双面叠合混凝土剪力墙大偏心受压性能试验研究*

陈俊达 谷 倩 段 攀 王 翔 田 水 谭 园

(1.武汉理工大学土木工程与建筑学院, 武汉 430070; 2.美好建筑装配科技有限公司, 武汉 430071)

0 引 言

基于住宅产业化的需求,预制结构具有良好的发展前景[1],而叠合剪力墙结构作为预制结构发展的重要组成部分在高层民用建筑上应用广泛。双面叠合混凝土剪力墙是将在工厂预制的内、外叶混凝土墙板通过三角钢筋桁架连接,装配施工时在芯层后浇混凝土形成整体的一种剪力墙结构[2-3],结构形式见图1。

a—沿高度方向; b—沿长度方向。

在实际结构工程中,剪力墙通常会承受轴向压力和截面弯矩的共同作用,处于偏心受压状态。随着城市人口的增加和土地资源的减少,中高层住宅的数量日益增多,其底层剪力墙所受压力也随之增大,因此对剪力墙偏心受压性能的研究变得尤为重要。国内外学者对墙体偏心受压性能进行了一系列试验研究,Hou等对预制节段钢筋混凝土墙进行偏压试验[4],试验结果表明具有足够黏结强度的预制节段钢筋混凝土墙在偏压荷载下墙体内会形成塑性区。Amin对12片橡胶混凝土灌浆墙进行偏压试验[5],结果发现较高的偏心率对墙体行为响应有不利影响,并且较高的偏心率水平下,墙体发生弯曲,壁面上部过早破坏,形成整体屈曲。董晶对预制轻质混凝土墙板的偏心受压性能试验研究结果表明,在偏心线荷载和偏心集中荷载作用下,墙板均发生局部受压破坏,随着偏心距的增加,试件承载力减小[6]。以上研究主要针对实心混凝土墙的偏心受压性能,而对双面叠合混凝土剪力墙的研究还集中于轴压性能[7-11]和抗震性能[12-14],国内外鲜见对偏心受压性能研究的文献。

相较于现浇混凝土剪力墙,双面叠合混凝土剪力墙的墙身含有中间芯层,导致了预制-后浇混凝土叠合面的出现。而双面叠合混凝土剪力墙在大偏心荷载作用下的受压性能尚待研究,因此对双面叠合混凝土剪力墙进行大偏心受压性能试验研究非常重要。GB/T 51231—2016《装配式混凝土建筑技术标准》[15]第A.0.9条明确规定“钢筋桁架应与两层分布筋网片可靠连接”,并未对钢筋桁架和分布筋的连接形式做出具体说明。在实际工程中,钢筋桁架与网片筋采用绑扎连接,为保证连接性能,在钢筋桁架和分布筋的各交接处都进行了绑扎,该种连接需要消耗大量时间及人工成本,若将连接部位进行优化,则可简化连接工艺,降低成本。而双面叠合混凝土剪力墙在大偏心竖向荷载下,钢筋桁架与分布筋网片的连接部位进行优化后,它是否具有良好的整体工作性能,能否表现出可靠的受力特性,有待进一步的探索。

因此为研究钢筋桁架与网片筋的连接形式、钢筋桁架的连接部位对双面叠合混凝土剪力墙大偏心受压性能的影响,本文设计了3片双面叠合混凝土剪力墙试件进行大偏心受压试验,对比研究其破坏形态、承载能力、变形能力、钢筋应变等力学性能。

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验设计并制作了3片双面叠合混凝土剪力墙试件DPCW-1、DPCW-2、DPCW-3,试件参数见表1。由于试验设备高度限制,将大偏心受压构件的边界条件设置为底端固定、上端自由,大偏心受压构件的计算长度系数取2,试件高度取实际层高的一半,偏心距设置为150 mm。

表1 试件设计参数

图2是双面叠合混凝土剪力墙试件配筋图,各剪力墙试件尺寸一致,其高×宽×厚为 1 350 mm×1 500 mm×200 mm。其中预制板厚度为50 mm,后浇芯层厚度为100 mm;混凝土保护层厚度为15 mm;边缘构件里的竖向钢筋直径为12 mm,间距为170 mm;墙身的竖向分布钢筋直径为8 mm,间距为170 mm;水平分布钢筋直径为8 mm,间距为200 mm。桁架筋的腹筋直径为6 mm,上、下弦筋直径分别为8 mm、6 mm。

图2 双面叠合混凝土剪力墙试件配筋 mm

图3是钢筋网片与桁架筋连接部位示意,图4是钢筋网片与桁架刚架筋连接形式对比。其中,图3a代表下弦筋侧(A面)全部连接、上弦筋侧(B面)两端连接;图3b代表下弦筋侧(B面)全部连接,上弦筋侧(B面)全部连接。

a—DPCW-1; b—DPCW-2和DPCW-3。A面板侧钢筋网片与钢筋桁架的连接部位;B面板侧钢筋网片与钢筋桁架的连接部位。

a—绑扎; b—焊接。

1.2 材料性能

双面叠合剪力墙混凝土强度等级为C35。试件浇筑时,根据GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[16]每批制作边长为150 mm的3个立方体标准试块,实测混凝土力学性能见表2。试件钢材级别有HPB300和HRB400E两种,根据GB/T 228.1—2021《金属材料 拉伸试验 第1部分:室温试验方法》[17]每种钢材预留5根,实测钢材力学性能见表3。

表2 混凝土力学性能

表3 钢材力学性能

1.3 加载装置

如图5所示,试验使用WAW-J10000型电液伺服多功能结构试验机实现竖向力的加载,试验机最大加载量程为10 000 kN[7]。为模拟一端固定,一端悬臂的边界条件,底部固定端通过两块角钢将剪力墙试件的A、B面预制板夹紧,角钢通过螺杆与地面进行固定,同时角钢两端通过螺杆对穿固紧。顶部悬臂端则通过光滑高强钢棒消除水平力,以保证顶部仅承受竖向力,从而满足悬臂端要求。

图5 加载装置

1.4 加载方案

本次试验采用力控制单调加载,预加载分三级加载至120 kN,每级持荷5 min。预加载结束后分3次卸荷,卸荷至零后进行正式加载。正式加载时,钢筋屈服前,每级荷载增量为120 kN,持荷时间10 min。当荷载加载至接近屈服荷载时,每级荷载增量为60 kN,持荷时间10 min,直至试件破坏。

1.5 测点布置

位移计布置如图6a所示,试件顶部有4个竖向位移计监测试件的竖向位移变化,预制板两侧布置9个侧向位移计监测试件的侧向位移变化。图6b展示了叠合试件的钢筋测点布置,共设置34个钢筋应变片,以获取钢筋在偏压过程中的应变。

a—位移计布置; b—叠合试件钢筋应变测点布置。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象分析

对上述3片双面叠合混凝土剪力墙进行大偏心受压试验,各试件破坏过程大致相同,见图7。破坏始于B面(受拉侧)混凝土开裂,出现多条水平裂缝并贯通整个墙面。随后B面竖向钢筋相继屈服,各水平裂缝宽度不断增大,最终形成一条主裂缝。极限破坏时,A面(受压侧)混凝土压碎。这属于典型的大偏心受压延性破坏,从受力过程与破坏形态可以大致分为3个阶段:

a—DPCW-1; b—DPCW- 2; c—DPCW-3。

1)弹性阶段。加载初期,混凝土拉应变未达到混凝土极限抗拉应变,试件未开裂,且钢筋应变较小。因此混凝土和钢筋能很好地协同工作,试件受力呈弹性状态,荷载-侧向挠度呈线性增长;2)裂缝开展阶段。当荷载达到360 kN时,混凝土的拉应变超过混凝土极限抗拉应变,出现第一条水平裂缝。随着荷载的增加,试件B面相继出现多条水平裂缝,贯通整个墙面,并延伸至侧面。荷载-侧向位移曲线斜率降低,此时试件由线弹性状态转变为非弹性状态;3)受拉侧钢筋屈服,受压侧混凝土压碎阶段。随着荷载增加,受拉侧钢筋应变超过屈服应变,各水平裂缝的宽度逐步增加。同时,荷载-挠度曲线斜率变化加快,曲线接近水平。极限破坏时,受压侧混凝土压碎,主裂缝达到3 mm以上。

DPCW-3的A、B面中部相对应的位置均出现竖向贯通裂缝。分析认为,该试件上、下弦筋与网片水平筋全部焊接连接,在受压作用下,其网片有压弯的趋势,由于桁架筋的上、下弦筋与网片焊接,会对分布筋起到拉结的作用,随着荷载增加,腹筋的钢筋应变越来越大,最终屈服,这导致墙板部分的预制-后浇混凝土叠合面开裂,而试件两端的边缘构件部分的叠合面未开裂,因此导致竖向贯通裂缝的产生。

试件加载至破坏时,试件DPCW-1、DPCW-2的最大宽度裂缝出现在B面墙高中部附近,A面墙板中部出现混凝土压碎,而试件DPCW-3的最大宽度裂缝出现在牛腿与B面墙板交汇处,A面墙板顶部出现混凝土压碎。

2.2 承载力分析

取各试件B面受拉区出现第一条裂缝时竖向作动器显示的荷载作为开裂荷载,取试件破坏时竖向作动器显示的荷载作为峰值荷载。通过荷载-挠度曲线,并利用等值能量法[18]确定屈服荷载,各试件荷载见表4。

表4 试件各阶段荷载值

上、下弦筋与网片筋均全部绑扎的试件DPCW-2的峰值荷载比下弦筋与钢筋网片全部绑扎、上弦筋与钢筋网片两端绑扎的试件DPCW-1的峰值荷载高1.0%,这表明采用绑扎连接方式叠合剪力墙的绑扎部位对叠合剪力墙峰值承载力影响较小。

上、下弦筋与钢筋网片采用焊接的试件DPCW-3的峰值荷载比上、下弦筋与网片筋采用绑扎的试件DPCW-2的峰值荷载高7.6 %,这表明采用焊接连接方式可以提高试件的峰值荷载。

2.3 荷载-挠度曲线

叠合剪力墙试件的荷载-挠度曲线(墙顶侧移)如图8所示。

a—连接部位不同; b—连接方式不同。

从各剪力墙试件荷载-挠度曲线对比图可以得出以下结论:

1)下弦筋与钢筋网片全部绑扎、上弦筋与钢筋网片两端绑扎的试件DPCW-1和上、下弦筋与网片筋均全部绑扎的试件DPCW-2的极限挠度、极限承载力、刚度退化相似,这表明上弦筋绑扎的部位对叠合剪力墙刚度影响不大;

2)上、下弦筋与钢筋网片采用焊接的试件DPCW-3比上、下弦筋与网片筋采用绑扎的试件DPCW-2的刚度大,这表明采用焊接连接方式有利于提高试件的刚度。

2.4 钢筋应变分析

沿各剪力墙试件高度方向共设置了3排钢筋应变片,下、中、上的编号依次代表D、E、F,取应变最明显的F排钢筋应变进行分析。根据钢筋材性试验结果得到钢筋的屈服应变为2.250×10-3,图9中各钢筋应变图中的红色虚线为钢筋屈服应变。由于各试件加载到最终破坏的过程中,其箍筋的钢筋应变很小,因此各试件箍筋的应变不放入钢筋应变图中。

a—DPCW-1; b—DPCW-2; c—DPCW-3。

对试件DPCW-1,当荷载达到1 560 kN时,竖向钢筋F8屈服;当荷载达到1 680 kN时,竖向钢筋F5屈服。且当荷载达到1 816 kN,竖向钢筋F8′受压屈服,最后试件破坏。对试件DPCW-2,当荷载达到1 440 kN时,竖向钢筋F5屈服;当荷载达到1 560 kN时,竖向钢筋F8屈服。当荷载达到1 835 kN时,竖向钢筋F8屈服,试件破坏。对试件DPCW-3,当荷载达到1 200 kN时,腹筋F6应变发生突变,超过屈服应变。分析认为,由于桁架腹筋与桁架的上下弦筋焊接,桁架的腹筋沿墙高的分力能有效参与到剪力墙的竖向受力,同时由于腹筋直径为6 mm,因此腹筋F6率先屈服。当荷载达到1 680 kN时,竖向钢筋F5屈服;当荷载达到1 800 kN时,竖向钢筋F3屈服,当荷载达到1 975 kN时,试件破坏。

从各双面叠合混凝土剪力墙试件荷载-钢筋应变可以得出以下结论:

1)荷载加载初期,各荷载-应变曲线呈线性。当荷载加载到开裂荷载(360 kN)时,各竖向钢筋应变增长速度加快,曲线斜率降低。各试件A面竖向钢筋均受压,B面竖向钢筋均受拉,桁架筋上弦筋受压,下弦筋受拉。箍筋和水平筋的钢筋应变不大。

2)各试件均观察到桁架筋上弦筋屈服的现象,且上、下弦筋钢筋应变大致与竖向受力钢筋应变规律相似,说明桁架筋的上、下弦筋在双面叠合剪力墙承受大偏心荷载时参与受力。

3)上、下弦筋与钢筋网片采用焊接的试件DPCW-3腹筋屈服,这表明该试件腹筋充分发挥了作用,由于焊接,桁架筋与钢筋网片形成一个整体,桁架的腹筋沿墙高的竖向分力能有效参与剪力墙的竖向受力,沿水平方向可有效防止叠合面开裂,因此

能充分发挥桁架筋作用。

3 有限元分析

采用ABAQUS有限元软件进行模拟,在验证模拟结果与试验吻合的情况下,进行偏心距和黏结系数的参数补充。

3.1 材料本构关系

钢筋采用双折线弹塑性模型,如图10所示。其斜率取0.01Es,其力学性能采用实测值,屈服准则为von Mises准则,切线模量取弹性模量的5%,极限应变取0.12,泊松比选0.25[19]。

图10 钢筋双折线模型

根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[20]采用适用于钢筋混凝土结构的混凝土塑性损伤模型(CDP模型),采用等向强化Mises屈服准则,钢筋和混凝土本构如图11所示。

a—单轴受拉; b—单轴受压。

3.2 网格划分及边界条件

混凝土预制板及混凝土芯层选用C3D8R实体单元进行模拟,钢筋网片及桁架筋选用T3D2桁架单元进行模拟,模型的网格尺寸大小为50 mm,如图12所示。

图12 网格划分

对叠合墙体的底部,将x,y,z三个方向的位移全部约束为0;对叠合墙的顶部,在加载端设置参考点,设置试件顶面与参考点之间的位移耦合约束,沿竖向荷载方向设置位移(本次模拟设y=-150 mm),沿偏心方向不限制位移来模拟叠合墙体顶部偏压工况,如图13所示。

图13 约束条件

3.3 有限元模型验证

通过模拟双面叠合混凝土剪力墙DPCW-1在大偏心(150 mm)受压荷载作用下的受力性能,得到双面叠合混凝土剪力墙试件在试验及有限元计算值下的荷载-挠度曲线如图14所示,曲线变化规律较为一致,并且有限元计算值的峰值荷载、极限挠度与试验值接近,两者之间的差值在10%以内。

图15为试件DPCW-1在极限状态下的混凝土损伤分布云图。由图可知,极限破坏时,受拉区混凝土的损伤塑性达到0.9以上,整个墙面受拉损伤分布基本一致。受压面中部受压损伤较大,预制板与芯层的受拉损伤较大,这表明墙面裂缝经过叠合面延伸至芯层,这与试验现象基本吻合。

a—混凝土受拉损伤; b—混凝土受压损伤。

3.4 参数分析

为了考察偏心距、预制-后浇混凝土叠合面黏结系数等因素对墙体稳定性能的影响,建立相关剪力墙数值模型进行偏压性能数值分析,具体变化参数及模拟结果如表5所示。

表5 参数分析模型

3.4.1偏心距

本次试验的偏心距为150 mm,为进一步研究双面叠合混凝土剪力墙试件在不同偏心距下的偏心受压性能,在试件DPCW-1的有限元模型的基础上补充了偏心距为30 mm和90 mm的参数分析,偏心距为30 mm的试件为小偏心受压状态,偏心距120 mm为不出模型平面的大偏心受压状态。

双面叠合混凝土剪力墙试件DPCW-A-1在偏心距30,90,150 mm下的荷载-挠度曲线如图16所示,由图可知,各偏心距下的曲线走势基本一致,试件屈服之前,曲线基本呈直线。试件屈服后,曲线的斜率降低,试件破坏时,曲线接近水平。

由图17可知,偏心距为30 mm的有限元模型出现了典型的小偏心受压破坏,极限破坏时,受压侧竖向钢筋屈服,受拉侧钢筋未屈服,受压侧混凝土被压碎,受拉侧混凝土受拉损伤很低,预制-后浇混凝土叠合面开裂,同时钢筋桁架腹筋应力较大,其中,靠近受压侧位置超过屈服应变。

a—混凝土受拉损伤; b—混凝土受压损伤; c—钢筋Mises应力,MPa; d—A面预制板开裂。

由图18可知,偏心距为90 mm的有限元模型为典型大偏心受压破坏,极限破坏时,首先受拉侧钢筋屈服,随后受压侧钢筋屈服,受压侧混凝土被压碎,受拉侧混凝土开裂,钢筋桁架腹筋未屈服。

a—混凝土受拉损伤; b—混凝土受压损伤; c—钢筋Mises应力,MPa。

由表5可知,偏心距90 mm的叠合剪力墙试件比偏心距30 mm的叠合剪力墙试件的极限承载力降低了41.2%,极限侧向位移增加了150%;偏心距150 mm的叠合剪力墙试件比偏心距90 mm的叠合剪力墙试件的极限承载力减少了63.4%,极限侧向位移增加了26.2%,表明随着偏心距的增大,各试件极限承载力减小,极限挠度增大。

3.4.2预制-后浇混凝土叠合面黏结系数

为进一步研究双面叠合混凝土剪力墙试件在不同黏结系数下的偏心受压性能,因此补充了定义黏结系数为0.1、0.9的计算参数分析。双面叠合混凝土剪力墙试件DPCW-A-1在不同叠合面黏结系数下的荷载-挠度对比曲线如图19所示,不同黏结系数下叠合剪力墙试件的极限位移和极限承载力见表5。

根据分析可得,各黏结系数下的荷载-挠度曲线规律一致,试件屈服前,曲线基本呈直线。当黏结系数从0.1增长到0.9时,其峰值承载力从1 950 kN增长至2 040 kN,增长4.6%,增长幅度较小,这是因为黏结系数主要影响叠合面的开裂,由于在本研究中黏结系数在0.1到0.9时叠合面均未开裂,因此其峰值承载力相近。

4 结 论

1)各试件均表现出典型的大偏心受压延性破坏,双面叠合剪力墙在达到极限荷载时,上弦筋所在一侧墙板(B面)出现多条水平裂缝并贯通,竖向受拉钢筋屈服,下弦筋所在一侧墙板(A面)混凝土被压碎。

2)下弦筋与钢筋网片全部绑扎、上弦筋与钢筋网片两端绑扎的试件DPCW-1和上、下弦筋与钢筋网片均全部绑扎的试件DPCW-2,在大偏心受压下的破坏形态、承载能力、刚度退化特征相似,在预制构件的生产中上弦筋与钢筋网片的连接可采用两端绑扎的方式代替全部绑扎,以简化连接工艺。

3)上、下弦筋与钢筋网片采用焊接连接的试件(DPCW-3)的峰值荷载以及整个加载过程中的刚度都比上、下弦筋与网片筋采用绑扎的试件(DPCW-2)高,说明改变桁架筋与钢筋网片的连接方式会影响双面叠合剪力墙大偏心受压力学性能。

4)各试件均观察到桁架筋上弦筋屈服的现象,且上、下弦筋钢筋应变大致与竖向受力钢筋应变规律相似,说明桁架筋的上、下弦筋在双面叠合剪力墙承受大偏心荷载时参与受力。

5)在采用本文有限元模型的数值模拟中,剪力墙试件的承载力、损伤分布区域与试验结果吻合较好。参数分析结果表明,当改变试件的偏心距时,随着偏心距的增大,各试件极限承载力减小,极限挠度增大;改变双面叠合剪力墙预制-后浇混凝土叠合面黏结系数对叠合剪力墙的极限承载力和刚度影响不大。