预制预应力叠合剪力墙抗震性能试验研究

程红周广强张鑫曹春晖王凌

(1.山东建筑大学土木工程学院，山东 济南 250101；2.山东建筑大学建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室，山东 济南 250101；3.同圆设计集团股份有限公司，山东 济南 250101；4.山东万斯达科技股份有限公司，山东 济南 250200)

0 引言

传统的预制叠合剪力墙结构是将两块通过格构钢筋连接的预制叠合板作为外壳，中间现浇混凝土形成的协同受力的整体半装配式剪力墙[1]，具有施工速度快、建设周期短、绿色环保等优点，但预制墙片自重大、运输难度高、吊装繁琐制约着其在我国的应用。近年来，学者们对叠合剪力墙结构做了大量的研究，其中王滋军等[2-3]、连星等[4]、任军等[5]研究了带有约束边缘构件的预制叠合板式剪力墙的抗震性能，发现设置约束边缘构造措施可保证双面叠合板式剪力墙的整体性，其抗震性能与全现浇剪力墙基本无差别。张文莹等[6-7]采用不同直径螺纹钢水平连接节点的双面叠合板式剪力墙试验了循环剪切荷载，该水平连接节点的抗剪承载力和现浇节点较为接近，提出双面叠合板式剪力墙水平连接节点的抗剪承载力理论计算公式。KURAMA等[8-9]讨论了改进后的无粘结后张预应力混合装配式剪力墙，表明在无粘结预应力钢筋提供水平恢复力的基础上，剪力墙连接处增加的普通纵向钢筋可以通过屈服消耗地震能量，显著提高了无粘结后张预应力装配式剪力墙的耗能能力。吴浩等[10]、杨博雅等[11]拟静力试验了整体预应力预制混凝土剪力墙，其结果证实剪力墙体中的预应力筋可提供恢复力并减小残余变形，同时给出了预应力预制剪力墙截面设计方法。潘浩[12]展开了单面叠合剪力墙拟静力试验，得到预制墙板中的钢筋桁架可以增加锚固性能。杨联萍等[13]、余少乐等[14]利用ABAQUS有限元软件，探讨叠合面的粘结滑移问题，模拟结果显示叠合面对双面叠合剪力墙承载力影响较小，预制墙板对叠合墙体裂缝的开展有缓解作用。

为了减轻预制墙板自重，同时提高其刚度，结合预制装配式预应力剪力墙自恢复性的优势，提出一种新型的带预应力的双面叠合板式剪力墙结构，该结构由预制预应力钢筋桁架叠合板、空腔受力钢筋笼、现浇混凝土3部分组成，其中预制叠合板内布置横向预应力钢筋，通过钢筋桁架和边缘构造措施保证预制叠合板与后浇混凝土协同受力形成整体剪力墙。为研究其抗震性能，设计并制作了剪跨比均为1.5的3片预制预应力混凝土钢筋桁架叠合剪力墙和1片全现浇剪力墙，拟静力试验中，保持轴压比不变[15]，观察记录了新型预制预应力叠合剪力墙的破坏过程，从滞回性能、耗能能力、延性系数、刚度退化、剪切变形等方面分析了各试件的抗震性能，并对比了全现浇剪力墙的受力性能，以便为钢筋混凝土叠合结构体系的设计及工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

主要考虑边缘构件形式和预制墙板配筋两个影响因素，共设计了4片剪力墙试件，其中SW-4为普通钢筋混凝土全现浇剪力墙(以下简称现浇墙)，而PW-5、PW-6、PW-8为预制预应力混凝土钢筋桁架叠合剪力墙(以下简称叠合墙)。4片剪力墙的外观尺寸相同，其高为2400 mm、宽为1600 mm、厚为200 mm，各剪力墙基本参数见表1。叠合墙每侧预制叠合板厚度为35 mm，其中PW-5预制叠合板宽度为800 mm，PW-6、PW-8预制叠合板宽度为1200 mm，而PW-8预制叠合板水平方向仅布置预应力筋，其间隔为150 mm，其余叠合墙预制叠合板预应力筋、非预应力筋间隔75 mm交错布置。4个试件外观尺寸相同，如图1所示。剪力墙试件的截面配筋形式不同，其中SW-4试件为现浇墙，截面配筋形式如图2(a)所示；采用边缘构造形式B的PW-6、PW-8叠合墙截面配筋形式如图2(b)所示；采用边缘构造形式A的PW-5叠合墙截面配筋形式如图2(c)所示。

图1 剪力墙示意图/mm

图2 叠合墙1-1剖面图/mm

表1 剪力墙基本参数表

1.2 材料性能试验

叠合墙中预制叠合板采用C40细石混凝土，空腔内现浇混凝土和现浇剪力墙采用C30细石混凝土。试件所用预制叠合板首先一次浇筑完成，拼装后再进行空腔混凝土浇筑，叠合墙预制墙叠合板中水平预应力筋是直径为5 mm的消除应力钢丝，非预应力筋是直径为6 mm的HPB300级钢筋，墙体纵筋采用HRB400级钢筋。经过材料试验，测得消除应力钢丝的抗拉强度平均值为1608 MPa，HPB300级钢筋抗拉强度平均值为630 MPa，其直径为8、10、14 mm的三级钢抗拉强度平均值分别为621、637、634 MPa。C30混凝土的立方体抗压强度平均值为33.7 MPa，而C40混凝土的立方体抗压强度平均值为44.9 MPa。

1.3 加载方案

试验在山东建筑大学土木工程学院结构试验室进行，采用拟静力试验加载方法。加载装置如图3所示，1台200 t的液压千斤顶施加竖向轴力，1台100 t的液压伺服作用器施加水平荷载。墙顶分配钢梁将千斤顶施加的竖向轴力均匀施加到墙体顶部的加载梁上，为防止试件在加载过程中平面外失稳，在墙体南北两侧2.1 m高度处设置侧向滚轴支撑装置；为减小墙体滑移和避免地梁一侧翘起，利用地锚螺栓将墙体地梁锚固在刚性地面上，并在地梁东西两侧安装机械千斤顶。

图3 加载装置(北面)图

采用纯位移控制加载方式，在正式加载前，按照设计竖向轴力的1/3、2/3预加载，保证试验用仪器正常工作以及墙身垂直后卸载。正式加载时，将竖向轴力一次性施加到位后保持不变，再逐级施加水平位移，水平位移幅值分别为2、4、8、10、12、18、24、30、48、54和66 mm，12 mm之前每级加载循环1次，从12 mm开始每级加载循环3次。加载位移速率始终保持为1 mm/s，当试件无法加载或水平承载力下降至＜85%的峰值荷载时认为试件破坏停止加载，结束试验。为便于描述，规定MTS往西侧推为正，正向裂缝在试件裂缝示意图中表示为黑色；往东侧拉为负，负向裂缝在试件裂缝示意图中表示为红色。

1.4 测点布置

试验过程中主要测量试件加载点的水平位移、水平荷载以及试件其他部位的位移。在墙体共布置14个位移计，如图4所示。试件加载点的水平位移和荷载由液压伺服作动器自动采集，同时为确保试验数据准确，在加载梁轴线位置布置位移计J，测量试件加载点的水平位移；在墙体东侧中心竖向轴线处布置I、H两个水平位移计，测量墙身水平位移；地梁边角及侧面布置位移计L、M、N，测量地梁可能出现的位移，修正地梁平动、转动对墙体位移值的影响。在墙体的左、右两侧1.6 m高度处布置竖向位移计A、D，布置斜向下45°方向位移计B、C，计算墙体的剪切变形。在墙体底部间隔布置位移计E、F、G、H，验证墙体底部截面在低周往复荷载下是否满足平截面假定。

图4 墙体位移计布置图/mm

2 试验过程及破坏形态

2.1 试件破坏过程

第一级水平位移加载过后，墙体基本都处于弹性阶段，从第二、三级位移加载开始，各墙体试件底部出现水平裂缝。±24 mm之前的每级位移加载，墙体都会新增水平裂缝，原有裂缝水平延伸开展，其中SW-4试件在±12 mm位移加载过后，除新增水平裂缝外，原有裂缝开始向斜下方约33°方向延伸发展；PW-5、PW-6、PW-8在±18 mm位移加载之后，新增水平裂缝减少，原有裂缝开始向20°～25°斜下方方向延伸，其中，各试件墙身裂缝集中分布在墙高＜1500 mm处，SW-4、PW-5墙身裂缝间距约为200 mm，如图5、6所示；PW-6、PW-8墙身裂缝间距约250 mm，如图7、8所示。

图5 SW-4北面裂缝示意图

图6 PW-5北面裂缝示意图

图7 PW-6北面裂缝示意图

图8 PW-8北面裂缝示意图

±24 mm位移加载，各试件墙身新增裂缝数量较少，东西两侧裂缝相交，其中PW-5、PW-6、PW-8墙体东西角部受压区出现竖向细小裂缝，底部裂缝宽度约为4～6 mm，SW-4墙身与地梁交界面处主裂缝南北贯通，裂缝宽度约3.5 mm。±42 mm位移加载，试件无新增裂缝，原有裂缝发展速度变缓，裂缝宽度增大，其中SW-4墙体角部受压区出现发散状劈裂裂缝，西角混凝土少量压碎；PW-5墙体西侧底部裂缝900 mm长度范围内南北贯通；PW-6底部东西裂缝贯通，裂缝宽度为10 mm，角部受压区混凝土外鼓剥离；PW-8角部保护层混凝土压碎脱落，边缘钢筋轻微压弯，底部裂缝宽度为8 mm。最后两级位移加载，各试件刚开始角部受压区混凝土压碎，受拉区混凝土大块脱落，随后纵筋压屈、箍筋失效，结果是最外侧单根纵筋拉断。±54 mm位移加载，PW-6墙体东部压碎区域呈现100 mm×200 mm尺寸的矩形，如图9所示，西侧压碎区域约150 mm×200 mm的三角形。±66 mm位移加载，SW-4墙体角部压碎区域呈现矩形，东角破坏尺寸约200 mm×400 mm，如图10所示，西角破坏尺寸约200 mm×200 mm；PW-5墙体西角压碎区域呈三角形，其长边宽度大于整个边缘构件的宽度，两侧最外层纵筋拉断，如图11所示；PW-8墙体底部预制墙板保护层混凝土脱落，墙板内分布筋暴露，角部破坏区域约为250 mm×300 mm的矩形，如图12所示。各试件承载力下降至＜85%的峰值承载力，试验结束。

图9 PW-6墙角破坏图

图10 SW-4墙角破坏图

图11 PW-5墙角破坏图

图12 PW-8墙角破坏图

2.2 破坏形态对比分析

现浇墙与叠合墙破坏形态相似之处主要包括以下两个方面:

(1)墙体裂缝分布和走势相近，裂缝多分布在墙身1.6 m以下，初始裂缝先水平沿墙身延伸，然后向斜下方发展，而后墙体两侧裂缝相交，呈现“X”形网状交叉裂缝。

(2)试件均属于弯剪破坏，墙体1.6 m以上无损伤，墙底两角混凝土压碎脱落，箍筋脱开，最外侧纵筋压屈或拉断。

现浇墙与叠合墙破坏形态不同之处:

(1)现浇墙体多为“X”形交叉斜裂缝，向下沿40°～45°方向发展。叠合墙裂缝以水平裂缝为主，斜裂缝向下发展角度为20°～35°，其发展相对于现浇墙滞后，表明预应力筋改变了墙板中主拉应力的方向，对斜裂缝的发展有明显的限制作用。

(2)叠合墙受力主裂缝开裂宽度是现浇墙开裂宽度的2～3.5倍，表明预制墙板与地梁接缝处，新旧混凝土之间粘结作用力较弱。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

滞回曲线常用来评定复核剪力墙的抗震性能[16]，如图13所示。从试件滞回曲线中可以得出，相同轴压比下，每级位移加载过后，现浇墙与叠合墙滞回环所围面积基本相当，但叠合墙残余变形较大，表明叠合墙具有较好的抗震性能。除PW-6试件因试验过程中墙体平面外位移较大而未加载最后一级水平位移之外，其他叠合墙滞回环的形状均有反S形趋势。相比于现浇构件，叠合墙体在加载后期的剪切滑移略大。边缘构件类型和预制墙板是否配置非预应力分布钢筋对试件滞回曲线影响效果不明显。

图13 试件滞回曲线图

3.2 耗能性能

结合JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[17]中的规定，采用能量耗散系数E衡量试件的耗能性能[18]，E与顶点位移Δ的关系如图14所示。

图14 试件能量耗散系数与顶点位移曲线图

(1)同轴压比下，各试件曲线走势基本一致，墙体屈服位移之后，各试件的耗能以不同的速率稳步增长。在相同顶点位移条件下，叠合墙滞回耗能曲线基本在现浇墙的上方，叠合墙总耗能优于现浇墙。

(2)排除在PW-6试验过程中±10 mm循环时紧固锚杆致使数据略有突变外，对比PW-6与PW-8可以看出，预制墙板中水平分布钢筋的变化并未表现出对墙体耗能的影响。

(3)对比PW-5与PW-6、PW-8可以看出，采用边缘构造形式B的叠合墙体耗能性能更为优异。

3.3 骨架曲线

试件的骨架曲线如图15所示，可知现浇墙与叠合墙骨架曲线在弹性阶段吻合良好，进入弹塑性阶段之后，同轴压比下，叠合墙承载力基本等同于现浇墙，表明叠合墙体两种边缘构件形式均可实现预制墙板与现浇混凝土结合成整体，共同受力；峰值荷载过后，PW-5试件承载力下降速度最慢，表明边缘构件形式A更有利于保证叠合剪力墙底部薄弱面的刚度，使得叠合墙后期有较高的承载力。

图15 试件骨架曲线图

3.4 承载能力分析

根据骨架曲线，运用通用屈服弯矩法求得屈服位移。试件的水平荷载降到峰值荷载的85%时对应的位移为试件的极限位移，见表2。

表2 试件各阶段荷载位移值表

(1)叠合墙极限荷载大于按照GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[19]承载能力极限状态计算所得的承载力，表明采取这种叠合方式和边缘构件形式的叠合墙可以满足承载力的要求，即可按照现浇剪力墙结构设计该叠合墙。

(2)不同的边缘构造形式、预制墙板中布置预应力筋对叠合墙各阶段承载力基本无影响，与现浇墙承载力差别较小。

3.5 变形性能分析

3.5.1 位移角

试件各阶段位移角见表3。

表3 试件各阶段位移角表

(1)GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[20]规定的弹塑性层间位移角限值为1/120，试验中各试件极限位移角均大于该值，说明叠合墙试件的变形能力优异。

(2)各试件屈服位移角在1/192～1/255之间，轴压比和边缘构件形式以及预制墙板是否布置非预应力筋对屈服位移角影响不大。

3.5.2 延性系数

各试件的延性系数见表2。在相同轴压比的条件下，叠合墙的延性系低于现浇墙，但叠合墙试件的延性系数均＞4，表现出良好的变形能力；不同的边缘构造形式、预制墙板预应力筋配置对叠合墙延性系数影响不大。

3.5.3 剪切变形

试验中墙体布置的4个位移计001、002、003、004采集到的数据，利用竖向位移修正后的平均剪切变形计算公式[21]，每级水平位移加载后墙体由剪切变形产生的位移Δs与每级加载位移Δ的关系曲线如图16所示。

图16 试件的剪切位移曲线图

(1)剪切位移与每级加载位移大体呈线性关系，试件屈服之前，剪切位移很小，试件屈服后，剪切位移迅速增大；

(2)试件破坏前，PW-6、PW-8每级剪切位移与现浇墙相当，PW-5剪切位移大于现浇墙，表明边缘构件形式B抗剪切变形能力优于边缘构件形式A；

(3)除PW-6提前结束试验，SW-4、PW-5、PW-8由剪切变形产生的位移分别占加载控制位移的22%、27%、31%，故对于剪跨比为1.5的剪力墙，剪力墙变形以弯曲变形为主。

3.5.4 刚度退化

利用割线刚度K来分析试件的刚度退化规律，试件刚度随着位移加载幅值变化的关系曲线如图17所示。

图17 试件刚度退化曲线图

从试件初裂到明显屈服，水平裂缝不断延伸，数量增多，刚度退化明显，曲线下降较快；从试件屈服到峰值荷载，裂缝发展充分，呈现“X”形分布，主裂缝形成并不断加宽，刚度逐渐退化，但退化速度放慢。峰值荷载后，裂缝已经发展充分，试件角部混凝土压碎，刚度退化曲线变得更为平缓。试件达到破坏荷载后依旧保有一定的刚度。同轴压比下，试件从加载到屈服，叠合墙与现浇墙刚度差别不大，表明叠合墙整体性良好，预制叠合板与现浇混凝土可以协同受力；从屈服后到极限荷载，刚度退化情况基本一致，无明显差异。在刚度退化曲线末尾可以看出，两种边缘构件形式的破坏刚度高于或等于现浇墙刚度，表明两种边缘构件均可保证叠合墙体有较好的抵抗侧移的能力。

4 结论

对3片预制预应力混凝土钢筋桁架叠合剪力墙和1片现浇剪力墙进行了拟静力试验，主要得出以下结论:

(1)叠合墙与现浇墙破坏形态相近，均为弯剪破坏，且其抗震指标表现良好，可实现与全现浇剪力墙受力相同的目标。

(2)预制叠合板中布置的横向预应力筋提高了预制叠合板施工阶段的刚度和抗裂能力，形成叠合墙后可以明显延缓斜裂缝出现的时间、改变斜裂缝的方向，但对墙体的耗能无明显影响。

(3)两种边缘构造形式均可保证现浇混凝土与两侧的预制墙板协同受力，采用边缘构件形式A的叠合墙试件变形能力略优；从施工角度而言，边缘构件形式B更便捷，装配化程度更高。