朱張峰 郭正興 湯磊 朱寅

摘 要：為探討新型混合裝配式剪力墻的抗震能力，制作足尺試件并進行低周反復(fù)荷載試驗，試驗中同時考慮了3種預(yù)應(yīng)力筋張拉控制應(yīng)力，以探索預(yù)應(yīng)力對墻體抗震能力的影響.試驗結(jié)果表明：與現(xiàn)澆試件相比，新型混合裝配式剪力墻試件抗裂性能、承載力、剛度均明顯提高，位移延性性能接近，耗能能力有所降低；隨著張拉控制應(yīng)力的提高，試件剛度提高，開裂延遲，殘余變形減小，而強度無明顯變化.建議采用的極限應(yīng)力計算方法所計算結(jié)果與試驗值基本一致，精度較高，基于現(xiàn)有規(guī)范的強度計算方法可保證足夠安全度.

關(guān)鍵詞：混合裝配式混凝土；剪力墻；抗震性能；預(yù)應(yīng)力；極限應(yīng)力；強度

中圖分類號：TU398.2 文獻標識碼：A

文章編號：1674-2974（2015）11-0041-08

近年來，在國家大力倡導(dǎo)“低碳經(jīng)濟”、“綠色建筑”概念的驅(qū)使下，建筑工業(yè)化和住宅產(chǎn)業(yè)化工作在全國范圍進行普遍推廣.裝配式混凝土結(jié)構(gòu)是建筑工業(yè)化的一種重要形式，同時，由于剪力墻結(jié)構(gòu)的多種優(yōu)越性，而在我國面廣量大的住宅建筑中得到了大量采用，因此，兩者相結(jié)合所形成的裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)成為我國當(dāng)前的研究熱點.在相關(guān)企業(yè)的大力推進下，國內(nèi)涌現(xiàn)了萬科集團PC和PCF技術(shù)、中南集團NPC技術(shù)、宇輝集團裝配整體式預(yù)制混凝土剪力墻技術(shù)等有代表性的裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)技術(shù)體系[1].預(yù)制混凝土剪力墻構(gòu)件豎向受力鋼筋連接技術(shù)是直接決定裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)整體抗震能力的關(guān)鍵，多種連接技術(shù)包括漿錨搭接連接、套筒灌漿連接等的裝配式混凝土剪力墻構(gòu)件的抗震性能成為當(dāng)前主要的研究內(nèi)容，國內(nèi)開展了大量相關(guān)試驗及理論研究，積累了一定成果和經(jīng)驗[2-7].

Kurama將PRESSS研究計劃推薦的“后張有阻尼干性連接技術(shù)”引入到裝配式混凝土剪力墻中，形成混合裝配式剪力墻[8].相關(guān)試驗研究發(fā)現(xiàn)，混合裝配式剪力墻具有良好的耗能能力與變形恢復(fù)能力[9].類似地，國內(nèi)黨像梁等人[10-11]在陳適才等人[12]提出的底部開縫搖擺墻的基礎(chǔ)上，對底部開縫預(yù)應(yīng)力剪力墻進行了相關(guān)試驗及有限元分析研究，同樣驗證了其良好的自復(fù)位能力及承載能力.因此，混合裝配式剪力墻技術(shù)值得我國借鑒.

引入混合裝配式剪力墻理念，基于中南集團NPC結(jié)構(gòu)的波紋管漿錨搭接連接技術(shù)，提出新型混合裝配式混凝土剪力墻（New hybrid precast concrete shear wall，以下簡稱NHPW），集成了以下技術(shù)：1）預(yù)應(yīng)力壓接技術(shù).墻肢中部設(shè)置無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋，通過后張形成的預(yù)壓應(yīng)力，保證其整體性，同時，不僅提高墻體的抗裂性能，而且使墻體具有變形恢復(fù)能力，減小殘余變形；2）局部無粘結(jié)漿錨鋼筋間接搭接連接技術(shù).基于NPC技術(shù)進行改進，即漿錨鋼筋水平拼縫附近設(shè)置局部無粘結(jié)段，避免漿錨鋼筋應(yīng)力集中及低周疲勞破壞，提高墻體的變形能力與耗能能力；3）扣接封閉箍筋技術(shù).在剪力墻邊緣構(gòu)件范圍內(nèi)，以扣接封閉箍筋代替?zhèn)鹘y(tǒng)的箍筋、拉筋構(gòu)造.由于扣接封閉箍筋受力連續(xù)且長寬比較小，可形成對混凝土及漿錨搭接的可靠約束，改善間接搭接連接性能，并可提高混凝土的變形能力與延性.

針對NHPW技術(shù)特點，為探討其真實抗震性能，同時契合國內(nèi)主導(dǎo)的“等同現(xiàn)澆”理念[13]，制作NHPW試件及對比現(xiàn)澆試件，進行低周反復(fù)荷載加載試驗，從承載力、剛度、位移延性、耗能以及殘余變形等方面對比驗證NHPW的真實抗震能力.試驗中將考慮預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力的變化，并探討其對NHPW抗震性能的影響規(guī)律.基于試驗結(jié)果，結(jié)合既有設(shè)計方法，探討適用的預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)力計算方法及構(gòu)件強度計算方法，以便指導(dǎo)工程實踐.

1 試驗概況

1.1 試件制作

試件原型為標準的一字型現(xiàn)澆單元墻體，墻體尺寸為200 mm（墻厚）×1 700 mm（墻長）×3 300 mm（墻高）.試件采用C35混凝土、HRB400鋼筋（試件豎向、水平鋼筋及箍筋）、HPB300鋼筋（吊環(huán)鋼筋）等材料制作.試件原型配筋設(shè)計按照一級（8度）構(gòu)造要求，約束邊緣構(gòu)件配置8Φ16豎向鋼筋、Φ8@100箍筋，墻肢中部配置8Φ10豎向鋼筋、Φ10@200水平鋼筋，詳見圖1（a）.

制作1個現(xiàn)澆試件、3個NHPW試件，均為足尺試件，同時，為滿足試驗加載要求，試件底部增設(shè)底座，頂部增設(shè)加載梁，并確保底座與加載梁在與試驗室設(shè)備協(xié)調(diào)的同時具備必要的承載力及剛度.XJ1墻體構(gòu)造尺寸及配筋與原型相同.NHPW試件墻體構(gòu)造尺寸及普通鋼筋配置保持與XJ1相同，僅XJ1連續(xù)豎向鋼筋由NHPW試件局部無粘結(jié)（無粘結(jié)長度為200 mm）的波紋管漿錨鋼筋代替，邊緣構(gòu)件復(fù)合箍筋由扣接封閉箍筋代替.NHPW墻肢中部預(yù)埋φ75PVC管，各穿入4根1860級φ15.2鋼絞線，并通過特制錨具進行張拉、錨固，設(shè)計詳圖見圖1（b）.其中，NHPW試件的后張預(yù)應(yīng)力荷載設(shè)計值分別為31.25 t，41.66 t和52.08 t，對應(yīng)預(yù)應(yīng)力值為0.3f.ptk，0.4f.ptk和0.5f.ptk.為便于后續(xù)試驗數(shù)據(jù)記錄與分析，4個試件編號依次為XJ1，NHPW1～3.

1.2 試件加載

為保證加載時試件與地面不發(fā)生相對滑動影響試驗效果，試件與地面通過對底座周邊8根Φ32精軋螺紋鋼施加預(yù)拉力進行壓緊，每根精軋螺紋鋼的張拉控制力為200 kN.試驗軸壓比為0.2，計算得施加軸壓力為94.63 t.試驗中采用張拉預(yù)應(yīng)力鋼絞線施加軸壓，鋼絞線錨固端采用特制的可微轉(zhuǎn)動錨具，以保證結(jié)構(gòu)側(cè)移時鋼絞線不產(chǎn)生折角，并保持軸壓恒定.為防止加載過程中試件平面外失穩(wěn)，在試件兩側(cè)加三角形型鋼支撐架，保證試驗安全.試驗水平荷載通過1 000 kN液壓伺服控制系統(tǒng)（MTS）施加，本次試驗在東南大學(xué)九龍湖校區(qū)結(jié)構(gòu)實驗室進行.試驗加載簡圖及照片見圖2.

試驗過程中，首先張拉鋼絞線施加軸壓，并保持穩(wěn)定，后施加水平荷載，采用力和位移雙控.屈服前以力控制加載，每級循環(huán)1次，尋找開裂及屈服荷載；屈服后以位移控制加載，每級循環(huán)3次，直至試件承載力下降到極限承載力的85%以下或試件變形太大不適于繼續(xù)加載為止.為便于試驗數(shù)據(jù)的比較分析，所有試件均按Δ=23 mm控制位移加載，加載制度見圖3.試驗中規(guī)定MTS外推為正、內(nèi)拉為負.

1.3 試驗量測

1）試件頂部軸力.通過油壓千斤頂油壓表計數(shù)，根據(jù)精密壓力表盤讀數(shù)及標定數(shù)據(jù)可計算出實際豎向軸力.

2）試件頂部加載點的荷載位移滯回曲線.直接由MTS作動器量測得到.

3）鋼筋應(yīng)變.包括剪力墻邊緣構(gòu)件豎向鋼筋及箍筋的應(yīng)變、漿錨鋼筋應(yīng)變.通過在鋼筋表面粘貼電阻應(yīng)變片以量測相應(yīng)的應(yīng)變.

4）試件變形.通過沿試件側(cè)邊一定高度間距架設(shè)的電子位移計進行量測.

5）無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力值.通過預(yù)埋的錨索計及配套的數(shù)據(jù)采集儀器實時觀測與記錄.

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試驗關(guān)鍵數(shù)據(jù)

各試件的加載過程均經(jīng)歷了開裂、屈服、極限以及破壞階段，各階段荷載值及最終位移加載循環(huán)情況見表1.

從表中數(shù)據(jù)可以初步看出，由于采用了張拉無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的壓接技術(shù)，NHPW試件較現(xiàn)澆試件開裂延遲，且隨著預(yù)拉力的增大，開裂逐漸推遲.而預(yù)拉力對試件屈服荷載、極限荷載以及位移加載循環(huán)情況則無明顯影響.

2.2 滯回曲線與骨架曲線

4個試件都以受拉側(cè)鋼筋拉斷導(dǎo)致承載力突降而最終破壞，各試件的破壞形態(tài)見圖4.其中，XJ1表現(xiàn)為彎剪破壞形態(tài)，而NHPW試件雖在墻肢端部出現(xiàn)了水平裂縫，但與XJ試件對比發(fā)現(xiàn)，NHPW試件裂縫水平段較短，且更快向斜裂縫形態(tài)發(fā)展，整體稍傾向于剪切破壞形態(tài)，這也從一定程度上表明NHPW試件耗能能力將弱于XJ1試件.同時，由于NHPW試件漿錨鋼筋設(shè)置了無粘結(jié)段，裂縫整體遠離拼縫，往上部偏移大約15 cm，分析認為，該部位裂縫的抑制，可有效提高該部位混凝土的抗壓性能與反復(fù)變形能力，從而可改進NHPW試件的承載力與延性性能.

各試件滯回曲線與骨架曲線見圖5，從中可以看出，各試件滯回環(huán)形狀基本接近，屈服后滯回環(huán)基本呈有一定捏縮的反“S”型.NHPW試件承載力均較XJ1試件有所提高，且殘余變形也較XJ1試件小.各試件骨架曲線走勢基本接近，屈服后曲線接近水平、且個別略帶上升趨勢，說明加載后期試件承載力降低緩慢，延性較好，有利于抗震.

2.3 剛度退化曲線

試件的剛度采用割線剛度表征，割線剛度即為各級加載循環(huán)正、反向峰點荷載絕對值之和與位移絕對值的比值.各試件在關(guān)鍵加載階段的剛度退化曲線見圖6，從中可以看出，在各加載階段，NHPW試件較XJ1試件剛度均明顯提高，尤其是屈服前后階段，剛度的提高效應(yīng)更加明顯，說明無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋張拉形成的預(yù)拉力可明顯提高試件屈服前后剛度.

2.4 耗能能力

試件能量耗散能力以滯回曲線所包圍的面積來衡量，一般用等效粘滯阻尼系數(shù)來表征，其計算方法見文獻＼[14＼].各試件在關(guān)鍵加載階段的等效粘滯阻尼系數(shù)變化曲線見圖7.從中可以看出，屈服后直至2Δ位移循環(huán)前，NHPW試件耗能能力與XJ1試件基本接近.隨著加載級數(shù)增大，NHPW試件耗能能力提高幅度較XJ1試件緩慢，從而較XJ1試件其耗能能力偏低，同時，可以初步看出，隨著預(yù)拉力的增大，其耗能能力將有所降低.

2.5 殘余變形

試件殘余變形表征了試件損傷后的可修復(fù)能力.各試件在關(guān)鍵加載階段的殘余變形變化曲線見圖8，從中可以看出，隨著加載級數(shù)增大，NHPW試件殘余變形較XJ1試件逐漸減小，表現(xiàn)了較好的變形恢復(fù)能力.

3 預(yù)拉力對NHPW抗震能力影響

3.1 對剛度的影響

NHPW引入預(yù)應(yīng)力壓接技術(shù)，主要是解決裝配式混凝土剪力墻開裂較早、彈性剛度較低的問題，因此，預(yù)拉力的大小對NHPW彈性工作階段的剛度特性應(yīng)有明顯影響.為便于比較，同時將XJ1試件的有關(guān)剛度數(shù)據(jù)進行比較，對于開裂剛度及屈服剛度，各試件的對比情況見圖9.從中可以看出，NHPW試件彈性剛度及屈服剛度均較XJ1試件明顯提高，且隨著預(yù)拉力的增大，剛度基本呈線性規(guī)律提高.另外，隨著試件進入屈服后階段，預(yù)拉力對剛度增大的效應(yīng)有所降低.

3.2 對強度的影響

將表1相關(guān)荷載數(shù)據(jù)反映到圖10中，從中可以看出，預(yù)拉力對試件抗裂荷載有明顯影響，隨著預(yù)拉力增大，開裂荷載基本呈線性增大趨勢，峰值荷載有一定下降；預(yù)拉力對試件屈服荷載則影響不明顯.同時，從影響幅度來看，預(yù)拉力對峰值荷載的影響也很有限，說明預(yù)拉力對其承載力影響較小.

3.3 對變形恢復(fù)能力的影響

在圖9的基礎(chǔ)上，選取各試件正、反向最大殘余變形并對其絕對值之和進行平均，將其示于圖11中.從中可以看出，預(yù)拉力可顯著減小NHPW試件的殘余變形，其最大殘余變形與預(yù)拉力基本呈反比例關(guān)系.分析認為，初始預(yù)拉力的增大，則意味著同級加載階段下，由預(yù)應(yīng)力筋彈性拉伸所提供的變形恢復(fù)力的同步增大.因此，預(yù)拉力的大小將直接決定NHPW的變形恢復(fù)能力.

4 NHPW試件強度計算方法探討

4.1 NHPW試件平截面假定判斷

NHPW不僅涉及預(yù)應(yīng)力鋼筋的無粘結(jié)，其暗柱區(qū)的漿錨鋼筋同時設(shè)置了局部無粘結(jié)段，但考慮到無粘結(jié)長度有限，且僅在部分少量鋼筋設(shè)置，為便于沿用既有的設(shè)計方法，有必要探討NHPW試件拼縫截面豎向鋼筋應(yīng)變在關(guān)鍵荷載等級時是否可以近似滿足平截面假定.

以NHPW3為例，圖12給出了NHPW3試件拼縫截面漿錨鋼筋應(yīng)變在開裂階段、屈服階段正向加載時的分布情況.部分應(yīng)變數(shù)據(jù)由于施工中擾動及試驗過程中偶發(fā)特殊情況，未能測試出或測試數(shù)據(jù)不理想，而未在圖中反映出.

對開裂階段與屈服階段鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)進行線性擬合，擬合線條見圖10.其中，開裂階段與屈服階段線形擬合的相關(guān)系數(shù)分別為0.925， 0.957，說明擬合情況良好，可以近似認為鋼筋應(yīng)變在設(shè)計階段范圍內(nèi)接近符合平截面假定.

4.2 NHPW強度計算

在初步判定NHPW豎向普通鋼筋應(yīng)變滿足平截面假定的前提下，NHPW強度計算的關(guān)鍵為無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的設(shè)計應(yīng)力或極限應(yīng)力.既有的設(shè)計計算方法很多，包括Baker較早提出的粘結(jié)折減系數(shù)法[15]、基于截面配筋指標建立的公式以及基于變形或等效塑性鉸長度的計算方法.本次計算僅選取了具有一定代表性的直接算法，包括ACI 318規(guī)范公式[16]、我國《無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》 JGJ 92-2004[17]公式及杜拱辰和陶學(xué)康建議的公式[18]，3種計算方法的計算公式分別見式（1）～（3）.

從計算結(jié)果來看，驗證了前述的預(yù)拉力對試件承載力影響不大，隨著預(yù)拉力加大，各種計算方法的結(jié)果均顯示強度增幅保持在3%左右（3種方法分別為2.6%，3.3%及2.7%）.其次，從與試驗實測極限應(yīng)力的吻合程度來看，ACI 318規(guī)范公式與杜拱辰和陶學(xué)康建議的公式均表現(xiàn)了較好的精確度，鑒于ACI 318規(guī)范公式考慮參數(shù)較全面，且有廣泛應(yīng)用，同時結(jié)合本文結(jié)果，推薦采用該公式作為NHPW試件預(yù)應(yīng)力筋極限應(yīng)力的初步方法.

從試件強度角度看，由于試件的離散性，造成實測強度數(shù)據(jù)的變化規(guī)律與計算值變化規(guī)律正好相反，但鑒于無論是實測值還是計算值，變化量均較?。ㄗ畲?.3%），因此可以合理忽略該因素.另外，由于本文參數(shù)取值未考慮材料超強等特性，造成計算值較實測值偏差較大，實測值總體大致是計算值的1.5倍，但另一方面說明采用既有規(guī)范計算方法計算其強度可保證足夠的安全余度.

5 結(jié) 論

通過對1個現(xiàn)澆試件（XJ1）與考慮不同預(yù)拉力的3個NHPW試件（NHPW1～3）進行的低周反復(fù)荷載試驗，根據(jù)試驗結(jié)果及相關(guān)理論分析，得出以下主要結(jié)論：

1）各NHPW試件的抗裂性能、承載力、剛度均較現(xiàn)澆試件提高.各試件滯回環(huán)形狀相似，但壞形態(tài)有所差異，NHPW試件更偏向于剪切破壞，造成其耗能能力較現(xiàn)澆試件有所降低.NHPW試件殘余變形明顯小于現(xiàn)澆試件，具有良好的變形恢復(fù)能力.

2）對于施加了不同預(yù)拉力的NHPW試件，隨著預(yù)拉力的增大，試件剛度隨之增大，且對彈性剛度影響較屈服剛度影響明顯.預(yù)拉力對NHPW試件抗裂荷載有顯著影響，兩者基本呈線性關(guān)系，但對彈塑性階段荷載無明顯影響，包括屈服荷載與峰值荷載.預(yù)拉力將直接決定NHPW試件的變形恢復(fù)能力，隨著預(yù)拉力的增大，NHPW試件的殘余變形線性減小，變形恢復(fù)能力提高，有助于震后修復(fù).

3）結(jié)合試驗數(shù)據(jù)與本文試算結(jié)果，推薦采用ACI 318規(guī)范公式預(yù)測NHPW試件無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的極限應(yīng)力，而在此基礎(chǔ)上，采用既有規(guī)范給出的強度計算方法雖與試驗結(jié)果偏差較大，但仍有足夠安全度，可作為參考、借鑒.

4）通過本文研究及分析工作，可以認為NHPW試件基本達到了“等同現(xiàn)澆”，且便于震后修復(fù)，可安全應(yīng)用于我國抗震設(shè)防區(qū).但同時應(yīng)注重預(yù)應(yīng)力筋的科學(xué)配置和適當(dāng)設(shè)計，并對預(yù)應(yīng)力筋的錨固、張拉工藝及構(gòu)造進行合理設(shè)計，確保NHPW發(fā)揮其應(yīng)有的抗震能力.

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