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1 年 1 1 月第 33 卷第 6 期 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) Journal of Shenyang Jianzhu University ( Natural Science) Nov Vol. 33ꎬ No. 6 文章编号 : (2017) doi: / j. issn: 轴压比取值对考虑波纹管组合钢筋浆锚连接预制剪力墙抗剪性能的影响 陈昕 1ꎬ2 ꎬ 刘明 2ꎬ3 2 ꎬ 丁浩爽 (1. 大连理工大学建设工程学部 ꎬ 辽宁大连 ꎻ2. 沈阳建筑大学土木工程学院 ꎬ 辽宁 沈阳 ꎻ3. 辽宁省现代建筑产业工程技术研究中心 ꎬ 辽宁沈阳 ) 摘要目的研究考虑波纹管组合 钢筋约束浆锚连接的预制混凝土剪力墙在低周期反复荷载作用下的抗剪性能. 方法通过 4 片剪力墙构件的拟静力试验 ꎬ 在设计轴压比取值分别为 0. 2 和 0. 4 的试验工况下对剪力墙的破坏模式 承载力 延性和耗能能力等方面进行分析 ꎬ 得到了荷载与位移关系的滞回曲线和骨架曲线. 结果 4 个试件的破坏模式主要表现为试件边缘竖向钢筋首先受拉屈服 ꎬ 墙体两侧底部混凝土受压破坏 ꎻ 各试件滞回曲线饱满 ꎬ 骨架曲线也基本一致 ꎬ 采用 0. 4 轴压比的剪力墙试件承载力比轴压比为 0. 2 的试件提高了 25% ꎬ 延性系数均大于 4ꎬ 预制剪力墙试件的弹塑性层间位移角大于 1 / 120. 结论预制墙体的设计轴压比取值较大者 ꎬ 其内部浆锚钢筋连接仍然保证可靠 ꎬ 在地震作用下墙体的吸能与耗能能力越大. 关键词预制剪力墙 ꎻ 轴压比 ꎻ 浆锚连接 ꎻ 波纹管成孔 ꎻ 拟静力试验. 中图分类号 TU375 文献标志码 A The Effect of Axial Compression Ratio on Shear Behavior Influence of Prefabricated Shear Walls with Grouting Anchor Connection by Corrugated Pipes CHEN Xin 1ꎬ2 ꎬLIU Ming 2ꎬ3 ꎬDING Haoshuang 2 (1. Department of construction engineeringꎬdalian University of TechnologyꎬDalianꎬChinaꎬ116024ꎻ2. School of Civil EngineeringꎬShenyang Jianzhu UniversityꎬShenyangꎬChinaꎬ110168ꎻ3. Research Center of Engineering Tech nology of Modern Construction Industry in Liaoning ProvinceꎬShenyangꎬChinaꎬ110168) Abstract:In order to study the shear behavior under the low cycle loading of the prefabricated concrete shear wall assembled with grouting anchor connection and corrugated pipesꎬthe quasi stat ic experiment of the four shear walls were carried out. The failure modesꎬbearing capacityꎬductili ty and energy dissipation capacity of the shear wall were analyzed in the design axial pressure ratio of 0 2 and 0 4. The hysteresis curve and skeleton curve of the relationship between load and dis placement were obtained. The results show that the failure modes of the four specimens are mainly 收稿日期 : 基金项目 : 国家重点研发计划项目 (2016YFC ) 作者简介 : 陈昕 (1982 )ꎬ 女 ꎬ 博士研究生 ꎬ 主要从事装配式建筑预制混凝土构件设计及理论研究.

2 第 6 期陈昕等 : 轴压比取值对考虑波纹管组合钢筋浆锚连接的预制剪力墙抗剪性能的影响 969 expressed by vertical reinforcement yielded and concrete damaged in the both edges of shear wall. The hysteresis curves are full and the skeleton curves are basically the same. The bearing capacity of the shear wall specimen with the axial compression ratio of 0 4 is 25% higher than that of the axial compression ratio of 0 2ꎬand the ductility coefficient is more than 4ꎬthe elastic plastic inter layer displacement angles( ISDA) of the prefabricated specimens are more than 1 / 120. The inter nal reinforcement assembled with grouting anchor connection is still guaranteed to be reliable and the energy absorption and consumption is being increased with the larger design axial compression ratio of the wall. Key words:prefabricated shear wallꎻaxial compression ratioꎻanchor connectionꎻcorrugated pipe for the holeꎻquasi static experiment 预制剪力墙是装配式结构中用于抵抗水 平荷载作用的重要承重构件之一 ꎬ 它既承受 来自外部的剪力和弯矩作用 ꎬ 同时又承受结 构自重及上部楼层传递下来的轴力作用 ꎬ 而 剪力墙承受一定的轴压力对其抗剪承载力起 着有利的作用 [1-4]. 剪力墙承受轴向压力将 延迟 抑制墙体表面斜裂缝的出现和开展 ꎬ 增 大截面剪压区的高度 ꎬ 提高受压区混凝土抗 剪及裂缝处骨料的咬合力 ꎬ 但在一定范围增 大剪力墙轴压比对提高其抗剪承载力是有限 的 ꎬ 如果持续增大剪力墙设计轴压比 ꎬ 将导致 剪力墙延性明显降低 ꎬ 破坏形态向剪压破坏 [5-10] 转变. 在装配式剪力墙结构体系中 ꎬ 主 要包括以芯模管 ( 构件养护后抽出 ) [11-12] 和 [13-16] 波纹管两种成孔方式 竖向钢筋浆锚搭 接连接的装配式剪力墙结构体系. 约束钢筋 浆锚连接在预制混凝土构件制作过程中用芯 模管成孔 ꎬ 养护后需取出 ꎬ 施工质量难以控 制. 参考文献 [17-19] 提出采用考虑波纹管 成孔 螺旋箍筋约束浆锚连接组合的装配式 混凝土剪力墙结构形式并进行拟静力试验研 究. 笔者制作 4 个足尺剪力墙试件 ꎬ 上下层相 邻装配式墙体的竖向钢筋采用波纹管成孔 螺旋箍筋约束的浆锚连接组合 ꎬ 研究设计轴 压比分别采用 0. 2 和 0. 4 对装配式剪力墙结 构的可靠性影响 mm 200 mmꎬ 剪力墙顶部设置暗梁 ꎬ 暗梁尺寸为 400 mm 400 mm 200 mmꎻ 剪力墙内部埋设波纹管 ꎬ 且永久不取出 ꎬ 剪力墙内波纹管浆锚钢筋搭接方式如图 1 所示. 剪力墙底部设置底梁 ꎬ 底梁长宽高为 mm 400 mm 550 mm. 剪力墙边缘暗柱配置 HRB400 级钢筋 ꎬ 竖向钢筋配置 ꎬ 水平分布筋配置 HRB400 级 ꎬ 箍筋采用 200ꎬ 预制剪力墙配筋见图 2. 1 试验 1. 1 试件设计 (1) 试件构造剪力墙试验试件长宽高为 mm 图 1 Fig 1 预制剪力墙波纹管浆锚钢筋搭接方式 Grouting anchor connection of fabricated shear walls with corrugated pipe

3 970 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 图 2 预制剪力墙配筋图 Fig 2 The reinforcement figure of prefabricated shear wall (2) 试验参数设计 混凝土采用 C30 级 ꎬ 28 d 养护完成实测 考虑地区设防烈度 抗震等级及试验加载装置等因素 ꎬ 此次试验轴压比设定为 0 2 和 0 4ꎬ 采用 Z 代表设计轴压比 ꎬ B 表示以波纹管为成孔方式 ꎬ 试件参数见表 1. 混凝土立方体轴心抗压强度为 42 3 ~ 47 6 MPa. 波纹管内灌浆料是一种水泥基材料 ꎬ 28 d 养护后灌浆料立方体抗压强度 f cuꎬm 实测值为 64 2 ~ 75 8 MPa. 表 1 试件参数设计 (2) 剪力墙制作 Table 1 Design of specimen parameters 试件由剪力墙和底梁组成. 剪力墙底部 试件编号 设计轴压钢筋浆锚根据钢筋浆锚搭接长度确定波纹管和螺旋箍成孔方式比取值连接长度筋的安装范围 ꎬ 底梁浇筑前预留竖向搭接钢 Z2B 波纹管 0. 9l ae 筋 ꎬ 经 28 d 养护后试验墙体与底梁进行装配 Z2B 波纹管 0. 9l ae 灌浆. Z4B 波纹管 0. 9l ae 1. 3 加载装置及加载制度 Z4B 波纹管 0. 9l ae (1) 加载装置 注 :l ae 为剪力墙竖向受拉钢筋的抗震锚固长度. 试验水平荷载由量程 kn 的 MTS 1. 2 原材料性能和试件制作 (1) 钢筋和混凝土材性剪力墙水平和竖向钢筋采用 HRB400 电液伺服作动器提供 ꎻ 竖向荷载由 500 kn 油压千斤顶提供 ꎬ 采用 kn 力传感器 ꎬ 通过静态电阻应变仪 XL2101B5 + 来实时控制 级 ꎬHPB300 级箍筋 ꎬ 并进行试验钢筋拉拔试验 ꎬ 在表 2 中列出了钢筋实测的屈服强度 f y 极限强度 f u 和屈服应变 ε y. 竖向轴力. 试件顶部放置尺寸与试件截面尺寸相同的分配梁 ꎬ 通过分配梁将竖向荷载均匀地传递到试件顶部 ꎬ 在剪力墙前后两侧布 表 2 试验钢筋实测极限强度及屈服应变 置抗滑动支撑 ꎬ 防止剪力墙试件发生平面外 Table 2 Tensile Strength and Yield Strain of Meas ured Reinforcement 扭转. 试件通过钢锚杆锚固在地面的槽型试验基础上 ꎬ 加载装置如图 3 所示. 钢筋类型 直径 / mm f y / MPa f u / MPa ε y (2) 加载制度 HPB 根据 «工程结构试验与检测» [20] ꎬ 试验采 HRB 用荷载 - 变形双控制加载. 试件屈服前由水 HRB 平荷载 100 kn / 每次进行控制并循环 1 次 ꎬ HRB 试件屈服后由屈服位移整数倍控制并循环

4 第 6 期陈昕等 : 轴压比取值对考虑波纹管组合钢筋浆锚连接的预制剪力墙抗剪性能的影响 971 图 4 试件加载制度示意 图 3 试验加载装置图 Fig 4 Loading system of specimens Fig 3 Experiment loading device 1. 4 测量内容和测量方法 3 次. 当剪力墙试件到达最大水平荷载 ꎬ 而试件层间水平位移增加 ꎬ 当试件承载力降低至最大荷载的 85% 时 ꎬ 认为试件已破坏. 加载制度见图 4. 测量内容主要是荷载 变形和应变测量 ꎬ 其中应变测量包括混凝土表面的应变测量和时间内部手拉钢筋的应变测量 ꎬ 测量方法如表 3 所示 测点布置见图 5. 表 3 试件测量内容和测量方法 Table 3 The testing content and methods 测量项目荷载测量位移测量混凝土应变测量钢筋应变测量 测量方法 竖向压力由静态电阻应变仪 ( 型号为 XL2101B5 + ) 来监测 ꎬ 并在整个试验过程中保持恒定不变 ꎻ 水平荷载由电液伺服作动器提供并监测 沿墙体横截面中心线自上而下等间距布置 5 个位移传感器 ꎬ 墙体顶面边缘与最上部位移计距离为 200 mmꎻ 在底梁前后布置 2 个位移计 ꎬ 以量测底梁在试验过程中是否发生侧向扭转 为测量剪力墙试件在弹性 弹塑性和塑性阶段剪力墙表面混凝土的应变变化情况 ꎬ 将 9 组混凝土应变花呈 45 对角线粘贴于试件表面上 ꎬ 每组应变花的应变片角度分别为 0 45 和 90 为测量上下层剪力墙拼缝处连接钢筋的应变变化情况 ꎬ 在试验结构构件底梁伸出的钢筋上 距底面钢筋 40 mm 高的距离粘贴钢筋应变片 ꎻ 为研究上下钢筋间接搭接后荷载传递 ꎬ 在底梁连接钢筋 距底梁表面 320 mm 高度处粘贴钢筋应变片 Fig 5 图 5 试件测点布置图 Specimen measuring point layout 2 试验结果与分析 2. 1 破坏形态分析以试件 Z2B2-1 和 Z4B2-1 的破坏过程进行对比分析. 在设计轴压比为 0. 2 的试验工况下 ꎬ 剪力墙的受力全过程可分为弹性阶段 弹塑性阶段 塑性阶段及破坏等 4 个阶段 ꎬ 在轴压比取值为 0. 4 时 ꎬ 则分为弹性阶段 弹塑性阶段及破坏等 3 个阶段. 对于设计轴压比取值为 0. 2 的试件 ꎬ 当水平荷载达到其极限荷载的 72% 时墙体边缘受拉钢筋发生屈服. 钢筋屈服后试验墙体

5 972 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 水平裂缝宽度持续增大 长度增加 ꎻ 当受压区混凝土主压应变达到极限 ꎬ 此时剪力墙达到极限承载力 ꎬ 随着水平荷载持续增加 ꎬ 墙体变形增大 ꎬ 剪力墙抗剪承载力下降至极限承载力 85% ꎬ 试件破坏. 破坏时剪力墙主要特征表现为 ꎬ 墙体边缘受拉主筋达到抗拉极限强度 ꎬ 墙体两侧底部混凝土达到抗压极限强度而被压溃 ꎬ 破坏形态属弯剪破坏. 对于高轴压比的剪力墙 ꎬ 即笔者试验中设计轴压比为 0 4 的试件 ꎬ 当水平荷载达到其极限荷载的 60% 时墙体边缘受拉钢筋屈服. 随着水平荷载不断施加 ꎬ 剪力墙试件的裂缝倾角越来越陡 ꎬ 裂缝发展迅速 ꎻ 当剪力墙进入破坏阶段 ꎬ 剪力墙的承载力下降 ꎬ 此时破坏形态为剪切破坏. 破坏模式如图 6 所示. 图 6 试件破坏模式 Fig 6 The destroy mode of Z2B2 1 和 Z4B 滞回曲线分析图 7 给出了 4 片剪力墙的滞回曲线. 由 向加载的滞回曲线明显不同于正向加载 ꎬ 当正向加载试件达到极限状态 ꎬ 反向加载最大 图 7 可以看出 ꎬ 根据设计轴压比取值 ꎬ 各试件 荷载加至仪器最大量程. 滞回曲线有较明显差别. 设计轴压比取值为 0. 2 的试件 ꎬ 滞回曲线所围成的环形区域较 2. 3 骨架曲线分析骨架曲线是将每级循环第一个峰值点连 为丰满 ꎬ 呈梭形 ꎬ 且稍带反 S 形状及捏拢现象. 而 0. 4 轴压比的试件 ꎬ 其滞回曲线呈明显 接起来 ꎬ 其形状反映试件在整个试验的承载力和变形特征 ( 见图 8). 的狭长带状形式 ꎬ 且轴压比越大越显狭长. 反

6 第 6 期陈昕等 : 轴压比取值对考虑波纹管组合钢筋浆锚连接的预制剪力墙抗剪性能的影响 973 Fig 7 图 7 试件滞回曲线 Specimens hysteresis curves 度较大 ꎻ 在高轴压比情况下 ꎬ 增加幅度较小. 图 8 骨架曲线 Fig 8 The skeleton curves 由图 8 可见 ꎬ 当预制剪力墙底部波纹管 内浆锚钢筋搭接长度一定 ꎬ 时 ꎬ 试件的轴压 比越小 ꎬ 其位移延性系数越大 ꎬ 表明试件延性 越好 ꎻ 反之 ꎬ 轴压比越大 ꎬ 其位移延性系数越 小 ꎬ 表明试件延性越差. 因此 ꎬ 试件的延性随轴 压比的减小而增大 ꎬ 在低轴压比情况下 ꎬ 增加幅 Table 4 3 轴压比对剪力墙性能影响分析 3. 1 轴压比对承载力的影响分析试件开裂荷载 F cr 屈服荷载 F y / 屈服位 移 Δ y 极限荷载 F p / 变形 Δ p 破坏荷载 F u / 极 限变形 Δ u 延性系数 μ 如表 4 所示. 按 «高层 建筑混凝土结构技术规程» (JGJ3 2010) 计 算得到剪力墙抗剪承载 F m 为 kn. 从表 4 可知 ꎬ 采用 0. 4 轴压比的两个试 件承载力均值比轴压比为 0. 2 的试件承载力 提高了 25% ꎬ 说明提高墙体的轴向压力对受 剪承载力起着有利的作用 ꎻ4 个试件的峰值 水平力试验值为按 «高层建筑混凝土结构技 术规程»(JGJ3 2010) 中抗剪承载力 1 33 ~ 1 67 倍 ꎬ 说明该类预制剪力墙的抗剪承载力 满足现行国家规范的要求. 表 4 试件水平承载力及变形 The horizontal bearing capacity and deformation of specimens 试件编号轴压比 F cr F y / Δ y F p / Δ p F u / Δ u μ Z2B / / / Z2B / / / Z4B / / / 40 4 Z4B / / / 轴压比对延性性能的影响分析从表 4 中对延性系数的计算 ꎬ 轴压比为 0 4 试件延性系数低于轴压比为 0 2 试件 ꎬ 但 4 个试件的延性系数均大于 4ꎬ 具有良好的延性 ꎬ 说明该类剪力墙在地震作用下可以承受较大塑性位移. 剪力墙层间位移 θ 为 θ = Δ H. (1) 式中 :Δ 为剪力墙试件水平层间位移 ꎻH 为测点中心距试件底面高度 ꎬ 取值 mm. 通过计算可以得出 ꎬ4 个剪力墙试件的层间位移角分别为 13/ 650 6/ 325 1/ 65 9/ 520ꎬ

7 974 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 都超过 «建筑抗震设计规范»(GB ) 中规定的在大震作用下 ꎬ 混凝土剪力墙结构弹塑性层间位移角 1/ 120. 系数来衡量构件在低周反复荷载作用下耗能能力 ꎬE 和 h e 越大 ꎬ 说明构件在地震作用下耗能能力越好. 表 5 计算出预制剪力墙在开 3. 3 轴压比对耗能能力的影响分析根据 «建筑抗震试验规程» (JGJ / T101 裂 屈服 极限和破坏阶段的能量耗散系数 E y E p E u 和等效黏滞阻尼系数 h ey h ep h eu 2015)ꎬ 采用能量耗散系数与等效黏滞阻尼 值. 表 5 能量耗散系数 E 和黏滞阻尼系数 h e Table 5 The energy dissipation factor and Viscous damping coefficient 试件编号 轴压比 E y / (kn m) E p / (kn m) E u / (kn m) h ey h ep h eu Z2B Z2B Z4B Z4B 结果表明 ꎬ 设计轴压比 0 4 的预制剪力墙耗能能力低于轴压比取值 0 2 的试件 ꎬ 说明设计轴压比取值越小 ꎬ 在地震作用下该类预制剪力墙的吸能与耗能能力越大 ꎻ 反之轴压比越大 ꎬ 吸能与耗能能力越小. 4 结论 (1) 预制剪力墙试件的破坏模式表现为边缘竖向受拉钢筋屈服 墙体两侧底部被压碎的剪切破坏. 轴压比取值较大的剪力墙试件 ꎬ 在受拉钢筋屈服后裂缝倾角斜率高于轴压比低的试件 ꎬ 且裂缝发展迅速 ꎬ 试件的破坏为弯矩和轴力共同作用的结果 ꎬ 最后试件丧失承载力而破坏. (2) 采用 0 4 轴压比两个试件承载力的均值较轴压比 0 2 的试件提高了 25% ꎬ 说明增加墙体轴向压力对提高构件受剪承载力起着有利的作用 ꎻ4 个试件极限承载力为 «高层建筑混凝土结构技术规程» (JGJ3 2010) 中剪力墙抗剪承载力计算值的 1 33 ~ 1 67 倍. (3)4 个试件的延性系数均大于 4ꎬ 具有良好的延性 ꎻ 设计轴压比取值对该类预制剪力墙在低周反复荷载作用下受力机理的影响表明 ꎬ 轴压比的增加导致墙体水平位移减小 ꎬ 即轴压比为 0 4 试件的延性系数低于轴压比为 0 2 的试件. (4) 该类预制剪力墙的水平层间位移角 均满足现行国家规范 «建筑抗震设计规范» 规定的在大震作用下剪力墙结构弹塑性层间 位移角 1 / 120 限值. (5) 设计轴压比取值 0 4 的预制剪力墙 耗能能力低于轴压比为 0. 2 的试件 ꎬ 说明剪 力墙的轴压比取值越小 ꎬ 在地震作用下构件 的吸能与耗能能力越大 ꎻ 轴压比越大 ꎬ 吸能与 耗能能力降低. 参考文献 [ 1 ] 任军. 不同轴压比下叠合板式剪力墙的抗震性能研究 [D]. 安徽 : 合肥工业大学 ꎬ2010. ( REN Jun. Seismic behavior research of the superimposed slab shear walls for different axi al load ratios [ D]. Anhui: Hefei University of Technologyꎬ2010. ) [ 2 ] 童小龙 ꎬ 方志 ꎬ 罗肖 ꎬ 等. RPC 剪力墙非线性分析及轴压比限值研究 [ J]. 四川大学学报 ꎬ 2015ꎬ47(4): ( TONG Xiaolongꎬ FANG Zhiꎬ LUO Xiaoꎬ et al. Nonlinear analysis and study on allowable axial load ratio of reactive powder concrete shear walls[ J]. Journal of Sichuan universityꎬ 2015ꎬ47(4): ) [ 3 ] 余欣 ꎬ 张爱社. 基于 OpenSees 的钢筋混凝土剪力墙数值分析 [ J]. 山东建筑大学学报 ꎬ 2017ꎬ32(2): ( YU Xinꎬ ZHANG Aishe. Numerical analysis of reinforced concrete shear wall based on Opensees[ J]. Journal of Shandong jianzhu uni

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