新型预制叠合剪力墙抗震性能试验研究

王滋军，刘伟庆，翟文豪，李向民，许清风，王宇



新型预制叠合剪力墙抗震性能试验研究

王滋军1, 2，刘伟庆1，翟文豪1，李向民3，许清风3，王宇1

(1. 南京工业大学土木工程学院，江苏南京，211816；2. 江苏省绿色建筑工程技术研究中心，江苏南京，210009；3. 上海市建筑科学研究院(集团)有限公司上海市工程结构安全重点实验室，上海，200032)

对4片新型预制叠合剪力墙、2片钢筋混凝土全现浇剪力墙进行抗震性能试验研究。对比研究试件的裂缝发展情况及破坏形态，分析试件的承载能力、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性性能、耗能性能等。研究结果表明：新型预制叠合剪力墙与全现浇剪力墙的受力过程、破坏模式基本相同，各抗震性能指标也基本形同，具有较好的抗震性能；新型预制叠合剪力墙的承载能力不低于全现浇剪力墙的承载能力，实现了与全现浇剪力墙受力性能相同的目标。

叠合剪力墙；钢筋混凝土剪力墙；拟静力试验；抗震性能

在德国等欧洲国家应用较为广泛的钢筋混凝土预制叠合结构体系兼具工业化程度较高和结构整体性好的优点，是一种较好的适合建筑工业化的结构体系。近几年，为了将该结构体系引入我国，推动我国建筑工业化进程，国内有些单位陆续开展该结构体系抗震性能的研究工作[1−7]。研究结果表明：虽然预制叠合剪力墙与普通现浇剪力墙的受力过程、破坏模式基本相同，但是预制叠合剪力墙的各项抗震性能指标还是略低于普通现浇剪力墙。导致上述结果的主要原因在于预制叠合剪力墙的预制面层对上下连接节点产生了严重的削弱，在连接节点处的有效截面只有中间的现浇混凝土部分，预制叠合剪力墙的上下连接节点也就成为叠合墙体的最薄弱处。为了进一步提高预制叠合剪力墙结构的整体性和抗震性能，本文作者在前期试验研究[3−5]的基础上对预制墙体进行创新，改变传统预制墙板边缘“一刀切”的做法，将叠合墙体的面层预制成带有缺口的型式(如图1所示)，施工时可较为方便地将上层预制墙体面层中的纵向受力钢筋与下层墙体中的预埋钢筋进行绑扎搭接，在缺口处支模即可在上层预制墙体外壳中浇筑混凝土。上、下层墙体的连接示意图如图2所示，混凝土浇筑完成后的上、下层墙体示意图如图3所示，该墙体及连接方式已获得国家发明专利授权[8]。与传统的钢筋混凝土预制叠合墙体连接节点相比，上述节点连接结构在几乎不额外增加建造成本的情况下，就可使得预制钢筋混凝土墙体面层中的钢筋在节点处与现浇混凝土有效结合，增加节点处墙体截面的有效面积，消除传统常规节点中的薄弱环节，充分发挥预制钢筋混凝土墙体外壳的作用。为检验改进后的新型预制叠合墙体的整体性及抗震性能，本文作者开展了2片普通钢筋混凝土全现浇剪力墙、2片新型带有保温层的钢筋混凝土预制叠合剪力墙和2片新型无保温层的钢筋混凝土预制叠合剪力墙的低周反复荷载试验，研究了新型叠合剪力墙的受力变形特征与破坏形式、承载能力、滞回性能、延性、刚度等，并与普通剪力墙的受力性能进行对比分析，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。

图1 新型预制叠合墙体外壳示意图

图2 预制叠合墙体上下层连接节点示意图

图3 浇筑完成的预制叠合墙体上下层连接节点示意图

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计了3组剪力墙试件，每组2片，共6片剪力墙试件，其中：试件W-1(如图4所示)为钢筋混凝土全现浇剪力墙(以下简称“普通剪力墙”)；试件W-2(如图5所示)为新型带有保温层的钢筋混凝土预制叠合剪力墙(以下简称“有保温叠合剪力墙”)，其墙板外侧分别为40 mm和50 mm厚预制混凝土面层，在40 mm厚面层内侧复合50 mm厚聚苯板，40 mm厚的预制混凝土面层中配有直径为4 mm的钢丝网片，该预制面层承担保温层的防护作用，预制叠合剪力墙的配筋与W-1的相同，两排钢筋分别设置在50 mm厚预制混凝土面层和预制混凝土面层之间形成的空腔中，通过剪式支架将预制墙体各部分连接形成整体；试件W-3(如图6所示)为无保温层的钢筋混凝土预制叠合剪力墙(以下简称“无保温叠合剪力墙”)，其墙板外侧均为40 mm厚预制混凝土面层，预制叠合剪力墙的配筋与W-1的相同，两排钢筋分别设置在2片40 mm厚预制混凝土面层中，通过剪式支架将预制墙体各部分连接形成整体；试件W-2和W-3均是先进行预制叠合墙体缺口处的钢筋与地梁上预埋钢筋绑扎搭接、支模，然后在预制墙体的空腔内现浇混凝土。

单位：mm

单位：mm

单位：mm

试件W-2带有50 mm厚保温层。保温层外侧40 mm厚的预制混凝土面层为其保护层。由于该保护层与内部现浇混凝土之间仅通过穿过保温层的剪式支架相连接，因此，本次试验暂忽略该保护层对水平承载能力的贡献，即试件W-2墙体的有效厚度为110 mm现浇混凝土加50 mm厚预制混凝土面层，与试件W-1和W-3的厚度保持一致。为考察新型预制叠合剪力墙的改进效果，减少其他因素的干扰，所有试件均设计为一字型，试件配筋满足GB 50011—2010“建筑抗震设计规范”[9]和JGJ 3—2010“高层建筑混凝土结构技术规程”[10]的要求，但不设置翼缘、暗柱或约束边缘构件。试件基本尺寸及配筋如表1及图4~6所示，图中br为剪式支架钢筋的弯弧内直径。试件所用混凝土强度等级为C30，钢筋强度等级均为HRB400。试件的高宽比为1.32，轴压比为0.2。

表1 试件参数

1.2 材性试验

在试件制作过程中，预制部分及现浇部分的混凝土均留置了长×宽×高为150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方体试块，同批次钢材中预留了长度为450 mm的钢筋试样，进行材性试验。混凝土力学性能指标如表2所示，钢筋力学性能指标如表3所示。

表2 混凝土的力学性能

表3 钢筋的力学性能

1.3 加载方案

试验竖向荷载由2个液压千斤顶同步施加到试件顶面。千斤顶与墙顶之间安置滑动支座，以减少摩擦。在施加竖向压力时，应保持严格对中，以防止墙体平面外受弯失稳。通过固定在反力墙上的MTS电液伺服加载器在试件的顶梁中心标高处施加水平荷载，试验装置如图7所示。

图7 试验装置

正式试验前先进行预加50 kN的水平反复荷载试验2次，检查所有仪器设备是否正常工作。试验时首先施加竖向荷载，竖向荷载由千斤顶一次施加到设计荷载640 kN，轴压比为0.2。在保持竖向荷载不变的情况下逐级施加水平往复荷载。试件开裂前采用荷载控制，以每级荷载增幅为20 kN，在接近预计的墙体开裂荷载时减小荷载增幅，改为每级10 kN，屈服前各级荷载循环1次。墙体屈服后采用位移控制，控制位移取试件屈服时的位移，并以此为倍数递增，每级位移循环3次。以水平荷载下降到最大荷载的85%以下为破坏标志，或者试件失去继续承载的能力，试验结束。

1.4 位移测点布置

本次试验共布置7个位移计，均布置在试件的加载平面内，位移计布置如图8所示。在顶梁中部水平布置位移计D1，测量顶梁的水平位移；在墙体的上、中、下部沿作动器方向水平布置位移计D2，D3和D4，测量墙体上、中、下部的水平位移；在基础底梁的端部布置位移计D5，监测试件是否发生滑移，以降低试验误差；在墙体的左右两侧沿竖向布置位移计D6和D7和在对角线方向分别布置2个位移计D8和D9，可以观测墙体是否发生扭转。

图8 位移计布置图

2 试验过程及破坏形态

本次试验每组均有2个试件，各组试件的试验过程及破坏形态均类似，所以为节省篇幅，每组试件的破坏形态均列出，每组只选取1个试件进行描述。

2.1 普通剪力墙试件W-1

普通剪力墙试件W-1A顶部施加水平荷载小于180.0 kN时，试件基本处于弹性工作状态，试件表面无可见裂缝出现；在水平位移达到屈服位移之前，试件表面首先出现零星、分散的斜向短裂缝；随着荷载的增加，试件表面不断有新的裂缝出现，原有裂缝也不断延伸、开展；当水平荷载加载至333.1 kN时，水平位移达到屈服位移(y=7.0 mm)，沿对角线方向出现多条裂缝且开展较快，随后试件底角出现细微混凝土脱落现象；当水平位移达到18.0 mm(2.6y)左右时，形成沿墙对角线方向的X形交叉主裂缝，试件底部两端出现混凝土酥碎现象；当水平位移达到21.7 mm(3.1y)左右时，达到峰值荷载(max=399.5 kN)，此后荷载−位移曲线开始进入下降段；随着水平位移的增大，试件表明有微细混凝土粉末脱落，试件底部两端出现大面积混凝土酥碎现象；原有裂缝随着水平位移的增大逐渐延伸发展，试件底部表层混凝土开始出现剥落；当水平位移达到26.0 mm(3.7y)左右时，墙体底部出现水平裂缝并扩展，试件底部两端混凝土大量脱落；水平位移加载至约33.3 mm(4.8y)时，整个墙体底部水平裂缝贯通，试件表现除主裂缝继续延伸、加宽外，再无其他新的裂缝产生；水平荷载降至峰值荷载的85%以下，试件底部出现大量混凝土块体脱落，试验加载结束。试件W-1A和W-1B的破坏形态分别如图9和图10所示。

图9 试件W-1A的破坏形态

图10 试件W-1B的破坏形态

2.2 有保温叠合剪力墙试件W-2

有保温叠合剪力墙试件W-2A顶部施加水平荷载小于240.0 kN时，试件基本处于弹性工作阶段，试件表面无可见裂缝出现；随着荷载的增加，50 mm厚预制板一侧试件底部边缘出现斜向细微短裂缝，此后开始进入弹塑性工作阶段；当试件顶部施加水平荷载达到320.0 kN时，在预制面层缺口与后浇混凝土接触部位出现新裂缝，随着荷载增加，裂缝沿着预制面层与后浇混凝土之间的水平接缝发展延伸；当水平荷载加载至381.6 kN时，水平位移达到屈服位移(y=6.4 mm)；当水平位移加载到8.0 mm(1.3y)时，裂缝沿着预制面层与后浇混凝土之间的竖向接缝向下延伸一段后斜向下穿过预制面层形成斜裂缝；当水平位移加载到16.0 mm(2.5y)时，出现少量新的微细裂缝，斜裂缝向下延伸发展形成交叉裂缝，试件底部两端有部分混凝土被压碎；当水平位移加载到19.8 mm(3.1y)时，试件达到峰值荷载(max=442.0 kN)，试件底部两端混凝土逐渐被压酥，混凝土酥碎脱落现象加剧，个别裂缝稍有延伸；当水平位移加载到28.0 mm(4.4y)时，试件底部两端被压溃，水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，试验加载结束。试件W-2A和W-2B的破坏形态分别如图11和图12所示。

图11 试件W-2A的破坏形态

图12 试件W-2B的破坏形态

2.3 无保温叠合剪力墙试件W-3

试件顶部施加水平荷载小于200.0 kN时，试件基本处于弹性工作阶段，两侧预制板及新型水平接缝部位表面均无可见裂缝出现；随着荷载的增加，试件底部两端出现微细裂缝，墙体开裂后进入弹塑性工作阶段；当试件顶部施加水平荷载达到260.0 kN时，有多条新裂缝出现；当水平荷载加载至309.2 kN时，水平位移达到屈服位移(y=6.4 mm)，并且在预制面层缺口与后浇混凝土水平接缝部位出现新裂缝，新裂缝沿着预制面层与后浇混凝土的水平接缝发展延伸；随着荷载增加，原有沿着预制面层与后浇混凝土之间水平缝的裂缝向下发展形成斜裂缝，在预制面层缺口处的后浇混凝土出现新裂缝并向下延伸形成斜裂缝；当水平位移加载到15.0 mm(2.3y)时，原有斜裂缝相交形成交叉主裂缝，在预制面层缺口的水平接缝部位上部有新的裂缝出现，并向下延伸发展；当水平位移加载到19.9 mm(3.1y)时，试件达到峰值荷载(max=439.5 kN)，裂缝继续延伸，墙体试件底部两端混凝土逐渐被压碎，局部有微小混凝土脱落现象；当水平位移加载到25.0 mm(3.9y)时，墙体试件底部两端混凝土酥碎脱落现象加剧，有块体混凝土脱落现象；当水平位移加载到30.0 mm(4.7y)时，墙体试件底部被压溃，顶部水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，试验加载结束。试件W-3A和W-3B的破坏形态分别如图13和图14所示。

图13 试件W-3A的破坏形态

图14 试件W-3B的破坏形态

2.4 破坏形态对比分析

对比上述6片墙体试件的试验现象及结果可以看出：

1) 裂缝分布及走势基本相同，初始裂缝都为水平裂缝，向板中延伸一段距离后，逐渐发展成为斜裂缝，最后形成X形交叉斜裂缝；

2) 破坏形态均属于弯剪型破坏形态，墙体上半部分基本完好，墙体根部两端混凝土均被压酥、剥落；

3) 叠合剪力墙试件从开始加载到破坏的整个加载过程中，裂缝发展较为充分，预制面层与后浇混凝土保持整体，始终没有出现错动脱离的现象，表明新型叠合剪力墙避免了预制面层对连接节点的削弱，实现了预制叠合剪力墙与现浇剪力墙“等同”的目标。

3 试验结果与分析

3.1 试验主要阶段结果

试件在试验主要阶段的荷载、位移结果见表4。表中c和c分别为初裂荷载和初裂位移；y和y分别为屈服荷载和屈服位移；max和max分别峰值荷载和峰值位移；u和u为破坏荷载及相应位移。由表4可以看出：叠合剪力墙试件W-2和W-3的开裂荷载均大于普通剪力墙试件W-1，W-2和W-3的峰值荷载较W-1的略大8%左右，产生上述差异主要是因为叠合剪力墙预制面层的混凝土强度略大于现浇部分的混凝土强度，从而也表明新型预制叠合剪力墙避免了传统叠合剪力墙对截面削弱的缺陷，实现了与全现浇剪力墙受力性能相同的目标。一侧预制面层参与受力的试件W-2与两侧预制面层参与受力的试件W-3的各受力性能指标基本相同，也证明了新型预制叠合剪力墙的预制面层能够与现浇混凝土共同受力，实现与现浇剪力墙“等同”的目标。

表4 试验主要阶段结果

3.2 滞回曲线

试件荷载−位移滞回曲线如图15所示。由图15可以看出：普通剪力墙试件W-1、有保温叠合剪力墙试件W-2和无保温叠合剪力墙试件W-3的滞回曲线特征基本一致；墙体开裂前，滞回曲线基本为直线，滞回环包围的面积很小，各滞回环基本重合，墙体处于弹性工作阶段，刚度基本不变；墙体开裂后，随着水平荷载的增加，滞回曲线开始向位移轴倾斜，滞回环面积增大，水平荷载卸载时，墙体的残余变形增大，曲线不能重合，表明墙体已进入非弹性工作阶段，滞回曲线形状也由梭形逐步向反S型转化；当水平荷载达到峰值荷载后，试件承载力开始逐渐下降，滞回环捏缩更加显著，呈反S形，表明墙体产生了较大的剪切滑移。从滞回曲线还可以看出3种墙体均具有较强的耗能能力。

试件：(a) W-1A；(b) W-1B；(c) W-2A；(d) W-2B；(e) W-3A；(f) W-3B

3.3 骨架曲线

根据试验滞回曲线得到的各试件骨架曲线如图16所示。从图16可以看出：各试件的骨架曲线较相似，墙体开裂前，骨架曲线基本为直线，开裂后，墙体骨架曲线开始向位移轴弯曲，墙体进入非线性工作阶段，墙体刚度降低，荷载增速减缓，达到峰值荷载后，曲线开始下降。从图16还可以看出：各试件峰值过后，承载力下降比较缓慢，下降段较长，试件表现出良好的延性和耗能能力，呈现延性破坏。试件W-1的刚度要略低于试件W-2和W-3的刚度，主要是因为试件W-2和W-3预制面层的混凝土强度比试件W-1的大，从而也表明了新型叠合剪力墙中预制面层与后浇混凝土能够共同工作。

试件：1—W-1A；2—W-1B；3—W-2A；4—W-2B；5—W-3A；6—W-3B

3.4 刚度退化

各试件的刚度退化曲线如图17所示。从图17可以看出：各试件的刚度退化过程类似，从试件初裂到出现明显屈服特征时，由于试件开裂以及主裂缝的形成与发展，刚度退化剧烈，曲线下降较快；从试件出现明显的屈服特征直到峰值荷载，这一阶段主裂缝进一步发展，刚度进一步退化，但是退化减缓。从图17还可以看出：叠合剪力墙试件W-2和W-3在各阶段的刚度基本不低于普通剪力墙试件W-1的刚度；叠合剪力墙试件在屈服前刚度退化速度比普通剪力墙的大，而屈服后各种墙体试件的刚度退化速度基本一致。由于叠合剪力墙试件的预制面层缺口与后浇混凝土水平接缝部位存在初始缺陷，在试件屈服前该处裂缝发展较快，而屈服后普通剪力墙试件的开裂程度与叠合剪力墙试件基本相同，从而导致上述结果。

试件：1—W-1A；2—W-1B；3—W-2A；4—W-2B；5—W-3A；6—W-3B

退化曲线上的特征点包括初始点、开裂点、屈服点、峰值点和极限点，根据剪力墙衰减的3个阶段，各试件刚度实测值及各阶段刚度衰减系数如表5所示。表5中：0为初始弹性刚度；c为开裂点割线刚度；y为屈服点割线刚度；m为峰值荷载点的割线刚度；u为破坏荷载点的割线刚度；c0=c/0，y0=y/0，m0=m/0为各特征点刚度衰减系数。由表5可以看出：叠合剪力墙试件W-2的初始刚度最大，表明保温层外侧的保护层对有保温叠合剪力墙试件的初始刚度有一定的贡献。

表5 试件刚度及衰减系数

3.5 位移延性系数

位移延性系数通常用破坏位移与屈服位移之比来表示。各个试件的延性系数如表4所示。由表4可以看出：叠合剪力墙的延性较好，与普通剪力墙的延性基本相同。试件W-2B的延性系数最小，主要是因为该试件的现浇混凝土强度相对最高而导致试件的延性有所降低。

3.6 耗能性能

采用能量耗散系数来判断试件的耗能能力，能量耗散系数可根据图18按下式计算[11]。

根据试件的荷载−位移曲线包络图，计算出各试件的能量耗散系数如表4所示。由表4可以看出：叠合剪力墙试件的能量耗散系数与普通剪力墙试件的基本相同，表明二者的耗能能力也基本相当。

4 结论

1) 新型预制叠合剪力墙与全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、耗能性能等也基本相同。

2) 新型预制叠合剪力墙的承载能力不比全现浇剪力墙的承载能力低，表明新型预制叠合剪力墙克服了传统预制叠合剪力墙对截面削弱的缺点，实现了与全现浇剪力墙受力性能相同的目标。

3) 钢筋混凝土全现浇剪力墙的截面设计方法完全适用于新型预制叠合剪力墙的截面设计。

4) 新型预制叠合剪力墙既能提高叠合剪力墙的承载能力，又可提高叠合剪力墙的整体性和抗震性能，而且方便施工，便于检查节点钢筋的连接情况，同时还可方便地检查混凝土的浇筑质量，保证叠合墙体连接的可靠性。

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[11] JGJ 101—96, 建筑抗震试验方法规程[S].JGJ 101—96, Specification of testing methods for earthquake resistant building[S].

(编辑 杨幼平)

Experimental study on seismic behavior of new type reinforced concrete composite shear wall

WANG Zijun1, 2, LIU Weiqing1, ZHAI Wenhao1, LI Xiangmin3, XU Qingfeng3, WANG Yu1

(1. College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 2. Green Building Research Center of Jiangsu Province, Nanjing 210009, China; 3. Shanghai Key Laboratory of Engineering Structure Safety, Shanghai Research Institute of Building Sciences (Group) Co. Ltd., Shanghai 200032, China)

Pseudo-static tests on four new type reinforced concrete composite shear walls under cyclic loading were reported. Pseudo-static tests on two reinforced concrete shear walls under cyclic loading were also reported. The deformation properties and failure mode were discussed. The bearing capacity, hysteretic loops, skeleton curves, ductility and energy-dissipation were analyzed. The results indicate that the mechanical behavior of new type reinforced concrete composite shear walls is the same as that of the reinforced concrete shear wall. The new type reinforced concrete composite shear walls have good seismic behavior. The loading-carrying capacity of new type reinforced concrete composite shear walls is not lower than that of the reinforced concrete shear wall. The goal of reinforced concrete composite shear wall equivalent cast-in-situ reinforced concrete shear wall is achieved.

composite shear wall; reinforced concrete shear wall; pseudo-static test; seismic behavior

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.04.031

TU375；TU317.1

A

1672−7207(2015)04−1409−11

2014−04−13；

2014−06−20

国家“十二五”科技支撑计划项目(2011BAJ03B01)(Project (2011BAJ03B01) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th Five-Year Plan Period)

王滋军，博士，教授，从事新型结构与新材料结构研究；E-mail：zijunwang@163.com