內置螺旋箍筋裝配式剪力墻抗震性能試驗

陳 俊，朱晗軒，廖楨穎

（1.湘潭大學土木工程學院，湖南湘潭 411105；2.筑友智造建設科技集團有限公司，湖南長沙 410153）

十四五時期，大力發展裝配式建筑是我國建筑業發展規劃中的主要任務之一。而裝配式混凝土剪力墻結構作為裝配式建筑中重要的承重結構，又具備抗側剛度大、承載力高及施工方便等優勢，在我國工程實踐中被廣泛應用，成為近年來國內外學者的研究重點。

近年來，國內外對裝配式剪力墻研究較多的是豎向連接方式，而對水平向連接構造的研究較少，同時考慮豎向與水平向連接構造的研究則更為缺乏。臧旭磊等［1］調查了螺旋箍筋結構對漿錨搭接節點抗震特性的影響，并探討了相應裝配式節點節點剪力墻的受力特點。而劉家彬［2］則提出了一種矩形螺旋箍筋約束波紋管漿錨連接方法，并進行了相關試驗，對該連接構造進行了綜合評價。WEST等［3］采用螺旋鋼筋約束核心混凝土，并表示螺旋箍筋間距的變化對混凝土耗能的影響較為明顯。錢稼茹等［4-6］通過試驗研究了不同豎向鋼筋連接方式在預制鋼筋混凝土剪力墻中的應用。研究結果顯示，豎向套筒漿錨連接方式是可靠的，同時水平連接面采用鍵槽或人工粗糙面均能確?，F澆區域與預制墻體的整體性。另一方面，朱張峰等［7］在研究中綜合考慮了豎向和水平接縫對工字形裝配式混凝土剪力墻的影響，進行了低周往復荷載試驗。結果表明，豎向連接方式對裝配式剪力墻的承載力影響較大，因此在設計中應予以充分考慮，同時建議將水平向現澆區域盡量設置于邊緣構件處。孫建等［8］采用高強螺栓作為豎向縫的連接件進行抗震性能試驗，結果驗證了這種結構的豎向縫連接方案的可行性。楊勇［9］研究了在裝配式剪力墻中增設豎向結合面，研究表明帶豎向結合面的裝配式剪力墻具有良好的抗震性能。初明進等［10］的研究主要關注水平向采用榫卯式連接方式的預制混凝土剪力墻的受力性能。研究發現這種連接方式可靠，可提高邊緣構件縱筋配筋率并延緩根部混凝土的壓潰。李斌等［11］提出在水平向邊緣構造處增設現澆區域的同時，中間預制墻底部兩側采用預埋焊板焊接的連接方式，試驗和有限元分析結果表明，在水平向采用榫卯式連接方式的預制混凝土剪力墻中，現澆區域的配筋率、高寬比、軸壓比對墻體的承載力有較大的影響。此外，合理布置預埋件在預制墻底部兩側能夠有效地提升墻體的承載力和延性。這些發現為設計和優化預制混凝土剪力墻的結構性能提供了重要的參考依據。谷倩等［12］、駱玉琦等［13］研究了帶邊緣構件的T形和L形截面裝配整體式疊合剪力墻的受力性能，結果顯示其現澆區域與預制疊合墻的協同工作性能良好。

本文將采用螺旋箍筋強化搭接區域，進行4組試驗：兩個裝配式剪力墻試件，在不同現澆區域內置螺旋箍筋；1個全預制裝配式剪力墻試件，其內置螺旋箍筋；1個對比試件，使用現澆方式建造的剪力墻。本文通過對這些試件施加低周往復荷載進行抗震性能試驗，研究螺旋箍筋的豎向連接方式和水平向不同現澆區域對裝配式剪力墻抗震性能的影響，以期可為類似工程設計和施工提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計4塊剪力墻試件，其均由試驗墻體、墻頂的加載梁以及墻底的地梁組成。這4個試件分別被編號為XJ，DW1、DW2和DW3。試件XJ的墻體是采用現澆方式施工，而DW1的墻體則是全預制的。另外，DW2的墻體兩邊采用預制構建、而中間區域則采用現澆方式施工。最后一個試件DW3的墻體則是中間區域預制、而兩邊邊緣構造區域則采用現澆工藝。圖1為剪力墻試件尺寸圖，4塊剪力墻試件幾何尺寸一致：高度為1 600 mm，厚度為200 mm，長度為1 600 mm，加載梁與地梁的截面尺寸均為400 mm×550 mm。

圖1 剪力墻試件尺寸mm

剪力墻試件配筋圖如圖2所示。試件XJ的墻體、加載梁、地梁整體現澆，試件DW1～DW3的預制墻體與加載梁整體制作，地梁單獨澆筑并預留豎向鋼筋。拼裝灌漿時，拼縫截面充分鑿毛并設置20 mm厚坐漿層。預制墻體與地梁的連接采用波紋管灌漿錨固的形式，即在預制墻體底部預埋波紋管成孔，植入地梁頂面對應位置預留的豎向鋼筋進行灌漿錨固。各試件加載梁與地梁的配筋一致，具體見圖2（a）。墻體的豎向及水平分布鋼筋均為C8mm@200mm，試件DW1的搭接鋼筋為5C18鋼筋；試件DW2的搭接鋼筋為預制墻體布置的6C18鋼筋和疊合區域布置的2C8鋼筋，試件DW3的搭接鋼筋為預制墻體布置的3C18鋼筋和邊緣構造區域6C10、2C8鋼筋，其中試件DW2與DW3還在預制墻體與現澆區域交界面設置有剪力鍵和通長螺旋箍筋。由于DW2與DW3裝配方式不同，這必然會引起配筋形式的改變，經過鋼筋配筋率調整，可實現DW2與DW3的配筋率基本一致，對對比結果的影響可以忽略不計。

圖2 試件配筋圖mm

1.2 材性試驗

表1記錄了鋼筋屈服強度和極限強度的實測值及其相應的用途，這些實測值通過對3根鋼筋材性試驗的平均值得出。試件墻體和地梁的混凝土設計強度等級為C30，而后澆區域的混凝土設計強度等級也為C30。澆筑混凝土時，試驗預留3個邊長為150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊，并將試塊與試件在相同的條件下進行養護。表2列出了混凝土立方體抗壓強度的實測值及其相應的用途。

表1 鋼筋強度實測值及用途

表2 混凝土立方體抗壓強度實測值及用途

1.3 試驗方案

加載裝置示意和加載裝置現場分別如圖3、4所示，試驗地點在湘潭大學結構實驗室。試驗采用兩個量程為1 000 kN的豎向電液伺服作動器通過L型壓梁施加豎向軸壓力，作動器可隨試件的水平位移而繞球鉸轉動，且這兩個作動器可以采用協同控制模式，此模式可操作兩個作動器位移同步作用，且保持加載軸力大小恒定；再采用一個量程為1 000 kN的水平電液伺服作動器通過L型壓梁施加水平往復荷載。

圖3 加載裝置示意

圖4 加載裝置現場

試驗的開始是先對試件施加軸向壓力，其軸壓比為0.1，并在整個試驗過程中保持不變。隨后，再施加水平往復荷載，采用水平位移控制。每一級加載都往復進行3次。當試驗荷載下降至峰值試驗荷載的85%以下或者試件破壞至不適合繼續加載時，隨即停止加載，加載試驗結束。

1.4 測點布置

為測得墻體的整體變形情況，共設置7個位移計，其具體布置情況如圖5、6所示。墻體平面從上至下布置，位移計編號分別為頂、上、中、下和底，分別布置在壓梁正中、距墻頂150、800、1 450 mm處和基座正中，以測量位移變化量。在墻體東西側上角部200 mm處各設置了一個垂直于墻面的位移計，為了檢驗墻體是否發生平面外位移，位移計編號為平外東和平外西。

圖5 位移計布置mm

圖6 位移計現場布置

2 試驗結果及分析

2.1 破壞特征

為方便表述，將靠近反力墻一側定義為剪力墻的東面，與之對應的另一面為剪力墻的西面。4個試件最終破壞形態如圖7所示。

圖7 試件最終破壞形態

加載初期，墻體東西兩側與地梁匯合處的坐漿層出現水平裂縫，隨著加載等級的提高，原有裂縫繼續擴展，墻體東西兩側角部出現斜裂縫并沿墻斜下擴展，同時墻體東西兩側不斷產生新的水平裂縫，邊緣構件豎向鋼筋受拉屈服，DW2和DW3試件的現澆區域與預制墻體結合面出現豎向裂縫。進一步提高加載等級后，斜裂縫向墻體中心部位充分擴展并交叉貫穿，墻體與地梁之間的坐漿層的水平裂縫貫通，混凝土壓潰，裂縫周圍的混凝土不斷剝落，豎向鋼筋陸續拉斷，DW2和DW3試件的現澆區域與預制墻體結合面的豎向裂縫貫通，荷載不足峰值荷載的85%，試驗終止。

對比4個試件的破壞情況可知：

（1）相較于試件DW1～DW3，試件XJ的裂縫發展程度更高，試件DW1～DW3的墻肢根部混凝土的壓碎程度明顯小于試件XJ，說明內置螺旋箍筋約束波紋管漿錨搭接區域鋼筋可有效緩解墻肢根部混凝土的壓碎程度。

（2）相較于現澆疊合區域的裝配式剪力墻試件DW2，現澆邊緣構件的裝配式剪力墻試件DW3的整體裂縫發展程度更高，說明試件DW3預制墻體與現澆區域的協同工作性能優于試件DW2。

（3）全預制裝配式剪力墻試件DW1由于坐漿層過早的破壞，導致混凝土不再與漿錨鋼筋協同工作，從而導致墻體裂縫集中于沒有設置螺旋箍筋約束波紋管漿錨鋼筋的加載梁與墻體的交界處，而坐漿層處鋼筋發生屈曲、斷裂，導致試件的剪切破壞，如圖7（e）、（f）所示。

2.2 滯回曲線和骨架曲線特性

如圖8所示，各試件在加載初期階段處于彈性狀態，荷載和位移大致呈線性關系，加、卸載軌跡重合。隨著加載等級的提高，滯回環包絡范圍有限增長，試件XJ的滯回曲線比較狹窄，捏攏作用明顯，變形能力不足。試件DW2和DW3的滯回曲線表現出相似的特征，在進入屈服階段后，墻體的塑性得到充分的發展。在此階段DW2和DW3的滯回曲線呈現為反S形，滯回環包絡范圍明顯增長。分析認為，內置螺旋箍筋約束豎向鋼筋提高了核心受力區域鋼筋與混凝土的協同性，從而改善了DW2和DW3的滯回性能。試件DW1的滯回曲線異常，分析發現，由于坐漿層過早的破壞，導致混凝土不再與豎向鋼筋協同受力，被漿錨的豎向鋼筋承擔大部分剪應力，從而其滯回曲線為被漿錨的豎向鋼筋的滯回曲線。

圖8 試件的滯回曲線和骨架曲線

2.3 承載力

表3列出了各試件的屈服荷載Py，峰值荷載Pu以及破壞荷載Pd，其中屈服荷載Py采用通用屈服彎矩法計算，破壞荷載Pd=0.85Pu。

表3 試件的屈服荷載、峰值荷載及極限荷載

由表3可知，試件XJ的峰值荷載最大，試件DW2和DW3的峰值荷載略低于現澆式剪力墻，DW1的峰值荷載最小，說明裝配式剪力墻的峰值承載力略弱于現澆式剪力墻，現澆區域的存在可以提高裝配式剪力墻的承載能力；對比現澆疊合區域的裝配式剪力墻，現澆邊緣構造區域的裝配式剪力墻的承載能力更好。

2.4 試件的延性指標

表4列出了試件的屈服位移Δy，峰值荷載所對應的位移Δu以及極限位移Δd，極限位移角θd。定義試件的延性系數μ=Δd/Δy；將水平力下降至最大水平力的85%定義為極限點，如果水平力未下降至最大水平力的85%，則本文將試驗結束時的狀態作為極限點。此外，全預制試件DW1試驗異常，故不做延性、剛度以及能量耗散能力分析。

表4 試件骨架曲線主要特征點試驗結果與延性系數

由表4可以看出，DW2和DW3的延性系數均大于4，DW2和DW3比試件XJ的延性系數分別高49.4%和75.8%，說明裝配式剪力墻的延性明顯優于現澆式剪力墻；試件DW3比DW2的延性系數高17.7%，表明現澆邊緣構造區域的裝配式剪力墻的延性優于現澆疊合區域的裝配式剪力墻。

2.5 試件的剛度退化分析

試件在低周往復荷載作用下的剛度通常采用割線剛度Ki表示，其計算公式如下。

式中：+Pi、-Pi為第i級循環加載的正向、反向水平力峰值，kN；+Δi、-Δi為水平力峰值對應的位移值，mm。為了便于比較，給出了剛度衰減系數（定義為試驗過程中各特征點的割線剛度和其初始剛度之比）和位移關系曲線，如圖9所示，其中初始剛度K0為第一級往復加載的第一圈的剛度。

圖9 剛度衰減系數曲線

由圖9可以看出，各試件的剛度退化趨勢大致相同。在屈服前，3個試件的剛度衰減系數曲線基本重合，而試件XJ的剛度衰減更為明顯。屈服后，試件XJ的剛度衰減稍緩于試件DW2、DW3。分析得，內置螺旋箍筋可提高試件的剛度，但不會影響試件剛度的衰減速度；不同現澆區域對裝配式剪力墻的剛度特性無明顯影響。

2.6 試件的能量耗散能力

根據《建筑抗震試驗方法規程》（JGJ 101—2015）［14］的規定，本文采用能量耗散系數E計算試件的耗能能力。表5列出了3個試件的能量耗散系數值。

表5 試件的能量耗散系數

由表5可以看出，現澆試件XJ的E值最小，耗散能力最差，DW2和DW3的E值明顯大于XJ，耗散能力優于XJ，其中試件DW3的E值最大，耗散能力最好?，F澆邊緣構造的裝配式剪力墻試件DW3的E值比現澆疊合區域的裝配式剪力墻試件DW2高12.8%。

3 結 論

（1）現澆式剪力墻與裝配式剪力墻的破壞形態基本相似。首先，在墻體底部會產生水平彎曲裂縫，隨著荷載的增加，這些裂縫會逐漸向斜向開展，并向受壓區延伸。最終，墻體會發生壓剪破壞。

（2）裝配式剪力墻中，現澆區域與預制墻體的協同工作性能良好，現澆邊緣構造的剪力墻的抗震性能優于現澆疊合區域的剪力墻，因此若存在水平向接縫的裝配式剪力墻，建議將現澆區域盡量置于邊緣構造處。

（3）內置螺旋箍筋約束波紋管漿錨豎向鋼筋可有效提高試件的剛度、耗能以及延性，裝配式剪力墻試件的抗震性能基本上等同整體現澆試件。