馬 巍，徐 凱，黃旭輝，段建華，倪良坤

(1.安徽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601;2.安徽省裝配式建筑研究院，安徽 合肥 230601)

疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)由于其良好的裝配性，成為中外專家學(xué)者關(guān)注的焦點(diǎn)。眾多學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究和理論分析，以研究整體可靠性，構(gòu)件的承載能力以及彎曲性能。研究表明：采用混凝土和鋼筋傳遞剪力的疊合式剪力墻具有較高的整體性能、抗彎和抗剪能力[1-5]。疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu)相比，具有空腔墻板構(gòu)件自重輕、道路運(yùn)輸效率高、裝配施工后結(jié)構(gòu)整體性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，是一種極具應(yīng)用前景的裝配式混凝土建筑結(jié)構(gòu)體系。

國外的疊合式剪力墻和國內(nèi)在構(gòu)造上有所區(qū)別，國外文獻(xiàn)稱之為三明治墻，該墻板的做法是在內(nèi)外預(yù)制構(gòu)件中填充不同材料的保溫板。國外研究者對(duì)三明治墻進(jìn)行了多方面的試驗(yàn)，重點(diǎn)在于對(duì)平面外抗彎性能、軸心和偏心受壓性能及剪力連接鍵性能的研究[6-10]，而對(duì)其抗震性能的研究甚少。I.Ricci等[11]對(duì)現(xiàn)澆夾心三明治墻進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：此類結(jié)構(gòu)具有較高的延性，其抗震性能與整澆混凝土墻板相似。我國是多地震國家[12]，必須考慮疊合式剪力墻的抗震性能。葉獻(xiàn)國等[13]對(duì)4片雙面疊合式剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：在軸壓比為0.1，高寬比為1.72下的疊合式剪力墻試件的破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻相同，均為彎曲破壞。張偉林等[14]對(duì)T形、L形雙面疊合式墻體抗震性能進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：在軸壓比為0.1下T形、L形疊合剪力墻試件的滯回曲線、骨架曲線和同尺寸的現(xiàn)澆剪力墻基本一致，疊合面之間未出現(xiàn)滑移，說明格構(gòu)鋼筋作為剪力連接剪可以滿足疊合式剪力墻整體性能的要求。沈小璞等[15]分別對(duì)豎向拼縫處采用水平鋼筋和暗柱的雙面疊合剪力墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究了豎向拼縫采用不同結(jié)構(gòu)連接的受力情況，研究表明：在軸壓比為0.1時(shí)，高寬比為1.4的剪力墻試件破壞時(shí)表現(xiàn)為彎剪破壞，與全現(xiàn)澆剪力墻的破壞模式基本相同。種迅等[16]提出了水平節(jié)點(diǎn)強(qiáng)連接設(shè)計(jì)，解決了雙面疊合式剪力墻的薄弱環(huán)節(jié)，研究表明：節(jié)點(diǎn)鋼筋面積較大的試件承載力比面積較小的試件的承載力大17%左右。國內(nèi)學(xué)者集中于對(duì)雙面疊合式剪力墻的整體及拼縫連接處抗震性能的突破，而對(duì)單面疊合式剪力墻抗震性能的研究以及得到的試驗(yàn)成果相對(duì)較少[17-18]。

近年來，考慮到國家綠色建筑的推廣和向建筑業(yè)轉(zhuǎn)型的實(shí)現(xiàn)，在預(yù)制構(gòu)件中填充保溫材料，通過FRP連接件連接成一個(gè)整體進(jìn)行工作。該保溫墻體具有制作工藝簡單、質(zhì)量優(yōu)良、成本低廉、防火、節(jié)能和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定一體化的優(yōu)點(diǎn)。單面疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)體系的預(yù)制墻體在工廠制作完成，預(yù)制墻體的尺寸受運(yùn)輸及吊裝等因素的限制，存在疊合墻體水平拼接的問題。鑒于此，筆者對(duì)帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻開展了試驗(yàn)研究，對(duì)比同幾何尺寸的整體單面疊合式剪力墻破壞模式、滯回性能、延性性能、剛度退化以及耗能能力等抗震性能指標(biāo)研究暗柱拼縫對(duì)單面疊合式剪力墻的整體非線性行為影響，并通過非線性有限元軟件ABAQUS模擬分析進(jìn)行驗(yàn)證，筆者所得相關(guān)理論研究為疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)的推廣應(yīng)用提供了參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

筆者設(shè)計(jì)制作2片剪力墻試件，試件SW-1為帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻，試件SW-2為整體單面疊合式剪力墻。2片剪力墻試件均由基座、單面疊合墻板、頂梁三部分組成。試件寬×高×厚均為2 000 mm×2 800 mm×280 mm，試件SW-1由兩片寬×高×厚為990 mm×2800 mm×280 mm的單面疊合式剪力墻水平拼接而成，拼縫寬度為10 mm；試件SW-1拼縫處設(shè)置暗柱，用來連接兩片預(yù)制墻板，暗柱箍筋截面尺寸為320 mm×120 mm，配置箍筋Φ10@200和縱筋4Φ12。試件SW-2為整體無拼縫的單面疊合式剪力墻。內(nèi)葉板和外葉板厚度均為50 mm，后澆腔內(nèi)混凝土厚度為150 mm，保溫層厚度為30 mm。FRP連接件貫穿內(nèi)葉板、后澆混凝土、保溫層和外葉板形成有效拉接，連接件在墻板內(nèi)均勻布置間距為400 mm。內(nèi)葉板和后澆腔內(nèi)鋼筋網(wǎng)通過格構(gòu)筋連接，水平和豎向受力筋均為Φ10@200；外葉板水平和豎向分布筋均為Φ6@200；基座和頂梁插筋為Φ12@200。通過內(nèi)腔澆筑混凝土將基座、預(yù)制墻板、頂梁三者形成整體，兩個(gè)試件的預(yù)制和現(xiàn)澆部分均采用C30混凝土。為考察拼接單面疊合剪力墻的拼接效果，減少其他因素的影響，2個(gè)試件均設(shè)計(jì)為一字形，構(gòu)件配筋滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)的要求，但不設(shè)置翼緣及約束邊緣構(gòu)件。鋼筋和混凝土主要材料力學(xué)性能如表1和表2所示。構(gòu)件的幾何尺寸及配筋如圖1所示。

表1 鋼筋材料力學(xué)性能Table 1 Material properties of steel bar

表2 混凝土材料力學(xué)性能Table 2 Material properties of concrete

圖1 試件幾何尺寸及配筋Fig.1 Dimensions of specimens and arrangement of reinforcement

1.2 加載制度

本次試驗(yàn)在安徽省建筑結(jié)構(gòu)與地下工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，在恒定豎向荷載下，施加水平低周往復(fù)荷載，進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)。通過油壓千斤頂及反力梁組合裝置對(duì)頂梁中心處施加豎向荷載，由100T級(jí)的電液伺服作動(dòng)器對(duì)頂梁施加水平推力。試驗(yàn)的加載按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)加載方法進(jìn)行加載。加載裝置圖如圖2所示。

圖2 加載裝置圖Fig.2 The diagram of loading device

試件基座通過地腳螺栓固定，對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)軸壓比為0.1，試件頂部通過油壓千斤頂及反力梁組合裝置施加600 kN的豎向荷載；試驗(yàn)過程中保持該豎向荷載不變。

水平加載方式為雙向低周往復(fù)加載，加載制度選取荷載-位移混合控制加載。第一階段采用荷載控制加載，水平力從50 kN開始加載，并以25 kN為級(jí)差加至試件屈服，每級(jí)荷載循環(huán)一次；當(dāng)試件屈服后采用位移控制加載，選取剪力墻頂部外置位移計(jì)所測(cè)得水平位移的位移值的倍數(shù)逐級(jí)加載。循環(huán)加載，每級(jí)位移均循環(huán)三次。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GBT 50152—2012)，當(dāng)加載至試件自身破壞或試件加載值下降到最大荷載值的85%時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

本試驗(yàn)試件SW-1位移加載從30 mm循環(huán)開始，加載至40 mm第二個(gè)循環(huán)時(shí)，試件發(fā)生破壞，試驗(yàn)結(jié)束，試件SW-1加載制度圖見圖3(a)所示；由于試件破壞較快，改變?cè)嚰W-2的加載制度，位移加載從20 mm循環(huán)開始，加載至40 mm第三個(gè)循環(huán)時(shí)，試件發(fā)生破壞，試驗(yàn)結(jié)束，試件SW-2加載制度圖見圖3(b)所示。

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

試件最終破壞形態(tài)均表現(xiàn)為彎剪破壞，受拉側(cè)鋼筋屈服，受壓側(cè)混凝土壓潰，邊緣縱筋彎曲外露，達(dá)到強(qiáng)剪弱彎的設(shè)計(jì)目的。

1.3.1 試件SW-1破壞現(xiàn)象

定義加載推為正(+),拉為負(fù)(-),內(nèi)葉板一側(cè)為墻體北側(cè)，下同。水平荷載從開始加載至-225 kN時(shí)，內(nèi)葉板右側(cè)距離基座50 mm高度附近出現(xiàn)初始細(xì)小裂縫，最大裂縫寬度為0.10 mm；加載至+400 kN時(shí)，整個(gè)內(nèi)葉板底部與基座接觸部位出現(xiàn)多條裂縫，內(nèi)葉板左側(cè)和墻體東側(cè)底部出現(xiàn)開裂，此時(shí)邊緣端部鋼筋應(yīng)變發(fā)生突變，試件進(jìn)入屈服階段，此時(shí)改為位移加載。位移加載至-40 mm第二次循環(huán)時(shí)，墻板西側(cè)混凝土脫落，墻板東側(cè)底部混凝土壓碎破壞，鋼筋彎曲外露，試件破壞。裂縫產(chǎn)生范圍均為墻體高度1 300 mm范圍內(nèi)，裂縫最大寬度約為3.5 mm；整個(gè)破壞過程中，外葉板無裂縫出現(xiàn)，其他墻面裂縫開展比較充分。試件SW-1裂縫走勢(shì)及破壞現(xiàn)象如圖4所示。

圖4 SW-1裂縫走勢(shì)及破壞現(xiàn)象Fig.4 Crack trend and failure phenomenon of SW-1

1.3.2 試件SW-2破壞現(xiàn)象

水平荷載從開始加載至-200 kN時(shí)，內(nèi)葉板右側(cè)距離基座50 mm高度附近出現(xiàn)初始細(xì)小裂縫，最大裂縫寬度為0.24 mm；加載至+500 kN時(shí)，墻體西側(cè)距基座100 mm高度處混凝土壓碎脫落，墻體東側(cè)根部脫離基座產(chǎn)生縫隙，此時(shí)改為位移加載。位移加載至-40 mm時(shí)，墻體東側(cè)底部大塊混凝土壓碎破壞，試件破壞。裂縫產(chǎn)生范圍為墻體高度1400 mm范圍內(nèi)，裂縫最大寬度約為3.5 mm。整個(gè)破壞過程中，外葉板無裂縫出現(xiàn)，其他墻面裂縫開展比較充分。試件SW-2裂縫走勢(shì)及破壞現(xiàn)象如圖5所示。

圖5 SW-2裂縫走勢(shì)及破壞現(xiàn)象Fig.5 Crack trend and failure phenomenon of SW-2

1.3.3 破壞模式對(duì)比分析

通過低周往復(fù)加載試驗(yàn)可知：試件SW-1、SW-2均是在墻體邊緣先出現(xiàn)水平裂縫，隨著荷載的加大，部分水平裂縫逐漸延伸發(fā)展為彎剪斜裂縫，斜裂縫基本上是45°走向最終呈現(xiàn)X形交叉斜裂縫。從裂縫的發(fā)展過程和分布可以看出，試件的破壞過程是先彎曲后剪切，屬于彎剪破壞形態(tài)。墻體上半部分基本完好，底部兩端混凝土均被壓酥、剝落。從開始加載到破壞的整個(gè)加載過程中，試件SW-1中暗柱拼縫始終未見滑移，且裂縫發(fā)展較為充分，說明暗柱拼縫構(gòu)造合理，可以使兩片單面疊合式剪力墻有效拼接形成整體共同受力；試件SW-1、SW-2新老混凝土疊合面處沒有出現(xiàn)上下錯(cuò)動(dòng)脫離，說明格構(gòu)鋼筋的構(gòu)造措施能夠使預(yù)制構(gòu)件和現(xiàn)澆部分形成整體，協(xié)同工作。在整個(gè)試驗(yàn)中，外葉板始終無裂縫，說明保溫板在試驗(yàn)過程中并未參與受力，只起到保溫作用。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

各試件的滯回曲線如圖6所示，其中橫坐標(biāo)為頂點(diǎn)水平位移Δ，縱坐標(biāo)為頂點(diǎn)水平加載力P。

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis loop of the specimen

由圖6可發(fā)現(xiàn)：各試件開裂前基本一致，滯回曲線包絡(luò)面積均較小，荷載與位移基本呈線性關(guān)系，加載初期符合彈性階段的受力狀態(tài)，滯回曲線基本呈直線；試件屈服后進(jìn)入位移控制階段，此時(shí)滯回曲線包絡(luò)的面積逐漸變大，此時(shí)各試件耗能能力均有所提高，但斜率明顯減小，表明試件剛度退化程度逐漸增加，同時(shí)各試件的殘余變形也逐漸增大；各試件的滯回曲線均是由前期的“梭形”逐漸變化成“弓形”，滯回曲線均較為飽滿，且有明顯捏攏現(xiàn)象；每一個(gè)位移量級(jí)均循環(huán)三次，對(duì)同一位移量級(jí)，后兩次循環(huán)的滯回曲線所包絡(luò)面積小于第一次循環(huán)，表明試件耗能能力由于試件內(nèi)部損傷逐漸削弱。對(duì)比試件SW-1和SW-2，可以看出帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻和整體單面疊合式剪力墻的滯回曲線相似，承載能力和變形能力基本相當(dāng)，表明豎向拼縫對(duì)新型單面疊合式剪力墻的滯回性能影響較小，暗柱能夠使拼接后的單面疊合剪力墻形成整體共同抵抗外荷載。注意：試件SW-1在位移加載至20 mm處無滯回環(huán)，這是因?yàn)槲灰萍虞d制度不同導(dǎo)致。

2.2 骨架曲線

骨架曲線是其承載力與位移關(guān)系的體現(xiàn)[19]，圖7為骨架曲線對(duì)比圖。

圖7 骨架曲線Fig.7 Skeleton curve

由圖7可以看出：在彈性階段，兩個(gè)試件骨架曲線吻合較好，曲線斜率基本都是直線，說明此時(shí)試件剛度和側(cè)移量變化不大；進(jìn)入塑性階段后，隨著荷載的循環(huán)增加，當(dāng)墻體出現(xiàn)裂縫后，曲線斜率逐漸減小，兩個(gè)試件均呈現(xiàn)出彎曲形態(tài)；隨著墻體的裂縫增多增大，骨架曲線上最終出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，開始向位移軸彎曲,曲線斜率變?yōu)樨?fù)值，試件進(jìn)入彈塑性階段，此過程試件的承載力急速下降并且剛度退化加快，直至試件完全破壞。對(duì)比試件SW-1和SW-2，可以看出試件在加載到峰值荷載前，試件SW-2的受彎承載力要明顯高于SW-1，說明整體單面疊合式剪力墻的整體性能更好，在前期可以更好地抵抗荷載；后期帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻表現(xiàn)出更加穩(wěn)定的性能，比如剛度退化程度較SW-2低，承載能力較SW-2高等，說明暗柱可以在墻體發(fā)生破壞后承擔(dān)耗能構(gòu)件的作用。由正向骨架曲線可知，試件SW-1和SW-2峰值荷載基本相同，但是負(fù)向骨架曲線顯示SW-2峰值荷載明顯高于SW-1，這是因?yàn)楸M管本試驗(yàn)的試件是對(duì)稱的，但由于剪力墻通常在很小位移角時(shí)就開裂，且混凝土材料具有離散型，所以正、負(fù)兩向的骨架曲線有一定差異。

2.3 承載力及延性性能

骨架曲線各特征點(diǎn)的計(jì)算荷載和計(jì)算位移對(duì)比[20]見表3所示。由表3可以看出，試件SW-2屈服荷載和峰值荷載較SW-1提高了9%、7%，說明帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻在彈塑性階段承載能力較整片單面疊合式剪力墻要弱一些；試件SW-1平均位移延性系數(shù)(μ=Δu/Δy)為2.35，試件SW-2的平均位移延性系數(shù)為2.32，基本相同，說明暗柱拼縫對(duì)新型單面疊合式剪力墻的延性性能基本無影響；試件SW-1的最大層間位移角為1/88，SW-2的最大層間位移角為1/97，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)給出的剪力墻結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)各種性能級(jí)別的最大層間位移角(θP=Δu/H)，可知兩試件極限位移角均大于倒塌狀況下最大層間位移角值(1/120)，說明帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻試件和整體單面疊合式剪力墻試件均滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)的抗震變形能力要求，表明新型單面疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)具有較好的變形能力。

表3 計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of calculation results

2.4 耗能能力

耗能能力是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)重要的指標(biāo)，而等效黏滯阻尼系數(shù)he則是衡量耗能能力最客觀、最全面的體現(xiàn)，he的數(shù)值由式(1)確定：

(1)

式中：點(diǎn)D、點(diǎn)A分別對(duì)應(yīng)滯回環(huán)正負(fù)向峰值點(diǎn)；S(ABCD)為一次位移加載得到的滯回環(huán)面積，S(ODE+OAF)為對(duì)應(yīng)的循環(huán)中等效彈性體出現(xiàn)同位移所消耗的能量。he計(jì)算示意圖如圖8所示，該系數(shù)越大，則耗能能力越大。

圖8 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖Fig.8 Coefficient calculation diagram of he

兩試件在位移循環(huán)階段的he計(jì)算結(jié)果如表4所示。在位移控制模式下，隨著水平位移的增加，兩試件等效黏滯阻尼系數(shù)he均逐漸增大，說明兩個(gè)試件的耗能能力均逐漸增加。注意：由于試件SW-1加載制度不同，導(dǎo)致試件在20 mm處無等效黏滯阻尼系數(shù)。試件SW-1位移加載至30 mm、40 mm處he均高于SW-2，說明暗柱拼縫對(duì)新型單面疊合式剪力墻的耗能能力有一定影響，此階段帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻抗震性能要略高于整體單面疊合式剪力墻。

表4 各試件he計(jì)算結(jié)果比較Table 4 Comparison of he calculation results

3 有限元分析

筆者采用非線性有限元分析軟件ABAQUS對(duì)本次試驗(yàn)進(jìn)行模擬，并通過有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

3.1 滯回曲線對(duì)比

圖9為各試件滯回曲線對(duì)比結(jié)果。由滯回曲線對(duì)比圖可知，在彈性階段，試件SW-1、SW-2滯回曲線的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合;在塑性階段，模型滯回曲線較試驗(yàn)更加飽滿，而試驗(yàn)滯回曲線的捏攏現(xiàn)象較模擬更為明顯，這是因?yàn)樵嚰械匿摻畎l(fā)生黏結(jié)滑移導(dǎo)致的，而模型處于理想狀態(tài)，鋼筋和混凝土之間采用的是Embedded Region(嵌入?yún)^(qū)域約束)命令，并未考慮鋼筋滑移對(duì)剪力墻造成的影響，使得有限元模型滯回曲線較試驗(yàn)更飽滿。

圖9 滯回曲線對(duì)比圖Fig.9 Comparison diagram of the hysteresis loop

3.2 骨架曲線對(duì)比

試件SW-1、SW-2數(shù)值模型在低周往復(fù)荷載作用下的頂點(diǎn)水平位移-荷載曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖10所示。從骨架曲線對(duì)比圖可知，試驗(yàn)得到與模擬計(jì)算出的骨架曲線總體趨勢(shì)基本一致，均呈現(xiàn)出S形，說明試件在加載過程中經(jīng)歷了彈性階段、強(qiáng)化階段及剛度退化階段，有限元模擬的發(fā)展趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果保持一致性；有限元模型的屈服位移、峰值位移較試驗(yàn)均提前出現(xiàn)，這是由于模型處于理想狀態(tài)，初始抗側(cè)剛度比試驗(yàn)值高導(dǎo)致。

圖10 骨架曲線對(duì)比圖Fig.10 Comparison diagram of skeleton curves

4 結(jié) 論

(1)帶暗柱拼縫的單面疊合剪力墻試件與整體單面疊合式剪力墻試件的破壞形式基本相同，滯回性能、延性性能相似，說明暗柱能夠使拼接后的單面疊合剪力墻形成整體共同抵抗外荷載。

(2)對(duì)比分析兩組剪力墻試件的等效黏滯阻尼系數(shù)可發(fā)現(xiàn)：暗柱拼縫對(duì)新型單面疊合式剪力墻的耗能能力有一定影響，在位移加載階段帶暗柱拼縫的單面疊合式剪力墻耗能性能要略高于整體單面疊合式剪力墻。

(3)通過有限元分析可知合理的有限元建模參數(shù)及分析方法能夠較為準(zhǔn)確地反映單面疊合式剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能。