在高层、超高层钢框架-混凝土混合结构核心筒的施工中^[1,2,3], 爬升模板施工工艺因具有机械化程度高、结构整体性好、施工速度快、节约模板及劳动力等优点而获得了广泛的应用。但在实际工程中, 核心筒内部往往采用混凝土次梁, 这使得滑模、爬模施工工艺的应用受到限制。工程上常用做法一般是在核心筒采用滑模施工完毕后, 对次梁相应位置进行剔槽处理, 如图1所示。高层或超高层混合结构中, 核心筒往往采用强度较高的混凝土, 而对高强度混凝土核心筒剔槽则存在费时费力, 极易造成拖延工期, 难以保证施工质量。国内专家针对相关问题做出研究:2015年, 孟宪宏等^[4]采用预留钢筋并采用套筒连接的形式, 使用齿槽构造及高强砂浆灌缝增强后浇界面的抗剪能力, 但节点变形能力较差, 且外露钢筋影响滑模、爬模施工。2016年, 陈耀钢等^[5]利用钢筋套筒灌浆连接装配式混凝土节点, 但仍存在施工过程繁琐, 施工质量难以保证的问题。2017年, 孙常海等^[6]利用预埋钢筋接头连接混凝土次梁, 但此种做法依旧影响滑模、爬模施工。

　　 针对核心筒内混凝土次梁影响爬升模板施工的问题, 本文提出了一种新型的带凹槽剪力墙-混凝土梁节点 (the grooved shear wall - concrete beam joint) 。该节点在满足核心筒剪力墙滑模、爬模施工条件下, 避免直接剔凿剪力墙混凝土。设计了三个不同凹槽尺寸的带凹槽剪力墙-混凝土梁节点并进行低周往复加载试验, 研究节点能否达到“强剪弱弯”和作为次梁传递竖向荷载的设计要求, 同时进一步研究节点的滞回性能、破坏形态、延性性能、耗能能力等力学性能, 为该节点在实际工程中的应用提供技术支撑。

　　 新型带凹槽剪力墙-混凝土梁节点通过在剪力墙浇筑前设置预埋件、预留凹槽, 使后浇梁混凝土进入凹槽中, 增强节点受剪能力。具体构造和施工工艺如下:预埋件 (图2) 主要包括四部分:钢板、直螺纹套筒、锚筋以及聚苯乙烯塑料泡沫。钢板内圈尺寸依据混凝土次梁所需预留的凹槽尺寸确定。锚筋与环板通过直螺纹套筒连接, 在环板上对应混凝土梁纵向钢筋实际位置进行开孔, 孔径大小与直螺纹套筒内径匹配, 直螺纹套筒点焊在矩形环板孔洞周围。锚筋端部进行套丝加工处理, 锚筋及梁纵筋均通过直螺纹套筒与环板相连。将强度较高的XPS聚苯乙烯泡沫挤塑板用一头磨尖的细钢筋固定在矩形环板上, 并将缝隙用玻璃胶进行补充粘合, 最后点焊上盖板, 以防混凝土进入。待剪力墙浇筑完成后, 将泡沫塑料剔出, 在剪力墙内形成凹槽, 使后浇梁混凝土能够进入凹槽中, 通过凹槽混凝土增强节点受剪能力。新型带凹槽剪力墙-混凝土梁节点在满足核心筒剪力墙滑模、爬模施工工艺的情况下, 通过预留凹槽的方式, 保证了核心筒墙体与混凝土梁连接质量, 提升了节点的受剪能力, 又明显具有施工方便的优势。

　　 在满足规范及规程^[7,8,9]规定的构造要求下, 设计三个不同凹槽尺寸的带凹槽剪力墙-混凝土梁节点试件, 混凝土强度等级均为C40级, 钢筋全部采用HRB400级。试件尺寸如表1所示, 全部试件配筋相同, 重点对试件凹槽尺寸 (宽度×高度×深度) 进行变参数设计研究, 墙体预埋钢板尺寸如图3所示, 试件制作过程如图4所示。

　　 试验装置如图5所示, 试验现场如图6所示。采用美国MTS 50t作动器加载。试验时采用钢压梁将剪力墙固定在刚性地面上, 剪力墙沿加载方向的两端使用千斤顶固定, 防止其发生滑动。

　　 设计中核心筒混凝土次梁节点应按照铰接进行计算, 但实际工程中混凝土浇筑节点并不能实现完全铰接。因此, 为全面研究带凹槽剪力墙-混凝土梁节点受力性能, 对节点进行了低周往复加载试验。加载制度参考文献[10,11], 采用《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ/T 101—2015) ^[12]中规定的力和位移协同控制的加载制度, 如图7所示。试验初期先采用力控制, 预估构件的屈服荷载, 采用25%屈服荷载逐级递增进行加载, 每级荷载加载两圈, 直至节点试件屈服。当试件由弹性阶段进入塑性阶段时, 即节点屈服时, 将此时梁端的位移定为假定屈服位移Δ。当节点进入屈服阶段之后采用位移控制加载, 每级位移加载两圈, 直至节点构件承载力下降到极限承载力的85%以下或构件变形太大时, 停止加载。

　　 通过应变片及应变采集器对钢筋进行应变测量, 通过位移计在墙、梁端处进行位移测量, 利用作动器对实际作用在节点上的荷载进行测量, 通过在构件表面绘制网格线及采用盒尺对试验过程中出现的裂缝进行实时观察并测量, 试验采集系统选用DH3820高速静态应变测试分析系统。

　　 试验中带凹槽剪力墙-混凝土梁节点构件混凝土全部采用C40, 每次浇筑时留样尺寸为100mm×100mm×100mm及150mm×150mm×150mm的立方体试块^[13], 每种尺寸留样三块。试块与试件在同一露天条件下进行养护, 试验进行的同期, 在实验室对混凝土试块进行力学性能试验, 试验所得混凝土力学性能如表2所示。

　　 试验所采用钢筋均为HRB400级, 不同直径的钢筋各取三根500mm长试样^[14], 使用万能试验机进行力学性能试验, 试验所得钢筋力学性能如表3所示。

　　 三个试件在低周往复试验加载初期, 采用荷载进行控制, 当荷载小于40kN时, 三个试件均保持弹性状态, 荷载恢复至0kN时, 试件几乎没有残余变形。当荷载施加到拉方向40kN时, 梁宽所在侧面与剪力墙的连接处, 即两次浇筑混凝土的交界处出现了第一条细小横向裂缝, 三个节点均进入带裂缝工作阶段。当荷载施加至60kN时, 三个试件的受拉横向裂缝在混凝土梁受拉一侧更多位置出现, 并且横向裂缝向梁高所在侧面有较长延伸。根据力-位移曲线斜率变化及观测点钢筋是否到达屈服应变, 确定试验试件屈服位移, 加载由荷载控制转入位移控制, 将此时梁端的位移定为假定屈服位移Δ。当位移从2Δ逐级加载至3Δ时, 三个试件的梁高一侧横向裂缝均向斜裂缝转变, 且不再有新的受拉横向裂缝出现, 仅裂缝宽度有所增加。梁与墙交界处的裂缝宽度明显增加, 试件斜向裂缝数量不断增加, 但其位置主要出现在梁中部, 梁根部斜向裂缝较少, 说明三个试件均为弯曲破坏, 仍可承受剪力。在4Δ加载过程中, 各试件试验现象区别较大:试件AC-1加载过程试验照片图8所示, 试件AC-1由于承载力下降较严重, 梁根部一角出现混凝土压碎现象, 试验停止;试件AC-2加载过程试验照片如图9所示, 试件AC-2由于承载力下降过大, 墙面翘起严重, 试验停止, 将梁根部混凝土剔除, 观察到钢筋连接情况较好, 仅其中一根直径18mm的梁纵筋丝扣处出现了破坏痕迹;试件AC-3加载过程试验照片如图10所示, 试件AC-3由于墙面翘起严重, 试验停止, 将梁根部混凝土剔除, 钢筋在试验后与预埋件连接较好, 未发现钢筋连接处有脱扣或破坏现象。由三个试件的破坏过程和破坏形态可以看出, 新型节点能够传递竖向荷载, 满足“强剪弱弯”的设计要求。

　　 图8 试件AC-1试验加载过程照片

　　  

　　 图9 试件AC-2试验加载过程照片

　　  

　　 图10 试件AC-3试验加载过程照片

　　  

　　 三个试件的滞回曲线及弯矩-转角曲线如图11, 12所示, 其中滞回曲线是由内位移及荷载组成, 弯矩-转角曲线是由外位移换算转角及换算弯矩组成。由图11可见, 试件AC-3的滞回曲线连续饱满, 且反映了试件受力过程每个阶段的极限承载力。由图11, 12可知, 当荷载从0kN增加到±80kN时, 试件AC-3处于弹性状态, 滞回环面积很小, 荷载恢复到0kN时, 残余变形几乎不存在。随着加载的进行, 试件AC-3梁端荷载及位移不断增大, 改用位移控制加载后, 试件耗能逐渐增大, 滞回环包围的面积也越来越大, 由于受拉区混凝土逐渐开裂, 并且墙与梁连接处钢筋与混凝土之间产生的粘结滑移效应, 使得曲线呈现出反S形, 呈现出了较严重的捏拢现象。在同级加载下, 第二次循环较第一次循环的荷载峰值出现不同程度的降低现象, 表明其由于混凝土破坏及粘结滑移现象等原因而出现了强度退化的现象。加载极限承载力减小至峰值的75%以下时, 即正向位移加载至极限承载力为80kN左右、负向位移加载至承载力为55kN左右时, 滞回曲线呈现出了Z形, 说明墙梁交界处锚固端出现了较明显的破坏, 与试验末期梁根部裂缝较宽的现象相吻合。

　　 图11 试件滞回曲线

　　  

　　 图12 试件弯矩-转角曲线

 

　　 试件AC-1滞回曲线前期弹性阶段与试件AC-3较为相符, 但是弹性阶段极限承载力较低, 滞回曲线中期较早出现捏拢现象, 主要是由于钢板与混凝土接触面在加载中期产生滑移, 其极限承载力与试件AC-3相近, 在负向加载段承载力下降较为严重, 主要是由于受压区混凝土压坏程度严重, 致使承载力迅速下降。由试件AC-2滞回曲线可以看出, 加载前期、中期曲线与试件AC-3较为接近, 加载后期, 负向位移加载时, 其极限承载力下降严重, 至承载力骤降为0kN, 主要是由于墙体被拉起, 且梁纵筋与直螺纹套筒出现轻微滑丝现象, 使得受拉区钢筋退出工作, 导致承载力突然下降, 试验停止。

　　 三个试件的加载端承载力-位移骨架曲线如图13所示, 荷载特征值如表4所示, 其中屈服荷载通过等能量法计算得到。由图13和表4可以看出, 三个节点的骨架曲线趋势比较吻合。结合图11分析, 试件AC-3在加载前期保持弹性状态, 骨架曲线基本保持直线状态, 当荷载加载至40kN左右时, 试件出现开裂, 此后试件刚度较弹性阶段逐渐下降, 骨架曲线呈现出了明显的塑性特征, 梁端位移的增长速度明显超过了荷载的增长速度, 荷载逐渐达到节点的屈服荷载, 随着加载的继续进行, 荷载达到极限值。荷载达到极限值之后, 由于混凝土梁纵向钢筋已达到极限强度, 且混凝土出现破坏, 试件承载力在之后的加载过程中出现了明显的下降阶段。

　　 三个试件在加载前期骨架曲线斜率趋于直线, 承载力达到极值后下降斜率较为缓和, 其极限承载力均满足试验设计要求, 说明带凹槽剪力墙-混凝土梁节点具备较强的承载能力, 该设计节点能满足混凝土梁作为次梁承担及传递竖向荷载的设计要求。三个试件结构整体刚度变化趋势相近, 结构极限承载力及峰值位移存在较大差异。对比三个试件骨架曲线可以看出, 试件AC-1极限承载力更大, 为 -150.01kN, 峰值位移也比较大, 为-22.38mm;试件AC-2极限承载力为-133.19kN, 峰值位移为22.38mm;试件AC-3极限承载力相对最小, 为133.19kN, 峰值位移最小为-18.78mm。说明增加凹槽宽度, 可以提高结构极限承载力, 并且可以增大峰值位移, 提高节点延性。

　　 三个试件的刚度退化曲线对比如图14所示。由图14可知, 试件AC-3初始刚度最大。在整个加载过程中, 试件AC-3刚度出现了较明显的退化。在加载前期, 刚度退化速度较快, 这是由于加载前期混凝土梁的裂缝产生较多, 随着梁端位移的不断增加, 钢筋与混凝土之间的粘结滑移现象越发严重, 混凝土梁也几乎不再产生新的裂缝, 只是在已有裂缝的基础上继续发展, 试件的刚度逐渐取决于钢筋的性能, 钢筋的延性较好, 故刚度下降出现减缓。

　　 图14 刚度退化对比

　　 三个试件中试件AC-1初始刚度最小, 为26.45kN/m;试件AC-2初始刚度为29.22kN/m, 试件AC-3节点初始刚度最大, 为30.96kN/m。试验位移达到10mm时, 三个试件刚度退化曲线近似相交于一点, 此时三个试件的刚度均为12.86kN/m。由交点前半段曲线可以看出, 试件AC-3刚度退化幅度最大, 降幅为18.10kN/m, 试件AC-1刚度退化幅度最小, 降幅为13.59kN/m。试验结束后, 试件AC-1刚度为3.69kN/m, 试件AC-2刚度为2.72kN/m, 试件AC-3刚度为5.22kN/m。从交点后半段曲线可以看出, 试件AC-2刚度退化幅度最大, 降幅为10.14kN/m, 试件AC-3刚度退化幅度最小, 降幅为7.64kN/m。结合试验现象判断, 凹槽越深, 节点初始刚度越大, 刚度退化幅度越明显;凹槽面积越大, 节点刚度退化幅度越小, 节点延性越好。

　　 三个试件的延性系数如表5所示, 极限位移Δ_u取试验时作动器极限位移, 实际屈服位移Δ_f取分析试验数据得到的构件屈服时的梁端位移。由表5可知, 试件AC-1的延性系数为2.28, 试件AC-2的延性系数为三者中最大, 为2.52, 试件AC-3的延性系数为2.05。试件AC-2与试件AC-1凹槽尺寸相同, 但凹槽深度有所增大, 这说明凹槽深度的增大有益于节点延性系数的提高。

　　 滞回曲线中滞回环包围的面积可反映节点弹塑性耗能的大小。为更合理地评估带凹槽剪力墙-混凝土梁节点的耗能能力, 采用《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ/T 101—2015) ^[12]中推荐的耗能系数E来反映节点的耗能能力。将试件开裂前的阶段定义为初裂阶段, 试件出现裂缝后, 直到试件梁端极限荷载出现的阶段定义为通裂阶段, 试件梁端极限荷载出现后的阶段定义为极限阶段。三个试件在不同阶段的等效粘滞阻尼系数耗能系数如表6所示。由表6中数据可知, 试件达到极限阶段时的耗能系数分别为0.65, 0.65, 0.64, 说明“带凹槽剪力墙-混凝土梁节点”具备良好的耗能能力。

　　 (1) 带凹槽剪力墙-混凝土梁节点具备较强的承载能力。加载前期由于混凝土梁裂缝的不断出现, 带凹槽剪力墙-混凝土梁节点刚度退化较快, 随着加载的进行, 混凝土梁裂缝的出现逐渐减少, 节点刚度退化趋势也随之逐渐趋缓。

　　 (2) 带凹槽剪力墙-混凝土梁节点的滞回曲线在节点开裂前后较为饱满, 加载至后期时, 由于墙与梁连接处钢筋与混凝土之间产生的粘结滑移效应, 其捏拢现象才较为严重, 但能够满足节点传递荷载的基本要求。

　　 (3) 带凹槽剪力墙-混凝土梁节点的凹槽截面尺寸及凹槽深度的增大均可提升节点的变形能力和延性性能。节点在具有较强承载能力的情况下还具备了一定的耗能能力。

　　 (4) 新型凹槽剪力墙-混凝土梁节点在满足核心筒剪力墙滑模、爬模施工, 且与混凝土梁连接施工方便的基础上能够承担并传递竖向荷载, 满足“强剪弱弯”的设计要求, 具有较为可靠的连接性能。