图1 双面叠合剪力墙建造示意
Fig.1 Construction schematics of double faced superposed concrete shear walls
薛伟辰，李 亚，蔡 磊，胡 翔
(同济大学建筑工程系，上海 200092)
摘 要：双面叠合混凝土剪力墙由两侧预制混凝土板和中间后浇混凝土叠合层组成，具有整体性较好、大量节省模板和支撑、便于工业化生产、经济性好等优点，应用前景广阔。该文开展了剪力墙足尺模型的高轴压比下平面内和低轴压比下平面外低周反复荷载试验，对双面叠合剪力墙的抗震性能进行了研究与探讨。研究表明：双面叠合剪力墙在平面内和平面外低周反复荷载下的破坏形态与现浇剪力墙相同，均发生受弯破坏；4片剪力墙滞回曲线特征相似，双面叠合剪力墙的耗能性能好于现浇剪力墙；双面叠合剪力墙的平面内承载力比现浇剪力墙高约5%，平面外承载力低约12%；平面内和平面外加载时双面叠合剪力墙均具有良好的延性，其延性系数分别为2.15和3.83，比现浇剪力墙分别高约25%和20%。双面叠合剪力墙基于规范计算值的抗弯及抗剪安全系数均达到1.1以上，双面叠合剪力墙破坏时其水平接缝处的剪力远小于其接缝抗剪承载力设计值。总体而言，双面叠合剪力墙具有良好的抗震性能，可在抗震设防地区推广应用。
关键词：双面叠合混凝土剪力墙；低周反复荷载；抗震性能；承载力；延性
双面叠合混凝土剪力墙由两侧预制混凝土墙板、桁架钢筋和后浇混凝土叠合层组成，20世纪70年代起源于德国，目前在欧洲应用较多[1－2]。双面叠合混凝土剪力墙结构的建造过程主要包括：①预制混凝土墙板在工厂制作、养护；②预制混凝土墙板达到设计强度后运至施工现场，安装就位；③浇筑后浇混凝土叠合层，并使结构形成整体(图1)。工程应用表明，该类剪力墙体系具有较好的整体性能，节省现场模板和支撑，便于工业化生产，综合经济效益较好。
图1 双面叠合剪力墙建造示意
Fig.1 Construction schematics of double faced superposed concrete shear walls
双面叠合剪力墙在国外主要应用于无抗震要求的地区，缺少对其抗震性能的研究。而在我国，双面叠合剪力墙在抗震设防地区已有工程应用，国内学者也对其抗震性能开展了探索性研究。2009年，合肥工业大学叶献国等[3]开展了2片双面叠合剪力墙和1片现浇对比试件的低周反复荷载试验，轴压比为0.1。试验结果显示，叠合剪力墙的裂缝发展、破坏形态与现浇试件相似，承载力略低于现浇试件，耗能能力与现浇试件相近。2012年，安徽建筑工业学院张伟林等[4]研究了T型、L型拼接叠合剪力墙的抗震性能，试件一字型墙体段采用双面叠合构造，竖向拼缝处采用单面叠合构造，轴压比为0.1。研究结果表明叠合墙体的滞回曲线、骨架曲线特征与现浇试件基本一致；刚度退化程度略大于现浇试件；承载力(1150kN)低于现浇试件(1400kN)，但与参考《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010)[5]计算的承载力设计值较为接近。2012年，南京工业大学王滋军等[6]对4片双面叠合剪力墙和1片现浇剪力墙进行抗震性能试验研究，轴压比为0.2。试验结果显示叠合剪力墙与现浇剪力墙的受力过程、破坏模式基本相同，各抗震性能指标如滞回曲线、骨架曲线、刚度退化、延性、耗能性能等均相近，竖缝拼接叠合剪力墙承载力(304.2 kN～307.1 kN)不低于整体叠合剪力墙(278.0kN)。2013年，合肥工业大学种迅等[7]针对两个由纵横向双面叠合剪力墙和相交处现浇T形边缘构件组成的足尺工字型横截面剪力墙试件开展了低周反复荷载试验研究，轴压比为0。试验结果表明：接近破坏时部分纵筋拉断，剪力墙与基础间发生了水平剪切滑移；试件具有稳定的滞回特性；边缘构件区域体积配箍率从1.57%增大至2.27%，试件承载力降低了1.85%，延性提高了35.66%。上述研究中，剪力墙的轴压比均取值较小，为0.1～0.2，且未对双面叠合剪力墙平面外的抗震性能展开研究。
鉴于此，该文拟开展双面叠合剪力墙高轴压比下平面内和低轴压比下平面外抗震性能的试验研究，重点研究其破坏形态、承载力、位移延性等，并基于试验结果对双面叠合剪力墙的安全性进行分析，为其在抗震设防地区的应用提供依据。
1.1.1 试件设计
以合肥地区某工程为原型，设计了2个剪力墙足尺模型[8－9]，试验参数见表1，试件施工图如图2所示。试件的轴压比均为0.5，混凝土强度等级为C30，钢筋强度等级均为HRB400(2片剪力墙试件的浇筑工作在西韦德宝业混凝土预制件(合肥)有限公司完成)。
表1 平面内抗震试验参数表
Table1 Specimen details of in-plane loading tests
图2 平面内抗震试验双面叠合剪力墙试件施工图
Fig.2 Superposed specimen geometry and reinforcement details of in-plane loading tests
1.1.2 加载方案与量测内容
平面内低周反复荷载试验在同济大学建筑结构试验室10000kN多功能结构试验机系统上完成。试验采用10000kN竖向作动器施加竖向荷载，采用3000kN水平作动器施加往复水平力。该试验机可实现竖向荷载对墙顶侧移的全自动跟踪以反映P-Δ效应的影响。
试验采用英国Solartron(SI35951BIMP)Instrument数据采集系统进行数据采集，可以1 s时间间隔连续采集记录所有数据采集点的信号并储存在计算机中。
首先在试件顶部施加轴压力，当加载至预定试验轴压比后，保持轴力恒定。水平反复荷载按照我国《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—96)[10]中规定的荷载位移混合控制加载方法进行。在试件开裂前按荷载控制加载，开裂后按位移控制进行加载，每一级的位移为h/400=7.25 mm(剪力墙高度h=2900mm)，每级位移往复循环三次。水平力下降至最大水平力的85%以下或水平位移足够大时，试验结束。
试验的测试内容包括：1)墙体水平位移；2)连接钢筋应变；3)墙体裂缝开展情况；4)墙体各部位钢筋与混凝土应变。
1.2.1 受力过程与破坏形态
2个试件均发生弯曲破坏。
加载前期，裂缝主要分布在墙体的下部，为弯曲裂缝；随着水平位移的增加，墙体裂缝逐渐向上部发展；到加载后期，裂缝基本出齐，不断加宽并延伸，弯曲裂缝逐步发展成为剪切裂缝，双面叠合剪力墙预制板和底部坐浆层之间出现明显的缝隙(图3(a))。
试件破坏时，受压区混凝土压碎(图3(b))，受拉、受压钢筋均屈服，预制叠合板纵筋和附加连接钢筋鼓出。
整个试验过程中，预制板与后浇混凝土叠合面最大滑移值不超过0.2 mm。
图3 平面内荷载下双面叠合试件破坏形态
Fig.3 Failure mode of superposed specimen under in-plane load
1.2.2 滞回曲线与骨架曲线
2片剪力墙试件的滞回曲线和骨架曲线分别如图4和图5所示，由图中可见：
1)各剪力墙试件在反复荷载作用下均经历了开裂、屈服、峰值和破坏四个阶段。开裂前，荷载和位移均基本呈线性增长；开裂后，各试件的刚度明显降低；试件屈服后，荷载、位移继续增加，到达峰值点后，刚度不断下降直至破坏。
2)试件在开裂前，基本处于弹性工作状态，滞回曲线包围的面积小；随着墙顶侧移的增大，试件的滞回环所包围的面积也逐渐增大，加载后期滞回环逐渐转变为反S型，滞回曲线呈现出一定的捏拢现象。总体而言，双面叠合剪力墙滞回环包围面积大于现浇剪力墙，耗能性能更好。
3)现浇剪力墙RCW1的极限承载力平均值为1361 kN，双面叠合剪力墙PCW1的极限承载力(1435 kN)比现浇试件高5.4%。
4)各试件骨架曲线在加载前期基本重合，表明前期试件刚度相差不大，峰值点后，两试件的刚度退化差异明显。双面叠合剪力墙的骨架曲线下降段比较平缓，表现出良好的抗震性能。
1.2.3 位移延性
位移延性是反映结构或构件变形能力的一个度量指标。常用延性系数的大小来表示构件或结构延性的优劣。延性系数是极限变形Δu和屈服变形Δy的比值，即μ＝Δu/Δy。
图4 平面内荷载下试件滞回曲线
Fig.4 Hysteresis hoops of specimens under in-plane load
图5 平面内荷载下试件骨架曲线
Fig.5 Skeleton curves of specimens under in-plane load
试件屈服时的荷载和位移称为屈服荷载Py和屈服位移Δy。如果试件的荷载-位移曲线上无明显拐点，通常采用等能量法确定其屈服点。根据能量法得到的各试件位移延性系数见表2，表中极限位移Δu为承载力下降至峰值荷载85%时墙顶的位移值。对于承载力未下降到峰值荷载85%即破坏的墙体，Δu为墙体破坏时的墙顶位移值。
由表2可见：
1)在0.5轴压比下，双面叠合剪力墙的位移延性系数平均值达到2.15，具有良好的延性。
表2 平面内试件特征值及延性
Table2 Characteristic values and ductility of in-plane loading tests
2)双面叠合剪力墙的延性系数平均值比现浇试件高25%，这是因为接缝处的附加连接钢筋对延性有一定的提高作用。
2.1.1 试件设计
针对剪力墙边缘构件区，设计了2个剪力墙足尺模型[8―9]，施工图如图6所示，试验参数见表3。需要说明，计算分析表明，剪力墙平面外受力时低轴压比偏于不安全，因此试件的轴压比均为0.2。混凝土强度等级为C30，钢筋强度等级均为HRB400(2片剪力墙试件的浇筑工作在西韦德宝业混凝土预制件(合肥)有限公司完成)。
图6 平面外抗震试验双面叠合剪力墙试件施工图
Fig.6 Superposed specimen geometry and reinforcement details of out-of-plane loading tests
表3 平面外抗震试验参数表
Table3 Specimen details of out-of-plane loading tests
2.1.2 加载方案与量测内容
平面外低周反复荷载试验在同济大学建筑结构试验室完成，试验采用2000kN竖向作动器施加竖向荷载，采用500kN水平作动器施加往复水平力。该加载装置通过设置在竖向作动器端部的滑轨装置，可实现竖向荷载对墙顶侧移的全自动跟踪以反映P-Δ效应的影响。
数据采集系统及加载控制方式与平面内低周反复荷载试验相同。
本试验的测试内容包括：1)墙体水平位移；2)连接钢筋应变；3)墙体裂缝开展情况；4)墙体各部位钢筋与混凝土应变。
2.2.1 受力过程与破坏形态
2个试件均发生弯曲破坏。
加载前期，裂缝主要分布在试件的下部，双面叠合剪力墙PCW2首条水平裂缝出现在坐浆层顶面。随着水平位移的增加，墙体裂缝逐渐向上部发展。到加载后期，裂缝基本出齐，不断加宽。
试件破坏时，试件的承载力下降明显，受拉钢筋屈服，受压区混凝土起皮剥落，如图7所示。
图7 平面外荷载下双面叠合剪力墙试件破坏形态
Fig.7 Failure mode of superposed specimen under out-of-plane load
2.2.2 滞回曲线与骨架曲线
2片剪力墙试件的滞回曲线和骨架曲线如图8和图9所示，由图中可见：
1)各剪力墙试件在反复荷载作用下均经历了开裂、屈服、峰值和破坏四个阶段。开裂前，荷载和位移均基本呈线性增长；开裂后，试件刚度开始下降；试件屈服后直至破坏阶段，抗侧移刚度退化较为明显。
2)试件在开裂前，基本处于弹性工作状态，滞回曲线包围的面积小；随着墙顶侧移的增大，试件的滞回环所包围的面积也逐渐增大，加载后期滞回环逐渐转变为弓型，在各个试件滞回曲线的正反加载方向上，分别存在一个较明显的捏拢点。现浇剪力墙与双面叠合剪力墙试件滞回环饱满，均表现出良好的耗能性能。
3)现浇剪力墙RCW2的极限承载力平均值为17.53 kN，双面叠合剪力墙PCW2的极限承载力(15.66 kN)比现浇试件低10.7%。
图8 平面外荷载下试件滞回曲线
Fig.8 Hysteresis hoops of specimens under out-of-plane load
图9 平面外荷载下试件骨架曲线
Fig.9 Skeleton curves of specimens under out-of-plane load
4)各试件骨架曲线在加载前期基本重合，表明前期试件刚度相差不大；试件屈服后，刚度退化明显；两试件的刚度退化规律接近。
2.2.3 位移延性
根据能量法得到的试件位移延性系数见表4。
表4 平面外试件特征值及延性
Table4 Characteristic values and ductility of out-of-plane loading tests
由表4可见：
1)现浇剪力墙RCW2的延性系数平均值为3.02，双面叠合剪力墙PCW2的延性系数为3.83，表明两者均具有较好的位移延性。
2)双面叠合剪力墙PCW2的延性系数略大于现浇剪力墙，这是由于附加钢筋的有利影响。
根据实际工程原型，参照我国规范《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1―2014)[11]、《装配式混凝土结构技术标准》(GB/T 51231―2016)[2]、《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3―2010)[5]、《混凝土结构设计规范》(GB 50010―2010)[12]对剪力墙在平面内荷载下的正截面抗弯承载力、斜截面抗剪承载力进行了计算，并与试验值进行了对比。其中，JGJ 1―2014建议按照等同现浇原则计算预制混凝土剪力墙承载力，GB/T 51231―2016建议按照JGJ 3―2010计算叠合混凝土剪力墙承载力。此外，参照我国规范《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1―2014)[11]、欧洲规范EN 1992-1-1―2004[13]和新西兰规范 NZS 3101：2006[14]对剪力墙水平接缝抗剪承载力进行了计算，并与试验值进行了对比。
3.1.1 正截面抗弯承载力
基于现行规范计算得到的2片剪力墙的正截面抗弯承载力设计值与剪力墙试件的抗弯承载力试验值对比见表5。2片剪力墙试件的正反向抗弯承载力安全系数在1.47～2.05之间，均具有较高的安全余量。
表5 平面内荷载下试件正截面抗弯承载力计算值与试验值对比
Table5 Comparison of numerical flexural capacity and experimental results of in-plane loading tests
3.1.2 斜截面抗剪承载力
基于现行规范计算得到的2片剪力墙的斜截面抗剪承载力与剪力墙试件发生弯曲破坏时墙体承受的剪力试验值的对比见表6。弯曲破坏时2片剪力墙试件所承受的剪力值为其受剪承载力设计值的1.05～1.37倍，均具有足够的安全余量。
表6 平面内荷载下试件斜截面抗剪承载力计算值与试验值对比
Table6 Comparison of numerical shear capacity and shear loads at ultimate state of in-plane loading tests
3.1.3 水平接缝抗剪承载力
基于《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014)[11]、欧洲规范EN 1992-1-1—2004[13]和新西兰规范NZS 3101:2006[14]计算得到的剪力墙水平接缝处受剪承载力设计值与试验中双面叠合剪力墙PCW2接缝处水平剪力的对比见表7。
表7 平面内荷载下双面叠合剪力墙接缝抗剪承载力计算值与试验值对比
Table7 Comparison of numerical shear capacity at horizontal connection and experimental results of in-plane loading tests
由表7可见，试验中双面叠合剪力墙破坏时接缝处承担水平剪力远小于基于规范的接缝抗剪承载力设计值，不会发生接缝抗剪破坏，这与试验结果一致。
参照《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014)[11]，对剪力墙抗弯承载力进行了计算，并与试验值进行了对比，见表8。2个剪力墙试件的平面外抗弯承载力安全系数在1.98～2.64之间，均具有较高的安全余量。
表8 平面外荷载下试件正截面抗弯承载力计算值与试验值对比
Table8 Comparison of numerical flexural capacity and experimental results of out-of-plane loading tests
该文通过2个混凝土剪力墙试件的平面内低周反复荷载试验和2个混凝土剪力墙试件的平面外低周反复荷载试验，对双面叠合混凝土剪力墙在低周反复荷载作用下的受力过程、破坏形态、滞回特性、位移延性、耗能能力等进行了研究与探讨，得到了以下结论：
(1)双面叠合混凝土剪力墙试件的平面内和平面外破坏形态与现浇混凝土剪力墙试件基本相同，均发生弯曲破坏，具体表现为约束边缘构件中的竖向钢筋屈服，受压区混凝土压碎。叠合剪力墙试件的承载力与现浇混凝土剪力墙试件最大相差约11%，这表明预制混凝土剪力墙的承载能力设计可参照现浇混凝土剪力墙的相关规定。
(2)双面叠合剪力墙的滞回曲线包围面积均较大，表现出良好的耗能性能。
(3)双面叠合剪力墙具有良好的延性。双面叠合剪力墙在平面内荷载下的延性系数平均值为2.15，在平面外荷载下的延性系数平均值为3.83，均高于现浇对比试件。
(4)双面叠合剪力墙试件正截面抗弯承载力和斜截面抗剪承载力及接缝抗剪承载力均具有较大的安全余量。
综上所述，双面叠合剪力墙具有良好的抗震性能，可满足抗震设防地区的工程应用要求。
注：该文在第26届结构工程学术会议(2017长沙)应邀作特邀报告
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IN-PLANE AND OUT-OF-PLANE MECHANICAL BEHAVIOR OF DOUBLE FACED SUPERPOSED CONCRETE SHEAR WALLS
XUE Wei-chen，LI Ya，CAI Lei，HU Xiang
(Department of Structure Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China)
Abstract:A typical double faced superposed concrete shear wall is composed of two precast concrete panels on both sides and cast-in-place concrete layer between them.It has a wide application prospect with advantages of good integrity，template and support saving，construction efficiency and saving in cost.This paper conducts in-plane low reversed cyclic loading tests under high axial compressive ratio and out-of-plane low reversed cyclic loading tests under low axial compressive ratio on full-scale concrete shear walls to investigate seismic behavior of double-faced superposed concrete shear walls.The results reveal that all four specimens fail in bending and exhibit similar hysteresis characteristics.The superposed specimens show better energy dissipation than cast-in-place(CIP)specimens.The bearing capacity of the superposed specimen is 5% higher than that of CIP specimen under in-plane cyclic loading;while the bearing capacity of the former is 12% lower than that of the latter under out-of-plane cyclic loading.Both the two superposed specimens behave in ductile manner with ductility factors of 2.15 and 3.83，respectively，which are 25% and 20% higher than that of the corresponding CIPspecimens.The flexural and shear safety factors of the superposed specimens are larger than 1.1.The ultimate shear load at horizontal connection of the superposed specimen is much less than its shear capacity.In general，double faced superposed concrete shear walls show good seismic performance and can be applied in seismic regions.
Key words:double faced superposed concrete shear walls;low reversed cyclic loading;seismic performance;load-carrying capacity;ductility
中图分类号：TU375；TU317+.1
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.07.ST11
文章编号：1000-4750(2018)05-0047-07
收稿日期：2017-07-03；修改日期：2017-11-06
基金项目：上海市科委重大项目(15dz1203502，16dz1201802)；中央高校基本科研业务费专项资金项目(0200219151)；上海市科委优秀学术带头人项目(16XD1402800)
通讯作者：薛伟辰(1970―)，男，江苏人，教授，博士，主要从事现代预应力结构、预制混凝土结构、纤维增强复合材料研究(E-mail:xuewc@tongji.edu.cn).
作者简介：李 亚(1992―)，女，安徽人，博士生，主要从事预制混凝土结构研究(E-mail:14_liya@tongji.edu.cn)；
蔡 磊(1990―)，男，河南人，硕士生，主要从事预制混凝土结构研究(E-mail:cailei@tongji.edu.cn)；
胡 翔(1983―)，男，江西人，工程师，博士生，主要从事预制混凝土结构研究(E-mail:hu_xiang@tongji.edu.cn).