王宇亮,崔洪軍,張玉敏,龐 豹,李 祥,何 斌,曹業(yè)啟

(1.華北理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院,河北 唐山 063210;2.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院,天津 300401;3.河北省地震工程研究中心,河北 唐山 063009)

0 引言

裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)是將預(yù)制構(gòu)件在施工現(xiàn)場進(jìn)行裝配的新型結(jié)構(gòu)體系,其構(gòu)件適用于工業(yè)化生產(chǎn),可大幅減少現(xiàn)場濕作業(yè),符合建筑節(jié)能減排的需求,具有良好的應(yīng)用前景。國內(nèi)外學(xué)者對此進(jìn)行了大量的研究,并取得了一定成果。

Crisafulli等[1]研究了一種新型焊接連接豎向接縫的抗震性能,給出了該類豎向接縫的剪切剛度、屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度的簡化表達(dá)式。Pantelides等[2]采用纖維聚合物(FRP)加固預(yù)制裝配式剪力墻的豎向接縫,進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)FRP連接能夠有效傳遞荷載,并獲得比焊接節(jié)點(diǎn)板更強(qiáng)的連接強(qiáng)度。宋國華等[3]進(jìn)行了裝配式大板結(jié)構(gòu)豎向接縫在低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能研究,研究結(jié)果表明:豎向接縫的最大受剪承載力隨接合筋直徑的增大而增大,與接縫寬度呈非線性關(guān)系,且通過接縫混凝土的斜壓桿機(jī)制和接合筋的壓力摩擦機(jī)制表現(xiàn)出來;接縫混凝土強(qiáng)度的退化率隨接縫寬度的增大而減小;接合筋強(qiáng)度退化率僅與剪切摩擦系數(shù)有關(guān)。楊勇[4]針對預(yù)制混凝土構(gòu)件豎向拼接的結(jié)合面性能及其對墻體抗震性能的影響完成了擬靜力試驗(yàn),并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析得出了考慮剪切鋼筋的銷栓、剪切摩擦力共同作用的結(jié)合面抗剪計(jì)算公式。王嘯霆[5]針對裝配式型鋼剪力墻組合結(jié)構(gòu)中的豎縫連接,以型鋼替代傳統(tǒng)剪力墻邊緣構(gòu)件中的鋼筋進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究,證明裝配整體式型鋼剪力墻組合結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能和整體性,各項(xiàng)性能指標(biāo)均接近或達(dá)到現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的水平。孫建等[6-7]采用連接鋼框、高強(qiáng)度螺栓將預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻連接起來,并進(jìn)行了低周往復(fù)載荷試驗(yàn),結(jié)果表明該全裝配式剪力墻具有較高的承載能力、較好的延性性能以及耗能能力。秦士洪等[8]對豎向拼縫采用無筋鍵槽形式的L形剪力墻抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,試驗(yàn)結(jié)果表明:豎向拼縫對墻體的裂縫發(fā)展有一定影響,但對試件的水平承載力和破壞形態(tài)沒有明顯影響;豎向拼縫的位置對耗能能力的影響不大。沈郁等[9]對L形預(yù)制裝配式剪力墻進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn),研究不同軸壓比下剪力墻試件的骨架曲線、位移延性和耗能性能,并與現(xiàn)澆剪力墻試件進(jìn)行比較,結(jié)果表明:L形預(yù)制裝配式剪力墻的軸壓比增大,水平承載能力得到提升,但延性和耗能性能有所下降;軸壓比相同的情況下,L形預(yù)制裝配式剪力墻的水平承載能力、位移延性、耗能性能均優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻。張偉林等[10]對疊合板式剪力墻L型墻體抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明疊合板式剪力墻與全現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能基本一致,并提出疊合板式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)基于性能的抗震設(shè)計(jì)方法。

綜上可見,為確保裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的整體性和連續(xù)性,目前常用的做法是將連接處設(shè)計(jì)成強(qiáng)連接。這種設(shè)計(jì)的整體性能較好,但施工較為復(fù)雜。為實(shí)現(xiàn)裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的快速拼裝,擬提出裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)“強(qiáng)水平縫弱豎向縫”的實(shí)施方法,并設(shè)計(jì)3個(gè)裝配式剪力墻試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn),通過對其承載力、延性及耗能能力等進(jìn)行分析,研究該類型結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能和抗震性能。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)中存在大量豎向接縫,因此在縱墻和橫墻交接處,尤其在結(jié)構(gòu)邊緣部位會形成大量L形節(jié)點(diǎn)(圖1)。將阻尼器設(shè)置于縱墻和橫墻交接處的豎縫中形成“弱豎向縫”,阻尼器既能夠屈服耗能,提高結(jié)構(gòu)的抗震性能,還可起到連接墻肢的作用;水平接縫則采用已有的連接方式實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)水平縫”。在水平荷載作用下,豎向縫中的阻尼器首先達(dá)到屈服耗能,形成類似于“強(qiáng)柱弱梁”的破壞機(jī)制,提高結(jié)構(gòu)的抗震性能;而對于水平縫則應(yīng)避免其產(chǎn)生較大變形,因?yàn)檫^大的變形易形成引起結(jié)構(gòu)倒塌的機(jī)制。

圖1 裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)中豎縫位置Fig.1 Vertical joint position inprecast shear wall structure

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件,編號列于表1(L表示L形裝配式剪力墻試件,25表示開縫寬度為250 mm,0.1及0.3表示軸壓比),其他設(shè)計(jì)參數(shù)見圖2。試件制作時(shí)在墻片連接的位置放入預(yù)埋鋼板,以此作為阻尼器的連接裝置,其節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖3所示。根據(jù)課題組前期對帶縫軟剛阻尼器的試驗(yàn)結(jié)果[11],選用圖4所示的阻尼器,其工作性能參數(shù)分別為:屈服位移為1.75 mm,極限位移20.19 mm,屈服荷載55.76 kN,極限荷載94.72 kN。

表1 L形剪力墻試件Table1 L-shape shear-wall specimens

圖3 豎縫連接節(jié)點(diǎn)Fig.3 Node of vertical joint

圖4 阻尼器示意圖Fig.4 Diagram of the damper

在墻片制作時(shí)預(yù)先埋入連接鋼板作為阻尼器的連接板,將軟鋼阻尼器與預(yù)埋板焊接連接,安裝時(shí)使阻尼器受力面位于墻體受力平面內(nèi),以實(shí)現(xiàn)其良好的工作性能。考慮到采用灌漿套筒連接的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的水平縫能夠?qū)崿F(xiàn)等同于現(xiàn)澆的性能,為簡化制作,試驗(yàn)對試件的水平縫采用現(xiàn)澆的形式。試驗(yàn)共布置了3個(gè)阻尼器,分別為DS、DZ、DX(圖2)。試驗(yàn)所用的鋼筋和混凝土材料性能分別列于表2、表3。

表2 鋼筋材料性能Table 2 Properties of reinforcement

表3 混凝土材料性能Table 3 Properties of concrete

2 加載裝置及加載方案

試驗(yàn)的加載裝置如圖5所示。采用1 000 kN作動器(MTS)施加水平往復(fù)荷載,上部的千斤頂施加軸壓力,在試件上、中、下3個(gè)部位分別布置位移計(jì)以測量試件的水平位移。采用位移控制的加載方式進(jìn)行加載,作動器中心到基礎(chǔ)梁頂?shù)木嚯x為2 880 mm,剪力墻結(jié)構(gòu)的最大彈塑性層間位移角為1/120,此時(shí)對應(yīng)的作動器水平加載位移為24 mm。根據(jù)文獻(xiàn)[12]確定加載速率為0.5 mm/s,每級加載循環(huán)兩周。當(dāng)承載力降至峰值的85%以下,或發(fā)生不適宜繼續(xù)加載的過大變形或超出設(shè)備能力時(shí),試驗(yàn)終止。

圖5 試驗(yàn)加載裝置Fig.5 Test loading equipment

具體加載方案列于表4。同時(shí)規(guī)定MTS向西推時(shí)為正,向東拉時(shí)為負(fù)。

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

3.1 L-25-0.1試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期試件處于彈性狀態(tài);加載位移為13.7 mm時(shí),腹板墻下部距墻肢邊緣約550 mm處出現(xiàn)一條斜裂縫,并以45°角向兩側(cè)延伸約150 mm,此后隨著加載位移的增加裂縫持續(xù)出現(xiàn)并擴(kuò)展;加載位移為48 mm時(shí),腹板墻下部出現(xiàn)塑性鉸,混凝土保護(hù)層剝落;加載位移為60 mm時(shí),塑性鉸處的混凝土完全壓碎,鋼筋被壓彎露出(圖6),此時(shí)試件承載力下降,停止加載。試件的裂縫及塑性鉸主要出現(xiàn)在腹板墻上,說明腹板墻對試件的承載能力等起到主要作用;翼緣墻則以水平裂縫為主,這說明其受到彎矩的作用較為明顯。

圖6 L-25-0.1塑性鉸Fig.6 Plastic hinge of L-25-0.1

試件L-25-0.1最終的裂縫開展情況如圖7所示。

圖7 L-25-0.1裂縫開展示意圖Fig.7 Fracture development diagram of L-25-0.1

3.2 L1-25-0.1試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期,試件處于彈性工作狀態(tài);加載位移為6.9 mm時(shí),腹板墻連接阻尼器一側(cè)出現(xiàn)一條水平裂縫。此后原有裂縫繼續(xù)開展,同時(shí)又出現(xiàn)多條裂縫,且在構(gòu)件邊緣呈水平分布,后逐漸轉(zhuǎn)為傾斜,兩側(cè)裂縫逐漸向中心發(fā)展,在試件中部形成交叉斜裂縫。加載位移為48 mm時(shí),腹板墻下角出現(xiàn)塑性鉸(圖8),由于豎向鋼筋的錨固不足,出現(xiàn)了鋼筋被拔出的現(xiàn)象。加載位移為72 mm時(shí),試件承載力出現(xiàn)了明顯下降,完成本級加載后停止加載。試件的破壞主要集中于腹板墻,翼緣墻主要承受彎矩的作用;由于試件承載力的提高,伸入基礎(chǔ)梁的豎向鋼筋出現(xiàn)了拔出現(xiàn)象,對試件產(chǎn)生了一定影響。

圖8 L1-25-0.1塑性鉸Fig.8 Plastic hinge of L1-25-0.1

試件L1-25-0.1最終的裂縫開展情況如圖9所示。

圖9 L1-25-0.1裂縫開展示意圖Fig.9 Fracture development diagram of L1-25-0.1

3.3 L1-25-0.3試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期試件處于彈性狀態(tài)。加載位移為13.7 mm時(shí),由于腹板墻的軸壓力過大及千斤頂施加的集中荷載,在腹板墻上部出現(xiàn)了一條豎向劈裂裂縫,長度約為70 mm;同時(shí)腹板墻兩側(cè)各出現(xiàn)一條斜裂縫,長度分別為300 mm和180 mm,并以45°角向斜下方發(fā)展,隨著加載位移的增加裂縫持續(xù)開展并交叉。加載位移為36 mm時(shí),在腹板墻下部出現(xiàn)了塑性鉸(圖10)。在此后的加載過程中,裂縫持續(xù)發(fā)展,腹板墻的塑性鉸破壞也更加明顯,豎向劈裂裂縫繼續(xù)向下延伸。加載位移為72 mm時(shí),塑性鉸混凝土剝落,豎向鋼筋出現(xiàn)不同程度的壓彎屈服,試件的承載力下降,在本級加載結(jié)束后停止試驗(yàn)。試件的破壞集中于腹板墻,翼緣墻只有少量水平裂縫,說明腹板墻對試件的承載能力起主要作用。

圖10 L1-25-0.3塑性鉸Fig.10 Plastic hinge of L1-25-0.3

試件L1-25-0.3最終的裂縫開展情況如圖11所示。

圖11 L1-25-0.3裂縫開展示意圖Fig.11 Fracture development diagram of L1-25-0.3

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 滯回曲線

圖12為3個(gè)試件在試驗(yàn)中的滯回曲線。由圖可見:在加載初期,試件處于彈性工作階段;隨著加載位移的增加,滯回環(huán)所包圍的面積及高度逐漸增加;在卸載后出現(xiàn)了殘余變形,同時(shí)滯回曲線的中部均有不同程度的“捏縮”現(xiàn)象,說明試件出現(xiàn)了不同程度的鋼筋拔出和滑移現(xiàn)象。試件承載力增長幅度小于位移增長幅度,但試件的變形能力及耗能能力增強(qiáng)。由于腹板墻和翼緣墻強(qiáng)度和剛度的差異,以及在豎縫布置阻尼器后其屈服力作用于腹板墻和翼緣墻上,并隨加載方向的改變而變化,引起腹板墻和翼緣墻的實(shí)際軸壓比增大或減小,由此造成試件在兩個(gè)加載方向的承載力有差異,耗能也有所不同。

圖12 試件的滯回曲線Fig.12 Hysteresis curves of specimens

總體來看,3個(gè)試件的滯回曲線均較為飽滿,表現(xiàn)出良好的耗能性能,翼緣墻保持了良好的平面內(nèi)工作性能,但豎向鋼筋錨固不足及滑移等對試件的整體受力性能產(chǎn)生了一定的不利影響。

4.2 骨架曲線及剛度退化曲線

圖13給出了3個(gè)L形試件的骨架曲線。由圖可知,在加載初期各試件的骨架曲線基本呈直線,說明試件均處于彈性階段;隨加載位移的增加骨架曲線逐漸向水平軸傾斜,斜率也隨之減小,試件水平位移的增長明顯快于荷載,說明試件的剛度出現(xiàn)了退化,試件進(jìn)入塑性變形階段;當(dāng)加載超過最大彈塑性層間位移角(1/120)后,骨架曲線仍保持上升的趨勢,承載力隨加載位移的增加而提高,一直到試件最終破壞。試件L1-25-0.3由于豎向劈裂裂縫的影響,加載后期其承載力幾乎沒有增長,但仍保持了穩(wěn)定的承載能力。

圖13 骨架曲線Fig.13 Skeleton curves

總體來看,3個(gè)試件的承載力均隨加載位移的增加而增加,直到破壞前其承載力始終保持穩(wěn)定。加載后期由于塑性鉸破壞及豎向鋼筋的屈服,試件承載力略有下降。3個(gè)試件均表現(xiàn)出良好的變形性能。試件L1-25-0.1和L1-25-0.3均出現(xiàn)了豎向鋼筋從基礎(chǔ)梁拔出的現(xiàn)象,說明隨墻肢承載力的提高,其對鋼筋的錨固要求也越高,應(yīng)采取足夠的措施保證結(jié)構(gòu)水平縫的可靠連接,即結(jié)構(gòu)應(yīng)該首先滿足“強(qiáng)水平縫”的設(shè)計(jì)要求。

采用等效剛度對試件的剛度退化規(guī)律進(jìn)行分析[13],給出了3個(gè)試件的剛度退化曲線(圖14)。由圖14可知,3個(gè)試件的剛度退化規(guī)律基本一致:腹板墻和翼緣墻的強(qiáng)度和剛度越大,試件的初始剛度和殘余剛度也越大;試件在開裂階段的剛度退化最為明顯,此后由于裂縫逐漸出齊,剛度退化曲線也逐漸趨于平緩。試件L1-25-0.1和L1-25-0.3的負(fù)向剛度大于正向剛度,由于加載采用位移控制,試件負(fù)向加載的承載力大于正向加載是造成負(fù)向剛度大于正向剛度的主要原因。由于試驗(yàn)測量誤差及螺栓松動,L-25-0.1負(fù)向初始剛度小于正向初始剛度,但隨著加載位移的增加正向剛度退化得更快,其值也小于負(fù)向剛度。

圖14 剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves

4.3 承載力及延性

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知,腹板墻和翼緣墻采用阻尼器連接后,其整體具有良好的力學(xué)性能和變形性能。表5給出了試件在不同加載階段的荷載、位移以及位移延性系數(shù)。由表5可知,試件在兩個(gè)加載方向的承載力有差異,在加載初期差異不大,隨加載位移的增加差異逐漸變大。這是由于在加載過程中阻尼器給墻肢施加了不同方向的荷載,造成腹板墻和翼緣墻軸壓比增大或減小,進(jìn)而造成試件整體承載力在兩個(gè)加載方向的差異。加載初期,阻尼器兩端相對位移較小,其對腹板墻和翼緣墻的軸壓比變化影響較小,因此試件兩個(gè)加載方向的承載力差別不大;隨加載位移的增加,阻尼器達(dá)到屈服,加上屈服后鋼板的強(qiáng)化作用,造成腹板墻和翼緣墻的軸壓比在兩個(gè)加載方向有較大變化,使試件在兩個(gè)加載方向的承載力有較大差異。試件L1-25-0.1與L1-25-0.3相比僅改變了軸壓比,隨著軸壓比的提高試件的開裂及屈服荷載均顯著提升。試件L1-25-0.3的正向極限承載力略有下降,其負(fù)向極限承載力雖有提高但幅度不大,這是由于負(fù)向加載時(shí)阻尼器屈服力與軸壓力疊加造成腹板墻實(shí)際軸壓比大于設(shè)計(jì)值,且千斤頂施加的是集中荷載,造成腹板墻上部出現(xiàn)了豎向劈裂裂縫,改變了試件受力形態(tài),從而對試件的極限承載力產(chǎn)生了影響[14]。

表5 L形剪力墻承載力、位移及延性系數(shù)Table 5 Bearing capacity,displacement,and ductility coefficient of L-shape shear wall

由表5可知,隨著試件承載力的提高,其位移延性系數(shù)呈下降趨勢;由于試件豎向鋼筋的滑移和拔出以及試件L1-25-0.3在腹板墻上部出現(xiàn)豎向劈裂裂縫,對試件的位移延性系數(shù)產(chǎn)生了一定影響?？傮w來看,除試件L-25-0.1負(fù)向加載時(shí)和試件L1-25-0.1正向加載時(shí)的位移延性系數(shù)小于3以外(分別為2.67、2.95),其余均大于3,說明試件具有較好的延性,可滿足結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的要求。

5 試件及阻尼器的耗能分析

5.1 等效黏滯阻尼系數(shù)

使用效黏滯阻尼器系數(shù)ξ來評價(jià)試件的能量耗散能力,并將其列于表6。由表6可知,3個(gè)試件的等效黏滯阻尼系數(shù)均大于0.3,其最大值分別為0.404、0.398、0.35,整體耗能性能較好。試件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨加載位移的增加而逐漸增大,說明隨著加載位移的增加,阻尼器達(dá)到屈服開始耗能,且試件的鋼筋屈服和混凝土壓碎都提高了試件的耗能。

表6 等效黏滯阻尼系數(shù)ξTable 6 Equivalent viscous damping coefficient ξ

5.2 阻尼器耗能分析

對于試件中阻尼器的分析,首先做如下假設(shè):阻尼器屈服后不考慮其強(qiáng)化作用,即阻尼器屈服后其屈服力保持不變,以此為前提繪制阻尼器的滯回曲線并確定其耗能[14-19](表7)。由表7可知,3個(gè)L形裝配式剪力墻試件的耗能性能均較好;隨著試件承載力的提高,阻尼器提供的附加阻尼比隨之下降,試件L1-25-0.3的附加阻尼比與L1-25-0.1相同,但小于L-25-0.1,說明軸壓比對阻尼器耗能的影響并不顯著。由于試件L1-25-0.3出現(xiàn)了豎向劈裂裂縫以及受到鋼筋滑移及拔出的影響,對阻尼器的耗能產(chǎn)生了一定影響,試件L1-25-0.1和L1-25-0.3的附加阻尼比小于L-25-0.1。

表7 試件及阻尼器的總耗能量Table 7 Energy dissipation of specimens and dampers

總體來看,將阻尼器作為L形裝配式剪力墻腹板墻與翼緣墻的連接裝置,不僅實(shí)現(xiàn)了較好的耗能,提高試件的抗震性能,且起到了較好的連接作用,保證了結(jié)構(gòu)的整體工作性能。

6 結(jié)論及建議

本文通過對3個(gè)L形裝配式剪力墻試件進(jìn)行低周往復(fù)載荷試驗(yàn),分析其力學(xué)性能和抗震性能,得出以下主要結(jié)論:

(1) 采用軟鋼阻尼器連接腹板墻與翼緣墻的L形裝配式剪力墻試件,其在受力方向的整體工作性能良好。阻尼器實(shí)現(xiàn)了屈服耗能,為試件提供一定的附加阻尼,提高了試件的抗震性能,同時(shí)也起到了連接腹板墻和翼緣墻的作用。

(2) 由于腹板墻和翼緣墻的強(qiáng)度及剛度的差異,以及加載過程中阻尼器對其軸壓比的改變,造成試件承載力在兩個(gè)加載方向的差異,但這種差異隨著試件承載力的提高而減小。試件L1-25-0.3在腹板墻上部出現(xiàn)了劈裂裂縫,對試件整體性能產(chǎn)生了一定影響,因此設(shè)計(jì)中應(yīng)充分考慮阻尼器的屈服力對試件中單片墻肢軸壓比的影響。

(3) 隨著試件承載力的提高,3個(gè)L形裝配式試件的位移延性系數(shù)有所降低;除試件L-25-0.1負(fù)向加載時(shí)和L1-25-0.1正向加載時(shí)的位移延性系數(shù)小于3以外,其余均大于3,說明采用阻尼器連接腹板墻和翼緣墻的L形裝配式剪力墻試件有良好的延性。

(4) 3個(gè)L形裝配式剪力墻試件破壞時(shí)的彈塑性層間位移角都大于規(guī)范要求的限值(1/120),且試件在破壞時(shí)的最小彈塑性層間位移角也達(dá)到了規(guī)范要求的2.5倍,說明本文所設(shè)計(jì)的L形裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)能夠滿足現(xiàn)行規(guī)范的設(shè)計(jì)要求。