龔祖平 董年才 芮明倬2 江曉峰2 劉明國2 龔徐華 沈健超

(1. 南通聯(lián)瀧裝配式建筑科技有限公司，南通 226000； 2. 華東建筑設計研究總院，上海 200032)

引言

隨著環(huán)境壓力和人工成本的不斷增大，預制裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)迎來了重要發(fā)展機遇。裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)通常包括預制剪力墻結(jié)構(gòu)、疊合剪力墻結(jié)構(gòu)和預制夾心保溫剪力墻結(jié)構(gòu)三種形式[1]。

目前，國內(nèi)外針對預制實心剪力墻抗震性能的研究已經(jīng)積累了一定的研究成果。姜洪斌等[2]開展了3 層足尺預制鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)彈性階段擬靜力試驗研究，發(fā)現(xiàn)水平荷載作用后結(jié)構(gòu)剛度退化明顯。錢稼茹等[3]開展了不同豎向鋼筋連接形式的預制鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗研究。試驗結(jié)果表明：預制剪力墻試件的破壞模式與現(xiàn)澆剪力墻試件基本相同，但預制剪力墻試件的耗能能力低于現(xiàn)澆剪力墻構(gòu)件。朱張峰等[4-5]開展了新型混合裝配式混凝土剪力墻抗震性能的試驗研究與數(shù)值模擬，考察了預應力筋面積、預應力筋張拉應力、漿錨鋼筋無黏結(jié)長度和軸壓比對剪力墻受力性能的影響。趙斌[6]等開展了全裝配水平接縫的預制混凝土剪力墻抗震性能研究，試驗結(jié)果表明：套筒布置與搭接鋼筋直徑對剪力墻承載力具有重要影響。

預制夾心保溫剪力墻兼顧結(jié)構(gòu)性能和保溫性能，具有良好的應用前景。蔣金梁[7]開展了混凝土夾芯復合剪力墻熱工和力學性能的有限元分析，計算結(jié)果表明：兩側(cè)混凝土厚度和斜向鋼筋屈服強度對剪力墻的力學性能具有顯著影響。薛偉辰等[8]開展了預制混凝土夾心保溫剪力墻的試驗研究，結(jié)果表明：剪力墻的破壞模式為受彎破壞；保溫層的位置和墻體厚度對剪力墻的抗震性能具有重要影響。錢稼茹等[9]開展了噴涂混凝土夾心剪力墻抗震性能試驗研究的試驗研究和有限元模擬，發(fā)現(xiàn)夾心剪力墻的破壞模式為壓彎破壞和剪切破壞。錢稼茹等[10]開展了套筒灌漿連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的擬動力試驗研究，結(jié)果表明：預制夾心剪力墻的外葉墻不參與結(jié)構(gòu)受力，結(jié)構(gòu)設計時可不考慮外葉墻的作用。朱元吉等[11]開展了不同連接形式 PC 掛板-剪力墻抗震性能研究，發(fā)現(xiàn)荷載作用下外葉墻會出現(xiàn)較多裂縫。Ma等[11-12]開展了新型環(huán)保石膏-混凝土復合墻板的抗震性能試驗研究，結(jié)果表明：新型墻板的延性會優(yōu)于傳統(tǒng)混凝土墻板，但在潮濕環(huán)境下石膏會引入硫酸根離子從而降低耐久性。上述研究中內(nèi)外葉墻體通過連接件連接，其長期安全性能和耐久性能還有待工程實踐的進一步檢驗；且外葉墻不能參與結(jié)構(gòu)受力，僅作為保溫材料的保護層。

鑒于此，南通聯(lián)瀧裝配式建筑科技有限公司[13-14]連同華東建筑設計研究總院、同濟大學組成產(chǎn)學研聯(lián)合課題組，基于前期高大內(nèi)隔墻體的設計與施工經(jīng)驗，得到新的啟發(fā)，認為該研究思路完全可以用于承重結(jié)構(gòu)，用于預制裝配式模塊化自保溫剪力墻結(jié)構(gòu)。因此發(fā)明了一種新型自保溫預制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)體系[9]。該體系采用內(nèi)填保溫芯材聚氨酯提升自保溫剪力墻的節(jié)能保溫性能；通過對保溫芯孔與內(nèi)外葉壁厚的分析與實驗，得出當間距：跨厚比≤3：1，內(nèi)外葉連接橋間距≯250mm和連接橋壁厚度是最小間距比的1/8(為了達到環(huán)保保溫要求的熱工性能要求，其間距比最大≯1/6，才能滿足傳熱系數(shù))，滿足協(xié)同受力的要求，又能滿足傳熱節(jié)能要求；通過適當提高混凝土強度提升剪力墻的承載力；通過適當布置連接鋼筋提升剪力墻的整體性；通過倒插法灌漿套筒實現(xiàn)上下剪力墻之間方便可靠的連接。自保溫剪力墻標準產(chǎn)品見圖1所示。

課題小組通過低周反復加載試驗和數(shù)值模擬研究了新型自保溫預制混凝土剪力墻在不同軸壓比作用下的抗震性能，為該新型剪力墻體系的推廣應用提供科學依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計制作4組共12個剪力墻試件，每組1個預制實心剪力墻對比試件，1個預制空心后填實剪力墻試件和2個完全相同的自保溫預制剪力墻試件?？紤]到實際工程中的不同工況，4組試件的設計軸壓比分別取0.30、0.45和0.60；自保溫預制剪力墻試件和預制空心后填實剪力墻試件的軸壓力按照預制實心剪力墻對比試件設計軸壓比為0.30、0.45和0.60選取，對應的豎向荷載分別為750 kN、1120 kN和1500 kN。所有試件的具體信息如表1所示。

圖1 自保溫預制剪力墻標準件產(chǎn)品圖(單位：mm)

試件編號設計軸壓比剪力墻類型PSW-300.30預制實心剪力墻PSW-30-H0.30預制空心后填實剪力墻PPW-30-10.30自保溫預制剪力墻PPW-30-20.30自保溫預制剪力墻PSW-450.45預制實心剪力墻PSW-45-H0.45預制空心后填實剪力墻PPW-45-10.45自保溫預制剪力墻PPW-45-20.45自保溫預制剪力墻PSW-600.60預制實心剪力墻PSW-60-H0.60預制空心后填實剪力墻PPW-60-10.60自保溫預制剪力墻PPW-60-20.60自保溫預制剪力墻

注：試件命名規(guī)則為：第一個字母P代表預制(precast)，第二個字母S代表實心(solid)、P代表自保溫剪力墻中的聚氨酯(polyurethane)保溫材料，第三個字母W代表剪力墻(wall)，編號中的30/45/60代表不同的軸壓比，-H代表預制空心(hollow)，編號中的1/2代表兩個相同自保溫預制混凝土剪力墻試件的順序號。

預制實心剪力墻對比試件和預制空心后填實剪力墻試件的高度為2 907 mm，截面尺寸為200 mm×875 mm，混凝土設計強度等級為C35。自保溫預制剪力墻試件高度為2 907 mm，截面尺寸為250 mm×875 mm；混凝土設計強度等級為C50。剪力墻幾何尺寸及配筋如圖2所示。

1.2 材料性能

由于預留的部分混凝土立方體試塊存在缺陷，所有試件均按照《鉆芯法檢測混凝土強度技術規(guī)程》JGJ/T 384-2016[15]，通過取芯確定混凝土實際抗壓強度。每個試件在試驗后選取未受損區(qū)域制備3～4個直徑和高度均為75 mm的混凝土芯樣。所有試件的混凝土芯樣平均抗壓強度詳見表2所示。

按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》GB/T 228.1-2010[16]，開展鋼筋拉伸試驗，確定試件中鋼筋的強度。試件中所用鋼筋等級均為HRB400，直徑共有6 mm、8 mm、10 mm、12 mm、14 mm五種規(guī)格，同一種規(guī)格鋼筋均為同一批次，每一種規(guī)格鋼筋預留3根抗拉強度試驗用試樣。鋼筋強度的測試結(jié)果見表3。

(a)現(xiàn)澆實心剪力墻試件

(b)預制空心后填實剪力墻試件

(c)自保溫預制剪力墻試件

表2 混凝土芯樣平均抗壓強度

(續(xù))

表3 鋼筋平均抗拉強度

注：6 mm、8 mm和10 mm鋼筋經(jīng)過冷處理，未測得屈服強度。

1.3 加載方案

試驗加載裝置如圖3所示。豎向荷載由量程為2 000 kN的千斤頂提供。在千斤頂和試件之間設置加載鋼梁，使試件豎向受力均勻。為使試驗過程中千斤頂與試件頂部的位移保持同步，在反力鋼梁下設置滑動支座。水平荷載由量程為500 kN的MTS電液伺服系統(tǒng)提供，水平作動器前端與鋼拉桿連接以實現(xiàn)反復推拉。為防止底座發(fā)生水平方向滑移，用地錨螺栓與實驗室地槽進行固定。加載時，首先對試件施加恒定豎向荷載，過15min后逐級施加低周反復水平荷載。

圖3 試驗加載和量測裝置圖

豎向荷載采用荷載控制模式一次加載完成，并在試驗過程中保持不變。水平荷載按照現(xiàn)行行業(yè)標準《建筑抗震試驗規(guī)程》JGJ/T 101-2015[17]采用荷載和位移聯(lián)合控制模式加載。低周反復試驗加載制度如圖4所示。試件開裂前采用荷載控制并分級加載，每級荷載增量為20 kN；試件屈服后采用位移控制(定義作動器推為正向、拉為負向)，位移Δy取屈服時試件的最大位移值，并以該位移值的倍數(shù)為級差進行控制加載。每級位移循環(huán)3次，直至荷載降低到峰值荷載的85%以下停止加載。

圖4 低周反復試驗加載制度

1.4 量測方案

試驗量測項目包括水平荷載、剪力墻頂點水平位移以及構(gòu)件關鍵位置的應變，試件的測點布置如圖2和圖3所示。其中，水平荷載通過作動器內(nèi)置的傳感器獲得，剪力墻頂梁和地梁的水平位移分別通過位移計D1和D2進行量測，剪力墻的頂部水平位移由D1減去D2得到。關鍵位置的應變通過布置于混凝土表面(位于距地梁頂面700mm高度處試件中心)的應變片S3和S4、縱筋和箍筋表面的應變片S1和S2量測。由于本次試驗中自保溫預制剪力墻試件的應變片為試件澆筑并養(yǎng)護完成后粘貼，為降低粘貼應變片位置的墻體開洞對剪力墻性能的影響，每種軸壓比相同的兩片剪力墻試件，只在其中一個試件上(PPW-30-1、PPW-45-1和PPW-60-1)開洞粘貼鋼筋應變片。

2 試驗現(xiàn)象

所有試件均在墻體頂部水平位移達到±4mm附近出現(xiàn)剛度下降，之后轉(zhuǎn)為位移控制。各試件破壞模式類似，故而以試件PPW-45-1為例介紹試驗現(xiàn)象。加載初期，試件基本處于彈性工作階段，低周反復加載的卸載過程中，在荷載降至0 kN時其殘余變形很小。水平荷載達到+100 kN時，試件底部靠近作動器一側(cè)出現(xiàn)第一條水平裂縫。水平位移達到+8 mm時，試件靠近作動器一側(cè)出現(xiàn)多條水平裂縫；水平位移達到-8 mm時，試件遠離作動器一側(cè)同時出現(xiàn)多條水平裂縫。隨著位移增加，原有水平裂縫逐漸延伸，裂縫寬度逐漸增大。水平位移達到+16 mm時，試件中部開始出現(xiàn)彎剪斜裂縫；水平位移達到-16 mm時，最大裂縫寬度達到0.45 mm。水平位移達到-20 mm時，試件靠近作動器一側(cè)出現(xiàn)豎向受壓裂縫，試件中部的斜裂縫進一步貫通。水平位移達到+28 mm時，試件角部混凝土開始剝落；水平位移達到-28 mm時，最大裂縫寬度增加至2.00 mm。水平位移達到-32 mm時，試件反向承載力降低到峰值荷載的85%以下。水平位移達到+36 mm時，試件正向承載力降低到峰值荷載的85%以下，停止試驗。

所有試件的破壞形態(tài)見圖5所示，典型試件PPW-45-1的裂縫開展如圖6所示。

圖5 所有試件破壞形態(tài)

正面 南側(cè)面 北側(cè)面 圖6 試件PPW-45-1裂縫開展圖

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

剪力墻水平荷載-頂點水平位移滯回曲線如圖7所示。

(a)試件PSW-30

(b)試件PSW-30-H

(c) 試件PPW-30-1

(d) 試件PPW-30-2

(e) 試件PSW-45

(f) 試件PSW-45-H

(g) 試件PPW-45-1

(h) 試件PPW-45-2

(i) 試件PSW- 60

(j) 試件PSW-60-H

(k) 試件PPW-60-1

(l) 試件PPW-60-2圖7 水平荷載-頂點水平位移滯回曲線

由圖7可知，加載初期，所有試件均處于彈性工作階段，滯回環(huán)面積較小。隨著荷載增加，試件逐漸進入彈塑性工作階段，滯回環(huán)面積逐漸增大。到達峰值荷載后，試件的剛度明顯降低，滯回曲線出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象。同一設計軸壓比下，兩個相同的自保溫預制剪力墻試件(區(qū)別僅在于第一個開小洞粘貼鋼筋應變片)的滯回曲線基本一致。

3.2 骨架曲線

剪力墻水平荷載-頂點水平位移骨架曲線如圖8所示。

由圖8可知，隨著軸壓比的不斷增大，試件荷載峰值有所增加，而荷載峰值點對應的頂點水平位移有所降低。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖8 水平荷載-頂點水平位移骨架曲線

根據(jù)滯回曲線和骨架曲線可進一步確定各剪力墻試件的屈服荷載、峰值荷載以及延性系數(shù)等。其中，屈服荷載根據(jù)能量法確定，破壞位移取荷載下降到85%峰值荷載對應的位移。延性系數(shù)取破壞位移和屈服位移的比值。試驗結(jié)果如表4所示。

表4 剪力墻試驗結(jié)果

由表4可知，設計軸壓比為0.30的自保溫預制剪力墻試件(PPW-30-1和PPW-30-2)的平均屈服荷載、平均峰值荷載比預制實心剪力墻對比試件(PSW-30)分別提高了1.7%和3.9%，延性系數(shù)和累積耗能分別降低了36.4%和68.9%。設計軸壓比為0.30的預制空心后填實剪力墻試件(PSW-30-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預制實心剪力墻對比試件(PSW-30)分別降低了8.1%、6.3%、33.8%和59.5%。

設計軸壓比為0.45的自保溫預制剪力墻試件(PPW-45-1和PPW-45-2)的平均屈服荷載、平均峰值荷載比預制實心剪力墻對比試件(PSW-45)分別提高了1.5%和2.6%，延性系數(shù)和累積耗能分別降低了46.6%和69.9%。設計軸壓比為0.45的預制空心后填實剪力墻試件(PSW-45-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預制實心剪力墻對比試件(PSW-45)分別降低了7.8%、8.0%、33.6%和62.7%。

設計軸壓比為0.60的自保溫預制剪力墻試件(PPW-60-1和PPW-60-2)的平均屈服荷載比預制實心剪力墻對比試件(PSW-60)提高了1.2%，平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能分別降低了1.4%、29.0%和70.1%。設計軸壓比為0.60的預制空心后填實剪力墻試件(PSW-60-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預制實心剪力墻對比試件(PSW-60)分別降低了17.3%、18.4%、12.6%和61.4%。

3.3 耗能性能

試件的耗能性能通?？筛鶕?jù)能量耗散系數(shù)[17]來表征，表達式為

(1)

式中，S(ABCDE)為每級循環(huán)的第一個滯回環(huán)面積(圖9)，S(ΔOCG+ΔOEF)為滯回環(huán)峰值點對應的三角形面積之和。

圖9 典型滯回曲線

剪力墻能量耗散系數(shù)曲線如圖10所示。

由圖10可知，頂點水平位移在±20mm以內(nèi)時，相同軸壓力作用下4個試件的能量耗散系數(shù)接近。當頂點水平位移超過±20mm時，除試件PSW-30-H外，相同軸壓力作用下自保溫預制剪力墻和預制空心后填實剪力墻的能量耗散系數(shù)相對于預制實心剪力墻增加較快。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60圖10 能量耗散系數(shù)曲線

3.4 剛度退化

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》JGJ/T 101-2015[17]，采用每級循環(huán)的第一個滯回環(huán)的正負荷載峰值點之間連線的斜率來衡量剛度退化程度，具體計算公式為:

(2)

式中，+Fi和-Fi分別為第i級循環(huán)加載下第一個滯回環(huán)的正、負最大荷載；+Δi和-Δi分別為+Fi和-Fi對應的位移。

考慮到各試件均在4 mm轉(zhuǎn)為位移加載，因而試件的剛度變化規(guī)律主要基于4 mm以后的水平荷載-頂點位移骨架曲線確定。各試件的剛度退化曲線如圖11所示。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖11 剛度退化曲線

由圖11可知，自保溫預制剪力墻試件的初始剛度略高于預制實心剪力墻試件，預制空心后填實剪力墻試件的初始剛度與預制實心剪力墻相近。加載后期，自保溫預制剪力墻試件和預制空心后填實剪力墻試件的剛度退化速率略高于預制實心剪力墻試件。

3.5 鋼筋應變

試驗中量測了墻體底部外側(cè)縱筋的應變變化規(guī)律(位置詳見圖2應變片S1)，各典型試件縱筋應變-頂點水平位移曲線如圖12所示。從圖12中可知，自保溫預制剪力墻試件和預制空心后填實剪力墻試件的最外側(cè)縱筋會先于預制實心剪力墻試件屈服。

試驗中還測量了墻體底部中間位置箍筋的應變變化規(guī)律(位置詳見圖2應變片S2)，各典型試件箍筋應變-頂點水平位移曲線如圖13所示。從圖13中可知，頂點水平位移在±20 mm之前，箍筋應變發(fā)展十分緩慢，當頂點水平位移超過±20 mm后，隨著彎剪斜裂縫的開展，箍筋應變隨水平位移明顯增大。

4 有限元分析

4.1 有限元模型的建立

采用ABAQUS有限元軟件建立剪力墻試件精細化有限元分析模型，混凝土采用三維8節(jié)點六面體實體單元、鋼筋采用桿單元。由于預制空心后填實剪力墻中分批澆筑混凝土界面難以模擬，本次未考慮。有限元分析模型如圖14所示。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖12 縱筋應變變化規(guī)律

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60圖13 箍筋應變變化規(guī)律

(a)預制實心剪力墻 (b)自保溫預制剪力墻

采用ABAQUS提供的彈塑性損傷模型(CDP模型)模擬混凝土的力學性能。其中，混凝土的單軸受拉和受壓應力-應變關系曲線參考現(xiàn)行國家標準《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》GB 50010-2010(2015年版)[18]進行設定。該模型假定混凝土的破壞主要為拉裂和壓碎。屈服和破壞面的演化由拉伸等效塑性應變和壓縮等效塑性應變控制，同時該模型還有較好的收斂性。預制實心剪力墻中混凝土單軸抗壓強度根據(jù)實測立方體抗壓強度平均值(41.6 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為31.6 MPa；單軸抗拉強度取為1.57 MPa。自保溫預制剪力墻中混凝土單軸抗壓強度根據(jù)鉆芯法實測平均抗壓強度(47.1 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為35.7 MPa；單軸抗拉強度取為1.89 MPa。現(xiàn)澆實心連梁中混凝土單軸抗壓強度根據(jù)鉆芯法實測平均抗壓強度(35.1 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為26.7 MPa；單軸抗拉強度取為1.57 MPa。自保溫預制連梁中混凝土單軸抗壓強度根據(jù)鉆芯法實測平均抗壓強度(53.7 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為40.8 MPa；單軸抗拉強度取為1.89 MPa。

采用各向同性理想彈塑性模型模擬鋼材的力學性能，鋼材的屈服強度根據(jù)材性試驗結(jié)果進行設定，取為439.4 MPa。

采用嵌入命令描述鋼筋和混凝土之間的相互作用，不考慮鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)滑移。數(shù)值模擬時，采用全模型計算，首先對試件底部混凝土進行約束，然后按照設計軸壓比在剪力墻頂部施加豎向荷載；在各試件有限元模型加載位置設置參考點，將參考點和混凝土頂面進行綁定，通過對參考點施加位移實現(xiàn)加載模擬。

4.2 有限元模型的驗證

預制實心剪力墻試件和自保溫預制剪力墻試件有限元模型的計算結(jié)果分別如圖15所示。

由圖15可知，有限元模型針對各試件水平荷載-頂點水平位移曲線的彈性階段和彈塑性階段的模擬十分吻合。有限元模型針對破壞階段的模擬與試驗結(jié)果存在一定的差異，這可能是由于試驗中反復荷載作用下混凝土的損傷累積與數(shù)值模擬時單調(diào)荷載作用存在差異所致。

基于水平荷載-頂點水平位移曲線可確定試件的峰值荷載，如表5所示。由表5可知，剪力墻峰值荷載的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的誤差在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求。

表5 峰值荷載試驗結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對比

(a)PSW-30

(b)PSW-45

(c)PSW-60

(d)PPW-30

(e)PPW-45

(f)PPW-60圖15 有限元模型的計算結(jié)果

5 結(jié)論

(1)在三種設計軸壓比下，自保溫預制剪力墻的平均屈服荷載和平均峰值荷載均與預制實心剪力墻近乎相等，但明顯優(yōu)于預制空心后填實剪力墻；自保溫預制剪力墻的延性系數(shù)和累積耗能均低于預制實心剪力墻；自保溫預制剪力墻的剛度退化規(guī)律與預制實心剪力墻相近。

(2)自保溫預制剪力墻的初始剛度略高于預制實心剪力墻；加載后期，自保溫預制剪力墻的剛度退化速率略高于預制實心剪力墻。

(3)在三種設計軸壓比下，當頂點水平位移在±20mm以內(nèi)時，在相同頂點水平位移下自保溫預制剪力墻和預制實心剪力墻的耗能系數(shù)接近；當頂點水平位移大于±20mm時，在相同頂點水平位移下自保溫預制剪力墻的耗能系數(shù)略大于預制實心剪力墻。

(4)數(shù)值模擬結(jié)果表明，自保溫預制剪力墻試件低周反復峰值荷載的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的誤差分別在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求。

(5)經(jīng)多次傳熱檢測，結(jié)果表明與計算分析相近，能滿足節(jié)能傳熱要求。

綜上所述，自保溫預制剪力墻承載力與實心剪力墻近乎相等，延性與耗能與實心剪力墻相當，破壞模式為延性受彎破壞，符合強剪弱彎的設計理念，滿足剪力墻的抗震性能要求。適當降低軸壓比和降低樓層總高的情況下，可適用于多層及高層建筑。