套筒灌漿缺陷影響下的裝配整體式混凝土剪力墻抗震性能分析*

楊海軍 紀 萌 付素娟 吳文斌 蔣亞賢 伍 莎

(1.河北建筑工程學院,河北張家口 075000;2.張家口市工程力學分析重點實驗室,河北張家口 075000;3.河北省建筑科學研究院有限公司,石家莊 050227)

裝配式混凝土結構因具有安全、綠色、施工快速等優點,近10年內得到了迅速發展。裝配式混凝土結構構件連接形式及質量是影響結構承載力的重要因素,套筒連接作為主要連接形式之一,國內外學者進行了大量的研究,目前已有較多文獻證實套筒連接裝配整體式剪力墻的抗震性能與現澆剪力墻相當[1-3]。

在套筒灌漿連接被廣泛使用的同時,更優的連接方式或改良方式也隨之出現。套筒加長型剪力墻承載能力較現澆試件更高[4],小型化套筒連接剪力墻具有良好的抗震性能[5],內螺紋為雙螺旋的灌漿套筒在漿料強度60 MPa以上,鋼筋錨固長度10d(d為鋼筋直徑)以上時可保證連接強度[6],雙排套筒連接剪力墻試件的剛度和延性優于單排套筒墻體[7-8]等。Han等提出使用鋼連接件連接預制混凝土剪力墻并進行試驗,結果表明此方法可有效改善抗震性能[9]。

灌漿套筒連接處是裝配整體式混凝土結構的薄弱環節,施工過程中灌漿為現場濕作業,容易出現灌漿缺陷。缺陷對單個連接件及整體試件受力性能的影響是當前的研究熱點。文獻[10-13]對含缺陷的套筒連接件進行了拉伸試驗研究,結果表明缺陷對極限值影響的嚴重程度按端部、中部、均布的順序遞增。Xiao等設計了7個全灌漿套筒連接裝配整體式剪力墻試件和1個現澆試件,并對其進行對比試驗,認為缺陷的影響可以通過公式來預測,并給出了計算公式[14]。Cao等對不同灌漿缺陷的裝配整體式剪力墻試件進行模擬分析,結果表明,當缺陷套筒比率超過25%時,不再滿足抗震設計要求[15]。文獻[16-17]對錨固鋼筋缺陷長度進行試驗研究,結果表明錨固長度在6d以下時即不滿足強度要求。

考慮到預制混凝土結構的快速發展和現有研究的空白,針對半灌漿套筒連接的裝配式剪力墻,本試驗設計并制作了3個缺陷程度遞增的足尺剪力墻試件和一個無缺陷對比試件,并進行擬靜力試驗。試件設置了不同嚴重程度的灌漿缺陷。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本試驗設計并制作了4個半灌漿套筒連接裝配整體式剪力墻試件,由墻板和基礎梁裝配而成,各試件尺寸均相同,墻板尺寸為2 480 mm×200 mm×1 450 mm,基礎梁尺寸為2 350 mm×450 mm×500 mm。

圖1 試件配筋方案Fig.1 Size and reinforcement of specimens

圖2 套筒位置 mmFig.2 Location of sleeves

4個試件中,DZ-1為無缺陷對照試件,試件TQ-1～3分別在暗柱套筒處設置1、2、3個缺陷。采用連通腔灌漿法進行灌漿,實際操作中套筒的灌漿量無法準確控制,根據文獻[16-17]的研究結果,錨固長度在6d以下時即不滿足強度要求,故通過截短錨固鋼筋長度的方法來模擬實際缺陷,無缺陷長度為8d,缺陷長度為4d,見圖3。

a—TQ-1;b—TQ-2;c—TQ-3。圖3 各試件缺陷Fig.3 Defects of each specimens

1.2 材料性能

試驗所用鋼筋規格為HRB400,各直徑取3根進行材性試驗,記錄屈服強度fy、極限強度fu以及套筒鋼筋的屈服應變εy,性能參數見表1。

表1 鋼筋性能參數Table 1 Material properties of reinforcement

試驗所用套筒型號為半灌漿GT14,外徑42 mm,內徑30 mm,長156 mm?？估瓘姸炔恍∮?50 MPa,屈服強度不小于400 MPa。

混凝土采用C30商品混凝土,坐漿料為C60,灌漿料采用H-80高強灌漿料,28 d抗壓強度為80 MPa,每種取3個試塊進行材料試驗,混凝土及各種漿料的28 d強度見表2。

表2 混凝土及各漿料抗壓強度Table 2 Performance of concrete and grouting material MPa

1.3 測點布置

4個試件的應變片布置相同,以試件DZ-1為例,應變片布置及編號詳見圖4?？v筋應變片布置在墻體邊緣構件的豎向鋼筋上,距離套筒頂部為100 mm,從左至右按鋼筋序號編號,依次為A1～A3和A8～A10,第4～7根鋼筋處于墻體中部,變形較小,未設置應變片。

圖4 應變片布置示意 mmFig.4 Arrangements of strain gages

1.4 加載制度

試驗時,作動器位于試件西側,位移向東為正、向西為負(圖5)。試件采用位移加載制度,因設備原因不設置軸向壓力,采用慢速連續加載方式,共20級,每級加載的峰值位移較前一級增加2 mm,20級處的最大位移為40 mm,加載速率控制為0.5 mm/s。正式加載制度見圖6,試驗現場見圖7。

圖5 試件方位Fig.5 Location of specimens

圖6 加載制度Fig.6 Loading process

圖7 試件現場Fig.7 Specimen in the laboratory

2 試驗現象

2.1 試件DZ-1

試件裂縫見圖8?？芍涸?～16 mm循環中墻體無裂縫產生,在18 mm循環中,即當位移值達到15.7 mm,水平力為146.8 kN時,墻體開始出現水平裂縫,第一條裂縫距墻底160 mm左右,大致為套筒頂部高度;隨著位移增大,裂縫會在墻底以上1 350 mm范圍內總體以由下往上的趨勢生成;在24 mm循環中,墻體下部坐漿層處出現水平向裂縫,墻體下部與基礎梁頂面有張開趨勢;在28～30 mm循環中,坐漿層處發展為貫通裂縫,墻身處裂縫開始斜向下發展,并在位移30 mm時,裂縫寬度達3 mm;在34 mm循環中,墻體主要裂縫基本貫通,不再產生新的裂縫;在38～40 mm循環中,試驗停止。

a—裂縫分布;b—底部開裂。圖8 試件DZ-1裂縫Fig.8 Crack of specimen DZ-1

2.2 試件TQ-1

試件裂縫見圖9?？芍旱?～10 mm循環中,墻體無裂縫出現;第12 mm循環中,水平力約128 kN時,墻體西側出現第一條裂縫,裂縫距離墻底約150 mm;之后隨著位移增大,裂縫會在墻底以上1 200 mm范圍內總體以由下往上的趨勢生成;22 mm循環中,墻底坐漿層兩側均出現裂縫;在30～32 mm循環中,墻體形成貫通裂縫,墻體底部連接處裂縫貫通;在34～36 mm循環中,試件兩側主裂縫基本形成,墻體底部裂縫斜向下發展至基礎梁,此種裂縫底部位置與套筒位置基本一致;在38～40 mm循環中,墻體不再有裂縫出現,試驗停止。

a—裂縫分布;b—墻角處裂縫。圖9 試件TQ-1裂縫Fig.9 Crack of specimen TQ-1

2.3 試件TQ-2

試件裂縫見圖10?？芍涸?～12 mm循環中,墻體無裂縫出現;在16 mm循環中,水平力約136 kN和122 kN時,墻體兩側各出現一條裂縫,東側裂縫距墻底370 mm,西側裂縫距墻底160 mm,整體呈水平發展;在20 mm循環中,出現數條新增裂縫,底部坐漿層處開裂;在24 mm循環中,原有裂縫繼續發展,較早產生的裂縫在墻體中部形成貫通;在28～32 mm循環中,主要裂縫基本兩側貫通;墻體下部裂縫發展至墻底;底部坐漿層處出現通縫,并在兩側墻角處出現混凝土剝落;在36～40 mm循環中,墻體基本不再產生主要裂縫,試驗停止。

a—裂縫分布;b—底部開裂。圖10 試件TQ-2裂縫Fig.10 Crack of specimen TQ-2

2.4 試件TQ-3

試件裂縫見圖11?？芍涸?～12 mm循環中,墻體無裂縫出現;在14 mm循環中,水平力約129 kN和-156 kN時,墻體兩側均出現裂縫,東側裂縫距墻底290 mm,西側裂縫距墻底160 mm,整體略呈水平發展;在16 mm循環中,底部坐漿層處邊緣開裂;在28 mm循環中,東側墻角處產生密集小裂縫,并發展至墻底;底部坐漿層處出現通縫;在34～36 mm循環中,原有裂縫已基本貫通或停止發展,峰值荷載達到最大值;在40 mm循環中,墻體東側距墻底180 mm處裂縫寬度突增,試驗停止。

a—裂縫分布;b—墻角處裂縫。圖11 試件TQ-3裂縫Fig.11 Crack of specimen TQ-3

3 試驗結果及數據分析

3.1 試件荷載-位移曲線

試件DZ-1的荷載-位移曲線如圖12所示?？梢钥闯觯涸嚰﨑Z-1的滯回曲線較為飽滿,說明灌漿飽滿試件的耗能性能良好;試件在卸載為零的前后會出現荷載值變化緩慢的平臺階段,此階段為試件裂縫的閉合和打開階段。

圖12 試件DZ-1滯回曲線Fig.12 Hysteretic curve of specimen DZ-1

試件TQ-1的荷載-位移曲線如圖13所示?？梢姡涸嚰Q-1在西側暗柱中有1處灌漿缺陷,其滯回曲線與DZ-1相比有一定捏攏,并且水平位移較大時各循環峰值荷載小于試件DZ-1,其平臺階段較為明顯,荷載值在±10 kN左右。

圖13 試件TQ-1滯回曲線Fig.13 Hysteretic curve of specimen TQ-1

試件TQ-2的荷載-位移曲線如圖14所示?？梢姡篢Q-2在西側暗柱中設有2處缺陷,其滯回曲線較試件DZ-1捏縮更嚴重;加載初期在到達每級最大位移前有小段平臺階段,此階段為試件裂縫產生及發展階段,平臺階段持續較長,荷載值在0～10 kN。

試件TQ-3的荷載-位移曲線如圖15所示?？梢姡涸嚰Q-3在西側暗柱中有3處灌漿缺陷,其滯回曲線有較為明顯的滑移現象,負方向骨架曲線不飽滿;在大位移加載卸載后零位移左右出現較長平臺階段,此階段由坐漿層處裂縫發展及試件滑移所致,荷載值在-35 kN左右。

圖15 試件TQ-3滯回曲線Fig.15 Hysteretic curve of specimen TQ-3

對比4個試件的滯回曲線可知：各試件在混凝土開裂前均處于彈性階段,卸載曲線幾乎沒有殘余應力;試件開裂后,荷載不足50 kN,殘余應力均較小。各試件均呈現出滑移特征,缺陷越嚴重,滑移越明顯;各試件滯回環形狀介于梭形和Z形之間,缺陷越嚴重,越呈現出較為明顯的Z形特征;進入塑性階段后,隨著裂縫的不斷開合以及鋼筋與混凝土之間黏結性能的下降,滯回曲線會出現捏縮現象,3個缺陷試件中,試件TQ-1的捏縮程度較DZ-1增加不明顯,試件TQ-2與TQ-3的捏縮較為嚴重。

各試件骨架曲線對比如圖16所示?？梢姡簩Ρ?個試件的骨架曲線,各試件在彈性階段基本無差別,灌漿缺陷對試件開裂前承載力影響不明顯;在進入塑性階段后,相較于試件DZ-1,試件TQ-1的峰值荷載并無明顯下降;試件TQ-2與TQ-3在12 mm之后峰值荷載低于DZ-1,且缺陷越嚴重的試件峰值荷載越小;試件進入屈服階段后,試件TQ-1的峰值荷載有所下降,其值略低于試件DZ-1,且負方向更為明顯;試件TQ-2與TQ-3在屈服階段的峰值荷載低于TQ-1,且負方向更為明顯。

圖16 各試件骨架曲線對比Fig.16 Comparison of hysteretic curves of each specimens

3.2 試件承載力

試件的開裂荷載Pcr、屈服荷載Py、峰值荷載Pp見表3,其中屈服點以等效能量法求得?？芍涸嚰Q-1～TQ-3的開裂荷載與試件DZ-1無明顯差別,灌漿缺陷對試件開裂荷載的影響不大。

表3 各試件的承載力Table 3 Bearing capacity of each specimens kN

以無缺陷試件DZ-1的屈服荷載和峰值荷載為標準,計算試件TQ-1～TQ-3對應的荷載占比,見表3?？芍菏芄酀{缺陷影響,試件TQ-1～TQ-3的屈服荷載與峰值荷載均小于無缺陷試件DZ-1,且缺陷越嚴重,荷載值越小。

3.3 試件剛度分析

試件的剛度表示試件抵抗變形的能力。試驗中,用每級循環最大位移處的荷載除以對應位移值即為等效剛度K。各試件的剛度對比見圖17?？芍涸嚰﨑Z-1和TQ-1～TQ-3的等效剛度均有先升后降的趨勢,這是因為在無軸壓的情況下試件在加載的初始階段即會產生一定的滑移,使得初始階段的等效剛度較小;正向加載下,試件TQ-1～TQ-3的最大剛度與試件DZ-1相差不大,在下降段中,試件TQ-1～TQ-3的剛度略小于試件DZ-1;負向加載下,試件TQ-1～TQ-3在加載中期(進入塑性階段,尚未達到屈服階段)的等效剛度明顯小于試件DZ-1,且與缺陷程度呈很大相關性,缺陷最大的試件TQ-3,與對比試件DZ-1相差最大;而試件基本進入屈服階段后等效剛度差距減小,與正方向下逐漸一致。說明灌漿缺陷對試件負方向的滑移影響較為明顯。

圖17 各試件剛度對比Fig.17 Comparison of stiffness of each specimens

3.4 鋼筋應變

經材料試驗,測得受力鋼筋屈服應變值為2 561×10-6。因應變數據較多,此處取最外側應變片(A1、A10)的應變值。各試件A1應變片的荷載-應變曲線如圖18所示?？梢钥闯觯篈1在初始階段荷載-應變大致成線性變化,在試件水平推力為零時,基本沒有殘余應變;此后,隨著裂縫產生并發展至應變片附近位置,區域內的混凝土不再參與受拉,鋼筋所受拉力陡增;裂縫產生后,在水平推力為零時產生殘余應變,并在零推力附近呈現明顯的非線性變化,而隨著荷載在正負向的增大,曲線逐漸回到線性發展。

a—試件DZ-1;b—試件TQ-1;c—試件TQ-2;d—試件TQ-3。圖18 試件的A1應變值Fig.18 Strain values of A1 of specimens

各試件A10應變片的荷載-應變曲線如圖19所示?？梢姡河捎诨炷灵_裂,A10的曲線會發生陡增;試件TQ-3在破壞時墻體出現較大裂縫,故應變片A10的應變值出現大幅增長,鋼筋明顯屈服。

a—試件DZ-1;b—試件TQ-1;c—試件TQ-2;d—試件TQ-3。圖19 試件的A10應變值Fig.19 Strain values of A10 of specimens

表4 受力鋼筋應變情況Table 4 The strain information of stressed steel 10-6

表4為各試件A1～A10的最大應變數據,其中試件TQ-3的應變值取試件破壞前的應變?？芍簾o缺陷試件DZ-1最外側鋼筋拉應變最大值高于試件TQ-1～TQ-3;且以材料試驗所測鋼筋屈服應變為準,試件DZ-1和TQ-1的最外側鋼筋A1已屈服,其余尚未屈服,故套筒灌漿缺陷會影響鋼筋應力傳遞,使墻體的鋼筋網承擔拉力減小,不易達到屈服值。

3.5 試件耗能分析

各試件每級耗能與累計耗能如圖20、21所示?？梢姡涸嚰Q-1～TQ-3的能耗與試件DZ-1并無明顯差別,在加載后期試件開始屈服后差別才開始顯現;試件TQ-1～TQ-3與試件DZ-1的總能耗比值分別為96%、92%和88%。表明灌漿缺陷會影響試件的能量吸收,且進入屈服階段后較為明顯。

圖20 每級循環耗能Fig.20 Energy consumption at each stage cycle of specimens

圖21 累計耗能Fig.21 Cumulative cyclic energy consumption of each specimens

4 結 論

1)對于套筒灌漿連接的裝配整體式剪力墻試件,受套筒影響,試件開裂初期裂縫傾向于出現在套筒頂部高度處(距墻底約160 mm),而此高度以下只有延伸裂縫,并無起始裂縫。各試件加載過程中均會在坐漿層處開裂,致使墻底張開,最終形成貫通裂縫。

2)相較于無缺陷試件,灌漿缺陷會導致試件的滯回曲線產生不同程度的捏縮。灌漿缺陷對開裂荷載的影響不大,但是缺陷會導致試件的主要裂縫數量變少,墻底部細小分支裂縫增多。

3)灌漿缺陷會導致試件的屈服和峰值承載力均有所下降,與無缺陷試件DZ-1相比,缺陷試件的屈服荷載下降了3%、8%和15%,峰值荷載下降了5%、12%和14%。

4)灌漿缺陷會使試件最終剛度降低,相較于對照試件DZ-1分別下降了15.2%、17.5%和13.0%。缺陷會導致試件耗能降低,且缺陷越嚴重的試件,耗能越低,與無缺陷試件DZ-1相比,總能耗分別下降了3.7%、7.9%和10.7%。