方松青

雙面疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)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(xiàng)目中得到廣泛運(yùn)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(yù)制板組成，其內(nèi)外預(yù)制板已根據(jù)結(jié)構(gòu)計(jì)算配置相應(yīng)的水平和豎向受力鋼筋，內(nèi)外墻板通過桁架鋼筋連接為整體。每塊墻板設(shè)置吊點(diǎn)，在工廠流水線進(jìn)行生產(chǎn)，生產(chǎn)完畢后運(yùn)輸?shù)浆F(xiàn)場安裝就位，并在中間區(qū)域現(xiàn)澆混凝土，與桁架鋼筋和預(yù)制混凝土板形成整體，共同承受結(jié)構(gòu)豎向和水平荷載。雙面疊合板剪力墻結(jié)構(gòu)是裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系的一種，講究設(shè)計(jì)一體化，生產(chǎn)自動(dòng)化以及施工裝配化。在鋼筋混凝土雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)技術(shù)推廣應(yīng)用的過程中，具有尺寸精準(zhǔn)度高、質(zhì)量穩(wěn)定、防水性好、結(jié)構(gòu)整體性好、施工快捷、節(jié)能環(huán)保、施工效率高、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)。

近幾年來，這種預(yù)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(xiàn)狀

疊合剪力墻源自于德國，在德國已研究成熟，并有相關(guān)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(jìn)到我國使用時(shí)，要結(jié)合當(dāng)?shù)貙?shí)際情況研發(fā)出新型的結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行試驗(yàn)研究來驗(yàn)證其可行性。國內(nèi)對此類型剪力墻的研究較晚也較少。合肥工業(yè)大學(xué)曾經(jīng)設(shè)計(jì)了4個(gè)有兩種不同邊緣約束措施的疊合剪力墻和2個(gè)普通剪力墻模型，在低周反復(fù)荷載下與普通剪力墻進(jìn)行對比試驗(yàn)研究，分析結(jié)構(gòu)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(yīng)變等，其中3個(gè)構(gòu)件加壓時(shí)，軸壓比為0.1；另3個(gè)構(gòu)件未施加豎向作用力。南京工業(yè)大學(xué)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(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，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(yàn)和理論研究。

隨著社會(huì)科技的發(fā)展和經(jīng)濟(jì)水平的提高，城市的土地儲(chǔ)備越來越少，而房屋的剛性需求不斷增加。面對供求關(guān)系的不協(xié)調(diào)，為了增加住宅的供應(yīng)量，住宅建筑的高度也逐漸增加?！陡邔咏ㄖ炷良夹g(shù)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(jí)剪力墻軸壓比不大于0.4、0.5、0.6?！蓖瑫r(shí)，第7.2.14中第1條規(guī)定：“當(dāng)一、二、三級(jí)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(shí)，應(yīng)在底部加強(qiáng)部位及相鄰的上一層設(shè)置約束邊緣構(gòu)件。”實(shí)際工程中，當(dāng)結(jié)構(gòu)計(jì)算時(shí)各項(xiàng)指標(biāo)達(dá)到規(guī)范要求，在確保結(jié)構(gòu)安全性能的前提條件下，為了達(dá)到更好的經(jīng)濟(jì)效益，構(gòu)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(qiáng)部位及相鄰的上一層均設(shè)置約束邊緣構(gòu)件，其他樓層則設(shè)置構(gòu)造邊緣構(gòu)件。鑒于國內(nèi)以往的試驗(yàn)研究，構(gòu)件的軸壓比均比較低，若應(yīng)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(shí)具有較大的不確定性，也存在安全隱患。

為了響應(yīng)“十二五”“十三五”期間，國家關(guān)于“大力發(fā)展裝配式建筑，推進(jìn)住宅產(chǎn)業(yè)化，積極推廣鋼筋混凝土雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)在住宅中的廣泛應(yīng)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(gòu)件抗震性能對比試驗(yàn)研究，設(shè)計(jì)了3個(gè)軸壓比為0.5的一字型剪力墻，即全現(xiàn)澆剪力墻構(gòu)件、約束邊緣構(gòu)件暗柱現(xiàn)澆+墻肢疊合剪力墻構(gòu)件、暗柱和墻肢均疊合的剪力墻構(gòu)件，進(jìn)行平面內(nèi)低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，并分析三種采用不同澆筑形式的邊緣構(gòu)件構(gòu)造方案對疊合剪力墻破壞形態(tài)與破壞機(jī)制、承載力、延性、耗能能力與剛度退化規(guī)律的影響。

3 試驗(yàn)概況

表1 試驗(yàn)參數(shù)表

3.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)3個(gè)一字型剪力墻試件（表1），根據(jù)住宅項(xiàng)目中層高2.9m，剪力墻厚度為200mm，本試驗(yàn)試件尺寸均設(shè)計(jì)為2 900mm×2 000mm×200mm。試件頂部和底部分別設(shè)置鋼筋混凝土加載梁和基礎(chǔ)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(chǔ)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(gòu)件為暗柱的各項(xiàng)規(guī)定進(jìn)行截面設(shè)計(jì)。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(xiàn)澆剪力墻試件，先進(jìn)行地基梁、暗柱、剪力墻、加載梁的鋼筋綁扎封模，然后進(jìn)行混凝土整體澆筑。在鋼筋綁扎之前，在事先設(shè)計(jì)好的位置貼好應(yīng)變片并加以保護(hù)。

試件PW-1（圖3）為約束邊緣構(gòu)件區(qū)域暗柱現(xiàn)澆且墻肢雙面疊合剪力墻構(gòu)件。構(gòu)件制作時(shí)，先綁扎基礎(chǔ)底座鋼筋，并預(yù)留墻板插筋 10@200，插筋分兩次截?cái)?，第一次截?cái)喑龅鬃L度1.2LaE，第二次截?cái)嗑嗟谝淮谓財(cái)嗑嚯x為500mm，鋼筋綁扎后進(jìn)行混凝土澆筑，待底座強(qiáng)度達(dá)到抗壓強(qiáng)度80%時(shí)，進(jìn)行疊合墻板安裝，疊合墻板距底座水平縫為50mm，安裝好預(yù)制墻板后，進(jìn)行暗柱鋼筋和加載梁鋼筋綁扎，現(xiàn)澆暗柱與疊合墻板通過水平連接鋼筋進(jìn)行連接，水平連接鋼筋型號(hào)同剪力墻水平鋼筋10@150，滿足錨固長度，鋼筋綁扎完畢后進(jìn)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(gòu)件。構(gòu)件制作時(shí)，先綁扎基礎(chǔ)底座鋼筋，并預(yù)留墻板插筋10@200和暗柱插筋814，插筋分兩次截?cái)啵谝淮谓財(cái)嗖褰畛龅鬃L度1.2LaE，第二次截?cái)嗑嗟谝淮谓財(cái)嗑嚯x為500mm，鋼筋綁扎后進(jìn)行混凝土澆筑。待底座強(qiáng)度達(dá)到80%抗壓強(qiáng)度時(shí)，進(jìn)行疊合墻板安裝，疊合墻板距底座水平縫為50mm，安裝好預(yù)制墻板后，進(jìn)行加載梁鋼筋綁扎，鋼筋綁扎完畢后進(jìn)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(shè)計(jì)軸壓比均為0.5，混凝土強(qiáng)度等級(jí)C30，箍筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400級(jí)，其余鋼筋強(qiáng)度等級(jí)均為HRBE400級(jí)，預(yù)埋鋼板采用Q235級(jí)鋼材。

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

3.3 加載方案

剪力墻構(gòu)件抗震性能試驗(yàn)采用同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的10 000kN大型多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)，進(jìn)行頂部反復(fù)加載方式（圖5）。

采用10 000kN豎向作動(dòng)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(dòng)器施加往復(fù)水平力。試件屈服前，采用力控制并分級(jí)加載，每級(jí)水平力往復(fù)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(jìn)行，每一級(jí)的位移為h/400=7.25mm（剪力墻高度h=2 900mm），每級(jí)位移往復(fù)循環(huán)3次。試驗(yàn)水平荷載加載制度如圖6所示。當(dāng)水平力下降至最大水平力的85%以下或水平位移足夠大時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

3.4 布點(diǎn)方案

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

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

（2）在現(xiàn)澆混凝土與疊合墻板豎直接縫處布置試件連接鋼筋應(yīng)變片，測試試驗(yàn)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(jì)，測試試驗(yàn)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(jì)，測試試驗(yàn)過程中接縫的變形。

4 試驗(yàn)現(xiàn)象

4.1 試件RW-1試驗(yàn)現(xiàn)象

（1）正向加載時(shí)，在水平推力作用下，墻體出現(xiàn)的首條彎曲裂縫距地梁約50mm；反向加載過程中，墻體出現(xiàn)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(shí)，受拉鋼筋屈服，應(yīng)變?yōu)? 531με；受壓鋼筋屈服，其應(yīng)變大幅度超過鋼筋屈服應(yīng)變-2 255με。此時(shí)，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(xiàn)出一定的脆性（圖8）。

4.2 試件PW-1試驗(yàn)現(xiàn)象

（1）加載時(shí)，在水平推力作用下，墻體出現(xiàn)的首條彎曲裂縫距地梁約300mm；反向加載過程中，墻體出現(xiàn)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(shí)，受壓鋼筋屈服，現(xiàn)澆暗柱邊緣縱筋應(yīng)變達(dá)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(yàn)現(xiàn)象

（1）試件在正反向加載時(shí)，均在預(yù)制疊合板和底部坐漿層之間出現(xiàn)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(yù)制疊合板和底部坐漿層之間出現(xiàn)明顯縫隙（圖10(1)）。

（3）試件破壞時(shí)，受壓鋼筋屈服，暗柱邊緣插筋應(yīng)變高達(dá)-4 847με，受壓區(qū)混凝土被壓碎，預(yù)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(yàn)結(jié)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(xiàn)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(gòu)件現(xiàn)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(gòu)件預(yù)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?。浑S著墻頂側(cè)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(zhuǎn)變?yōu)榉碨型，滯回曲線呈現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)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(xiàn)澆構(gòu)件較大，說明雙面疊合剪力墻比現(xiàn)澆構(gòu)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(fù)荷載作用下，均經(jīng)歷了開裂、屈服和破壞三個(gè)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(diǎn)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(xiàn)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(xiàn)出良好的抗震性能。

5.3 位移延性

各試件位移延性系數(shù)見表2，表中極限位移Δu為承載力下降至峰值荷載85%時(shí)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(shí)的墻頂位移值。

（1）所有試件的延性系數(shù)均小于3，這是由于試驗(yàn)中的軸壓比高達(dá)0.5所致。

（2）現(xiàn)澆試件RW-1的延性系數(shù)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(shù)平均值在2.01～2.3之間，與現(xiàn)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(jié)語

通過對軸壓比為0.5的1片現(xiàn)澆混凝土剪力墻和2片雙面疊合剪力墻低周反復(fù)試驗(yàn)的現(xiàn)象分析和數(shù)據(jù)處理，我們得到以下結(jié)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(gòu)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(xiàn)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(xiàn)澆混凝土剪力墻試件最大相差約9.4%，略高于現(xiàn)澆混凝土剪力墻構(gòu)件；雙面混凝土剪力墻的承載力設(shè)計(jì)可參照現(xiàn)澆混凝土剪力墻的相關(guān)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(xiàn)出良好的抗震性能；同時(shí)，總體耗能能力高于現(xiàn)澆剪力墻試件。

（4)疊合剪力墻試件的延性系數(shù)平均值在2.01～2.3之間，高于現(xiàn)澆混凝土剪力墻試件，表現(xiàn)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(shè)計(jì)3個(gè)軸壓比為0.5的采用不同澆筑形式的剪力墻構(gòu)件，進(jìn)行平面內(nèi)低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析這三種構(gòu)件的構(gòu)造方案對疊合剪力墻破壞形態(tài)與破壞機(jī)制、承載力、延性、耗能能力與剛度退化規(guī)律的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：雙面疊合剪力墻具有跟現(xiàn)澆剪力墻相同的試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)，表現(xiàn)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(xiàn)行規(guī)范等同現(xiàn)澆進(jìn)行設(shè)計(jì)。

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(xué)畢業(yè)，寶業(yè)集團(tuán)上海建筑工業(yè)化研究院主任，結(jié)構(gòu)工程師，國家一級(jí)注冊結(jié)構(gòu)工程師。