双面叠合剪力墙抗震性能试验研究

方松青

双面叠合剪力墙抗震性能试验研究

方松青

1 双面叠合剪力墙墙板

及上海宝业万华城23#楼等一大批住宅项目中得到广泛运用。

双面叠合剪力墙墙板（图1）由两片不小于50mm厚的钢筋混凝土预制板组成，其内外预制板已根据结构计算配置相应的水平和竖向受力钢筋，内外墙板通过桁架钢筋连接为整体。每块墙板设置吊点，在工厂流水线进行生产，生产完毕后运输到现场安装就位，并在中间区域现浇混凝土，与桁架钢筋和预制混凝土板形成整体，共同承受结构竖向和水平荷载。双面叠合板剪力墙结构是装配式混凝土结构体系的一种，讲究设计一体化，生产自动化以及施工装配化。在钢筋混凝土双面叠合剪力墙结构技术推广应用的过程中，具有尺寸精准度高、质量稳定、防水性好、结构整体性好、施工快捷、节能环保、施工效率高、造价低等优点。

近几年来，这种预制叠合墙板在安徽合肥市天门湖公租房3#楼、合肥市新站区平板显示基地配套公租房

2 叠合剪力墙的研究现状

叠合剪力墙源自于德国，在德国已研究成熟，并有相关的规范和规程。但由于德国是非地震多发地区，因此引进到我国使用时，要结合当地实际情况研发出新型的结构，并进行试验研究来验证其可行性。国内对此类型剪力墙的研究较晚也较少。合肥工业大学曾经设计了4个有两种不同边缘约束措施的叠合剪力墙和2个普通剪力墙模型，在低周反复荷载下与普通剪力墙进行对比试验研究，分析结构的破坏形态、变形能力、承载力、延性、滞回特性、耗能及钢筋应变等，其中3个构件加压时，轴压比为0.1；另3个构件未施加竖向作用力。南京工业大学也曾对轴压比0.2竖向力下的4片钢筋混凝土无洞叠合剪力墙和2片钢筋混凝土普通剪力墙分别进行了低周反复荷载试验，对比研究试件的受力全过程、开裂部位、裂缝发展情况和破坏形态，以及各试件的承载能力、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性性能等抗震性能。目前，尚无高轴压比作用下钢筋混凝土叠合剪力墙性能的试验和理论研究。

随着社会科技的发展和经济水平的提高，城市的土地储备越来越少，而房屋的刚性需求不断增加。面对供求关系的不协调，为了增加住宅的供应量，住宅建筑的高度也逐渐增加。《高层建筑混凝土技术规程》（JGJ 3—2010）（以下简称《高规》）第7.2.13条规定：“重力荷载代表值作用下，一、二、三级剪力墙轴压比不大于0.4、0.5、0.6。”同时，第7.2.14中第1条规定：“当一、二、三级剪力墙底层墙肢底截面的轴压比分别大于0.1、0.2、0.3时，应在底部加强部位及相邻的上一层设置约束边缘构件。”实际工程中，当结构计算时各项指标达到规范要求，在确保结构安全性能的前提条件下，为了达到更好的经济效益，构件的轴压比通常介于7.2.14条与7.2.13条规定的轴压比限值之间，在底部加强部位及相邻的上一层均设置约束边缘构件，其他楼层则设置构造边缘构件。鉴于国内以往的试验研究，构件的轴压比均比较低，若应用于高层住宅剪力墙，在重力荷载代表值作用下，轴压比大于0.2时具有较大的不确定性，也存在安全隐患。

为了响应“十二五”“十三五”期间，国家关于“大力发展装配式建筑，推进住宅产业化，积极推广钢筋混凝土双面叠合剪力墙结构在住宅中的广泛应用”的政策，我院开展了高轴压比作用下钢筋混凝土双面叠合剪力墙构件抗震性能对比试验研究，设计了3个轴压比为0.5的一字型剪力墙，即全现浇剪力墙构件、约束边缘构件暗柱现浇+墙肢叠合剪力墙构件、暗柱和墙肢均叠合的剪力墙构件，进行平面内低周反复荷载试验，并分析三种采用不同浇筑形式的边缘构件构造方案对叠合剪力墙破坏形态与破坏机制、承载力、延性、耗能能力与刚度退化规律的影响。

3 试验概况

表1 试验参数表

3.1 构件设计

试验设计3个一字型剪力墙试件（表1），根据住宅项目中层高2.9m，剪力墙厚度为200mm，本试验试件尺寸均设计为2 900mm×2 000mm×200mm。试件顶部和底部分别设置钢筋混凝土加载梁和基础底座。加载梁长2 600mm、高300mm、宽400mm，纵筋上下各配置箍筋10@100；基础底座采用工字型截面，长3 000mm、高500mm、宽500mm，纵筋上下各配置，腰筋212，箍筋10@150。

该组试件均按照《高规》第7.2.15条剪力墙的约束边缘构件为暗柱的各项规定进行截面设计。暗柱阴影区长度400mm，纵筋814，箍筋0@150；墙身水平分布筋0@150，竖向分布筋10@200。试件RW-1（图2）为普通全现浇剪力墙试件，先进行地基梁、暗柱、剪力墙、加载梁的钢筋绑扎封模，然后进行混凝土整体浇筑。在钢筋绑扎之前，在事先设计好的位置贴好应变片并加以保护。

试件PW-1（图3）为约束边缘构件区域暗柱现浇且墙肢双面叠合剪力墙构件。构件制作时，先绑扎基础底座钢筋，并预留墙板插筋 10@200，插筋分两次截断，第一次截断出底座长度1.2LaE，第二次截断距第一次截断距离为500mm，钢筋绑扎后进行混凝土浇筑，待底座强度达到抗压强度80%时，进行叠合墙板安装，叠合墙板距底座水平缝为50mm，安装好预制墙板后，进行暗柱钢筋和加载梁钢筋绑扎，现浇暗柱与叠合墙板通过水平连接钢筋进行连接，水平连接钢筋型号同剪力墙水平钢筋10@150，满足锚固长度，钢筋绑扎完毕后进行加载梁、暗柱、叠合墙板空腔混凝土浇筑。

试件PW-2（图4）是暗柱和墙肢均为双面叠合的剪力墙构件。构件制作时，先绑扎基础底座钢筋，并预留墙板插筋10@200和暗柱插筋814，插筋分两次截断，第一次截断插筋出底座长度1.2LaE，第二次截断距第一次截断距离为500mm，钢筋绑扎后进行混凝土浇筑。待底座强度达到80%抗压强度时，进行叠合墙板安装，叠合墙板距底座水平缝为50mm，安装好预制墙板后，进行加载梁钢筋绑扎，钢筋绑扎完毕后进行加载梁、叠合墙板空腔混凝土浇筑。

3.2 试件材料

试件的设计轴压比均为0.5，混凝土强度等级C30，箍筋强度等级为HRB400级，其余钢筋强度等级均为HRBE400级，预埋钢板采用Q235级钢材。

在试件浇筑混凝土的同时，分别制作3个150mm×150mm×150mm的混凝土立方体试块和3个150mm×150mm×300mm的棱柱体试块，与试件在同条件下养护，测得混凝土的立方体抗压强度。

3.3 加载方案

剪力墙构件抗震性能试验采用同济大学建筑结构试验室的10 000kN大型多功能结构试验机系统，进行顶部反复加载方式（图5）。

采用10 000kN竖向作动器施加竖向荷载，并保持轴力恒定；待到加载至0.5轴压比的竖直力后，采用3 000kN水平作动器施加往复水平力。试件屈服前，采用力控制并分级加载，每级水平力往复一次；试件屈服后，采用水平位移控制加载，水平加载按照位移控制的方式进行，每一级的位移为h/400=7.25mm（剪力墙高度h=2 900mm），每级位移往复循环3次。试验水平荷载加载制度如图6所示。当水平力下降至最大水平力的85%以下或水平位移足够大时，试验结束。

3.4 布点方案

试验测量的内容主要包括连接钢筋应变、墙体水平位移和墙体各部位钢筋与混凝土应变（图7）。

（1）在试件关键截面及接缝附近上下侧布置纵向钢筋应变片和混凝土应变片，测试试验过程中试件关键截面和近接缝处剪力墙的受力性能。

（2）在现浇混凝土与叠合墙板竖直接缝处布置试件连接钢筋应变片，测试试验过程水平连接钢筋的受力情况。

（3）沿试件高度方向布置水平方向的位移计，测试试验过程中墙体的水平变形。

（4）在靠近接缝上下边缘处布置顺接缝方向和垂直接缝方向的位移计，测试试验过程中接缝的变形。

4 试验现象

4.1 试件RW-1试验现象

（1）正向加载时，在水平推力作用下，墙体出现的首条弯曲裂缝距地梁约50mm；反向加载过程中，墙体出现首条弯曲裂缝距离地梁约200mm。

（2）加载前期，裂缝主要是分布在墙体下部的弯曲裂缝；随着水平位移的增加，墙体裂缝逐渐向上发展；到加载后期，裂缝基本出齐，不断加宽并延伸，弯曲裂缝逐步发展成为剪切裂缝。

（3）试件破坏时，受拉钢筋屈服，应变为2 531με；受压钢筋屈服，其应变大幅度超过钢筋屈服应变-2 255με。此时，受压区混凝土被突然压碎，但试件的承载力下降并不明显，试件表现出一定的脆性（图8）。

4.2 试件PW-1试验现象

（1）加载时，在水平推力作用下，墙体出现的首条弯曲裂缝距地梁约300mm；反向加载过程中，墙体出现的首条弯曲裂缝距离地梁约200mm。

（2）加载前期，裂缝主要是分布在墙体的下部的弯曲裂缝；随着水平位移的增加，墙体裂缝逐渐向上部发展；到加载后期，裂缝基本出齐，墙体正向裂缝与反向裂缝基本呈对称分布，并不断加宽延伸，弯曲裂缝逐步发展成为剪切裂缝(图9(1))。

（3）试件破坏时，受压钢筋屈服，现浇暗柱边缘纵筋应变达到-4 147με，受压区混凝土压碎，墙体下部的混凝土大片脱落，钢筋鼓出（图9(2)、(3)）。

4.3 试件PW-2试验现象

（1）试件在正反向加载时，均在预制叠合板和底部坐浆层之间出现首条裂缝，距地梁约50mm。

（2）在加载前期，裂缝主要是分布在墙体下部的弯曲裂缝，裂缝宽度大；随着水平位移的增加，墙体裂缝逐渐向上发展；到加载后期，裂缝基本出齐，预制叠合板和底部坐浆层之间出现明显缝隙（图10(1)）。

（3）试件破坏时，受压钢筋屈服，暗柱边缘插筋应变高达-4 847με，受压区混凝土被压碎，预制叠合墙板竖向分布筋和插筋鼓出（图10(2)、(3)）。

图8 试件RW-1的裂缝发展和破坏形态

图9 试件PW-1的裂缝发展和破坏形态

图10 试件PW-2的裂缝发展和破坏形态

5 试验结果分析

5.1 滞回曲线

试件RW-1、PW-1、PW-2的滞回曲线如图11～13所示。

（1）现浇混凝土剪力墙试件RW-1的极限承载力平均值为1 361kN；边缘构件现浇的双面叠合剪力墙试件PW-1的极限承载力为1 489kN，比试件RW-1高 9.40%；边缘构件预制的双面叠合剪力墙试件PW-2的极限承载力为1 435kN,比试件RW-1高5.4%。

（2）试件在开裂前，基本处于弹性工作状态，滞回曲线包围的面积小；随着墙顶侧移的增大，试件滞回环所包围的面积也逐渐增大，加载后期滞回环逐渐转变为反S型，滞回曲线呈现出一定的捏拢现象。

（3）一字型叠合试件PW-1、PW-2的滞回曲线包围面积相对于现浇构件较大，说明双面叠合剪力墙比现浇构件具有更加良好的抗震性能。

图11 RW-1滞回曲线图

图12 PW-1滞回曲线图

图13 PW-2滞回曲线图

5.2 骨架曲线

试件RW-1、PW-1、PW-2的骨架曲线图如图14所示。

（1）试件在反复荷载作用下，均经历了开裂、屈服和破坏三个阶段。开裂前，荷载和位移基本呈线性增长；开裂后，试件刚度明显降低；屈服后，随着位移的继续增加，试件刚度不断下降直至破坏。

（2）3片试件的骨架曲线在加载前期基本重合，前期刚度相差不大；到了峰值点以后，各试件正向的刚度退化差异明显，且正向刚度退化速度大于反向。

（3）现浇混凝土试件RW-1的骨架曲线正反向均没有下降段，其破坏发生突然。

（4）一字型叠合试件PW-1、PW-2的骨架曲线下降段均比较平缓，表现出良好的抗震性能。

5.3 位移延性

各试件位移延性系数见表2，表中极限位移Δu为承载力下降至峰值荷载85%时墙顶位移值；对于承载力未下降到峰值荷载85%破坏的墙体，Δu为墙体破坏时的墙顶位移值。

（1）所有试件的延性系数均小于3，这是由于试验中的轴压比高达0.5所致。

（2）现浇试件RW-1的延性系数平均值为1.72，其延性较差，部分原因是试件底部不平，发生了提前破坏。

（3）双面叠合剪力墙试件PW-1、PW-2的延性系数平均值在2.01～2.3之间，与现浇试件相比，叠合剪力墙具有相对较好的位移延性。

表2 墙体的特征值和延性

6 结语

通过对轴压比为0.5的1片现浇混凝土剪力墙和2片双面叠合剪力墙低周反复试验的现象分析和数据处理，我们得到以下结论。

（1）双面叠合剪力墙均发生较为明显的受弯破坏，破坏形态为约束边缘构件中的竖向受压钢筋和受拉钢筋屈服，受压区混凝土压碎。

（2）现浇混凝土剪力墙试件RW-1的极限承载力平均值为1 361kN，叠合剪力墙试件的承载力与现浇混凝土剪力墙试件最大相差约9.4%，略高于现浇混凝土剪力墙构件；双面混凝土剪力墙的承载力设计可参照现浇混凝土剪力墙的相关规定。

（3）叠合剪力墙试件的滞回曲线包围面积相对较大，骨架曲线下降段均比较平缓，表现出良好的抗震性能；同时，总体耗能能力高于现浇剪力墙试件。

（4)叠合剪力墙试件的延性系数平均值在2.01～2.3之间，高于现浇混凝土剪力墙试件，表现出良好的延性。

图14 试件RW-1、PW-1、PW-2骨架曲线

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

Fang Songqing

文章设计3个轴压比为0.5的采用不同浇筑形式的剪力墙构件，进行平面内低周反复荷载试验，分析这三种构件的构造方案对叠合剪力墙破坏形态与破坏机制、承载力、延性、耗能能力与刚度退化规律的影响。试验结果表明：双面叠合剪力墙具有跟现浇剪力墙相同的试验现象和破坏形态，表现出更高的耗能能力，具有良好的抗震性能和位移延性，可按照现行规范等同现浇进行设计。

双面叠合剪力墙；静力推覆；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，硕士，重庆大学毕业，宝业集团上海建筑工业化研究院主任，结构工程师，国家一级注册结构工程师。