带构造边缘构件的L形双面叠合剪力墙抗震性能试验研究

谷 倩，余 纲，谭 园，赵端锋，高洪远

(1. 武汉理工大学 土木工程与建筑学院，湖北 武汉 430070； 2. 美好建筑装配科技有限公司，湖北 武汉 430071； 3. 长江勘测规划设计研究有限公司，湖北 武汉 430010)

0 引 言

装配整体式叠合剪力墙结构是指采用以三角桁架钢筋为代表的连接件使内、外叶预制墙板可靠连接，中部空腔层与连接部分待安装完毕后现场浇筑混凝土，从而形成整体的一种新型装配式结构，具有良好的发展前景[1]。

目前，业内专家学者针对一字形双面叠合剪力墙的抗震性能与拼缝构造等方面的研究已取得较为丰硕的成果[2-6]，绝大部分学者得出了一字形双面剪力墙的工作性能可以“等同现浇”的结论，但对于T形与L形等组合截面形式的双面叠合剪力墙的相关研究较少。沈林[7]开展了T形双面叠合剪力墙拟静力试验，结果表明，叠合剪力墙的破坏比现浇墙滞后，且其屈服荷载和峰值荷载均低于现浇剪力墙试件；Karamlou等[8]对4片L形半装配式保温模板(RICF)剪力墙进行了拟静力试验，结果表明，所有试件均为腹板无翼缘端底部混凝土压溃和纵筋受压屈曲而破坏。秦士洪等[9]通过低周往复荷载试验，研究了竖向接缝对预制装配L形混凝土剪力墙抗震性能的影响；张伟林等[10]研究了T形、L形叠合板式混凝土剪力墙的抗震性能，得出了叠合板式剪力墙与全现浇剪力墙的抗震性能基本一致的结论。L形叠合剪力墙常被布置在建筑的角部，在水平荷载与地震作用下破坏后果较为严重，因此有必要针对L形双面叠合剪力墙的抗震性能开展进一步研究。

现行国家标准《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231—2016)附录A中规定：相邻预制剪力墙连接处应采用整体式连接，当该处位于纵横墙连接处时，应在连接处设置现浇边缘构件，如图1(a)所示；剪力墙墙肢端部的边缘构件可采用叠合暗柱，如图1(b)所示，其中bf为墙板厚度，laE为钢筋抗震锚固长度。本文按照规范要求设计制作了1片包含上述2种构造边缘构件的L形双面叠合剪力墙及1片现浇对比试件，通过开展拟静力试验，从承载力、滞回特性、刚度退化特征、延性和耗能能力等方面研究其抗震性能，为叠合剪力墙结构体系的抗震设计与工程应用提供试验依据。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

双面叠合剪力墙试件DPCW与现浇对比剪力墙试件RCW的配筋与尺寸如图2所示。试件DPCW与RCW的区别在于：试件DPCW的腹板与翼缘均为叠合预制墙板，腹板端部采用叠合暗柱，而RCW均采用全现浇钢筋混凝土。因为构造形式的差异，试件DPCW转角处现浇构造边缘构件与2个方向的叠合墙板连接处存在竖向交界(或称为竖向接缝)，叠合翼缘板与叠合腹板和地梁相接处存在水平接缝。水平与竖向接缝均采用另设连接钢筋搭接连接，钢筋搭接锚固长度为1.2laE，满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)相关要求。实测现浇剪力墙、叠合剪力墙预制板与后浇区混凝土标准立方体抗压强度平均值分别为37.2，37.2，36.9 MPa。钢筋采用HRB400E级钢筋，实测力学性能见表1。

表1 钢筋力学性能Table 1 Mechanical Properties of Reinforcements

1.2 加载装置与加载制度

本试验通过4个液压伺服作动器进行水平低周往复加载和竖向加载，试验加载装置如图3所示。水平荷载通过2个1 000 kN作动器并联加载的方式施加。2个水平作动器并联到1个刚性梁上，在刚性梁的中部通过1个铰接点与试件一侧连接，避免因2台水平作动器不同步导致试件受到额外扭矩作用。在加载过程中，尽量控制2台作动器的同步性。水平作动器的加载点置于试件翼缘板与腹板的交界处，合力通过L形截面的弯曲中心[11]，采用该种加载方式时试件理论上不会发生扭转变形。竖向荷载通过2个2 000 kN作动器施加到1个刚性压板上，通过刚性压板将轴向压力均匀传递到试件顶部。

试验加载制度根据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)确定，在试件顶部施加不变轴压的同时施加水平荷载。竖向荷载值为1 400 kN，设计轴压比为0.2。水平加载采用力与位移混合控制。在力控制阶段，每级加载循环1次，增量为40 kN。当试件某个方向先行屈服时，该方向荷载不再增加，另一个方向保持原有加载制度不变，直到试件在2个方向上均达到屈服，力控制阶段结束，进入位移控制阶段。此时分别按照试件2个方向上屈服位移的倍数逐级加载，每级循环3次，直到试件某个方向上的承载力下降到峰值承载力的85%以下为止。试验加载制度如图4所示，其中，Δy为屈服位移。加载过程中，以L形剪力墙翼缘受拉为加载正向，翼缘受压为加载反向。

1.3 测点布置

1.3.1 位移计布置

为测量试件不同高度处的水平位移，沿墙高方向布置了5个伸缩式位移计H1～H5；为监测墙体的刚性滑动，在地梁处布置1个位移计H6；为监测墙体在加载过程中的转动情况，在翼缘最外端布置1个位移计H7。为了测量试件在加载过程中墙身底部的水平接缝开口度，在试件腹板竖向布置了3个位移计V1～V3。位移计布置情况如图5所示。

1.3.2 钢筋应变片布置

为研究叠合试件L形现浇边缘构件与相邻叠合板竖向交界处水平连接钢筋的搭接传力，在叠合腹板与现浇构件竖向交界处的50 mm(H1截面)，450 mm(H2截面)，900 mm(H3截面)高度处，于水平连接钢筋和叠合板内水平分布钢筋的对应位置上布置应变测点，如图6所示。

为研究试件不同位置的纵向受力钢筋在加载过程中的应变分布情况，在叠合试件纵向连接钢筋底部距地梁30 mm高度处粘贴钢筋应变片(现浇试件在对应位置纵筋上布置)，如图7所示。

2 试验现象

图8与图9分别为试件RCW和试件DPCW最终的裂缝分布形态与墙身底部混凝土的压碎区域。2个试件的裂缝形态相似，2个方向加载产生的斜裂缝在腹板中部交叉，但现浇试件RCW的裂缝发展高度更高，裂缝条数也更多；2个试件翼缘内出现略倾斜的弯曲裂缝，现浇试件裂缝发展高度更高。2个试件裂缝发展高度的差异可能是试件承载力的不同导致的。

试件RCW发生破坏时，在腹板端部一字形边缘构件底部形成了约200 mm×500 mm的矩形压碎区域，并沿主斜裂缝向上略有发展，压碎区域内纵筋压屈；反向加载时，腹板墙肢边缘构件内纵筋拉断4根(2排)，受压翼缘底部混凝土出现压碎。现浇试件正向加载时的压碎区域基本符合文献[12]中基于位移的剪力墙抗震设计计算模型，压碎宽度约为2.5倍墙厚。

试件DPCW正向加载时的压碎区域集中于腹板底部水平接缝处，为50 mm×1 200 mm的带状区域，深入到墙体中部。腹板端部一字形边缘构件处叠合墙板损伤较小，但底部接缝范围内可见纵筋压屈；反向加载时，腹板墙肢预制边缘构件内纵筋拉断8根(4排)，受压翼缘底部混凝土压碎仅发生在L形现浇边缘构件范围内，叠合翼缘板基本完好。分析认为，造成这一现象的原因可能是腹板墙肢边缘构件底部水平接缝处混凝土在反向加载时受拉开裂损伤，在随后的正向加载时因压碎而较早退出工作。在后期的循环加载中，腹板内混凝土受压区向试件中部移动，水平接缝处的压碎区域亦向试件中部延伸，进而形成了带状破坏区域。

双面叠合试件L形现浇构造边缘构件与2个方向上叠合板的交界处在加载过程中未出现竖向通缝，斜裂缝经过交界处可以直接穿过该处发展到另一侧预制墙板范围内，这说明交界处的传力性能良好。

试验过程中观察发现，位移计H2，H7的数据在加载过程中基本保持一致，其最大位移差对应的试件最大扭转角仅为0.000 4 rad，据此判断L形剪力墙试件在加载全过程中基本未发生扭转变形。

3 试验结果及分析

3.1 承载力

试件的承载力数据见表2，其中，Fy采用能量等值法在试验所得骨架曲线上计算得出，Fp采用2个水平作动器的最大合力，Fu取水平加载力低于峰值荷载的85%时对应的合力。

DPCW正向加载时的屈服荷载、峰值荷载分别比RCW低14.5%，14.6%，二者极限荷载接近；试件DPCW反向加载时的屈服荷载、峰值荷载比RCW低9.3%，10.9%，反向极限荷载基本相同。DPCW正向加载时的屈服位移、峰值位移、极限位移分别比RCW低52.3%，14.3%，46.5%，但正向位移延性系数接近；DPCW反向加载时的峰值位移与极限位移比RCW低22.0%，29.9%，DPCW反向屈服位移比RCW大25.8%。正向加载时，叠合试件的承载力较现浇试件低，刚度退化较快，极限位移小；反向加载时，叠合试件腹板端部一字形边缘构件纵筋全部拉断，极限延性与承载力较现浇试件低。

表2 试件受弯承载力Table 2 Flexural Capacity of Specimens

分析认为：可以考虑适当提高叠合剪力墙构造边缘构件内的纵筋配筋率与箍筋体积配箍率，以增强叠合剪力墙的承载力与延性。

3.2 滞回曲线

图10为2个L形剪力墙试件的荷载-位移滞回曲线对比。

由图10可以看出：

(1)现浇试件的滞回曲线比叠合试件更为饱满，包络面积更大。

(2)2个试件的滞回曲线在弹性阶段基本为斜直线，进入弹塑性阶段后转变为反S形，但进入加载后期时，滞回环开始向弓形过渡。

(3)2个试件在反向加载后卸载时均表现出一定的“捏缩效应”，正向卸载时未见。分析认为：正向加载时试件受拉区钢筋面积大，裂缝宽度较小，卸载时翼缘内裂缝很快闭合，滞回曲线基本没有捏缩；反向加载时，腹板一字形边缘构件受拉钢筋面积较小，钢筋拉应变大，该区域混凝土裂缝宽度较大，在卸载时表现出“捏缩效应”，试件2个方向的捏缩差异可能是试件的不对称性导致的。

3.3 骨架曲线

试件的骨架曲线如图11所示。可以看出：在正向加载时，试件DPCW在弹性段的刚度比现浇试件更大，但达到峰值承载力后较快出现下降段，脆性较为明显。现浇试件在加载过程中曲线更为光滑，达到峰值承载力后延性较好，经过数次循环加载后才出现较明显的承载力降低。反向加载时，2个试件的骨架曲线在加载前中期基本重合，峰值承载力相当，但现浇试件的极限位移更大。

3.4 刚度退化

由于试件2个方向上的不对称性，刚度退化数据亦从2个方向上进行统计。将原点与骨架曲线上某点相连的直线斜率定义为等效割线刚度K，其值由K=F/Δ计算，2个试件的刚度退化曲线如图12所示。

2个试件的刚度退化规律基本一致，均表现为正向加载时刚度大，退化较快，反向加载时刚度相对较小，但延性好，刚度退化慢。试件DPCW正向加载时的初始刚度较试件RCW更大，开裂荷载较现浇试件大48.9%，但开裂后刚度下降快，较早地发生破坏；2个试件的反向初始刚度与退化速度区别不大，只在极限延性上有所不同。分析认为，试件2个方向上刚度退化特征的不同是试件几何形状与配筋不对称性导致的。正向加载时，有翼缘一侧受拉钢筋面积很大，中和轴在腹板中部，构件有较大的初始刚度与承载力，但破坏由腹板端部一字形边缘构件处混凝土压碎控制，脆性较为明显；反向加载时，翼缘一侧混凝土受压面积大，中和轴距离翼缘很近，腹板端部一字形边缘构件内纵筋应变增长快，承载力与延性由钢筋受拉控制，表现为良好的延性。

3.5 耗能能力

试件的耗能能力通过试件的能量耗散系数与累积耗能进行分析。能量耗散系数为各级加载第一圈滞回耗能与位移最大处所具有的弹性势能的比值，如图13所示；累积耗能为试件每级加载3个循环的耗能逐级累加，如图14所示。

试件DPCW在位移加载前期，其能量耗散系数和累积耗能与现浇试件相比均相差不大，但试件RCW经历了更多次数的循环加载，导致其最终累积耗能与能量耗散系数均大于叠合试件。

3.6 纵向受力钢筋应变

图15为试件底部截面不同位置处的纵向受力钢筋在开裂、屈服、峰值与极限荷载时的应变分布情况，其中横轴正向范围为试件转角处到翼缘最外端，负向范围为试件转角处到腹板最外端。

分析发现：

(1)叠合试件翼缘范围内纵筋应变比现浇试件小，翼缘最外端的钢筋应变基本为0。分析认为：叠合试件翼缘内现浇边缘构件与叠合板连接区域的存在使其受剪力滞后效应影响较大，导致翼缘上远离加载点处的纵筋应变较小，这一点可以通过翼缘压碎区域的差异得到验证。

(2)现浇试件腹板内的纵筋应变分布基本符合平截面假定，纵筋应变变化均匀，呈斜直线分布；叠合试件的腹板内纵筋应变在腹板内一字形边缘构件处与L形现浇边缘构件处均出现较大转折，应变呈多段线变化。叠合试件边缘构件内纵筋应变水平较现浇试件更高，在非边缘构件部分的纵筋应变比现浇试件低，在边缘构件部分存在“应力集中”。

(3)2个试件中和轴位置有较大差异。现浇试件在2个方向加载时的中和轴位置区别不大，在距离腹板最外端950～1 050 mm范围内，与理论计算位置基本吻合。叠合试件正向加载时的中和轴位置更靠近腹板最外端，在距离端部800～900 mm范围内，腹板端部一字形边缘构件混凝土压应变较高；反向加载时的中和轴更靠近翼缘，此时腹板端部一字形边缘构件底部接缝开口较大，纵筋应变水平高，钢筋较早地出现了拉断。

3.7 水平连接钢筋应变

图16为叠合试件腹板内叠合墙板与转角处现浇边缘构件交界处不同截面高度的水平连接钢筋在位移加载过程中的应变-位移曲线。

对比分析发现：水平连接钢筋应变从截面H1到截面H2有所增加，H2与H3截面的应变接近；随着位移的增加，连接钢筋的应变逐渐增加，当试件达到极限荷载时，3个截面的水平钢筋基本未屈服。在加载过程中，试件竖向接缝处的水平连接钢筋应变水平较低，抗剪承载力满足要求；水平连接钢筋与叠合板内水平钢筋的末端应变几乎为0，经过传递区域后应变均有明显的增长。结合第2节中的裂缝分布情况认为：规范中推荐的在转角墙处设置现浇构造边缘构件的构造形式可靠，连接钢筋搭接长度满足要求，可以保证翼缘与腹板协同受力。

3.8 水平接缝开口量

图17为试件墙身与地梁接触处水平裂缝张开量随着位移加载的变化情况。分析发现：在相同的位移加载下，叠合试件的裂缝开口量总是大于现浇试件，说明叠合剪力墙塑性变形集中于水平接缝处，连接钢筋出现滑移。文献[13]的相关研究表明，增加水平接缝处连接钢筋配筋率可以改善该现象，使得主要塑性变形部位由水平拼缝上移至墙板内部，提高叠合剪力墙的极限延性与承载力。

4 结 语

(1)在0.2轴压比下，带构造边缘构件的L形双面叠合剪力墙与现浇剪力墙的破坏形态相同，均为典型的弯剪破坏。

(2)带构造边缘构件的L形双面叠合剪力墙试件翼缘受拉时的正向屈服承载力与峰值承载力分别比现浇试件低14.5%，14.8%，翼缘受压时的反向屈服与峰值承载力比现浇试件低9.3%，10.9%；正向加载时叠合剪力墙的初始刚度比现浇墙大，但屈服后退化速度比现浇试件快；反向加载时叠合剪力墙的初始刚度及屈服后的刚度退化规律与现浇墙基本一致。

(3)边缘构件按构造配筋的L形双面叠合剪力墙的抗震性能与现浇墙存在一定差距，其塑性变形集中于水平接缝区域。建议适当提高L形叠合剪力墙水平接缝范围内竖向连接钢筋的配筋率，以增加L形双面叠合剪力墙的承载力与延性。