裝配式混凝土雙板短肢剪力墻擬靜力試驗

肖全東，郭正興（東南大學土木工程學院，210096南京）

裝配式混凝土雙板短肢剪力墻擬靜力試驗

肖全東，郭正興
（東南大學土木工程學院，210096南京）

為綜合評價裝配式混凝土雙板短肢剪力墻的抗震性能，對2個雙板裝配式和1個現澆的足尺比例短肢剪力墻試件進行了擬靜力試驗研究，分析了試件的滯回曲線、骨架曲線、位移延性、承載能力、剛度退化和耗能能力.結果表明:3個試件均發生彎曲破壞；構造改進后的雙板裝配式剪力墻具有良好的整體工作性能；利用連續矩形螺旋箍筋加強U形筋搭接連接范圍混凝土的約束作用，能提高雙板裝配式短肢剪力墻的剛度和承載能力；雙板裝配式短肢剪力墻具有與現澆剪力墻相近的位移延性和剛度退化，具有良好的耗能能力.

裝配式混凝土雙板短肢剪力墻；擬靜力試驗；承載力；延性；耗能

裝配式混凝土雙板結構體系（double-wall precast concrete building system，DWPC），設計簡單，工廠生產高度自動化，施工現場方便快捷，對環境影響小，資源節約，在歐洲是一項成熟的技術.其鋼筋骨架采用焊接鋼筋網和格構式鋼筋桁架，預制分兩階段進行：首先在布置好鋼筋骨架的鋼模具上澆筑一側混凝土壁板并養護成型；再通過翻板機將養護好的混凝土板露鋼筋骨架一側壓在新澆筑另一側板的混凝土上，在工廠養護成型.施工安裝時澆筑兩側預制混凝土壁板間的中空區域，形成雙板剪力墻.通過在中空區域布置連接鋼筋和后澆混凝土將雙板墻、疊合樓板及節點等形成整體共同構建裝配式混凝土雙板剪力墻（double-wall precast concrete shear wall，DWPC）結構體系.

裝配式混凝土剪力墻已成為裝配式混凝土結構中的研究熱點.Kurama等［1-2］針對采用預應力混合裝配的剪力墻進行了試驗研究和理論分析，結果表明預應力混合裝配剪力墻具有良好的抗震性能.蔡小寧等［3］對預應力混合裝配短肢剪力墻進行了研究，結果表明其極限承載力得到提高.在非預應力裝配式短肢剪力墻方面，朱張峰等［4］對NPC短肢剪力墻進行了試驗研究，結果表明NPC短肢剪力墻初始剛度大，抗震性能和現澆相近.針對DWPC剪力墻，連星等［5］進行了抗震性能研究，得出了DWPC剪力墻與現澆剪力墻具有相近承載力和耗能能力的結論，但對DWPC短肢剪力墻的研究未見相關報道.

為了解DWPC短肢剪力墻的整體工作性能和抗震性能并為工程應用提供科學依據，以宿遷某11+1層裝配整體式住宅試驗示范項目為背景，制作1個現澆對比試件和2個DWPC試件進行擬靜力試驗，對短肢剪力墻試件的滯回曲線、骨架曲線、位移延性、剛度退化和耗能能力進行了研究.

圖1 試件配筋示意

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗設計制作了3個短肢剪力墻足尺比例試件，其中SW1為普通全現澆短肢剪力墻試件，SW2和SW3為DWPC短肢剪力墻試件，試件由底座、剪力墻和加載梁組成.其中底座截面700 mm×640 mm，剪力墻截面1 000 mm× 200 mm，剪力墻高3 200 mm，加載梁截面240 mm×250 mm.混凝土強度等級為C35，受力鋼筋采用HRB400級鋼筋.3個剪力墻配筋率基本相同，水平鋼筋配筋率為0.39%，豎向鋼筋配筋率為1.08%，裝配式試件比現澆試件鋼筋用量多約39.35 kg.

試驗對DWPC試件進行了構造改進：剪力墻最外邊緣的兩根豎向鋼筋使用平面桁架形式；豎向受力鋼筋采用在剪力墻兩側預制板之間的現澆混凝土布置U形筋搭接連接；在暗柱區豎向鋼筋U形筋搭接連接范圍加設一連續矩形螺旋箍筋.各試件的尺寸和配筋如圖1所示.試件在江蘇元大建筑科技有限公司完成加工制作.

1.2 試驗加載裝置及加載方案

試件在基本恒定豎向荷載作用下，施加水平低周反復荷載進行擬靜力試驗.水平加載設備為1 500 kN液壓伺服控制系統（MTS），豎向加載設備為兩臺600 kN穿心式千斤頂（YC-60）.

試驗時，利用地腳螺桿穿過底座預留錨固孔將試件錨固在試驗室地面上；通過兩臺手動千斤頂把試件底座夾緊，防止試件在試驗過程中出現水平方向滑移；同時在試件兩側設置防側移裝置，防止試件在加載過程中發生平面外傾斜.試驗加載裝置見圖2.

試驗開始前，豎向荷載分三級通過穿心式千斤頂張拉鋼絞線方式施加，軸壓比控制為0.10，施加總壓力為468 kN.在試驗過程中，安排專人操作油泵調節油壓，使千斤頂配套精密油壓表讀數基本保持恒定，軸力在試驗過程僅發生微小變化.

圖2 加載裝置示意

待軸壓穩定后，施加水平雙向反復荷載，加載分兩個階段：屈服前采用力控制加載，每級循環1次；屈服后采用位移控制加載，每級循環3次［6］.試驗過程中約定MTS外推時為正，內拉時為負.

2 試驗現象與結果

試驗表明，DWPC短肢剪力墻從開始加載到破壞的全過程分為3個階段：彈性階段、帶裂縫工作階段和破壞階段.在試驗過程中，加載梁和剪力墻始終共同工作，未發生開裂.各試件裂縫開展及破壞過程分述如下：

SW1加載初期，荷載和位移呈線性變化，卸載后殘余變形很小，處于彈性階段；到荷載絕對值等于90 kN加載周期，剪力墻試件在距底座約630 mm高處出現水平裂縫，試件進入開裂階段；到荷載絕對值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進入屈服階段，頂點推、拉方向最大位移的平均值約為25 mm，試件屈服位移取Δy=25 mm.之后進入位移控制加載階段，加載到2Δy周期時，剪力墻與底座水平連接處出現裂縫；加載到4Δy周期時，荷載達到峰值215.39 kN，剪力墻根部混凝土壓區開始剝落；加載到5Δy周期時，剪力墻根部混凝土壓碎嚴重，箍筋外露，豎向鋼筋拉斷，試件宣告破壞，試驗結束.

SW2加載初期，荷載和位移呈線性變化，卸載后殘余變形很小，處于彈性階段；到荷載絕對值等于90 kN加載周期，剪力墻試件在距底座約600 mm高處出現水平裂縫，試件進入開裂階段；到荷載絕對值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進入屈服階段，頂點推、拉方向最大位移的平均值約為20 mm，試件屈服位移取Δy=20 mm.之后進入位移控制加載階段，加載到2Δy周期時，剪力墻與底座水平座漿層出現裂縫；加載到5Δy周期時，荷載達到峰值218.05 kN，剪力墻根部混凝土壓區開始剝落；進入加載6Δy周期，當加載6Δy第一個循環負向（拉）時，連接鋼筋拉斷，試件承載力急速下降，試件宣告破壞，試驗結束.

SW3加載初期，荷載和位移呈線性變化，卸載后殘余變形很小，處于彈性階段；到荷載絕對值等于90 kN加載周期，剪力墻試件在距底座約780 mm高處出現水平裂縫，試件進入開裂階段；到荷載絕對值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進入屈服階段，頂點推、拉方向最大位移的平均值約為20 mm，試件屈服位移取Δy=20 mm.之后進入位移控制加載階段，加載到3Δy周期時，剪力墻與底座水平座漿層出現裂縫；加載到5Δy周期時，荷載達到峰值約228.83 kN，剪力墻根部混凝土壓區開始剝落；進入加載6Δy周期，當加載6Δy第一個循環負向（拉）時，連接鋼筋拉斷，試件承載力急速下降，試件宣告破壞，試驗結束.

3個試件的最終裂縫開展情況見圖3.根據上述試驗現象，可以判斷各試件的破壞形態相同，均為彎曲破壞，表現為剪力墻兩側底部混凝土壓碎剝落，豎向鋼筋（現澆試件）或連接鋼筋（裝配式試件）拉斷（見圖4）.雙板裝配式試件內外側預制混凝土板和中間現澆混凝土構成整體共同工作，未發生分離（見圖4（b）、（c））.

圖3 試件裂縫開展

圖4 試件破壞形態

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線與骨架曲線

各試件頂端荷載-位移滯回曲線、骨架曲線見圖5.

圖5 試件滯回曲線與骨架曲線

對比各試件滯回曲線，具有如下共性：在試件屈服前，滯回環狹長，面積很小，處于穩定發展階段；屈服后，滯回環面積逐漸增大，但耗能能力仍不大；隨著加載位移的增大，滯回環有向反“S”型過度的趨勢，面積明顯增大，表明了較好的耗能能力；在同一位移級別下，二、三次循環與第一次循環相比，強度和剛度均有明顯退化；滯回環形狀較飽滿，未出現明顯“捏縮”現象，表現出良好的耗能能力［7］.

分析試件骨架曲線可發現，各試件骨架曲線走勢基本一致，表現出相近的發展規律，在低周反復荷載作用下都經歷了彈性、開裂、屈服、極限和破壞等幾個階段；各骨架曲線均經歷一個較平緩階段，說明后期試件承載力下降緩慢、位移延性較好，有利于抗震；除試件SW1由于剪力墻根部混凝土破壞嚴重導致承載力下降而產生下降段外，其余兩個DWPC試件都沒有明顯的下降段.

3.2 變形能力及承載力

延性是反映結構或構件塑性變形能力的重要指標，也是衡量結構抗震性能的指標之一.各試件特征點及延性比較見表1.其中，屈服位移Δy根據試驗過程中縱向受力鋼筋達到屈服應變來確定．

分析表1可知：

1）雙板裝配式試件的開裂位移、屈服位移和極限位移與現澆試件的相比較小.開裂位移減小約20.5%～37.7%，屈服位移和極限位移減小約20%.由于本次試驗的雙板裝配式試件在暗柱區豎向鋼筋搭接連接范圍加設連續矩形螺旋箍筋，加強了該區域混凝土的約束作用，提高了雙板裝配式試件的剛度，降低了其變形能力.

2）3個試件的位移延性系數相同，SW1極限位移角為1／26.6，SW2、SW3的極限位移角為1／33.25.表明雙板裝配式試件雖然由于剛度的提高導致變形能力有所降低，但仍具有良好的延性和抗倒塌能力.

3）雙板裝配式試件與現澆試件開裂荷載和屈服荷載相同，極限荷載提高約1.2%～6.2%.這也是因為雙板裝配式試件在暗柱區豎向鋼筋搭接連接范圍加設連續矩形螺旋箍筋所致.在試驗中，開裂荷載由混凝土開裂控制，屈服荷載由縱向受拉鋼筋屈服控制，而極限荷載則由混凝土和鋼筋共同控制.連續矩形螺旋箍筋對暗柱核心區混凝土的約束直接提高了構件的承載力.

表1 試件特征點荷載、位移及延性系數比較

3.3 剛度退化

根據試驗結果計算試件在各級循環荷載下的平均剛度K［6］，各試件的剛度退化曲線見圖6.

圖6 剛度退化曲線比較

由圖6可以看出：

1）3片剪力墻在整個試驗過程中剛度退化明顯.剪力墻的剛度退化主要集中在加載前期，從開裂到屈服時的剛度退化更明顯，試件進入屈服后剛度退化緩慢.

2）現澆試件SW1的屈服剛度約為開裂剛度的55.0%，雙板裝配式試件SW2、SW3的屈服剛度約為開裂剛度的52.1%～55.6%，兩者剛度退化基本相同，說明雙板裝配式試件的兩側預制墻板與中間現澆混凝土構成整體，完全參與結構受力.

3）雙板裝配式試件SW2、SW3的剛度退化曲線始終在現澆試件SW1的之上，表明雙板裝配式試件剛度較大.這是因為雙板裝配式試件在暗柱區豎向鋼筋搭接連接范圍加設連續矩形螺旋箍筋，提高了暗柱區混凝土的約束作用，使雙板裝配式試件剛度相對較高，并且減緩了其后期剛度退化.

3.4 耗能能力

結構耗散能量的能力以一周滯回環所包圍的面積來衡量［7］.Jacobsen［8］在1930年提出了等效粘滯阻尼系數的概念，等效粘滯阻尼系數he的大小成為工程抗震中衡量結構耗能能力的重要指標.本文計算了3個試件在不同加載特征點下的等效粘滯阻尼系數，結果見表2.

表2 不同加載特征點下各試件等效粘滯阻尼系數

從表2可以看出，試件屈服前，各試件等效粘滯阻尼系數變化較小，屈服后明顯增大；雙板裝配式試件的等效粘滯阻尼系數在屈服階段（含）前與現澆試件的基本相同，而在試件屈服之后，則大于現澆的等效粘滯阻尼系數.因此，雙板裝配式試件SW2和SW3的耗能能力不低于現澆試件SW1.

4 結 論

通過兩個DWPC短肢剪力墻試件和一個普通全現澆短肢剪力墻試件在較小軸壓比（0.1）下的擬靜力試驗，對試驗現象和結果進行分析，得到以下結論：

1）各試件破壞形式相同，均為彎曲破壞.現澆試件破壞時豎向受力鋼筋拉斷，裝配式混凝土雙板短肢剪力墻試件破壞時豎向連接U形筋拉斷，U形筋與豎向鋼筋搭接連接良好.

2）在試驗過程中，DWPC試件內、外側預制混凝土板與中間現澆混凝土沒有出現分離與剝落，體現良好的的整體工作性能.

3）裝配式混凝土雙板短肢剪力墻試件在暗柱區豎向鋼筋搭接連接范圍加設連續矩形螺旋箍筋，提高了剪力墻的剛度和極限承載力，降低了其變形能力，同時具有良好的延性，其耗能能力不低于現澆試件.

4）裝配式混凝土雙板短肢剪力墻與現澆混凝土短肢剪力墻具有相近的的抗震性能.利用U形筋對豎向鋼筋進行搭接連接是可行的，邊緣平面桁架的使用能保證裝配式混凝土雙板剪力墻的整體工作性能.

［1］KURAMA Y，SAUSER，PESSIKIS，etal.Seismic response evaluation ofunbonded post-tensioned precastwalls［J］.ACI Structural Journal，2002，99（5）：641-651.

［2］KURAMA Y，SHEN Q.Post-tensioned hybrid coupled walls under lateral loads［J］.ASCE Journal of Structural Engineering，2004，130（2）：297-309.

［3］蔡小寧，孟少平，陳佳佳，等.預應力預制混合裝配短肢墻受力性能分析［J］.工業建筑，2011，41（1）：73-76，92.

［4］朱張峰，郭正興.裝配式短肢剪力墻平面模型抗震性能試驗［J］.哈爾濱工業大學學報，2012，44（4）：94-99.

［5］連星，葉獻國，王德才，等.疊合板式剪力墻的抗震性能試驗分析［J］.合肥工業大學學報：自然科學版，2009，32（8）：105-109.

［6］JGJ101—96建筑抗震試驗方法規程［S］.北京：中國建筑工業出版社，1996.

［7］唐久如.鋼筋混凝土框架節點抗震［M］.南京：東南大學出版社，1989.

［8］JACOBSEN L S.Steady forced vibrations as influenced by damping［J］.ASME Transactions，1930，52：169-181.

（編輯 趙麗瑩）

Quasi-static test for double-wall precast concrete short-leg shear walls

XIAO Quandong，GUO Zhengxing
（School of Civil Engineering，Southeast University，210096 Nanjing，China）

To comprehensively evaluate the seismic behavior of double-wall precast concrete（DWPC）shortleg shear walls，quasi-static test of two full-scale DWPC short-leg shear walls and one normal cast-in-situ（CIS）short-leg shear wall were carried out.Systematic analyses were made on hysteretic curves，skeleton curves，displacement ductility，bearing capacity，stiffness degradation and energy dissipation capacity of specimens.The result shows that all specimens fail in bending.The detail improved DWPC short-leg shear walls can work together well.The continuous rectangular spiral stirrups in the range of U-shaped connection steel bars confine the concealed column concrete；also improve the stiffness and bearing capacity of DWPC short-leg shear walls.The displacement ductility，stiffness degradation and energy dissipation capacity of DWPC short-leg shear walls are close to those of CIS short-leg shear wall.

double-wall precast concrete short-leg shear wall；quasi-static test；bearing capacity；ductility；energy dissipation

TU375

A

0367-6234（2014）12-0084-05

2014-03-17.

國家科技支撐計劃（2011BAJ10B03）；江蘇省普通高校研究生科研創新計劃（CXLX13_105）；中央高?；究蒲袠I務費專項資金（2242014Y10030）；江蘇省產學研前瞻性聯合研究項目（BY2014127-05）.

肖全東（1981—），男，博士研究生；郭正興（1956—），男，教授，博士生導師.

郭正興，guozx195608＠126.com.