程紅周廣強張鑫曹春暉王凌

(1.山東建筑大學土木工程學院，山東 濟南 250101；2.山東建筑大學建筑結構加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，山東 濟南 250101；3.同圓設計集團股份有限公司，山東 濟南 250101；4.山東萬斯達科技股份有限公司，山東 濟南 250200)

0 引言

傳統(tǒng)的預制疊合剪力墻結構是將兩塊通過格構鋼筋連接的預制疊合板作為外殼，中間現(xiàn)澆混凝土形成的協(xié)同受力的整體半裝配式剪力墻[1]，具有施工速度快、建設周期短、綠色環(huán)保等優(yōu)點，但預制墻片自重大、運輸難度高、吊裝繁瑣制約著其在我國的應用。近年來，學者們對疊合剪力墻結構做了大量的研究，其中王滋軍等[2-3]、連星等[4]、任軍等[5]研究了帶有約束邊緣構件的預制疊合板式剪力墻的抗震性能，發(fā)現(xiàn)設置約束邊緣構造措施可保證雙面疊合板式剪力墻的整體性，其抗震性能與全現(xiàn)澆剪力墻基本無差別。張文瑩等[6-7]采用不同直徑螺紋鋼水平連接節(jié)點的雙面疊合板式剪力墻試驗了循環(huán)剪切荷載，該水平連接節(jié)點的抗剪承載力和現(xiàn)澆節(jié)點較為接近，提出雙面疊合板式剪力墻水平連接節(jié)點的抗剪承載力理論計算公式。KURAMA等[8-9]討論了改進后的無粘結后張預應力混合裝配式剪力墻，表明在無粘結預應力鋼筋提供水平恢復力的基礎上，剪力墻連接處增加的普通縱向鋼筋可以通過屈服消耗地震能量，顯著提高了無粘結后張預應力裝配式剪力墻的耗能能力。吳浩等[10]、楊博雅等[11]擬靜力試驗了整體預應力預制混凝土剪力墻，其結果證實剪力墻體中的預應力筋可提供恢復力并減小殘余變形，同時給出了預應力預制剪力墻截面設計方法。潘浩[12]展開了單面疊合剪力墻擬靜力試驗，得到預制墻板中的鋼筋桁架可以增加錨固性能。楊聯(lián)萍等[13]、余少樂等[14]利用ABAQUS有限元軟件，探討疊合面的粘結滑移問題，模擬結果顯示疊合面對雙面疊合剪力墻承載力影響較小，預制墻板對疊合墻體裂縫的開展有緩解作用。

為了減輕預制墻板自重，同時提高其剛度，結合預制裝配式預應力剪力墻自恢復性的優(yōu)勢，提出一種新型的帶預應力的雙面疊合板式剪力墻結構，該結構由預制預應力鋼筋桁架疊合板、空腔受力鋼筋籠、現(xiàn)澆混凝土3部分組成，其中預制疊合板內布置橫向預應力鋼筋，通過鋼筋桁架和邊緣構造措施保證預制疊合板與后澆混凝土協(xié)同受力形成整體剪力墻。為研究其抗震性能，設計并制作了剪跨比均為1.5的3片預制預應力混凝土鋼筋桁架疊合剪力墻和1片全現(xiàn)澆剪力墻，擬靜力試驗中，保持軸壓比不變[15]，觀察記錄了新型預制預應力疊合剪力墻的破壞過程，從滯回性能、耗能能力、延性系數、剛度退化、剪切變形等方面分析了各試件的抗震性能，并對比了全現(xiàn)澆剪力墻的受力性能，以便為鋼筋混凝土疊合結構體系的設計及工程應用提供依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

主要考慮邊緣構件形式和預制墻板配筋兩個影響因素，共設計了4片剪力墻試件，其中SW-4為普通鋼筋混凝土全現(xiàn)澆剪力墻(以下簡稱現(xiàn)澆墻)，而PW-5、PW-6、PW-8為預制預應力混凝土鋼筋桁架疊合剪力墻(以下簡稱疊合墻)。4片剪力墻的外觀尺寸相同，其高為2400 mm、寬為1600 mm、厚為200 mm，各剪力墻基本參數見表1。疊合墻每側預制疊合板厚度為35 mm，其中PW-5預制疊合板寬度為800 mm，PW-6、PW-8預制疊合板寬度為1200 mm，而PW-8預制疊合板水平方向僅布置預應力筋，其間隔為150 mm，其余疊合墻預制疊合板預應力筋、非預應力筋間隔75 mm交錯布置。4個試件外觀尺寸相同，如圖1所示。剪力墻試件的截面配筋形式不同，其中SW-4試件為現(xiàn)澆墻，截面配筋形式如圖2(a)所示；采用邊緣構造形式B的PW-6、PW-8疊合墻截面配筋形式如圖2(b)所示；采用邊緣構造形式A的PW-5疊合墻截面配筋形式如圖2(c)所示。

圖1 剪力墻示意圖/mm

圖2 疊合墻1-1剖面圖/mm

表1 剪力墻基本參數表

1.2 材料性能試驗

疊合墻中預制疊合板采用C40細石混凝土，空腔內現(xiàn)澆混凝土和現(xiàn)澆剪力墻采用C30細石混凝土。試件所用預制疊合板首先一次澆筑完成，拼裝后再進行空腔混凝土澆筑，疊合墻預制墻疊合板中水平預應力筋是直徑為5 mm的消除應力鋼絲，非預應力筋是直徑為6 mm的HPB300級鋼筋，墻體縱筋采用HRB400級鋼筋。經過材料試驗，測得消除應力鋼絲的抗拉強度平均值為1608 MPa，HPB300級鋼筋抗拉強度平均值為630 MPa，其直徑為8、10、14 mm的三級鋼抗拉強度平均值分別為621、637、634 MPa。C30混凝土的立方體抗壓強度平均值為33.7 MPa，而C40混凝土的立方體抗壓強度平均值為44.9 MPa。

1.3 加載方案

試驗在山東建筑大學土木工程學院結構試驗室進行，采用擬靜力試驗加載方法。加載裝置如圖3所示，1臺200 t的液壓千斤頂施加豎向軸力，1臺100 t的液壓伺服作用器施加水平荷載。墻頂分配鋼梁將千斤頂施加的豎向軸力均勻施加到墻體頂部的加載梁上，為防止試件在加載過程中平面外失穩(wěn)，在墻體南北兩側2.1 m高度處設置側向滾軸支撐裝置；為減小墻體滑移和避免地梁一側翹起，利用地錨螺栓將墻體地梁錨固在剛性地面上，并在地梁東西兩側安裝機械千斤頂。

圖3 加載裝置(北面)圖

采用純位移控制加載方式，在正式加載前，按照設計豎向軸力的1/3、2/3預加載，保證試驗用儀器正常工作以及墻身垂直后卸載。正式加載時，將豎向軸力一次性施加到位后保持不變，再逐級施加水平位移，水平位移幅值分別為2、4、8、10、12、18、24、30、48、54和66 mm，12 mm之前每級加載循環(huán)1次，從12 mm開始每級加載循環(huán)3次。加載位移速率始終保持為1 mm/s，當試件無法加載或水平承載力下降至＜85%的峰值荷載時認為試件破壞停止加載，結束試驗。為便于描述，規(guī)定MTS往西側推為正，正向裂縫在試件裂縫示意圖中表示為黑色；往東側拉為負，負向裂縫在試件裂縫示意圖中表示為紅色。

1.4 測點布置

試驗過程中主要測量試件加載點的水平位移、水平荷載以及試件其他部位的位移。在墻體共布置14個位移計，如圖4所示。試件加載點的水平位移和荷載由液壓伺服作動器自動采集，同時為確保試驗數據準確，在加載梁軸線位置布置位移計J，測量試件加載點的水平位移；在墻體東側中心豎向軸線處布置I、H兩個水平位移計，測量墻身水平位移；地梁邊角及側面布置位移計L、M、N，測量地梁可能出現(xiàn)的位移，修正地梁平動、轉動對墻體位移值的影響。在墻體的左、右兩側1.6 m高度處布置豎向位移計A、D，布置斜向下45°方向位移計B、C，計算墻體的剪切變形。在墻體底部間隔布置位移計E、F、G、H，驗證墻體底部截面在低周往復荷載下是否滿足平截面假定。

圖4 墻體位移計布置圖/mm

2 試驗過程及破壞形態(tài)

2.1 試件破壞過程

第一級水平位移加載過后，墻體基本都處于彈性階段，從第二、三級位移加載開始，各墻體試件底部出現(xiàn)水平裂縫?！?4 mm之前的每級位移加載，墻體都會新增水平裂縫，原有裂縫水平延伸開展，其中SW-4試件在±12 mm位移加載過后，除新增水平裂縫外，原有裂縫開始向斜下方約33°方向延伸發(fā)展；PW-5、PW-6、PW-8在±18 mm位移加載之后，新增水平裂縫減少，原有裂縫開始向20°～25°斜下方方向延伸，其中，各試件墻身裂縫集中分布在墻高＜1500 mm處，SW-4、PW-5墻身裂縫間距約為200 mm，如圖5、6所示；PW-6、PW-8墻身裂縫間距約250 mm，如圖7、8所示。

圖5 SW-4北面裂縫示意圖

圖6 PW-5北面裂縫示意圖

圖7 PW-6北面裂縫示意圖

圖8 PW-8北面裂縫示意圖

±24 mm位移加載，各試件墻身新增裂縫數量較少，東西兩側裂縫相交，其中PW-5、PW-6、PW-8墻體東西角部受壓區(qū)出現(xiàn)豎向細小裂縫，底部裂縫寬度約為4～6 mm，SW-4墻身與地梁交界面處主裂縫南北貫通，裂縫寬度約3.5 mm?！?2 mm位移加載，試件無新增裂縫，原有裂縫發(fā)展速度變緩，裂縫寬度增大，其中SW-4墻體角部受壓區(qū)出現(xiàn)發(fā)散狀劈裂裂縫，西角混凝土少量壓碎；PW-5墻體西側底部裂縫900 mm長度范圍內南北貫通；PW-6底部東西裂縫貫通，裂縫寬度為10 mm，角部受壓區(qū)混凝土外鼓剝離；PW-8角部保護層混凝土壓碎脫落，邊緣鋼筋輕微壓彎，底部裂縫寬度為8 mm。最后兩級位移加載，各試件剛開始角部受壓區(qū)混凝土壓碎，受拉區(qū)混凝土大塊脫落，隨后縱筋壓屈、箍筋失效，結果是最外側單根縱筋拉斷。±54 mm位移加載，PW-6墻體東部壓碎區(qū)域呈現(xiàn)100 mm×200 mm尺寸的矩形，如圖9所示，西側壓碎區(qū)域約150 mm×200 mm的三角形?！?6 mm位移加載，SW-4墻體角部壓碎區(qū)域呈現(xiàn)矩形，東角破壞尺寸約200 mm×400 mm，如圖10所示，西角破壞尺寸約200 mm×200 mm；PW-5墻體西角壓碎區(qū)域呈三角形，其長邊寬度大于整個邊緣構件的寬度，兩側最外層縱筋拉斷，如圖11所示；PW-8墻體底部預制墻板保護層混凝土脫落，墻板內分布筋暴露，角部破壞區(qū)域約為250 mm×300 mm的矩形，如圖12所示。各試件承載力下降至＜85%的峰值承載力，試驗結束。

圖9 PW-6墻角破壞圖

圖10 SW-4墻角破壞圖

圖11 PW-5墻角破壞圖

圖12 PW-8墻角破壞圖

2.2 破壞形態(tài)對比分析

現(xiàn)澆墻與疊合墻破壞形態(tài)相似之處主要包括以下兩個方面:

(1)墻體裂縫分布和走勢相近，裂縫多分布在墻身1.6 m以下，初始裂縫先水平沿墻身延伸，然后向斜下方發(fā)展，而后墻體兩側裂縫相交，呈現(xiàn)“X”形網狀交叉裂縫。

(2)試件均屬于彎剪破壞，墻體1.6 m以上無損傷，墻底兩角混凝土壓碎脫落，箍筋脫開，最外側縱筋壓屈或拉斷。

現(xiàn)澆墻與疊合墻破壞形態(tài)不同之處:

(1)現(xiàn)澆墻體多為“X”形交叉斜裂縫，向下沿40°～45°方向發(fā)展。疊合墻裂縫以水平裂縫為主，斜裂縫向下發(fā)展角度為20°～35°，其發(fā)展相對于現(xiàn)澆墻滯后，表明預應力筋改變了墻板中主拉應力的方向，對斜裂縫的發(fā)展有明顯的限制作用。

(2)疊合墻受力主裂縫開裂寬度是現(xiàn)澆墻開裂寬度的2～3.5倍，表明預制墻板與地梁接縫處，新舊混凝土之間粘結作用力較弱。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線常用來評定復核剪力墻的抗震性能[16]，如圖13所示。從試件滯回曲線中可以得出，相同軸壓比下，每級位移加載過后，現(xiàn)澆墻與疊合墻滯回環(huán)所圍面積基本相當，但疊合墻殘余變形較大，表明疊合墻具有較好的抗震性能。除PW-6試件因試驗過程中墻體平面外位移較大而未加載最后一級水平位移之外，其他疊合墻滯回環(huán)的形狀均有反S形趨勢。相比于現(xiàn)澆構件，疊合墻體在加載后期的剪切滑移略大。邊緣構件類型和預制墻板是否配置非預應力分布鋼筋對試件滯回曲線影響效果不明顯。

圖13 試件滯回曲線圖

3.2 耗能性能

結合JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[17]中的規(guī)定，采用能量耗散系數E衡量試件的耗能性能[18]，E與頂點位移Δ的關系如圖14所示。

圖14 試件能量耗散系數與頂點位移曲線圖

(1)同軸壓比下，各試件曲線走勢基本一致，墻體屈服位移之后，各試件的耗能以不同的速率穩(wěn)步增長。在相同頂點位移條件下，疊合墻滯回耗能曲線基本在現(xiàn)澆墻的上方，疊合墻總耗能優(yōu)于現(xiàn)澆墻。

(2)排除在PW-6試驗過程中±10 mm循環(huán)時緊固錨桿致使數據略有突變外，對比PW-6與PW-8可以看出，預制墻板中水平分布鋼筋的變化并未表現(xiàn)出對墻體耗能的影響。

(3)對比PW-5與PW-6、PW-8可以看出，采用邊緣構造形式B的疊合墻體耗能性能更為優(yōu)異。

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖15所示，可知現(xiàn)澆墻與疊合墻骨架曲線在彈性階段吻合良好，進入彈塑性階段之后，同軸壓比下，疊合墻承載力基本等同于現(xiàn)澆墻，表明疊合墻體兩種邊緣構件形式均可實現(xiàn)預制墻板與現(xiàn)澆混凝土結合成整體，共同受力；峰值荷載過后，PW-5試件承載力下降速度最慢，表明邊緣構件形式A更有利于保證疊合剪力墻底部薄弱面的剛度，使得疊合墻后期有較高的承載力。

圖15 試件骨架曲線圖

3.4 承載能力分析

根據骨架曲線，運用通用屈服彎矩法求得屈服位移。試件的水平荷載降到峰值荷載的85%時對應的位移為試件的極限位移，見表2。

表2 試件各階段荷載位移值表

(1)疊合墻極限荷載大于按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[19]承載能力極限狀態(tài)計算所得的承載力，表明采取這種疊合方式和邊緣構件形式的疊合墻可以滿足承載力的要求，即可按照現(xiàn)澆剪力墻結構設計該疊合墻。

(2)不同的邊緣構造形式、預制墻板中布置預應力筋對疊合墻各階段承載力基本無影響，與現(xiàn)澆墻承載力差別較小。

3.5 變形性能分析

3.5.1 位移角

試件各階段位移角見表3。

表3 試件各階段位移角表

(1)GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》[20]規(guī)定的彈塑性層間位移角限值為1/120，試驗中各試件極限位移角均大于該值，說明疊合墻試件的變形能力優(yōu)異。

(2)各試件屈服位移角在1/192～1/255之間，軸壓比和邊緣構件形式以及預制墻板是否布置非預應力筋對屈服位移角影響不大。

3.5.2 延性系數

各試件的延性系數見表2。在相同軸壓比的條件下，疊合墻的延性系低于現(xiàn)澆墻，但疊合墻試件的延性系數均＞4，表現(xiàn)出良好的變形能力；不同的邊緣構造形式、預制墻板預應力筋配置對疊合墻延性系數影響不大。

3.5.3 剪切變形

試驗中墻體布置的4個位移計001、002、003、004采集到的數據，利用豎向位移修正后的平均剪切變形計算公式[21]，每級水平位移加載后墻體由剪切變形產生的位移Δs與每級加載位移Δ的關系曲線如圖16所示。

圖16 試件的剪切位移曲線圖

(1)剪切位移與每級加載位移大體呈線性關系，試件屈服之前，剪切位移很小，試件屈服后，剪切位移迅速增大；

(2)試件破壞前，PW-6、PW-8每級剪切位移與現(xiàn)澆墻相當，PW-5剪切位移大于現(xiàn)澆墻，表明邊緣構件形式B抗剪切變形能力優(yōu)于邊緣構件形式A；

(3)除PW-6提前結束試驗，SW-4、PW-5、PW-8由剪切變形產生的位移分別占加載控制位移的22%、27%、31%，故對于剪跨比為1.5的剪力墻，剪力墻變形以彎曲變形為主。

3.5.4 剛度退化

利用割線剛度K來分析試件的剛度退化規(guī)律，試件剛度隨著位移加載幅值變化的關系曲線如圖17所示。

圖17 試件剛度退化曲線圖

從試件初裂到明顯屈服，水平裂縫不斷延伸，數量增多，剛度退化明顯，曲線下降較快；從試件屈服到峰值荷載，裂縫發(fā)展充分，呈現(xiàn)“X”形分布，主裂縫形成并不斷加寬，剛度逐漸退化，但退化速度放慢。峰值荷載后，裂縫已經發(fā)展充分，試件角部混凝土壓碎，剛度退化曲線變得更為平緩。試件達到破壞荷載后依舊保有一定的剛度。同軸壓比下，試件從加載到屈服，疊合墻與現(xiàn)澆墻剛度差別不大，表明疊合墻整體性良好，預制疊合板與現(xiàn)澆混凝土可以協(xié)同受力；從屈服后到極限荷載，剛度退化情況基本一致，無明顯差異。在剛度退化曲線末尾可以看出，兩種邊緣構件形式的破壞剛度高于或等于現(xiàn)澆墻剛度，表明兩種邊緣構件均可保證疊合墻體有較好的抵抗側移的能力。

4 結論

對3片預制預應力混凝土鋼筋桁架疊合剪力墻和1片現(xiàn)澆剪力墻進行了擬靜力試驗，主要得出以下結論:

(1)疊合墻與現(xiàn)澆墻破壞形態(tài)相近，均為彎剪破壞，且其抗震指標表現(xiàn)良好，可實現(xiàn)與全現(xiàn)澆剪力墻受力相同的目標。

(2)預制疊合板中布置的橫向預應力筋提高了預制疊合板施工階段的剛度和抗裂能力，形成疊合墻后可以明顯延緩斜裂縫出現(xiàn)的時間、改變斜裂縫的方向，但對墻體的耗能無明顯影響。

(3)兩種邊緣構造形式均可保證現(xiàn)澆混凝土與兩側的預制墻板協(xié)同受力，采用邊緣構件形式A的疊合墻試件變形能力略優(yōu)；從施工角度而言，邊緣構件形式B更便捷，裝配化程度更高。