始刚度较大，在加载中期刚度退化更明显，其加载后期的刚度低于高齿槽构件．

(4) 低齿槽构件的等效粘滞阻尼系数大于高齿槽构件，表明较低的齿槽能够提高构件滞回耗能能力．