預制混凝土雙板剪力墻的耗能能力*

肖全東，郭正興

(1. 東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 210096；2. 湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201)

我國快速發展的住宅產業化使裝配式混凝土結構在房屋建筑中的應用成為當前研究熱點，不斷涌現裝配式混凝土結構的新形式及建造新技術.高層建筑中的各種裝配式混凝土剪力墻結構技術得到了廣泛的關注，如萬科集團的PC，PCF技術、中南集團的NPC技術、黑龍江宇輝集團的約束漿錨鋼筋搭接連接技術，從國外引進的全套筒灌漿連接技術及疊合板式剪力墻技術等[1].針對各種體系，國內開展了相關試驗研究工作及試點工程應用，取得了較為豐富的試驗數據及工程建設經驗.如清華大學錢稼茹等對采用多種預制形式或連接方法的剪力墻進行了大量試驗研究，重點研究了不同縱向鋼筋連接方案對剪力墻抗震性能的影響[2-4].哈爾濱工業大學姜洪斌等對預留孔道灌漿預制混凝土剪力墻結構的子結構模型進行了擬靜力和擬動力試驗，認為預留孔道灌漿連接比鋼套筒連接方案的剪力墻耗能稍差[5-6].東南大學朱張峰等開展了系列的試驗對全預制裝配整體式剪力墻結構(NPC)進行了深入的研究[7-11]，對NPC體系進行了系列改進后的裝配式剪力墻抗震性能與現澆剪力墻基本相近或相同.合肥工業大學連星等對疊合式混凝土剪力墻(也即本文的DWPC剪力墻)進行了抗震性能研究[12-13]，得出疊合式剪力墻與現澆剪力墻具有相近承載力與耗能能力的結論.但由于我國正處于新型建筑工業化的轉型期，對預制混凝土剪力墻結構的研究與應用尚處于探索階段，遠未形成適用的、相對成熟的結構抗震設計理論、設計方法及系統的建造技術.

預制混凝土雙板結構體系(Double-Wall Precast Concrete Building System，簡稱DWPC體系)技術，是引進歐洲具有代表性的成熟技術.DWPC體系的墻體由兩片鋼筋混凝土預制板組成，兩片預制板通過格構式鋼筋桁架連接，并在預制板間澆筑現澆混凝土.鋼筋混凝土預制板既作為中間現澆混凝土的側模，也用于承載參與結構工作.通過在DWPC墻體現澆層設置連接鋼筋，將DWPC墻體與基礎、預制樓板以及各層DWPC墻體連接成整體.

歐洲大部分地區的住宅為低層住宅，且抗震要求不高，其連接構造相對簡單.我國是一個多地震的國家，在我國應用DWPC體系必須考慮其抗震性能.結構進入彈塑性階段以后，構件的耗能能力對結構抗震性能具有非常重要的意義.在地震中，預制混凝土雙板剪力墻(簡稱DWPC剪力墻)在軸力、彎矩和剪力的復合狀態下工作，如果帶有兩個疊合面的DWPC剪力墻本身沒有足夠的整體工作性能和耗能能力，就有可能在地震中破壞引發整個建筑物的倒塌.因此，在我國推廣應用DWPC體系，掌握DWPC剪力墻的耗能能力凸顯其必要性.

本文擬通過對采用不同邊緣構造、不同剪跨比的單片DWPC剪力墻在軸壓比為0.1的條件下進行低周反復荷載試驗，對DWPC剪力墻的滯回特性和耗能能力進行系統的分析，以期為編制地方技術規程和試點工程應用提供科學依據，并為對該結構體系進行動力性能分析提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

圖1 焊接封閉箍筋與連續復合螺旋箍筋

圖2 試件配筋示意圖

1.2 試驗加載方案

剪力墻試件在恒定軸向荷載作用下，施加水平低周反復荷載，進行擬靜力試驗.試件軸壓比控制為0.10，施加總軸力SW1～SW3(第1類)為470 kN，SW4～SW9(第2,3類)為750 kN.試驗過程中安排專人調節軸力，使之基本保持穩定.

待軸壓穩定后，開始施加水平反復荷載，加載分兩個階段：試件屈服前采用力控制加載，每級循環1次；屈服后采用位移控制加載，每級循環3次[14]，直至試件承載力下降到最大承載力的85%或試件發生其他破壞為止.本文約定作動器外推時為正，內拉時為負.

2 試驗結果

與現澆剪力墻類似，DWPC剪力墻從開始加載到破壞的全過程分為3個階段：彈性階段、帶裂縫工作階段和破壞階段.各試件裂縫開展都先后經歷了水平裂縫、斜向發展及雙向裂縫交匯等過程.雙向裂縫交匯后，剪力墻兩側底部混凝土豎向裂縫逐漸出現并發展至混凝土壓碎剝落.試件破壞時的裂縫開展情況如圖3所示.

現澆剪力墻試件SW1，SW4和SW7最終破壞為彎曲破壞，表現為剪力墻兩側底部混凝土嚴重壓碎剝落，箍筋外露，豎向受力鋼筋壓曲或拉斷(見圖4(a))；DWPC剪力墻試件SW2，SW3，SW6及SW8的最終破壞為彎曲破壞，表現為墻體兩側底部混泥土壓碎，搭接連接U形筋拉斷(見圖4(b))；DWPC剪力墻試件SW5和SW9的最終破壞為扭轉破壞，表現為加載過程中剪力墻發生扭轉并進一步發展為平面外傾斜(見圖4(c))；在發生最終破壞時，所有DWPC剪力墻試件兩側預制壁板與中間現澆混凝土沒有出現分離，表現出良好的整體工作性能(見圖4(d)).

圖3 試件裂縫開展

圖4 試件破壞形態

3 耗能分析

3.1 滯回耗能分析

耗能是指結構或構件在地震作用下發生塑性變形，吸收能量的能力.滯回曲線中加載階段曲線下所包圍的面積可以反映結構吸收能量的大小，即結構產生的應變能；卸載時的曲線和加載曲線所包圍的面積即為構件或結構耗散的能量.因此構件或結構耗散能量的能力可以一周滯回環所包圍的面積來衡量.各試件滯回曲線見圖5.

1)對比各試件滯回曲線，無論是現澆試件還是DWPC剪力墻試件，在試件屈服前，滯回環狹長，耗能較小；試件屈服后，滯回環逐漸增大并豐滿，耗能能力逐步增大；進入位移控制階段后，隨著控制位移的增大，滯回環都有向反“S”形過度的趨勢，并且都出現一定程度的“捏攏”；3類試件中的現澆試件滯回曲線的豐滿程度差異不大，都較同類試件的DWPC試件滯回曲線稍顯豐滿.

2)相對而言，剪跨比為3.325的SW1～SW3(第1類)試件的滯回曲線更顯豐滿，滯回耗能能力較好；而剪跨比為2.078的SW4～SW9(第2，3類)試件的滯回曲線“捏攏”得略顯狹長，顯示其滯回耗能能力相對較差.

3)對比3類試件滯回曲線可發現，隨著邊緣配筋的增多，裝配DWPC試件剛度變大，滯回曲線豐滿程度逐漸降低，“捏攏”越來越明顯，滯回耗能能力下降.

4)分別考察3類試件屈服后的單周滯回耗能，如圖6所示，所有試件的單周滯回耗能隨著加載控制位移的增加而變大，現澆試件的單周耗能曲線在同類DWPC剪力墻試件單周耗能曲線的下方.反映出DWPC剪力墻試件剛度更大，在加載同樣位移量的情況下，耗散的能量更多，但其變形能力和延性略有降低.

圖5 試件滯回曲線

圖6 試件單周耗能

3.2 耗能指標

為進一步了解DWPC剪力墻的耗能，選用等效粘滯阻尼系數[15]he作為耗能指標來比較9個不同邊緣構造、不同剪跨比的剪力墻試件在不同加載周期時的耗能能力.與能量耗散系數[14]E類似，等效粘滯阻尼系數he越大，則結構或構件耗能能力越大，越有利于抗震.

如圖7，等效粘滯阻尼系數he計算公式(1)如下所示：

圖7 能量指標計算示意圖

(1)

式中S(ABC+CDA)表示構件消耗的能量，即單周滯回耗能；S(OBF+ODE)表示加載循環過程中一直處于彈性階段的構件所吸收的能量.

各試件在不同加載周期的等效粘滯阻尼系數he見表1.

表1中斜體加粗、加下劃線和斜體加粗并加下劃線的數字分別表示試件在開裂荷載周期、屈服荷載周期和極限荷載周期的等效粘滯阻尼系數.從表1可以看出：

1)在試件屈服前，DWPC剪力墻試件與現澆剪力墻試件的等效粘滯阻尼系數在一定范圍內波動，同類試件中現澆和DWPC剪力墻試件耗能能力接近或相同；在試件屈服后，隨著控制荷載(位移)的增大，等效粘滯阻尼系數均呈明顯上升趨勢，耗能能力明顯增大；在極限荷載周期，剪跨比為3.325的第1類DWPC剪力墻試件的耗能能力與現澆試件最接近，而剪跨比為2.078的第2,3類DWPC剪力墻試件耗能能力比現澆試件有所降低；當控制位移相同時，DWPC剪力墻試件的耗能能力均能接近或不低于同類現澆對比試件.

2)DWPC剪力墻試件加載點的極限位移Δu均比同類現澆試件的要小，變形能力較差.這是因為DWPC剪力墻試件在邊緣構件豎向鋼筋搭接連接高度范圍加設了連續(復合)螺旋箍筋，加強了邊緣構件核心區混凝土的約束作用，提高了DWPC剪力墻試件的剛度，降低了其變形能力.

表1 不同加載階段下各試件等效粘滯阻尼系數

控制加載40 kN80 kN100 kN120 kN140 kN160 kN180 kN200 kN220 kN240 kN20 mm40 mm60 mm80 mm100 mmSW40.0740.0600.0470.0410.0450.0380.0390.0430.0520.0550.0580.0920.1250.1430.161 控制加載40 kN80 kN120 kN160 kN200 kN220 kN240 kN260 kN280 kN15 mm30 mm45 mm60 mm75 mm90 mmSW50.060.0620.0620.0580.0550.0430.0440.0440.0440.0510.0890.1000.1100.130 SW60.0610.0620.0520.0450.0410.0390.0370.0380.0430.0420.0840.0970.1150.1300.154

控制加載40 kN80 kN120 kN140 kN160 kN180 kN200 kN220 kN15 mm30 mm45 mm60 mm75 mm90 mm105 mmSW70.0580.0420.0390.0420.0390.0370.0390.0400.0450.0630.1000.1220.1410.1580.167 控制加載40 kN80 kN120 kN160 kN200 kN220 kN240 kN260 kN280 kN300 kN15 mm30 mm45 mm60 mm75 mmSW80.0440.0450.0410.0390.0370.0390.0370.0430.0420.0410.0500.0960.1100.1260.151 SW90.0580.0660.0590.0490.0550.0460.0460.0460.0450.0440.0450.080.0990.1160.134

4 結 論

通過3類不同邊緣構造、不同剪跨比共9個剪力墻試件在較小軸壓比(0.1)下的低周反復試驗，得到以下結論：

1)在試驗中，各試件的裂縫開展過程基本相同；現澆試件破壞形態為彎曲破壞，DWPC試件中SW2,SW3,SW6和SW8破壞形態為彎曲破壞，SW5和SW9的破壞形態為扭轉破壞.

2)所有DWPC剪力墻試件在破壞時兩側鋼筋混凝土預制板與中間現澆層混凝土都沒有出現分離，表明格構式鋼筋桁架和邊緣鋼筋平面桁架能保證DWPC剪力墻的整體工作性能.

3)剪跨比更大的第1類剪力墻試件的滯回曲線較第2,3類試件的要豐滿，體現更好的耗能能力，其破壞更接近彎曲破壞特征.

4)在邊緣構件豎向鋼筋搭接連接高度范圍加設了連續(復合)螺旋箍筋的DWPC剪力墻試件，其剛度較同類現澆試件要高，極限變形能力略差.邊緣構件縱向鋼筋配筋率較高的第3類DWPC剪力墻試件也由于剛度的增大導致極限變形能力較第2類DWPC剪力墻試件的低.

5)DWPC剪力墻試件在試驗前期的耗能能力與同類現澆試件相近，后期在不同加載特征周期略有降低；在相同控制位移時DWPC剪力墻試件單周滯回耗能較高，因此仍具備較好的抗震耗能能力.

本文的研究成果可為預制混凝土雙板剪力墻結構的推廣應用和地方規程的編制提供科學依據，并為后續理論分析及動力分析及試驗研究提供參考.

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