装配式剪力墙结构是在现场进行装配的结构体系,其构件适于工业化生产,具有良好的应用前景。Crisafulli F J等 ^[1]研究了一种新型焊接连接竖向接缝的抗震性能,该新型焊接连接的连接件为开有圆孔的矩形钢板,给出了该类竖向接缝的剪切刚度、屈服强度及极限强度的简化表达式。Pantclidcs C P等 ^[2]采用纤维聚合物(FRP)加固预制装配式剪力墙的竖向接缝,拟静力试验表明:FRP连接能够有效地传递荷载,并获得比焊接节点板更强的连接强度。宋国华等 ^[3]进行了装配式大板结构竖向接缝在低周反复荷载作用下的抗震性能研究,研究表明:竖向接缝的最大受剪承载力随着接合筋直径的增大而增大,与接缝宽度呈非线性关系,且通过接缝混凝土的斜压杆机制和接合筋的压力摩擦机制表现出来,接缝混凝土强度的退化率随接缝宽度的增大而减小;接合筋强度退化率仅与剪切摩擦系数有关。杨勇 ^[4]针对预制混凝土构件竖向拼接的结合面性能及其对墙体的抗震性能的影响,完成了拟静力试验,直剪试验考虑了结合面钢筋、剪力键槽、正应力等主要参数,并通过试验数据分析得出了考虑剪切钢筋的销栓、剪切摩擦力共同作用的结合面抗剪计算公式。刘亨等 ^[5]建立一种新的竖向接缝连接形式,并通过对相关内容的研究,提出了承载力计算公式。王啸霆 ^[6]针对装配式型钢剪力墙组合结构中的竖缝连接,以型钢替代传统剪力墙边缘构件中的钢筋,进行了拟静力试验研究,证明装配整体式型钢剪力墙组合结构具有良好的抗震性能和整体性,各项性能指标均接近或能够达到现浇结构的水平。孙建等 ^[7,8]对采用连接钢框、高强度螺栓将带有内嵌边框的纵横向预制钢筋混凝土剪力墙连接起来,并进行了低周往复载荷试验,结果表明,该全装配式剪力墙具有较高的承载能力、较好的延性性能以及耗能能力。张玉敏等 ^[9]利用有限元软件建立了不同拼缝宽度的预制装配式剪力墙-钢板阻尼器组合体的分析模型,结果表明,组合体滞回曲线稳定、饱满,塑性耗能能力强,阻尼器提升了结构整体的抗震性能。

　　 笔者结合已有的研究成果,提出了装配式剪力墙结构“强水平缝弱竖向缝”的实施方法,利用装配式剪力墙结构中存在的大量竖向接缝(图1),将阻尼器作为纵横墙的连接装置,其连接节点如图2所示,形成“弱竖向缝”。阻尼器在大震下屈服耗能,能够提高结构的抗震性能,同时也能起到连接墙肢的作用。对于水平缝,则可采用灌浆套筒等方式进行连接,此种连接方式等同于现浇,可以实现“强水平缝”的要求。

　　 试验共设计了3个试件,试件编号如表1所示(T表示T形墙,A表示试件设计参数的改变,0.1及0.3表示轴压比),其几何尺寸及配筋见图3。试件制作过程中埋入预埋钢板,并焊接锚固钢板在试件中进行锚固,作为阻尼器的连接装置,其节点构造如图4所示。根据课题组对带缝软刚阻尼器的试验结果,选用图5所示的阻尼器 ^[10],其屈服位移为1.75mm,极限位移为20.19mm,屈服荷载为55.76kN,极限荷载为94.72kN;根据实验室的实际情况,阻尼器采用焊接的方式与预埋钢板进行连接。由于水平缝采用灌浆套筒连接能够实现等同于现浇的性能,为简化制作,本次试验试件的水平缝采用了现浇的形式。为考察不同位置阻尼器的耗能情况,共布置了三个阻尼器,由上至下分别编号为DS,DZ,DX;实际工程中阻尼器安装需要一定的空间,因此阻尼器与加载梁和基础之间都有一定的距离,以便于安装,见图3。试验之前对所用的材料进行了材性试验,试验结果如表2、表3所示。

　　 试验加载装置如图6所示,采用1 000kN作动器(MTS)施加水平往复荷载,上部的千斤顶施加轴压力,在试件上中下三个部位分别布置位移计用于量测试件的水平位移。采用位移控制的加载方式进行加载,作动器中心到基础梁顶的距离为2 880mm,规范允许的剪力墙结构最大弹塑性层间位移角为1/120 ^[11],此时对应的作动器水平加载位移为24mm,根据文献[12]确定加载速率为0.5mm/s,每级加载循环两周。当承载力降至峰值的85%以下或发生不适于继续加载的过大变形或超出设备能力时,试验终止,具体加载方案见表4。同时规定MTS向西推时为正,向东拉时为负。

　　 加载初期,试件处于弹性阶段,当加载位移为13.7mm,加载至90.58kN时,腹板墙的南面东侧距基础50mm处出现第一条斜裂缝,裂缝呈45°向上延伸约200mm,此后在第一条斜裂缝上部又出现一条与之相平行的斜裂缝;随着加载位移的增加,原有裂缝不断延伸,又出现了多条裂缝,裂缝在试件的中部相交形成交叉斜裂缝。加载位移到48mm时,腹板墙下部出现塑性铰,加载位移到60mm时,腹板墙的东侧下角部塑性铰破坏明显(图7),混凝土开裂并伴有剥落现象;随着加载的进行,在第二次循环加载过程中,东侧下角部混凝土被压碎掉落,此时钢筋露出且明显被压弯,承载力显著下降。试件的裂缝开展示意见图8,翼缘的裂缝为水平裂缝,且近似等间距分布,说明其主要受到弯矩的作用。

　　 当加载位移达到6.9mm时,在腹板墙北面东侧距基础约200mm位置出现第一条斜裂缝,裂缝长度约为150mm。此后原有的裂缝继续开展,同时腹板墙又出现多条斜裂缝,两侧的斜裂缝在墙肢中心位置形成交叉斜裂缝。当加载位移为48mm时,新裂缝出现较少,主要是原有裂缝的开展,此时在腹板墙的东西两侧下角均出现了塑性铰,在塑性铰的位置混凝土被压碎并出现剥落。加载位移到60mm时,翼墙出现了贯通裂缝,裂缝宽度也明显增加,塑性铰位置混凝土剥落更为明显,腹板墙东侧出现了纵向钢筋被拔出的现象,造成基础梁的开裂(图9,10)。继续加载位移到72mm时,裂缝开展更为明显,当达到最大位移时对试件表面裂缝宽度进行测量,裂缝宽度已达7mm左右,此时腹板墙东侧的塑性铰混凝土明显被压碎,钢筋被拔出,承载力也出现了下降,试件裂缝开展示意见图11。

　　 当加载位移为6.9mm时,在腹板墙北面东侧距基础150mm处出现一条由东向西沿45°方向向下的裂缝,长度约为70mmm。当负向加载位移至13.7mm时,由于千斤顶施加集中荷载且较大,在墙体上部出现了竖向劈裂裂缝,由顶部向下延伸1 200mm左右。继续加载,原有的斜裂缝继续开展,同时腹板墙上又出现了多条斜裂缝,两侧的斜裂缝在墙肢中心位置形成交叉斜裂缝,翼墙的裂缝形式为水平裂缝。当正向加载位移到48mm时,腹板墙东西两侧下角均出现塑性铰,混凝土被压碎剥落(图12),翼墙水平裂缝持续出现。加载位移到60mm时,腹板墙两个角部塑性铰混凝土破坏明显,承载力有所下降,墙肢裂缝开裂示意见图13。

　　 表5列出了三个试件达到开裂、屈服、峰值点时的承载力、位移以及位移延性系数。由试验结果可知,采用阻尼器直接连接腹板墙及翼墙的连接方式,能够实现T形装配式剪力墙试件的整体工作性能,阻尼器在加载过程中工作性能良好。由于腹板墙和翼墙在加载方向上强度及刚度的差异,以及阻尼器屈服力的作用会改变腹板墙和翼墙轴压比,会造成试件在两个加载方向承载力的差异。试件T-0.1,TA-0.1,TA-0.3负向加载极限承载力分别比正向加载时大72.8%,40.4%,30.5%,随着试件整体承载力的提高,其两个方向承载力的差异也逐渐减小,说明试件的承载力越大,阻尼器对试件承载力的差异影响越小。试件TA-0.3由于较早出现了劈裂裂缝,其极限承载力与试件TA-0.1相比略有降低,因此应考虑阻尼器对单片墙肢轴压比的影响,避免对试件的工作性能产生不利影响。

　　 由表5可知,随着试件承载力的提高,试件的位移延性系数有所降低,试件TA-0.3由于较早地出现了劈裂裂缝,其位移延性系数也受到了一定的影响,但试件整体仍具有良好的延性;试件加载过程中会出现不同程度的加载连接装置螺栓松动现象,对量测到的位移有一定的影响,也会造成位移延性系数的降低。综合来看,除试件TA-0.1与试件TA-0.3负向加载时的位移延性系数小于3以外(分别为2.87,2.79),其余均大于3,表现出了良好的变形性能。

　　 试件滞回曲线见图14。由图14可知,在加载初期,试件处于弹性工作阶段,滞回曲线接近于一条直线;随着加载位移的增加,滞回环所包围的面积及高度逐渐增加,在卸载后均出现了不同程度的残余变形,且滞回曲线的中部均有“捏缩”现象,其中试件TA-0.1的捏缩现象更为明显,说明试件出现了钢筋滑移的现象,试件的承载力越高,对钢筋的锚固强度要求也越高。当加载位移超过24mm后,试件承载力增长的幅度明显小于位移增长幅度,但试件的变形能力及耗能能力均有所增强。三个试件的滞回曲线均呈反S形及Z形,说明钢筋产生了不同程度的滑移,且随着试件承载力的提高,滑移现象也更为明显。总体来看,各个试件的滞回环比较饱满,实现了良好的耗能性能,但由于竖向钢筋锚固不足对其承载力及耗能产生了一定的影响,因此水平缝之间的钢筋必须有足够可靠的连接及锚固。

　　 试件骨架曲线见图15。由图15可知,三个试件在前三次加载循环的骨架曲线基本呈线性关系,说明试件处于弹性阶段;随着加载位移的增加,骨架曲线逐渐向水平轴倾斜,斜率也随之减小,试件的水平位移增长明显快于荷载的增长,说明试件的刚度退化,试件开始发生塑性变形,逐渐进入塑性阶段;在加载超过最大弹塑性层间位移角限值(1/120)后,承载力仍显著增长,加载位移超过36mm后,曲线逐渐转为水平,位移增长明显大于荷载增长;当加载到极限位移后,试件承载力有所降低,此时加载位移已达到或超过60mm。试件TA-0.1及试件TA-0.3配筋相同,仅轴压比不同,在加载后期试件TA-0.3的承载力略低于试件TA-0.1的承载力,且在加载位移达到60mm时试件承载力就出现了下降,这是由于试件TA-0.3上部出现劈裂裂缝造成的。三个试件的骨架曲线后期均呈水平变化,表现出良好的变形性能。

　　 三个试件的刚度退化趋势基本一致(图16),且试件承载力越大,其破坏后的残余刚度也越大;加载初期刚度退化较为明显,随加载位移的增加,试件刚度退化曲线逐渐趋于平缓。试件T-0.1负向初始刚度小于正向初始刚度,其余试件负向刚度均大于正向刚度,两个方向的刚度不同与翼墙的受力状态有关,当翼墙受压时,其刚度较小;而当翼墙受拉时,刚度相对较大。比较试件TA-0.1和试件TA-0.3可以看出,提高试件的轴压比可提高试件的初始刚度,由于试件TA-0.3较早出现了劈裂裂缝,其刚度退化明显;试件T-0.1与试件TA-0.1加载初期刚度较为接近,但试件T-0.1的刚度退化更为明显。

　　 试件的耗能能力通常用等效黏滞阻尼系数来进行评价,表6给出了三个试件的等效黏滞阻尼器系数。由表6可知,试件的最大等效黏滞阻尼系数分别为0.392,0.373,0.346,试件整体耗能性能均较好。试件的等效黏滞阻尼系数随加载位移的增加而逐渐增大,说明随着加载位移的增加,阻尼器达到屈服开始耗能,试件的钢筋屈服,混凝土被压碎,试件的耗能能力增加。

　　 软钢阻尼器两端产生剪切变形从而实现耗能,根据试验结果,绘制出了阻尼器最大位移差变化趋势图,如图17所示,并将三个试件中阻尼器的最大位移差列于表7中。由图17及表7可知,在加载初期,阻尼器的最大位移差较小,其处于弹性状态,主要起到连接作用;随着加载位移的增加,阻尼器的相对位移也随之增大,由于采用位移控制加载的方式,试件T-0.1与试件TA-0.3的阻尼器最大位移差相差不明显,而试件TA-0.1由于加载后期有钢筋拔出,所以其阻尼器DS,DZ的最大位移差明显减小。阻尼器DS最大位移差为DX最大位移差的两倍以上,说明靠近上部的阻尼器耗能效果更好;试件下部水平位移相对较小,且阻尼器DX受到基础和墙肢的约束作用更强,因此其最大位移差也较小。

　　 为便于对阻尼器进行分析,首先做如下假设:阻尼器在达到屈服以后不考虑强化作用,其达到屈服后屈服力保持不变 ^[13];根据第1节阻尼器的性能参数介绍,考虑阻尼器屈服前处于弹性状态,其滞回曲线为斜直线,当超过屈服位移后,其滞回曲线为水平。由表8可知,三个试件的耗能性能较好,其总耗能量的差异是由加载循环不同造成的;随着试件承载力的提高,阻尼器的附加阻尼比随之下降,试件TA-0.3的附加阻尼比大于试件TA-0.1的附加阻尼比,这是由于试件TA-0.3过早地出现了劈裂裂缝而产生的影响。由于试件TA-0.3和试件TA-0.1受到钢筋滑移及拔出的影响更为明显,以及试件强度的提高,因此其阻尼器的耗能相对较小。总体来看,将软钢阻尼器作为T形装配式剪力墙腹板墙与翼墙的连接装置,能够实现较好的耗能。

　　 本文通过对三个T形装配式剪力墙试件进行低周往复荷载试验,对其力学及抗震性能进行分析,得出了以下主要结论:

　　 (1)采用软刚阻尼器连接腹板墙与翼墙的T形装配式剪力墙试件,整体工作性能良好,阻尼器连接可靠,能够实现耗能。由于腹板墙与翼墙的强度及刚度不同,以及阻尼器屈服力的影响,试件在两个受力方向承载力有差异,但这种差异随着试件承载力的提高而减小。试件TA-0.3上部出现了竖向劈裂裂缝,其峰值承载力略有降低,因此应充分考虑阻尼器屈服力改变墙肢轴压比对试件整体性能的影响。

　　 (2)除试件TA-0.1,TA-0.3负向位移延性系数小于3以外(分别为2.87,2.79),其余位移延性系数均大于3,说明T形装配式剪力墙试件有较好的延性;随着试件承载力的提高,T形装配式剪力墙试件的位移延性系数有所降低。三个试件破坏时均超过了现行规范对剪力墙结构大震下的弹塑性层间位移角限值(1/120)的要求,且破坏时其最小弹塑性层间位移角也已达到了规范要求的2倍,满足现行规范的设计要求。

　　 (3)试件上部的阻尼器耗能较大,若要实现较大的耗能,则阻尼器应尽量靠近试件上部设置。在阻尼器相同的条件下,随着试件承载力的提高,阻尼器提供的附加阻尼比随之减小。因此,可通过改变阻尼器位置、数量等参数来调整其耗能,给结构提供足够的附加阻尼,以提高结构抗震性能。