螺旋箍筋约束波纹管浆锚装配式剪力墙的抗震性能*

刘家彬 陈云钢，2 郭正兴 袁富

(1.东南大学 土木工程学院，江苏 南京 210096;2.安徽工业大学 建筑工程学院，安徽 马鞍山 243002)

“十二五“期间，我国建筑产业结构调整及技术转型加快，适合我国小高层、高层住宅建筑的剪力墙结构体系与预制装配式混凝土技术的有机结合成为建筑技术的发展方向之一.预制装配式混凝土剪力墙结构因其具有现场湿作业少、劳动力用量小、施工简便等特点，在工程实践中被广泛采用，具有广阔的应用前景［1-3］.

国内外对预制混凝土结构的研究主要集中于预制装配式混凝土框架结构，剪力墙方面的研究则主要集中于型钢混凝土框支剪力墙结构等［4］，有关预制混凝土剪力墙的研究相对较少.文献［5-8］中对5 种钢筋连接方式的预制混凝土墙体进行了压弯拟静力实验研究，提出了5 种水平连接构造形式，并通过反复荷载试验研究了水平接缝的抗剪机理，给出了相关的设计建议.

近年来，国内对预制装配式混凝土剪力墙的研究方兴未艾.郭正兴等［9-10］对新型装配式剪力墙结构(NPC)节点进行了试验研究，发现装配式节点连接钢筋的良好塑性使其位移延性性能较现浇节点有所提高，而刚度和耗能能力则与现浇节点相近.钱稼茹等［11-13］对竖向钢筋采用不同连接方法的、含多种构造连接的预制钢筋混凝土剪力墙进行了抗震性能试验，发现套筒浆锚连接和套筒浆锚间接搭接能有效传递竖向钢筋应力，其预制墙体与现浇混凝土之间的交界面难以浇注密实，形成水平通缝.姜洪斌等［14］提出了“插入式预留孔灌浆钢筋搭接连接”，该连接采用抽芯成孔方式，在钢筋搭接范围内采用螺旋筋进行了加强，又称“约束浆锚钢筋搭接连接”.文献［14］中以螺旋箍筋体积配箍率和搭接长度为主要参数，进行了单向和双向钢筋搭接性能试验，并建立了螺旋筋设计的理论公式.

为继续探索预制装配式混凝土剪力墙结构水平连接的合理形式，增强预制剪力墙结构的整体性和抗震性能，文中在前期对波纹管浆锚连接抗震性能试验研究的基础上［15］，提出一种新型的水平连接方式——矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接，并制作了相应的试件进行低周反复试验，以综合评价其抗震性能.

1 构造设计

采用矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接方式的剪力墙，其竖向连接方式是对前期研究的浆锚连接(见图1)的一种改进.由于剪力墙墙肢两端的边缘构件是重要的受力和变形部位，边缘构件提供剪力墙主要的承载力和延性，因此，考虑在剪力墙的暗柱区加设一道螺旋箍筋，在边缘区域使用矩形螺旋箍筋对金属波纹管进行约束，以增强暗柱的约束作用.

图1 未经约束的波纹管浆锚连接示意图(单位:mm)Fig.1 Schematic diagram of grouted corrugated pipe connection without restraint (Unit:mm)

在剪力墙端柱区，设置长600 mm、间距50 mm的螺旋箍筋，并用其约束预留孔道的金属波纹管，如图2 所示.

图2 矩形螺旋箍筋约束的金属波纹管示意图Fig.2 Schematic diagram of grouted corrugated metal pipe constrained by rectangular spiral stirrups

2 试验方案

2.1 试验设计

试验采用3 个1∶1 足尺试件，其中，1 个编号为SW1 的现浇剪力墙试件(见图3)的墙体、加载梁和地梁浇筑成整体，全部竖向钢筋锚固在地梁中.另外设计两个矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接预制剪力墙试件(配筋相同)，编号分别为SW2、SW3，即在剪力墙的暗柱区域设置矩形螺旋箍筋，通过在上下墙体预留孔内插筋并灌浆成整体，如图4 所示.

图3 现浇试件设计图(单位:mm)Fig.3 Sketch of cast-in-situ specimen (Unit:mm)

图4 矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接预制混凝土剪力墙的设计图(单位:mm)Fig.4 Sketch of precast concrete shear wall with grouted corrugated pipe constrained by rectangular spiral stirrups (Unit:mm)

本试验试件尺寸设计、钢筋配置基本与文献［16］一致，简述如下:3 个试件墙板高3 200 mm，截面尺寸为1600 mm×200 mm;底座长2200 mm，截面尺寸为640 mm×700 mm;加载梁的截面尺寸为240 mm×250 mm;试件的总高度为4090 mm.现浇及预制剪力墙混凝土强度均为C35，混凝土保护层厚度为25 mm.边缘构件部位使用直径为14 mm 的HRB400 级热轧钢筋，其他竖向分布钢筋采用直径为12 mm 的HRB400 级热轧钢筋，水平分布钢筋采用直径为10 mm 的HRB400 级热轧钢筋，箍筋采用直径为8 mm 的HRB335 级热轧钢筋.为增强边缘构件的约束能力，箍筋采用搭接焊箍筋，仅在两边配置螺旋箍筋，螺旋箍筋采用直径为6 mm 的HPB235级热轧钢筋.镀锌波纹管直径为70 mm.浆锚注浆料为高强无收缩灌浆料.

表1、2 分别列出了钢筋的力学参数实测值、混凝土和灌浆料试件的立方体抗压强度实测值.

表1 钢筋的力学参数实测值1)Table 1 Measured values of mechanical parameters of steel

表2 混凝土和灌浆料试件的立方体抗压强度实测值1)Table 2 Measured cube compressive strength of concrete and grout

2.2 加载制度及加载装置

试验加载制度及装置与文献［15］所述相同，水平荷载加载设备采用1 500 kN 作动器.在水平方向设置了千斤顶夹紧试件底座，以防止试件出现水平滑移.轴压比控制为0.10，轴压采用张拉预应力钢绞线方式施加，钢绞线锚固端采用一种可微转动的锚具，保证了结构侧移时钢绞线不发生折角，从而维持轴压恒定.与文献［15］不同的是，为防止剪力墙发生平面外的位移，设计、加工了三脚架，通过地脚螺杆将三脚架锚固在实验室的地面上，并安装滚动滑轮将剪力墙抵住.水平荷载采用力和位移混合控制加载模式，模型屈服前以力控制加载，每级循环1 次，分级加载程序如下:从0 kN 开始，每50 kN一级;加载到100 kN 后，每20 kN 一级;以试验中试件出现第一条水平裂缝或斜裂缝时的荷载值来确定开裂荷载，开裂后改为每50 kN 一级;加载到300 kN左右后，改为每20 kN 一级;最终判定屈服点及其对应的屈服位移.进入位移控制加载阶段后，每级循环3 次［17］，加载装置如图5 所示.规定液压伺服控制系统外推为正，内拉为负.

图5 加载装置图(单位:mm)Fig.5 Loading device (Unit:mm)

3 试验现象

(1)SW1

在SW1 的加载初期，试件基本上处于弹性状态，作动器水平拉力为150 kN 左右时，拉区墙板和底座的交界面出现200mm 长的水平裂缝，进入开裂阶段;水平推力为250 kN 左右时，裂缝开始向墙体上部扩展;随着荷载等级的提高，水平弯曲裂缝转变为弯剪斜裂缝，并且向对角延伸;加载370 kN 时，荷载位移曲线与直线明显偏离，钢筋屈服，进入屈服阶段.

屈服位移的判定以试件的荷载－变形(P-Δ)曲线上出现明显的拐弯点为标志，当屈服位移Δy=18.5 mm时，进入位移控制加载阶段;位移达3Δy后，几乎不出现新裂缝，此时剪力墙底部塑性铰完全形成;位移达74 mm 时，墙体根部钢筋裸露，纵筋屈服，箍筋未屈服，混凝土严重脱落，试件破坏，破坏形态表现为弯剪破坏，如图6(a)所示.

(2)SW2 和SW3

在SW2 和SW3 的加载初期，试件处于未开裂弹性阶段，加、卸载位移曲线基本重合;加载至120 kN左右时，预制墙板与后浇结合面处出现首条水平裂缝，试件进入开裂阶段;随着荷载增加，试件从下到上出现多条水平裂缝，现浇部分混凝土水平裂缝向预制墙板延伸，水平弯曲裂缝转化为弯剪斜裂缝，并向对角延伸，大致呈45°;试验现象与文献［16］类似.随着荷载的增加，水平裂缝贯通，墙体侧立面底部出现竖向裂缝，纵筋屈服，试件进入屈服阶段;构件破坏时混凝土压碎，钢筋裸露，侧立面箍筋鼓胀，承载力下降至极限承载力的85%以下，试件破坏，破坏形态表现为弯剪破坏，如图6(b)所示.图6(c)为SW2 的整体破坏图.

图6 试件的破坏形态Fig.6 Failure patterns of specimens

4 试验结果及分析

4.1 滞回曲线、骨架曲线

图7 所示为各试件的滞回曲线和骨架曲线.由图7 可知，试件的滞回曲线呈反“S”型.试件在开裂前基本处于弹性工作阶段，其荷载－位移曲线基本重合为一条直线;试件开裂后至屈服前，构件总形变不大，加载曲线的斜率变化小，卸载后的残余变形也小，正、反向加卸载各一次所构成的滞回环不明显;试件屈服后，混凝土受拉裂缝不断开展和延伸，钢筋的拉应变和混凝土的压应变逐渐增大，总变形持续增加，而其承载能力变化不大.试验中3种试件都表现出了相似的抗震性能，屈服后预制剪力墙的荷载－位移滞回曲线都较为饱满，表现出了良好的抗震耗能性能.相比于未经约束的浆锚连接［15］，预制剪力墙暗柱区域矩形螺旋箍筋对剪力墙底部受压区混凝土的约束作用改善了预制剪力墙的滞回性能.

4.2 承载能力

试件的开裂荷载Fcr、屈服荷载Fy和峰值荷载Fp见表3.对比SW1、SW2、SW3 的试验结果，可发现预制试件的承载力略低于现浇试件.分析认为，这可能是因为所有试件上片墙与底座的交界面是一个平面，而且试验初期交界面开裂过早，随着荷载的增加，开裂宽度不断增大，导致试件刚度退化，承载能力降低.

图7 各试件的滞回曲线和骨架曲线Fig.7 Hysteretic and skeleton curves of each specimen

表3 试件的承载力试验结果Table 3 Test results of bearing capacity of specimens

4.3 延性分析

试件的屈服位移Δy、屈服位移角θy、极限位移Δu，极限位移角θu和位移延性系数μ 列于表4 中.所有试件的极限位移角均大于1/120［18］，说明试件具有较好的变形能力;位移延性系数为4.0，说明试件满足延性要求.

表4 试件延性对比Table 4 Comparison of ductility among specimens

4.4 耗能能力

结构阻尼特性反映了体系在振动过程中能量的耗散性能.结构的耗能是由材料内部非弹性变形和结构构件之间摩擦产生的阻尼引起的.表5列出了各试件在加载特征点处的等效粘滞阻尼系数，可知装配式构件和现浇试件在各加载阶段的等效粘滞阻尼系数均相近，说明与文献［15］中未经约束的钢筋浆锚搭接试验相比，本试验中矩形螺旋箍筋发挥了相应的约束作用.

表5 各试件的等效粘滞阻尼系数Table 5 Equivalent viscous damping coeffici ents of specimens

5 结论

文中通过对矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接的装配式混凝土剪力墙试件的低周反复荷载试验，研究了其抗震性能，得到以下结论:

(1)矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接试件的破坏形态与现浇试件基本相同;由于水平拼缝的存在，两种试件的受力全过程的表现形式并不一致.

(2)由各试件的滞回曲线、骨架曲线和等效粘滞阻尼系数可知，预制试件均表现出与现浇试件相似的抗震性能.相比未经约束的浆锚连接，预制剪力墙暗柱区域矩形螺旋箍筋对剪力墙底部受压区混凝土的约束作用改善了预制剪力墙的滞回性能.

(3)由于水平拼缝的存在，与现浇试件相比，矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接试件各阶段的承载能力均有所降低.

(4)矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接试件与现浇试件的极限位移角分别为1/49 和1/45，满足规范要求的层间位移角要求，位移延性系数均为4.0，满足延性要求.文中所得预制试件与现浇试件的试验数据接近，说明水平拼缝采用合理构造的装配式混凝土剪力墙结构可以达到与现浇结构相当的承载力、延性以及抗震耗能能力，水平拼缝矩形螺旋箍筋约束波纹管浆锚连接构造值得进一步优化研究.

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