肖全東，郭正興（東南大學(xué)土木工程學(xué)院，210096南京）

裝配式混凝土雙板短肢剪力墻擬靜力試驗(yàn)

肖全東，郭正興
（東南大學(xué)土木工程學(xué)院，210096南京）

為綜合評(píng)價(jià)裝配式混凝土雙板短肢剪力墻的抗震性能，對(duì)2個(gè)雙板裝配式和1個(gè)現(xiàn)澆的足尺比例短肢剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)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(jié)果表明:3個(gè)試件均發(fā)生彎曲破壞；構(gòu)造改進(jìn)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(xù)矩形螺旋箍筋加強(qiáng)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(xiàn)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(yàn)；承載力；延性；耗能

裝配式混凝土雙板結(jié)構(gòu)體系（double-wall precast concrete building system，DWPC），設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單，工廠生產(chǎn)高度自動(dòng)化，施工現(xiàn)場(chǎng)方便快捷，對(duì)環(huán)境影響小，資源節(jié)約，在歐洲是一項(xiàng)成熟的技術(shù).其鋼筋骨架采用焊接鋼筋網(wǎng)和格構(gòu)式鋼筋桁架，預(yù)制分兩階段進(jìn)行：首先在布置好鋼筋骨架的鋼模具上澆筑一側(cè)混凝土壁板并養(yǎng)護(hù)成型；再通過(guò)翻板機(jī)將養(yǎng)護(hù)好的混凝土板露鋼筋骨架一側(cè)壓在新澆筑另一側(cè)板的混凝土上，在工廠養(yǎng)護(hù)成型.施工安裝時(shí)澆筑兩側(cè)預(yù)制混凝土壁板間的中空區(qū)域，形成雙板剪力墻.通過(guò)在中空區(qū)域布置連接鋼筋和后澆混凝土將雙板墻、疊合樓板及節(jié)點(diǎn)等形成整體共同構(gòu)建裝配式混凝土雙板剪力墻（double-wall precast concrete shear wall，DWPC）結(jié)構(gòu)體系.

裝配式混凝土剪力墻已成為裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中的研究熱點(diǎn).Kurama等［1-2］針對(duì)采用預(yù)應(yīng)力混合裝配的剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析，結(jié)果表明預(yù)應(yīng)力混合裝配剪力墻具有良好的抗震性能.蔡小寧等［3］對(duì)預(yù)應(yīng)力混合裝配短肢剪力墻進(jìn)行了研究，結(jié)果表明其極限承載力得到提高.在非預(yù)應(yīng)力裝配式短肢剪力墻方面，朱張峰等［4］對(duì)NPC短肢剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明NPC短肢剪力墻初始剛度大，抗震性能和現(xiàn)澆相近.針對(duì)DWPC剪力墻，連星等［5］進(jìn)行了抗震性能研究，得出了DWPC剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻具有相近承載力和耗能能力的結(jié)論，但對(duì)DWPC短肢剪力墻的研究未見(jiàn)相關(guān)報(bào)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(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)，以宿遷某11+1層裝配整體式住宅試驗(yàn)示范項(xiàng)目為背景，制作1個(gè)現(xiàn)澆對(duì)比試件和2個(gè)DWPC試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，對(duì)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(jìn)行了研究.

圖1 試件配筋示意

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了3個(gè)短肢剪力墻足尺比例試件，其中SW1為普通全現(xiàn)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(qiáng)度等級(jí)為C35，受力鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋.3個(gè)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(xiàn)澆試件鋼筋用量多約39.35 kg.

試驗(yàn)對(duì)DWPC試件進(jìn)行了構(gòu)造改進(jìn)：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(cè)預(yù)制板之間的現(xiàn)澆混凝土布置U形筋搭接連接；在暗柱區(qū)豎向鋼筋U形筋搭接連接范圍加設(shè)一連續(xù)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(yàn)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(fù)荷載進(jìn)行擬靜力試驗(yàn).水平加載設(shè)備為1 500 kN液壓伺服控制系統(tǒng)（MTS），豎向加載設(shè)備為兩臺(tái)600 kN穿心式千斤頂（YC-60）.

試驗(yàn)時(shí)，利用地腳螺桿穿過(guò)底座預(yù)留錨固孔將試件錨固在試驗(yàn)室地面上；通過(guò)兩臺(tái)手動(dòng)千斤頂把試件底座夾緊，防止試件在試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)水平方向滑移；同時(shí)在試件兩側(cè)設(shè)置防側(cè)移裝置，防止試件在加載過(guò)程中發(fā)生平面外傾斜.試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖2.

試驗(yàn)開(kāi)始前，豎向荷載分三級(jí)通過(guò)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(yàn)過(guò)程中，安排專人操作油泵調(diào)節(jié)油壓，使千斤頂配套精密油壓表讀數(shù)基本保持恒定，軸力在試驗(yàn)過(guò)程僅發(fā)生微小變化.

圖2 加載裝置示意

待軸壓穩(wěn)定后，施加水平雙向反復(fù)荷載，加載分兩個(gè)階段：屈服前采用力控制加載，每級(jí)循環(huán)1次；屈服后采用位移控制加載，每級(jí)循環(huán)3次［6］.試驗(yàn)過(guò)程中約定MTS外推時(shí)為正，內(nèi)拉時(shí)為負(fù).

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

試驗(yàn)表明，DWPC短肢剪力墻從開(kāi)始加載到破壞的全過(guò)程分為3個(gè)階段：彈性階段、帶裂縫工作階段和破壞階段.在試驗(yàn)過(guò)程中，加載梁和剪力墻始終共同工作，未發(fā)生開(kāi)裂.各試件裂縫開(kāi)展及破壞過(guò)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(duì)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(xiàn)水平裂縫，試件進(jìn)入開(kāi)裂階段；到荷載絕對(duì)值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進(jìn)入屈服階段，頂點(diǎn)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(jìn)入位移控制加載階段，加載到2Δy周期時(shí)，剪力墻與底座水平連接處出現(xiàn)裂縫；加載到4Δy周期時(shí)，荷載達(dá)到峰值215.39 kN，剪力墻根部混凝土壓區(qū)開(kāi)始剝落；加載到5Δy周期時(shí)，剪力墻根部混凝土壓碎嚴(yán)重，箍筋外露，豎向鋼筋拉斷，試件宣告破壞，試驗(yàn)結(jié)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(duì)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(xiàn)水平裂縫，試件進(jìn)入開(kāi)裂階段；到荷載絕對(duì)值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進(jìn)入屈服階段，頂點(diǎn)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(jìn)入位移控制加載階段，加載到2Δy周期時(shí)，剪力墻與底座水平座漿層出現(xiàn)裂縫；加載到5Δy周期時(shí)，荷載達(dá)到峰值218.05 kN，剪力墻根部混凝土壓區(qū)開(kāi)始剝落；進(jìn)入加載6Δy周期，當(dāng)加載6Δy第一個(gè)循環(huán)負(fù)向（拉）時(shí)，連接鋼筋拉斷，試件承載力急速下降，試件宣告破壞，試驗(yàn)結(jié)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(duì)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(xiàn)水平裂縫，試件進(jìn)入開(kāi)裂階段；到荷載絕對(duì)值等于150 kN加載周期，試件縱向受力鋼筋屈服，試件進(jìn)入屈服階段，頂點(diǎn)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(jìn)入位移控制加載階段，加載到3Δy周期時(shí)，剪力墻與底座水平座漿層出現(xiàn)裂縫；加載到5Δy周期時(shí)，荷載達(dá)到峰值約228.83 kN，剪力墻根部混凝土壓區(qū)開(kāi)始剝落；進(jìn)入加載6Δy周期，當(dāng)加載6Δy第一個(gè)循環(huán)負(fù)向（拉）時(shí)，連接鋼筋拉斷，試件承載力急速下降，試件宣告破壞，試驗(yàn)結(jié)束.

3個(gè)試件的最終裂縫開(kāi)展情況見(jiàn)圖3.根據(jù)上述試驗(yàn)現(xiàn)象，可以判斷各試件的破壞形態(tài)相同，均為彎曲破壞，表現(xiàn)為剪力墻兩側(cè)底部混凝土壓碎剝落，豎向鋼筋（現(xiàn)澆試件）或連接鋼筋（裝配式試件）拉斷（見(jiàn)圖4）.雙板裝配式試件內(nèi)外側(cè)預(yù)制混凝土板和中間現(xiàn)澆混凝土構(gòu)成整體共同工作，未發(fā)生分離（見(jiàn)圖4（b）、（c））.

圖3 試件裂縫開(kāi)展

圖4 試件破壞形態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)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(jiàn)圖5.

圖5 試件滯回曲線與骨架曲線

對(duì)比各試件滯回曲線，具有如下共性：在試件屈服前，滯回環(huán)狹長(zhǎng)，面積很小，處于穩(wěn)定發(fā)展階段；屈服后，滯回環(huán)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(huán)有向反“S”型過(guò)度的趨勢(shì)，面積明顯增大，表明了較好的耗能能力；在同一位移級(jí)別下，二、三次循環(huán)與第一次循環(huán)相比，強(qiáng)度和剛度均有明顯退化；滯回環(huán)形狀較飽滿，未出現(xiàn)明顯“捏縮”現(xiàn)象，表現(xiàn)出良好的耗能能力［7］.

分析試件骨架曲線可發(fā)現(xiàn)，各試件骨架曲線走勢(shì)基本一致，表現(xiàn)出相近的發(fā)展規(guī)律，在低周反復(fù)荷載作用下都經(jīng)歷了彈性、開(kāi)裂、屈服、極限和破壞等幾個(gè)階段；各骨架曲線均經(jīng)歷一個(gè)較平緩階段，說(shuō)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(yán)重導(dǎo)致承載力下降而產(chǎn)生下降段外，其余兩個(gè)DWPC試件都沒(méi)有明顯的下降段.

3.2 變形能力及承載力

延性是反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件塑性變形能力的重要指標(biāo)，也是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的指標(biāo)之一.各試件特征點(diǎn)及延性比較見(jiàn)表1.其中，屈服位移Δy根據(jù)試驗(yàn)過(guò)程中縱向受力鋼筋達(dá)到屈服應(yīng)變來(lái)確定．

分析表1可知：

1）雙板裝配式試件的開(kāi)裂位移、屈服位移和極限位移與現(xiàn)澆試件的相比較小.開(kāi)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(yàn)的雙板裝配式試件在暗柱區(qū)豎向鋼筋搭接連接范圍加設(shè)連續(xù)矩形螺旋箍筋，加強(qiáng)了該區(qū)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(gè)試件的位移延性系數(shù)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(dǎo)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(xiàn)澆試件開(kāi)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?yàn)殡p板裝配式試件在暗柱區(qū)豎向鋼筋搭接連接范圍加設(shè)連續(xù)矩形螺旋箍筋所致.在試驗(yàn)中，開(kāi)裂荷載由混凝土開(kāi)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(xù)矩形螺旋箍筋對(duì)暗柱核心區(qū)混凝土的約束直接提高了構(gòu)件的承載力.

表1 試件特征點(diǎn)荷載、位移及延性系數(shù)比較

3.3 剛度退化

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算試件在各級(jí)循環(huán)荷載下的平均剛度K［6］，各試件的剛度退化曲線見(jiàn)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(gè)試驗(yàn)過(guò)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(kāi)裂到屈服時(shí)的剛度退化更明顯，試件進(jìn)入屈服后剛度退化緩慢.

2）現(xiàn)澆試件SW1的屈服剛度約為開(kāi)裂剛度的55.0%，雙板裝配式試件SW2、SW3的屈服剛度約為開(kāi)裂剛度的52.1%～55.6%，兩者剛度退化基本相同，說(shuō)明雙板裝配式試件的兩側(cè)預(yù)制墻板與中間現(xiàn)澆混凝土構(gòu)成整體，完全參與結(jié)構(gòu)受力.

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

3.4 耗能能力

結(jié)構(gòu)耗散能量的能力以一周滯回環(huán)所包圍的面積來(lái)衡量［7］.Jacobsen［8］在1930年提出了等效粘滯阻尼系數(shù)的概念，等效粘滯阻尼系數(shù)he的大小成為工程抗震中衡量結(jié)構(gòu)耗能能力的重要指標(biāo).本文計(jì)算了3個(gè)試件在不同加載特征點(diǎn)下的等效粘滯阻尼系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)表2.

表2 不同加載特征點(diǎn)下各試件等效粘滯阻尼系數(shù)

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

4 結(jié) 論

通過(guò)兩個(gè)DWPC短肢剪力墻試件和一個(gè)普通全現(xiàn)澆短肢剪力墻試件在較小軸壓比（0.1）下的擬靜力試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和結(jié)果進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

1）各試件破壞形式相同，均為彎曲破壞.現(xiàn)澆試件破壞時(shí)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(shí)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(yàn)過(guò)程中，DWPC試件內(nèi)、外側(cè)預(yù)制混凝土板與中間現(xiàn)澆混凝土沒(méi)有出現(xiàn)分離與剝落，體現(xiàn)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(qū)豎向鋼筋搭接連接范圍加設(shè)連續(xù)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(shí)具有良好的延性，其耗能能力不低于現(xiàn)澆試件.

4）裝配式混凝土雙板短肢剪力墻與現(xiàn)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(duì)豎向鋼筋進(jìn)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(yù)應(yīng)力預(yù)制混合裝配短肢墻受力性能分析［J］.工業(yè)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(yàn)［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44（4）：94-99.

［5］連星，葉獻(xiàn)國(guó)，王德才，等.疊合板式剪力墻的抗震性能試驗(yàn)分析［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2009，32（8）：105-109.

［6］JGJ101—96建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1996.

［7］唐久如.鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)抗震［M］.南京：東南大學(xué)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(guó)家科技支撐計(jì)劃（2011BAJ10B03）；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計(jì)劃（CXLX13_105）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金（2242014Y10030）；江蘇省產(chǎn)學(xué)研前瞻性聯(lián)合研究項(xiàng)目（BY2014127-05）.

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

郭正興，guozx195608＠126.com.