谷 倩，任 靖，張延賓，趙端鋒，譚 園

(1.武漢理工大學 土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430070; 2.美好建筑裝配科技有限公司，湖北 武漢 430050)

0 引 言

預制裝配式混凝土結構作為一種適應工業(yè)化生產模式的建筑結構形式，在中國受到越來越多的關注和重視[1-2]。本文研究的半預制半后澆式雙面疊合剪力墻是由內、外葉預制鋼筋混凝土板通過構造三角鋼筋桁架連接成帶中間空腔的墻板構件，在現(xiàn)場裝配施工時通過后澆混凝土填充芯層空腔而形成的一種新型疊層式混凝土剪力墻(圖1)，可用于裝配式混凝土多層、高層住宅建筑。

與現(xiàn)澆剪力墻相比，雙面疊合剪力墻結構工業(yè)化程度高、施工速度快、使用模板少，與實心剪力墻相比，其整體性能好、安裝精度和難度低，是一種適合中國國情的半裝配式結構體系。近年來，國內外學者對疊合剪力墻的研究主要集中在采用不同的水平接縫連接構造[3-4]、豎向拼縫連接構造[5-6]和不同邊緣構件形式[7-8]的單片墻體抗震性能等，如蔣慶等[3]完成了雙排豎向插筋連接的雙面疊合剪力墻擬靜力試驗，研究表明雙面疊合剪力墻的破壞過程、剛度和耗能能力與現(xiàn)澆剪力墻相似，承載力略低于現(xiàn)澆剪力墻；Aldemir等[5]的研究表明預制疊合墻板采用正確的豎向拼縫連接構造可以安全應用于抗震設防地區(qū)；王滋軍等[7]通過不同邊緣構件的疊合剪力墻擬靜力抗震試驗，得出了現(xiàn)澆約束邊緣構件優(yōu)于部分預制約束邊緣構件的結論。然而，目前國內外關于雙面疊合剪力墻平面外受力性能的研究尚不多見，Amran等[9]對采用鋼筋桁架連接的預制混凝土泡沫夾芯墻板進行了抗彎性能試驗和有限元模擬，研究表明鋼筋桁架能夠保持墻板進入塑性階段后的整體性能。種迅等[10]進行了嵌入式基礎的雙面疊合墻平面外靜力加載試驗，研究表明雙面疊合剪力墻在平面外受力時預制墻板和芯層后澆混凝土整體工作性能好，未發(fā)生明顯滑移。薛偉辰等[11]對邊緣構件區(qū)的雙面疊合剪力墻進行平面外低周反復荷載試驗，研究表明雙面疊合剪力墻平面外極限承載力比現(xiàn)澆剪力墻低10.7%，平面外延性系數(shù)大于現(xiàn)澆剪力墻。鑒于目前有關雙面疊合剪力墻平面外受力性能的研究尚不夠充分，本文依據(jù)《裝配式混凝土建筑技術標準》[12]設計了1片帶水平接縫的裝配整體式雙面疊合剪力墻足尺試件和1片現(xiàn)澆剪力墻足尺試件，進行了平面外極限承載力試驗研究和有限元分析，并提出其受彎和受剪承載力計算方法，為雙面疊合剪力墻設計及工程應用提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計了1片現(xiàn)澆剪力墻試件RCW和1片雙面疊合剪力墻試件DPCW，各試件由墻板、地梁和加載梁三部分組成，其尺寸及配筋見圖2。各試件墻板高度、寬度、厚度分別為2 700，1 800，200 mm，試件兩端為400 mm×400 mm的邊緣構件，其中試件DPCW兩側預制層厚度為50 mm，芯層后澆混凝土層厚度為100 mm，DPCW的豎向鋼筋搭接長度為1.2laE(laE為抗震設計時縱向受拉鋼筋的最小錨固長度)，鋼筋桁架的間距為400 mm。

圖2 剪力墻試件設計圖(單位：mm)

實測現(xiàn)澆剪力墻、疊合剪力墻預制層、疊合剪力墻后澆層的混凝土標準立方體[13]抗壓強度平均值分別為60.1，60.7，57.4 MPa。鋼筋采用HRB400級鋼筋，實測力學性能[14]見表1。

表1 鋼筋力學性能

1.2 加載裝置和加載制度

試驗采用1 000 kN水平作動器和分配梁實現(xiàn)墻頂水平均布荷載加載，其加載裝置見圖3?？紤]加載過程中若施加豎向軸壓，當墻體頂部平面外發(fā)生較大位移時存在一定的試驗安全隱患，且軸壓比為0、墻體頂部為自由端時是疊合剪力墻試件底部水平接縫截面平面外受力最不利狀態(tài)，鑒于此，本次試驗暫未在墻體頂部施加豎向壓力。

圖3 試驗加載裝置

加載制度根據(jù)《混凝土結構試驗方法標準》[15]確定，在鋼筋測點達到屈服應變之前采用荷載控制，荷載等級步長為3 kN，鋼筋屈服后采取位移控制加載，位移步長取屈服位移的一半，加載直至承載力下降到最大承載力的85%或彎曲撓度達到試件墻體高度的1/25時，停止試驗。

1.3 測點布置

試件的位移測點布置如圖4(a)所示，各試件分別布置了7個位移計，編號為H1～H7，H1距墻底2 900 mm，用于測量墻頂水平位移，H2～H5測量試件不同高度處的水平位移，H6和H7分別測量墻體與地梁、地梁與地面的相對滑移。試件鋼筋應變測點1a～8a，1b～8b如圖4(b)～4(d)所示，雙面疊合剪力墻在墻板豎向鋼筋和地梁預埋插筋上布置應變片，位置分別在搭接區(qū)外20 mm和地梁上方30 mm，試件RCW在同等高度處豎向鋼筋上布置應變片。

圖4 測點布置(單位：mm)

2 試驗現(xiàn)象

對于試件RCW，當加載荷載較小時，試件處于彈性階段，表面無可見裂縫出現(xiàn)。當加載至18 kN時，試件受拉側250，450 mm墻高處出現(xiàn)2條水平貫通彎曲初始裂縫，裂縫由試件正面延伸至側面，此后開始進入彈塑性工作階段。隨著荷載增大，墻體A面有新裂縫不斷出現(xiàn)，新裂縫大致分布在墻高250，450，650，850 mm處，同時原有裂縫寬度持續(xù)增大，并向墻體中部和兩側發(fā)展。當加載至26 kN、水平位移為52.5 mm時，邊緣構件出現(xiàn)豎向鋼筋屈服，判斷試件已屈服。隨著位移增大，墻體新裂縫出現(xiàn)較少，主要以已有裂縫發(fā)展為主。當水平位移增加至155.0 mm時，墻體側面一些水平裂縫斜向發(fā)展成彎剪斜裂縫，斜裂縫基本上為45°走向。當水平位移增加至228.0 mm時，墻片與地梁連接處受壓邊緣混凝土被壓碎，試件承載力也有所下降，試驗結束。

對于試件DPCW，當加載至9 kN時，在墻片與地梁水平接縫處出現(xiàn)長度約20 mm的微小初始裂縫。隨著荷載的增加，初始裂縫逐漸向中和軸方向延伸。加載至26 kN、水平位移為21.8 mm時，水平接縫處形成水平通縫，裂縫最大寬度約為0.4 mm，同時，邊緣構件后澆層受拉側豎向連接鋼筋屈服，判斷試件已屈服。當水平位移為32.0 mm時，試件在受拉側預制墻板250 mm高處出現(xiàn)第1條墻面開裂的水平貫通彎曲裂縫。隨著位移繼續(xù)增大，墻面400，580，850 mm高處陸續(xù)出現(xiàn)新裂縫并向墻體兩側發(fā)展。當水平位移為240.0 mm時，受拉區(qū)預制墻板與地梁頂面脫離，出現(xiàn)明顯縫隙，墻體底部受壓區(qū)混凝土被壓潰剝落，試件承載力下降，試驗結束。試驗結束后，在靠近地梁的墻體側邊新舊混凝土疊合面處發(fā)現(xiàn)寬度很小且不連續(xù)貫通的豎向裂縫，從外觀上看新舊混凝土未發(fā)生明顯相對滑移，表明預制墻板和芯層后澆混凝土層能夠很好地協(xié)同工作。

圖5為極限破壞時各試件裂縫分布形態(tài)。由圖5可知，各試件破壞形態(tài)基本相同，均表現(xiàn)為典型的彎曲破壞特征。試件DPCW的初始裂縫比試件RCW出現(xiàn)更早，分析認為：雙面疊合剪力墻的水平接縫處澆筑成形后具有2個新舊混凝土結合面，且結合面之間無鋼筋連接，其抗裂能力遠低于現(xiàn)澆剪力墻相同部位。試件DPCW屈服后墻面裂縫開始逐漸發(fā)展，而試件RCW屈服后幾乎無新裂縫產生，分析認為：雙面疊合剪力墻抵抗外力作用的豎向連接鋼筋在芯層后澆混凝土中，鋼筋傳力到預制板豎向鋼筋后，才能觀察到墻面的試驗現(xiàn)象。試驗后期試件DPCW受拉側預制墻板與地梁頂面出現(xiàn)明顯縫隙，而試件RCW沒有出現(xiàn)這種現(xiàn)象，分析認為：雙面疊合剪力墻受拉側豎向連接鋼筋距受拉側預制墻板外表面距離比現(xiàn)澆剪力墻豎向鋼筋距受拉側外表面距離大，兩者豎向受力鋼筋屈服后相同豎向應變增長，雙面疊合剪力墻受拉側墻板外表面觀測到的變形大。

圖5 極限破壞時各試件裂縫分布形態(tài)

3 試驗結果及分析

3.1 荷載-位移曲線

圖6為各試件的荷載-位移曲線。兩試件曲線形態(tài)比較接近，均經歷了線彈性、彈塑性、塑性和破壞4個階段。與試件RCW相比，試件DPCW初始剛度大，承載力高，達到峰值荷載時位移大，分析認為：首先，試件DPCW中鋼筋桁架的存在增大了其初始剛度，其次，試件DPCW的豎向連接鋼筋均在后澆層中，隨著平面外位移增大，試件沿墻厚方向受壓區(qū)高度逐漸減小，試件DPCW受壓側豎向連接鋼筋較試件RCW受壓側豎向鋼筋更早進入受拉狀態(tài)，增強了試件DPCW的平面外剛度和承載力。

圖6 試件荷載-位移曲線

表2為各試件主要階段的荷載和位移。由于本次試驗中未做到承載力下降至峰值荷載的85%，極限點位移取彎曲撓度達到墻體高度1/25時的位移，并在受壓側混凝土被壓潰時停止試驗。由表2可知，試件DPCW水平接縫開裂荷載比試件RCW低57%，這是由于水平接縫處新舊混凝土間抗拉強度低，在荷載較小時即發(fā)生開裂。與試件RCW相比，試件DPCW墻面開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載分別提高72%，1%，10%，鋼筋桁架提高了雙面疊合剪力墻平面外抗彎承載力。試件DPCW的屈服位移小于試件RCW，平面外位移延性系數(shù)為試件RCW的2.4倍，表明雙面疊合剪力墻在平面外荷載作用下具有更好的延性。

表2 試件特征荷載和位移

3.2 剛度退化特征

圖7為各試件的剛度退化曲線。由圖7可知，加載初期，試件DPCW的初始剛度大于試件RCW，剛度退化速率略大于試件RCW。墻頂位移超過50 mm后，兩試件的剛度退化曲線基本重合。分析認為：由于鋼筋桁架的存在，使得雙面疊合剪力墻的初始剛度大于現(xiàn)澆剪力墻，而雙面疊合剪力墻是分層澆筑，整體性不如現(xiàn)澆剪力墻；隨著位移的增加，雙面疊合剪力墻后澆層與預制層混凝土結合面發(fā)生局部破壞，墻底與地梁交接面出現(xiàn)水平通縫，因而雙面疊合剪力墻的剛度與現(xiàn)澆剪力墻的剛度相差不大。

圖7 試件剛度退化曲線

3.3 鋼筋應變

圖8為各試件鋼筋的應變-位移曲線。對于試件RCW，隨著平面外荷載的不斷增大，受拉側豎向鋼筋拉應變增大，受壓側豎向鋼筋壓應變增大，到達極值后又逐漸減小，至位移為160 mm時，大部分豎向受力鋼筋處于受拉狀態(tài)。對于試件DPCW，加載初期，受拉(壓)側豎向連接鋼筋和預制墻板豎向受力鋼筋拉(壓)應變增大，試件屈服后，受壓側鋼筋壓應變逐漸減小，隨后逐漸由受壓狀態(tài)轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，至位移約為50 mm時，大部分豎向受力鋼筋處于受拉狀態(tài)。

圖8 試件鋼筋應變-位移曲線

試件DPCW和試件RCW的應變-位移曲線總體趨勢比較接近，但由于雙面疊合剪力墻水平接縫處豎向連接鋼筋搭接連接的傳力機制與現(xiàn)澆剪力墻的單根鋼筋傳力機制有所差別，兩試件局部區(qū)域鋼筋的應變規(guī)律略有不同。首先，在加載初期，試件DPCW的受拉區(qū)豎向連接鋼筋同試件RCW的受拉區(qū)豎向鋼筋相比，拉應變增速更大。分析認為：在雙面疊合剪力墻平面外受力時，受拉一側預制墻板不參與結構受力，即計算高度比現(xiàn)澆剪力墻小50 mm，混凝土受壓區(qū)高度更小，相同加載速率下，試件DPCW受拉區(qū)豎向連接鋼筋應力增長更快。其次，試件DPCW的受壓區(qū)豎向連接鋼筋同試件RCW的受壓區(qū)豎向鋼筋相比，更早從受壓狀態(tài)轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，峰值拉應變更大。分析認為：兩試件的受壓鋼筋位置不同，隨著受壓區(qū)高度不斷減小，雙面疊合剪力墻受壓區(qū)豎向連接鋼筋位于離受壓區(qū)中心較遠的后澆層，其應變的變化較快。

3.4 平面外變形特征

圖9為各試件屈服和試驗終止時不同高度平面外變形曲線。由圖9可知，試件屈服時，各試件的平面外位移曲線均有一定的彎曲型變形曲線特征，表明墻板底部已開始形成塑性鉸區(qū)。試驗終止時，各試件側向位移曲線均接近直線，表明試件底部塑性鉸區(qū)已完全失效，各試件近似轉動。

圖9 試件平面外變形曲線

4 數(shù)值模擬

本文采用ABAQUS軟件對雙面疊合剪力墻試件的受力過程進行了數(shù)值模擬分析[16]。混凝土和鋼筋采用分離式建模，忽略鋼筋與混凝土的黏結滑移，將鋼筋用Embedded的方式嵌入混凝土中。圖10(a)為整體網格劃分，圖10(b)為模型鋼筋單元劃分。模型在加載點加設剛墊板，以防止模擬中出現(xiàn)應力集中產生過大變形。剪力墻的地梁地面設置為固定端約束，加載方式為在加載點處進行位移加載。

圖10 有限元模型單元劃分

4.1 單元選取和材料模型

有限元建模時，混凝土和剛墊板選用C3D8R實體單元，鋼筋采用T3D2桁架單元。鋼筋采用雙折線彈塑性模型，其斜率取0.01Es(Es為鋼筋彈性模量)，鋼筋屈服強度、抗拉強度及彈性模量采用實測值，屈服準則為Von Mises準則，泊松比取0.3。混凝土選取ABAQUS中的損傷塑性模型[17]，其力學性能取實測值。

4.2 接觸單元設置

在地梁與雙面疊合剪力墻的水平接縫接觸部位，選用面-面接觸模擬，其中法向設為“硬”接觸[18]，切向設為“罰”摩擦接觸，摩擦因數(shù)取0.6[19]。對于預制墻板與后澆層疊合面、墻體與加載梁接觸面，均設置為綁定(tie)接觸。

4.3 模擬結果分析

4.3.1 破壞形態(tài)

ABAQUS中通常使用SDEG值(量綱為1)來表征裂縫單元的損傷程度，當SDEG值等于 1時表示單元完全破壞。圖11(a)為有限元分析得到的雙面疊合剪力墻損傷分布云圖。對于試件DPCW，除水平接縫附近混凝土豎向拉應變較大，墻板與地梁間接觸面出現(xiàn)輕微脫離外，相同墻高不同墻寬位置處混凝土損傷大致相同，局部有斜向發(fā)展趨勢，且大部分混凝土較大拉伸損傷分布在墻高1/3以下區(qū)域。這與試驗結果得到的墻板與地梁間水平接縫處裂縫開展寬度最大，墻體裂縫多數(shù)為水平向彎曲裂縫和少數(shù)為斜向彎剪裂縫，最后一條發(fā)展裂縫出現(xiàn)在墻高850 mm左右處的結果完全吻合。圖11(b)為雙面疊合剪力墻試件極限狀態(tài)時的豎向鋼筋應力分布云圖，后澆層受拉側和受壓側豎向連接鋼筋均達到受拉屈服，與試驗結果吻合良好。

圖11 試件DPCW模擬云圖

4.3.2 荷載-位移曲線

試件有限元荷載-位移曲線與試驗曲線對比如圖12所示。由圖12可以看出，有限元模擬曲線與試驗曲線在彈性階段基本重合，模擬的初始剛度略大于試驗結果。分析認為：試驗初期加載時地梁發(fā)生了微小轉動，降低了試件剛度。達到屈服位移之后，有限元模擬得到的平面外承載力與試驗結果略有差異，達到峰值荷載時，模擬值41.45 kN比試驗值36.65 kN高13.1%，數(shù)值分析結果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，表明建立的模型能夠較好地模擬試件平面外的受力過程。

圖12 試件DPCW荷載-位移曲線模擬值與試驗值對比

4.4 參數(shù)分析

4.4.1 軸壓比

本次試驗的雙面疊合剪力墻試件邊緣構件采用疊合暗柱，參照文獻[20]規(guī)定的二、三級剪力墻可不設約束邊緣構件的軸壓比限值為0.3，本文建立了軸壓比分別為0.1，0.2，0.3的有限元模型DPCW-0.1，DPCW-0.2，DPCW-0.3，以軸壓比為0的試件DPCW為對比分析模型。圖13為不同軸壓比雙面疊合剪力墻模型的平面外荷載-位移曲線。由圖13可以看出，隨著軸壓比增加，雙面疊合剪力墻試件的抗彎承載力明顯提高，但延性降低。

圖13 不同軸壓比雙面疊合剪力墻荷載-位移曲線

4.4.2 高厚比

本次試驗中，水平荷載作用點距墻底高2 900 mm，墻厚200 mm，剪力墻試件的設計高厚比均為14.5。通常預制墻板高度由建筑層高決定，本文按文獻[21]有關剪力墻截面厚度的設計規(guī)定，建立了墻厚分別為160，250，300 mm的疊合剪力墻有限元模型DPCW18.1，DPCW11.6，DPCW9.7，即各模型高厚比分別為18.1，11.6，9.7，試件DPCW為對比分析模型。圖14為不同高厚比雙面疊合剪力墻模型的平面外荷載-位移曲線。由圖14可以看出，高厚比對雙面疊合剪力墻的延性影響不大，對承載力影響較大。高厚比越小，剪力墻模型的屈服荷載和峰值荷載越大，而對應的屈服位移則大致相同。

圖14 不同高厚比雙面疊合剪力墻荷載-位移曲線

5 雙面疊合剪力墻極限承載力分析

雙面疊合剪力墻試件的平面內抗震試驗結果[21]表明，其抗震性能和破壞形態(tài)與全現(xiàn)澆剪力墻試件較為接近，且極限破壞時其內、外葉預制板與芯層后澆混凝土界面亦未發(fā)生剪切滑移破壞現(xiàn)象，從而說明這種疊層式墻板的層間整體工作性能良好。從本文的試驗結果也可以看出，在平面外受力狀態(tài)下，雙面疊合剪力墻試件同樣表現(xiàn)出良好的預制-后澆混凝土層間整體工作性能，因此，基于此前提，本文提出了雙面疊合剪力墻平面外受彎承載力和水平接縫截面平面外受剪承載力的計算方法。

5.1 平面外受彎承載力

圖15 不同階段雙面疊合剪力墻水平接縫截面應力分布

假定水平接縫截面受壓區(qū)高度為x，按平截面假定和水平接縫截面的靜力平衡條件，則有

(1)

(2)

(3)

(4)

計算可得M=68.7 kN·m，則受彎屈服荷載F=23.7 kN，比試驗值26.0 kN低8.8%，計算結果與試驗結果吻合較好，且有一定的安全儲備，該計算公式可用于工程實踐。

5.2 水平接縫截面平面外受剪承載力

雙面疊合剪力墻試件根據(jù)剪切-摩擦理論計算的水平接縫抗剪承載力由界面黏結力、界面鋼筋的銷栓力和截面摩擦力組成，與加載方向無關，因此雙面疊合剪力墻水平接縫截面的平面內受剪承載力計算原則同樣適用于接縫截面的平面外受剪承載力計算，參照《裝配整體式混凝土疊合剪力墻結構技術規(guī)程》[22]，雙面疊合剪力墻水平接縫處的平面外受剪承載力應符合下列規(guī)定

(5)

式中：Vwj為雙面疊合剪力墻水平接縫處剪力設計值；N為垂直于水平接縫的軸向力設計值，壓力為正，拉力為負；γRE為承載力抗震調整系數(shù)，取0.85。

由式(5)可知，軸向壓力對水平接縫截面抗剪承載力有利，隨著軸壓比增大，疊合剪力墻試件水平接縫截面抗剪承載力提高，與有限元模擬結果吻合。

6 結語

(1)雙面疊合剪力墻試件在平面外荷載作用下的裂縫分布形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻試件基本相同，均為受拉一側墻面出現(xiàn)若干水平向彎曲裂縫，極限破壞時受壓一側墻面底部出現(xiàn)局部壓碎現(xiàn)象。

(2)疊合剪力墻試件在水平接縫處的豎向連接鋼筋達到屈服后墻身開始出現(xiàn)水平向彎曲裂縫，隨后受拉一側預制墻板中的豎向鋼筋應力逐漸增大，表明疊合剪力墻水平接縫附近區(qū)域形成了轉動能力良好的塑性鉸，位于芯層后澆混凝土中的豎向連接鋼筋發(fā)揮了良好的傳力作用。

(3)雙面疊合剪力墻在平面外荷載作用下具有較高的承載力和變形能力，其屈服荷載與現(xiàn)澆剪力墻十分接近，峰值荷載較現(xiàn)澆剪力墻提高約10%，平面外位移延性系數(shù)是現(xiàn)澆剪力墻的2.4倍。

(4)與現(xiàn)澆剪力墻相比，雙面疊合剪力墻的初始剛度較大，鋼筋桁架對其平面外剛度貢獻明顯；加載初期，雙面疊合剪力墻的剛度退化速率較快，頂點位移超過50 mm后，其剛度退化曲線與現(xiàn)澆剪力墻基本重合。

(5)雙面疊合剪力墻試件有限元分析得到的荷載-位移曲線與試驗曲線吻合較好，破壞形態(tài)與試驗結果基本一致，墻肢軸壓比、高厚比等參數(shù)分析結果有效補充了試驗結果。

(6)本文推導了雙面疊合剪力墻平面外受彎承載力計算公式，其計算值與試驗值吻合良好，并建議了水平接縫截面的受剪承載力計算方法，可用于指導工程實踐。