2019, Vol. 42
表1(Table 1)
2. 四川省建筑科学研究院, 成都 610081
2. Sichuan Institute of Building Research, Chengdu 610081, P. R. China
装配式剪力墙结构在预制分拆时，为了制作和运输的方便，预制部分的墙体一般制作成一字型。对于L形剪力墙，2个方向的预制一字型墙体需通过L形现浇钢筋混凝土带进行连接，这样就会形成带竖向拼缝的L形预制装配式剪力墙。
与整体现浇剪力墙结构相比，带竖缝剪力墙结构整体性较差，接缝处易产生应力集中现象，且变形不连续，故结构的抗震性能取决于竖缝的连接性能，对竖缝的研究至关重要[1]。国内外学者对带缝的装配式剪力墙进行了研究，美国NIST项目对采用螺栓连接和焊接连接的竖向接缝进行了低周反复加载试验[2]，表明螺栓连接耗能性能较好，采用滑移摩擦型连接的竖缝能获得更好的耗能能力。Pekau O A等[3-4]对竖缝剪力墙进行了大量研究, 提出了将有限滑移螺栓用于大板结构竖缝，达到改善大板结构的抗震性能，并发现竖缝设计主要考虑抗剪承载力。Crisafullif F J等[5]采用圆孔焊接连接板连接竖向接缝，表明矩形钢板屈服可增大墙体耗能能力。Ramin Vaghei等[6]通过有限元分析发现竖向现浇带并未明显影响墙体裂缝发展，墙体受力性能与全现浇剪力墙无明显差异。Pantelides C P等[7]对装配式剪力墙的竖向接缝采用纤维聚合物加固并进行低周反复试验，发现纤维聚合物可有效传递荷载。Barluenga G等[8-9]提出通过粘结剂将“V”字形竖缝粘结，模拟分析发现，该种竖缝表现出良好的耗能及变形特性。孙香花等[10]对带竖缝剪力墙进行了抗震性能研究，证明了竖缝的存在可以改变剪力墙的破坏形态，增强抗震性能。康胜[11]对双功能带缝剪力墙进行了研究，结果表明，强震时连接键的受剪破坏导致墙体刚度减小，从而减弱地震作用。
在以往对预制装配式剪力墙的研究中，往往采用的是一字形装配式剪力墙，或者研究的墙体既有上下层之间形成的水平缝，又有同层墙体所形成的竖缝，这样的研究方式无法区分不同的接缝对预制墙体受力性能的影响。文中设计了2个不同位置竖缝拼接的L形剪力墙试件及1个整浇L形剪力墙对比试件，通过3个试件的低周反复荷载试验，对比带竖缝试件与整浇试件的抗震性能，以探明竖向拼缝对剪力墙抗震性能的影响，并分析竖向拼缝的工作机理。
1 抗震性能试验 1.1 试件设计及制作3个L形剪力墙试件分别为整浇对比试件XQL-1(以下简称整浇试件)，不同竖向拼缝位置装配试件YQL-1和YQL-2(以下简称装配试件)。拼缝采用无筋键槽形式，其中，YQL-1的竖向拼缝位于截面长肢向的形心处，YQL-2的竖向拼缝位于长肢边缘构件边。3个试件的混凝土均为C30，配筋亦相同，截面配筋参照GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[12]和JGJ 3—2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[13]中构造边缘构件的要求配置，均大于规范规定的最小配筋率。此外，由于试件尺寸的限制，水平筋没有采用搭接方式。试件具体尺寸及配筋如图 1所示，图中仅给出了YQL-1的立面配筋图，YQL-2的配筋与其相同，仅拼缝位置不同。
|
图 1 试件配筋图 Figure 1 Reinforcement of specimens |
由于试验周期及钢筋采购的缘故，试件的钢筋有2个批次，第1批用于XQL-1，第2批用于YQL-1和YQL-2。钢筋和混凝土的实测力学性能如表 1和表 2所示。
|
表 1 钢筋强度实测值 Table 1 Mechanical properties of the reinforcement |
8|
|
表 2 混凝土强度实测值 Table 2 Mechanical properties of concrete |
YQL-1和YQL-2为预制装配试件，采用分批次先后浇筑来模拟预制装配，即在试件制作时，先浇部分模拟实际工程中的“预制”部分，预留键槽，待“预制”部分混凝土强度达到C30强度的75%时，将键槽结合面人工凿毛，再浇筑“现浇”部分，以形成同层墙体连接时的竖向拼缝，其浇筑顺序如图 2所示。2个装配试件的竖向拼缝位置不同，以便考察它们的性能有何区别。
|
图 2 YQL-1/YQL-2浇筑顺序示意图 Figure 2 Pouring order of the YQL-1/YQL-2 |
试验采用1 500 kN液压千斤顶施加轴力，1 000 kN伺服MTS系统施加水平推力和拉力，加载装置如图 3所示。试验时，首先在试件顶部截面形心处分级施加轴向力，达到0.14的试验轴压比后，再施加水平往复荷载[14]，水平力方向平行于剪力墙长肢方向。在试件边缘构件纵筋屈服前，采用力控制分级加载，每级水平力下循环1次，屈服后，采用水平位移控制加载，每级位移下循环3次。
|
图 3 加载装置 Figure 3 Test setup |
3个试件的破坏形态相同，都表现为边缘构件纵筋首先屈服，然后，长肢的端部以及转角处的混凝土被压溃。但与整浇试件明显不同的是，装配试件的竖向拼缝键槽处会出现齿状裂缝，竖向拼缝会影响装配试件的斜裂缝发展，表现为斜裂缝发展至键槽处后，错动至键槽折角再继续发展。
2.2 滞回曲线及骨架曲线为叙述方便，定义L形试件的短肢受压时为正向加载，受拉时为负向加载；当水平荷载达到最大值时，称之为峰值荷载，下降到峰值荷载的85%时，称之为极限荷载。图 6为试验中获得的各试件的滞回曲线和骨架曲线，可以看出，正向加载时骨架曲线基本重合，负向加载时差异较大，这是由于整浇试件XQL-1是一次性浇筑，全墙身的混凝土强度为29.42 MPa，而装配试件YQL-1和YQL-2的长肢端部受压区为先批预制，其强度高于后浇部分，分别达到36.9 MPa和37.4 MPa，高于XQL-1，导致在负向加载时YQL-1和YQL-2的长肢端部受压区强度较高，故骨架曲线呈现出较大的差异。
|
图 4 XQL-1裂缝形态 Figure 4 Cracks formof XQL-1 |
|
图 5 YQL-1、YQL-2裂缝形态 Figure 5 Cracks formof YQL-1 and YQL-2 |
|
图 6 试件滞回曲线及骨架曲线对比 Figure 6 The test hysteretic curve and test skeleton curve of specimens |
表 3列出了各试件在边缘构件纵筋屈服状态和峰值荷载状态下的水平承载力。不难看出，竖向拼缝并没有使装配试件的水平承载力明显变化，其屈服荷载及峰值荷载约为整浇试件的0.98~1.06倍。
|
|
表 3 各试件承载力对比 Table 3 The bearing capacity of three specimens |
延性系数μ定义为极限位移Δu与屈服位移Δy的比值，极限位移取试件荷载下降到0.85倍峰值荷载Fu时的位移。表 4列出了各试件的位移延性系数。
|
|
表 4 各试件位移延性比较 Table 4 The displacement ductility coefficient of three specimens |
从表 4看出，3个试件的正向位移延性系数可达到5.0左右，负向位移延性系数均大于3.0。显然，正向加载时试件短肢位于受压区，其受压面积较大，受压损伤较长肢端部轻，破坏延后，故正向位移延性系数大于负向。但无论是正向加载，还是负向加载，YQL-1以及YQL-2的位移延性系数较整浇试件XQL-1均有所提高，其中，YQL-1和YQL-2的正向位移延性系数较XQL-1提高了0.2%和14%，负向位移延性系数提高了8%和14%。提高的原因是，竖缝键槽处的齿状裂缝在1Δy~2Δy时就全部形成，造成其后的极限位移增大。
2.5 刚度退化将同级位移下，第一次达到最大位移时的割线刚度定义为等效刚度K，表 5列出3个试件在屈服荷载、峰值荷载、极限承载力时的割线刚度数据，其中，Ky、Ku、Kq分别代表屈服、峰值、极限承载力时的刚度。图 7为3个试件的割线刚度退化图。从表 5看出，正向加载时，装配试件的Ky为整浇试件Ky的0.87~0.94倍，Kq为整浇试件的0.8倍左右；负向加载时，Ky为整浇试件的0.79~0.97倍，Kq为整浇试件的0.56~0.60倍。带竖向拼缝的试件各阶段的刚度均小于整浇试件，这是由于在墙体键槽齿缝处竖向通缝逐渐形成，墙体整体性较XQL-1有所下降所造成的。
|
|
表 5 试件各阶段刚度 Table 5 Stiffness in different stage of three specimens |
|
图 7 试件刚度退化图 Figure 7 The Stiffness degradation of three sepcimen |
通过提取各试件在试验全过程中各滞回环的力与位移数值，计算得到各试件的耗能曲线如图 8所示。可以看出，试件开裂直至试件破坏的各个阶段，装配试件的耗能能力在相同位移下，略大于整浇试件，约为后者的1.3倍。表明在地震作用下，竖向拼缝有利于提高墙体的耗能能力，其原因同2.4节，可以认为键槽处齿状裂缝间的粗糙面在反复变形下的来回摩擦增加了试件的耗能。YQL-1和YQL-2虽然其竖向拼缝留设位置不同，但其各阶段的耗能能力相差不大，从具体数值来看，在相同的屈服位移条件下，YQL-1的耗能能力约为YQL-2耗能能力的0.9~1.1倍。
|
图 8 试件耗能曲线图 Figure 8 Energy consumption curve |
表 6列出了3个试件在屈服状态和极限状态下的位移角。可以看出，3个试件最外侧纵筋屈服时的位移角均在1/300左右，当试件承载力下载至峰值荷载的85%时，极限位移角在1/60左右，而《建筑抗震设计规范》[12]规定的剪力墙结构弹塑性极限位移角为1/120。说明带竖向拼缝的L形剪力墙的抗侧能力与整浇墙相近，有足够的变形能力和承载能力，在大震下的位移角限值可以满足现行规范要求，在设计中可与整浇剪力墙结构采用相同的位移角限值，进行大震下的弹塑性层间位移角分析。
|
|
表 6 试件位移角 Table 6 Displacement angle of three specimens |
为了分析竖向拼缝对试件纵筋应变的影响，对3个试件按图 9进行了纵筋应变测点布置。
|
图 9 试件纵筋应变测点布置 Figure 9 Distribution of Longitudinal reinforcement spot in three sepcimens |
分别选取YQL-1和YQL-2长肢边缘构件最外侧V1~V4截面纵筋应变和短肢V1截面纵筋应变，并与整浇试件XQL-1相同位置处纵筋应变进行比较。
从图 10可以看出，在试验进入到+4Δy和-3Δy以后，剪力墙中竖向拼缝的存在使得其墙身纵筋的塑性区域较整浇墙更大，这也是装配试件耗能能力高于整浇试件耗能能力的重要依据。
|
图 10 各试件纵筋应变 Figure 10 The strain of the longitudinal bars in different displacement of three specimens |
图 11为各试件长肢V1截面纵筋应变沿截面长肢的分布图，其横坐标原点为L形试件长肢与短肢的交点。可以看出，无论是整浇剪力墙试件，还是带竖向拼缝的L形剪力墙试件，在长肢端部纵筋达到屈服以前均能很好地满足平截面假定。
|
图 11 各试件长肢V1截面纵筋应变 Figure 11 Longitudinal bars strain of three specimens |
为分析竖向拼缝的存在对墙体水平筋的受力是否有显著的不利影响，在YQL-1和YQL-2的竖向拼缝两侧以及XQL-1的相应位置设置应变片，如图 12所示。分别提取各试件T1、T3、T5截面处竖缝两侧水平筋应变分析, 其应变-位移变化如图 13所示。
|
图 12 YQL-1及YQL-2水平筋应变测点 Figure 12 Distribution of horizontal reinforcement spot in YQL-1 & YQL-2 |
|
图 13 试件水平筋应变-位移图 Figure 13 Horizontal reinforcement strain of three specimens |
试验过程中，竖缝键槽处齿状裂缝均在1Δy~2Δy时全部形成，但将YQL-1和YQL-2竖向拼缝两侧水平筋的应变与整浇L形试件对应位置处水平筋的应变做比较，发现无论竖向拼缝是在L型截面形心处还是在长肢边缘构件边，试验所测得应变均表明截面形心处水平筋应变最大。由此可见，竖向拼缝以及齿状裂缝的出现，并未导致穿过竖向拼缝的水平筋应变突增或立刻屈服。设计中不必因竖向拼缝的存在而特意加强水平配筋。
2.9 类似试验对比杨勇[15]对3片带竖向结合面一字形预制混凝土剪力墙试件DY12、DY14、DY16和3片同条件的整浇剪力墙试件dx12、dx14、dx16进行了低周反复荷载试验，钱稼茹[16]对现浇剪力墙试件SW1、边缘构件在地梁预埋不同竖向直径钢筋的预制剪力墙试件TW1、TW2以及对竖向结合面分别采用键槽连接、粗糙面连接的TW3、TW4试件进行了低周反复荷载试验。结果表明，带竖向结合面预制剪力墙的破坏形态，都表现为边缘构件纵筋先屈服，然后，角部混凝土再发生大量压溃。其中文献[16]的TW3、TW4试件的多条水平裂缝发展至竖向接缝时，沿着接缝继续向现浇部分发展，此后竖向接缝出现锯齿状竖向裂缝，与本试验相一致。
文献[15]中各个试件的屈服荷载、峰值荷载，如表 7所示。可以发现：带竖向结合面试件的屈服荷载及峰值荷载约为整浇试件的0.86~1.04倍，而文中该比值在0.98~1.06倍左右，两者结果较为接近，表明竖向结合面的存在并未明显降低剪力墙的水平承载力。
表 8为文献[15]的位移延性试验结果。可以看到：相对于整浇试件，带竖向结合面试件的位移延性均有所提高，如DY14、DY16相对dx14、dx16提高10.36%、24.65%，与试验结果相符合。
文献[16]试件TW3的正反向极限位移角分别达到了1/49和1/58，试件TW4分别达到了1/48、1/58，均在1/55左右，与试验结果接近，满足《建筑抗震设计规范》[12]的剪力墙结构弹塑性极限位移角1/120的要求。
3 结论通过带竖向拼缝L形剪力墙试件的低周反复荷载试验及分析可得出：
1) 在带竖向拼缝试件的纵筋达到屈服以前，正截面均能较好地满足平截面假定。
2) 竖向拼缝对裂缝发展走势有一定影响，裂缝在发展至键槽处后，会错动至键槽尖点后再继续发展。
3) 竖向拼缝对L形剪力墙的承载力和破坏形态没有明显影响，但显著提高了剪力墙的位移延性及耗能能力，2个装配试件的正向位移延性分别提高了0.2%和14%，负向位移延性提高了8%和14%，耗能能力提高了30%，但竖向拼缝的位置对于耗能能力的影响不大。
4) 各试件的极限位移角均大于规范要求的1/120，满足剪力墙塑性层间位移角限值要求。
5) 竖向拼缝以及齿状裂缝的出现，并未导致穿过竖向拼缝的水平钢筋应变突增或提前屈服。设计中不必因竖向拼缝的存在而特意增强水平筋配筋。
| [1] |
王墩, 吕西林. 预制混凝土剪力墙结构抗震性能研究进展[J]. 结构工程师, 2010, 26(6): 128-135. WANG Dun, LYU Xilin. Progress of study on seismic performance of precast concrete shear wall systems[J]. Structural Engineers, 2010, 26(6): 128-135. (in Chinese) DOI:10.3969/j.issn.1005-0159.2010.06.022 |
| [2] |
Priestley M J N. The PRESSS program current status and proposed plans for phase Ⅲ[J]. PCI Journal, 1996, 41(2): 22-40. |
| [3] |
Pekau O A, Hum D. Seismic response of friction jointed precast panel shear walls[J]. PCI Journal, 1991, 36(2): 56-71. |
| [4] |
Pekau O A. Influence of vertical joints on the earthquake response of precast panel walls[J]. Building and Environment, 1981, 16(2): 153-162. DOI:10.1016/0360-1323(81)90031-7 |
| [5] |
Crisafulli F J, Restrepo J I. Ductile steel connections for seismic resistant precast buildings[J]. Journal of Earthquake Engineering, 2003, 7(4): 541-553. |
| [6] |
Vaghei R, Hejazi F, Taheri H, et al. Evaluate performance of precast concrete wall to wall connection[J]. APCBEE Procedia, 2014, 9: 285-290. DOI:10.1016/j.apcbee.2014.01.051 |
| [7] |
Pantelides C P, Volnyy V A, Gergely J, et al. Seismic retrofit of precast concrete panel connections with carbon fiber reinforced polymer composites[J]. PCI Journal, 2003, 48(1): 92-104. |
| [8] |
Barluenga G, Hern |
| [9] |
Barluenga G, Hern |
| [10] |
孙香花, 左晓宝. 低周反复荷载作用下带竖缝高强混凝土剪力墙承载力研究[J]. 工业建筑, 2006, 36(7): 53-56. SUN Xianghua, ZUO Xiaobao. Research on bearing capacity of high strength concrete shear walls with vertical seams under low-cyclic loads[J]. Industrial Construction, 2006, 36(7): 53-56. (in Chinese) DOI:10.3321/j.issn:1000-8993.2006.07.013 |
| [11] |
康胜, 曾勇, 叶列平. 双功能带缝剪力墙的刚度和承载力研究[J]. 工程力学, 2001, 18(2): 27-34. KANG Sheng, ZENG Yong, YE Lieping. Stiffness and strength analysis of dual functional slitted shear wall[J]. Engineering Mechanics, 2001, 18(2): 27-34. (in Chinese) DOI:10.3969/j.issn.1000-4750.2001.02.005 |
| [12] |
GB 50011-2010建筑抗震设计规范[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2016. GB 50011-2010 Code for seismic design buildings[S].Beijing: China Architecture and Building Press, 2006.(in Chinese) |
| [13] |
JGJ 3-2010高层建筑混凝土结构技术规程[S].北京: 中国建筑工业出版社, 2011. JGJ3-2010 Technical specification for concrete structures of hall building[S].Beijing: China Architecture and Building Press, 2011.(in Chinese) |
| [14] |
JGJ 101-96建筑抗震试验方法规程[S].北京: 中国建筑工业出版社, 1997. JGJ101-96 Specification of Testing Methods for Earthquake Resistance Building[S].Beijing: China Architecture and Building Press, 1997.(in Chinese) |
| [15] |
杨勇.带竖向结合面预制混凝土剪力墙抗震性能试验研究[D].哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2011. YANG Yong. Experimental research on seismic performance of precast shear wall with vertical joint surface[D]. Haerbin: Harbin Institute of Technology, 2011.(in Chinese) http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10213-1012003037.htm |
| [16] |
钱稼茹, 彭媛媛, 张景明, 等. 竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验[J]. 建筑结构, 2011, 41(2): 1-6. QIAN Jiaru, PENG Yuanyuan, ZHANG Jingming, et al. Tests on seismic behavior of pre-cast shear walls with vertical reinforcements spliced by grout sleeves[J]. Building Structure, 2011, 41(2): 1-6. (in Chinese) |