雙面疊合剪力墻抗震性能試驗研究

方松青

雙面疊合剪力墻抗震性能試驗研究

方松青

1 雙面疊合剪力墻墻板

及上海寶業(yè)萬華城23#樓等一大批住宅項目中得到廣泛運用。

雙面疊合剪力墻墻板（圖1）由兩片不小于50mm厚的鋼筋混凝土預制板組成，其內外預制板已根據結構計算配置相應的水平和豎向受力鋼筋，內外墻板通過桁架鋼筋連接為整體。每塊墻板設置吊點，在工廠流水線進行生產，生產完畢后運輸到現場安裝就位，并在中間區(qū)域現澆混凝土，與桁架鋼筋和預制混凝土板形成整體，共同承受結構豎向和水平荷載。雙面疊合板剪力墻結構是裝配式混凝土結構體系的一種，講究設計一體化，生產自動化以及施工裝配化。在鋼筋混凝土雙面疊合剪力墻結構技術推廣應用的過程中，具有尺寸精準度高、質量穩(wěn)定、防水性好、結構整體性好、施工快捷、節(jié)能環(huán)保、施工效率高、造價低等優(yōu)點。

近幾年來，這種預制疊合墻板在安徽合肥市天門湖公租房3#樓、合肥市新站區(qū)平板顯示基地配套公租房

2 疊合剪力墻的研究現狀

疊合剪力墻源自于德國，在德國已研究成熟，并有相關的規(guī)范和規(guī)程。但由于德國是非地震多發(fā)地區(qū)，因此引進到我國使用時，要結合當地實際情況研發(fā)出新型的結構，并進行試驗研究來驗證其可行性。國內對此類型剪力墻的研究較晚也較少。合肥工業(yè)大學曾經設計了4個有兩種不同邊緣約束措施的疊合剪力墻和2個普通剪力墻模型，在低周反復荷載下與普通剪力墻進行對比試驗研究，分析結構的破壞形態(tài)、變形能力、承載力、延性、滯回特性、耗能及鋼筋應變等，其中3個構件加壓時，軸壓比為0.1；另3個構件未施加豎向作用力。南京工業(yè)大學也曾對軸壓比0.2豎向力下的4片鋼筋混凝土無洞疊合剪力墻和2片鋼筋混凝土普通剪力墻分別進行了低周反復荷載試驗，對比研究試件的受力全過程、開裂部位、裂縫發(fā)展情況和破壞形態(tài)，以及各試件的承載能力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性性能等抗震性能。目前，尚無高軸壓比作用下鋼筋混凝土疊合剪力墻性能的試驗和理論研究。

隨著社會科技的發(fā)展和經濟水平的提高，城市的土地儲備越來越少，而房屋的剛性需求不斷增加。面對供求關系的不協(xié)調，為了增加住宅的供應量，住宅建筑的高度也逐漸增加?！陡邔咏ㄖ炷良夹g規(guī)程》（JGJ 3—2010）（以下簡稱《高規(guī)》）第7.2.13條規(guī)定：“重力荷載代表值作用下，一、二、三級剪力墻軸壓比不大于0.4、0.5、0.6。”同時，第7.2.14中第1條規(guī)定：“當一、二、三級剪力墻底層墻肢底截面的軸壓比分別大于0.1、0.2、0.3時，應在底部加強部位及相鄰的上一層設置約束邊緣構件?！睂嶋H工程中，當結構計算時各項指標達到規(guī)范要求，在確保結構安全性能的前提條件下，為了達到更好的經濟效益，構件的軸壓比通常介于7.2.14條與7.2.13條規(guī)定的軸壓比限值之間，在底部加強部位及相鄰的上一層均設置約束邊緣構件，其他樓層則設置構造邊緣構件。鑒于國內以往的試驗研究，構件的軸壓比均比較低，若應用于高層住宅剪力墻，在重力荷載代表值作用下，軸壓比大于0.2時具有較大的不確定性，也存在安全隱患。

為了響應“十二五”“十三五”期間，國家關于“大力發(fā)展裝配式建筑，推進住宅產業(yè)化，積極推廣鋼筋混凝土雙面疊合剪力墻結構在住宅中的廣泛應用”的政策，我院開展了高軸壓比作用下鋼筋混凝土雙面疊合剪力墻構件抗震性能對比試驗研究，設計了3個軸壓比為0.5的一字型剪力墻，即全現澆剪力墻構件、約束邊緣構件暗柱現澆+墻肢疊合剪力墻構件、暗柱和墻肢均疊合的剪力墻構件，進行平面內低周反復荷載試驗，并分析三種采用不同澆筑形式的邊緣構件構造方案對疊合剪力墻破壞形態(tài)與破壞機制、承載力、延性、耗能能力與剛度退化規(guī)律的影響。

3 試驗概況

表1 試驗參數表

3.1 構件設計

試驗設計3個一字型剪力墻試件（表1），根據住宅項目中層高2.9m，剪力墻厚度為200mm，本試驗試件尺寸均設計為2 900mm×2 000mm×200mm。試件頂部和底部分別設置鋼筋混凝土加載梁和基礎底座。加載梁長2 600mm、高300mm、寬400mm，縱筋上下各配置箍筋10@100；基礎底座采用工字型截面，長3 000mm、高500mm、寬500mm，縱筋上下各配置，腰筋212，箍筋10@150。

該組試件均按照《高規(guī)》第7.2.15條剪力墻的約束邊緣構件為暗柱的各項規(guī)定進行截面設計。暗柱陰影區(qū)長度400mm，縱筋814，箍筋0@150；墻身水平分布筋0@150，豎向分布筋10@200。試件RW-1（圖2）為普通全現澆剪力墻試件，先進行地基梁、暗柱、剪力墻、加載梁的鋼筋綁扎封模，然后進行混凝土整體澆筑。在鋼筋綁扎之前，在事先設計好的位置貼好應變片并加以保護。

試件PW-1（圖3）為約束邊緣構件區(qū)域暗柱現澆且墻肢雙面疊合剪力墻構件。構件制作時，先綁扎基礎底座鋼筋，并預留墻板插筋 10@200，插筋分兩次截斷，第一次截斷出底座長度1.2LaE，第二次截斷距第一次截斷距離為500mm，鋼筋綁扎后進行混凝土澆筑，待底座強度達到抗壓強度80%時，進行疊合墻板安裝，疊合墻板距底座水平縫為50mm，安裝好預制墻板后，進行暗柱鋼筋和加載梁鋼筋綁扎，現澆暗柱與疊合墻板通過水平連接鋼筋進行連接，水平連接鋼筋型號同剪力墻水平鋼筋10@150，滿足錨固長度，鋼筋綁扎完畢后進行加載梁、暗柱、疊合墻板空腔混凝土澆筑。

試件PW-2（圖4）是暗柱和墻肢均為雙面疊合的剪力墻構件。構件制作時，先綁扎基礎底座鋼筋，并預留墻板插筋10@200和暗柱插筋814，插筋分兩次截斷，第一次截斷插筋出底座長度1.2LaE，第二次截斷距第一次截斷距離為500mm，鋼筋綁扎后進行混凝土澆筑。待底座強度達到80%抗壓強度時，進行疊合墻板安裝，疊合墻板距底座水平縫為50mm，安裝好預制墻板后，進行加載梁鋼筋綁扎，鋼筋綁扎完畢后進行加載梁、疊合墻板空腔混凝土澆筑。

3.2 試件材料

試件的設計軸壓比均為0.5，混凝土強度等級C30，箍筋強度等級為HRB400級，其余鋼筋強度等級均為HRBE400級，預埋鋼板采用Q235級鋼材。

在試件澆筑混凝土的同時，分別制作3個150mm×150mm×150mm的混凝土立方體試塊和3個150mm×150mm×300mm的棱柱體試塊，與試件在同條件下養(yǎng)護，測得混凝土的立方體抗壓強度。

3.3 加載方案

剪力墻構件抗震性能試驗采用同濟大學建筑結構試驗室的10 000kN大型多功能結構試驗機系統(tǒng)，進行頂部反復加載方式（圖5）。

采用10 000kN豎向作動器施加豎向荷載，并保持軸力恒定；待到加載至0.5軸壓比的豎直力后，采用3 000kN水平作動器施加往復水平力。試件屈服前，采用力控制并分級加載，每級水平力往復一次；試件屈服后，采用水平位移控制加載，水平加載按照位移控制的方式進行，每一級的位移為h/400=7.25mm（剪力墻高度h=2 900mm），每級位移往復循環(huán)3次。試驗水平荷載加載制度如圖6所示。當水平力下降至最大水平力的85%以下或水平位移足夠大時，試驗結束。

3.4 布點方案

試驗測量的內容主要包括連接鋼筋應變、墻體水平位移和墻體各部位鋼筋與混凝土應變（圖7）。

（1）在試件關鍵截面及接縫附近上下側布置縱向鋼筋應變片和混凝土應變片，測試試驗過程中試件關鍵截面和近接縫處剪力墻的受力性能。

（2）在現澆混凝土與疊合墻板豎直接縫處布置試件連接鋼筋應變片，測試試驗過程水平連接鋼筋的受力情況。

（3）沿試件高度方向布置水平方向的位移計，測試試驗過程中墻體的水平變形。

（4）在靠近接縫上下邊緣處布置順接縫方向和垂直接縫方向的位移計，測試試驗過程中接縫的變形。

4 試驗現象

4.1 試件RW-1試驗現象

（1）正向加載時，在水平推力作用下，墻體出現的首條彎曲裂縫距地梁約50mm；反向加載過程中，墻體出現首條彎曲裂縫距離地梁約200mm。

（2）加載前期，裂縫主要是分布在墻體下部的彎曲裂縫；隨著水平位移的增加，墻體裂縫逐漸向上發(fā)展；到加載后期，裂縫基本出齊，不斷加寬并延伸，彎曲裂縫逐步發(fā)展成為剪切裂縫。

（3）試件破壞時，受拉鋼筋屈服，應變?yōu)? 531με；受壓鋼筋屈服，其應變大幅度超過鋼筋屈服應變-2 255με。此時，受壓區(qū)混凝土被突然壓碎，但試件的承載力下降并不明顯，試件表現出一定的脆性（圖8）。

4.2 試件PW-1試驗現象

（1）加載時，在水平推力作用下，墻體出現的首條彎曲裂縫距地梁約300mm；反向加載過程中，墻體出現的首條彎曲裂縫距離地梁約200mm。

（2）加載前期，裂縫主要是分布在墻體的下部的彎曲裂縫；隨著水平位移的增加，墻體裂縫逐漸向上部發(fā)展；到加載后期，裂縫基本出齊，墻體正向裂縫與反向裂縫基本呈對稱分布，并不斷加寬延伸，彎曲裂縫逐步發(fā)展成為剪切裂縫(圖9(1))。

（3）試件破壞時，受壓鋼筋屈服，現澆暗柱邊緣縱筋應變達到-4 147με，受壓區(qū)混凝土壓碎，墻體下部的混凝土大片脫落，鋼筋鼓出（圖9(2)、(3)）。

4.3 試件PW-2試驗現象

（1）試件在正反向加載時，均在預制疊合板和底部坐漿層之間出現首條裂縫，距地梁約50mm。

（2）在加載前期，裂縫主要是分布在墻體下部的彎曲裂縫，裂縫寬度大；隨著水平位移的增加，墻體裂縫逐漸向上發(fā)展；到加載后期，裂縫基本出齊，預制疊合板和底部坐漿層之間出現明顯縫隙（圖10(1)）。

（3）試件破壞時，受壓鋼筋屈服，暗柱邊緣插筋應變高達-4 847με，受壓區(qū)混凝土被壓碎，預制疊合墻板豎向分布筋和插筋鼓出（圖10(2)、(3)）。

圖8 試件RW-1的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

圖9 試件PW-1的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

圖10 試件PW-2的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

5 試驗結果分析

5.1 滯回曲線

試件RW-1、PW-1、PW-2的滯回曲線如圖11～13所示。

（1）現澆混凝土剪力墻試件RW-1的極限承載力平均值為1 361kN；邊緣構件現澆的雙面疊合剪力墻試件PW-1的極限承載力為1 489kN，比試件RW-1高 9.40%；邊緣構件預制的雙面疊合剪力墻試件PW-2的極限承載力為1 435kN,比試件RW-1高5.4%。

（2）試件在開裂前，基本處于彈性工作狀態(tài)，滯回曲線包圍的面積??；隨著墻頂側移的增大，試件滯回環(huán)所包圍的面積也逐漸增大，加載后期滯回環(huán)逐漸轉變?yōu)榉碨型，滯回曲線呈現出一定的捏攏現象。

（3）一字型疊合試件PW-1、PW-2的滯回曲線包圍面積相對于現澆構件較大，說明雙面疊合剪力墻比現澆構件具有更加良好的抗震性能。

圖11 RW-1滯回曲線圖

圖12 PW-1滯回曲線圖

圖13 PW-2滯回曲線圖

5.2 骨架曲線

試件RW-1、PW-1、PW-2的骨架曲線圖如圖14所示。

（1）試件在反復荷載作用下，均經歷了開裂、屈服和破壞三個階段。開裂前，荷載和位移基本呈線性增長；開裂后，試件剛度明顯降低；屈服后，隨著位移的繼續(xù)增加，試件剛度不斷下降直至破壞。

（2）3片試件的骨架曲線在加載前期基本重合，前期剛度相差不大；到了峰值點以后，各試件正向的剛度退化差異明顯，且正向剛度退化速度大于反向。

（3）現澆混凝土試件RW-1的骨架曲線正反向均沒有下降段，其破壞發(fā)生突然。

（4）一字型疊合試件PW-1、PW-2的骨架曲線下降段均比較平緩，表現出良好的抗震性能。

5.3 位移延性

各試件位移延性系數見表2，表中極限位移Δu為承載力下降至峰值荷載85%時墻頂位移值；對于承載力未下降到峰值荷載85%破壞的墻體，Δu為墻體破壞時的墻頂位移值。

（1）所有試件的延性系數均小于3，這是由于試驗中的軸壓比高達0.5所致。

（2）現澆試件RW-1的延性系數平均值為1.72，其延性較差，部分原因是試件底部不平，發(fā)生了提前破壞。

（3）雙面疊合剪力墻試件PW-1、PW-2的延性系數平均值在2.01～2.3之間，與現澆試件相比，疊合剪力墻具有相對較好的位移延性。

表2 墻體的特征值和延性

6 結語

通過對軸壓比為0.5的1片現澆混凝土剪力墻和2片雙面疊合剪力墻低周反復試驗的現象分析和數據處理，我們得到以下結論。

（1）雙面疊合剪力墻均發(fā)生較為明顯的受彎破壞，破壞形態(tài)為約束邊緣構件中的豎向受壓鋼筋和受拉鋼筋屈服，受壓區(qū)混凝土壓碎。

（2）現澆混凝土剪力墻試件RW-1的極限承載力平均值為1 361kN，疊合剪力墻試件的承載力與現澆混凝土剪力墻試件最大相差約9.4%，略高于現澆混凝土剪力墻構件；雙面混凝土剪力墻的承載力設計可參照現澆混凝土剪力墻的相關規(guī)定。

（3）疊合剪力墻試件的滯回曲線包圍面積相對較大，骨架曲線下降段均比較平緩，表現出良好的抗震性能；同時，總體耗能能力高于現澆剪力墻試件。

（4)疊合剪力墻試件的延性系數平均值在2.01～2.3之間，高于現澆混凝土剪力墻試件，表現出良好的延性。

圖14 試件RW-1、PW-1、PW-2骨架曲線

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Experimental Study on Seismic Behavior of Double-sided Superimposed Shear Wall

Fang Songqing

文章設計3個軸壓比為0.5的采用不同澆筑形式的剪力墻構件，進行平面內低周反復荷載試驗，分析這三種構件的構造方案對疊合剪力墻破壞形態(tài)與破壞機制、承載力、延性、耗能能力與剛度退化規(guī)律的影響。試驗結果表明：雙面疊合剪力墻具有跟現澆剪力墻相同的試驗現象和破壞形態(tài)，表現出更高的耗能能力，具有良好的抗震性能和位移延性，可按照現行規(guī)范等同現澆進行設計。

雙面疊合剪力墻；靜力推覆；位移延性；抗震性能

The article designs three shear wall elements which are poured in different ways and whose axial compression ratio is 0.5. The three shear wall elements are tested repeatedly under low cyclic in plane in order to analyze the infl uence of their structure plan on the damage morphology of superimposed shear wall and their damage mechanism, bearing capacity, ductility, energy dissipation capacity and stiffness degradation principle. Test results show that the experimental phenomena and damage form of double-sided superimposed shear wall is the same with cast-in-place shear wall, and its energy dissipation capacity is better with good seismic performance and ductility. As a result, the shear wall can be designed in accordance with the current specifi cations combing with cast-in-place means.

double-sided superimposed shear wall, pushover, displacement ductility, seismic behavior

2016-04-20）

方松青，碩士，重慶大學畢業(yè)，寶業(yè)集團上海建筑工業(yè)化研究院主任，結構工程師，國家一級注冊結構工程師。