带暗支撑预制叠合剪力墙抗震性能试验研究

摘 要：为了从构造上进一步优化预制叠合剪力墙的连接，分别设计了1片普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙和1片带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙，进行了拟静力试验研究，分析了试件在水平低周往复荷载作用下的承载能力、滞回曲线、骨架曲线、位移延性、刚度退化以及耗能性能.对比研究了试件的裂缝发展情况以及破坏形态.研究结果表明：塑性铰区采用局部高阻尼混凝土和内置钢板暗支撑的预制叠合剪力墙均能表现出较好的抗震性能，连接构造合理，且钢板暗支撑的引入在提高预制叠合剪力墙承载能力的同时也提高其延性.

关键词：叠合剪力墙；局部高阻尼混凝土；暗支撑；连接构造；拟静力试验；抗震性能

中图分类号：TU375； P315.9 文献标志码：A

预制叠合剪力墙结构体系是一种集构件标准化设计、工厂化制作以及装配化施工于一体的新型建筑结构体系.预制叠合剪力墙兴起于德国，并在欧洲得到了广泛的应用，但在欧洲国家的使用中并不考虑抗震要求.而我国的地震活动频度高、强度大，且活动范围较广，大部分地区需要考虑抗震设防.因此，在我国的大部分地区推广预制叠合剪力墙结构体系之前，必须对这种预制结构的抗震性能进行系统完善的研究.

近年来，我国的一些研究人员直接应用德国西伟德公司生产的预制墙板制作的叠合剪力墙试件[1-2]或仿照德国技术自行制作的叠合剪力墙试件[3]，进行了拟静力试验.通过与现浇剪力墙试件的对比，以探讨不同边缘构造（暗柱、端柱）的叠合剪力墙及不同竖向拼缝连接方式（暗柱、水平钢筋、现浇）的叠合剪力墙[2-3]的抗震性能，检验该类构件能否满足我国建筑结构抗震设计的要求.同时，一些研究人员应用ANSYS软件[4-5]或DIANA软件[6]对预制叠合剪力墙进行有限元数值模拟以优化其构造，或基于实验结果建立预制叠合剪力墙正截面、斜截面强度计算公式和正截面开裂荷载、墙板水平接缝受剪承载力计算公式[7]，以满足预制叠合剪力墙设计的需要.为了使预制叠合剪力墙能更广泛地应用于我国各地震区，国内的一些研究人员试图从构造上改进该种结构体系，以提高其抗震性能.肖全东和郭正兴[8]主要对剪力墙边缘构造进行了改进，即：剪力墙边缘的竖向钢筋采用墙两侧预制板之间的现浇混凝土布置U形筋搭接连接，在边缘构件竖向钢筋搭接高度范围加设一连续（复合）螺旋箍筋.肖全东和郭正兴进行了6个该种叠合剪力墙的足尺试验.结果表明：改进后的叠合剪力墙的抗震性能指标与现浇剪力墙接近，极限变形能力与耗能能力略低于现浇剪力墙.针对叠合剪力墙在对空腔内现浇混凝土进行振捣作业时，预制墙片会出现裂纹、桁架钢筋从混凝土中拉脱甚至出现墙体偏位的不利情况，叶燕华等[9]提出了预制墙板内空腔现浇自密实混凝土叠合剪力墙，并完成了 5 片预制普通混凝土墙板内现浇自密实混凝土叠合剪力墙试件的拟静力试验.结果表明：与预制墙板内现浇普通混凝土叠合剪力墙相比，预制墙板内现浇自密实混凝土叠合剪力墙破坏形态及裂缝分布基本相同，承载力、滞回曲线、耗能能力、刚度退化等指标接近，而延性则更好.为了加强预制叠合剪力墙的上下连接，王滋军、刘伟庆等[10]发明了一种预制墙板下部左右角带缺口的新型预制叠合剪力墙，并进行了4片新型预制叠合剪力墙的试验研究.结果表明：与全现浇剪力墙相比，新型预制叠合剪力墙破坏模式与承载能力基本相同，但极限变形能力与耗能指标略低.这种新型预制叠合剪力墙的主要特点是克服了传统预制叠合剪力墙对截面削弱的缺点，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.此外，在我国目前的工程应用中[11]，预制叠合剪力墙主要采用现浇密排边柱预制叠合剪力墙.该种剪力墙体系应用于高层建筑时内填混凝土过厚导致剪力墙结构自重过大而受到限制，且剪力墙厚度超过400 mm后，若用双排配筋，将会在剪力墙中间形成大面积的素混凝土使截面的应力分布不均匀，若用多排配筋，则预制叠合剪力墙尚无满意的组成方案.

基于国内对预制叠合剪力墙研究与改进的现状，结合本文作者多年来应用高阻尼混凝土及暗支撑于剪力墙结构的研究结果[12-13]，为了提高预制叠合剪力墙承载力、减薄预制叠合剪力墙厚度、进一步改善预制叠合剪力墙竖向连接、提高预制叠合剪力墙延性，我们提出了一种新的带暗支撑叠合剪力墙[14]，即：采用下方左、右角设置缺口的混凝土墙肢， 内置带抗剪钢筋条的X型钢斜撑，墙板内现浇自密实混凝土，在底部塑性铰区增加高阻尼材料.为了验证这种预制叠合剪力墙的合理性，特别设计了2片预制叠合剪力墙：1片普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙，1片内置焊接有抗剪钢筋条的钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙，进行了拟静力试验.试验研究了在水平低周往复荷载作用下的承载能力、滞回曲线、骨架曲线、位移延性、刚度退化以及耗能性能，为高阻尼混凝土和暗支撑在预制叠合剪力墙技术中的应用提供参考.

1 试验概况

1.1 试件设计

依据JGJ 3-2010《高层建筑混凝土结构技术规程》[15]以及GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》[16]，本试验设计了2片预制叠合剪力墙试件，墙体尺寸均为1 450 mm×1 000 mm×160 mm，在墙片的两端设置160 mm×200 mm的暗柱，高宽比均为1.45，且均在剪力墙底部的两端O置左右缺口，缺口尺寸300 mm×300 mm，缺口处竖向和水平钢筋预留，待预制构件吊装就位并必要支模后在缺口高度范围内现浇C30等级高阻尼混凝土，其余预制和现浇混凝土均采用C30等级自流密实混凝土.

剪力墙构件的破坏一般集中在剪力墙底部的一定高度范围内，这个高度习惯上称作塑性铰区.因此，本次试验设计的试件缺口高度取塑性铰区长度.塑性铰区长度的确定方法有沈聚敏公式、钱稼茹公式以及新西兰规范公式，本文根据沈聚敏公式Lp=（0.2～0.5）h0=（0.2～0.5）×1450=290～725 mm，同时考虑节约高阻尼材料，取为300 mm.普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙编号HDCW1，带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙编号HDCBW1.试件的基本

试验过程中钢材的应变数据见表4.从表4可以看出，HDCW1试件的纵筋最先屈服，随后其箍筋屈服，而HDCBW1试件则是暗支撑钢板先屈服，紧接着暗柱纵筋屈服，然后箍筋屈服，整个试验过程中未见格构钢筋和水平钢筋屈服现象.从受拉侧纵筋和钢板暗支撑屈服，受拉侧纵筋最终被拉断，及受压区混凝土被压碎可见，两个试件均表现出弯曲破坏特征.单从破坏时的裂缝形态来看，两个试件也呈现出一定的弯剪型裂缝走势.同时，暗支撑钢板的屈服表明钢板暗支撑能够有效引导和约束斜裂缝的开展.

线均较为饱满.图6的荷载位移滞回曲线还表明：普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙HDCW1和带钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙HDCBW1的滞回曲线大体一致；出现初始水平裂缝以前，滞回曲线保持直线，该阶段滞回环所包含的面积非常小，可以认为各滞回环基本重合，整个阶段处于弹性工作状态，刚度基本没有发生变化；墙体出现水平裂缝后，随着水平荷载的逐渐增大，墙体开始进入非弹性工作阶段，滞回曲线开始渐渐向位移轴倾斜，此时，滞回环所包含的面积逐渐增大，而水平荷载卸载后的残余变形也逐渐增大，滞回曲线不再重合.在滞回曲线的后期没有出现明显的反“S”形，可以认为剪力墙在屈服之后没有出现较大的剪切滑移，局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙和带钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙的节点连接良好，构造合理.试件HDCBW1的滞回曲线饱满程度高于试件HDCW1，中部捏拢现象较轻，因为钢板暗支撑的存在较大提高了剪力墙的抗震性能和稳定性，暗支撑在墙板中对斜裂缝的开展起到了有效的约束作用，形成的裂缝更多，整体耗能能力更强.

2.3 骨架曲线

依据《建筑抗震试验规程》[18]，把荷载位移滞回曲线的各级加载第一次循环的峰值点连线，得到的2片预制叠合剪力墙试件骨架曲线如图7所示.从图7可以看出，2片预制叠合剪力墙的骨架曲线比较相似，开裂前，骨架曲线基本为直线，开裂后，进入非弹性工作阶段，骨架曲线逐渐向位移轴倾斜，墙片的刚度逐渐降低，荷载保持低速增长，直到峰值荷载后开始下降，开始荷载下降较为缓慢，随着位移的进一步增长，承载力下降速度越来越快，直到承载力下降至峰值荷载的85%以下，2片预制叠合剪力墙都表现出良好的延性和耗能能力，均为延性破坏，而带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙性能更为优越.在加载初期，2片预制叠合剪力墙的刚度基本一致，而带钢板暗支撑的预制叠合剪力墙刚度略高，随着水平荷载的进一步加大，普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙HDCW1相较于带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙HDCBW1先进入非弹性工作阶段，刚度下降，2片预制叠合剪力墙的骨架曲线开始分离，表现出差异性，到达峰值荷载后，随着位移的进一步增加，试件HDCBW1的承载力下降相对于试件HDCW1而言平缓一些，表明试件HDCBW1的延性较好.试件HDCBW1的峰值荷载较试件HDCW1提高了约15%，表明钢板暗支撑的存在，能够提高预制叠合剪力墙的承载能力.

2.4 位移延性

剪力墙试件的延性通^位移延性系数μ来表示，表达式为

μ=ΔuΔy（1）

式中：Δu为试体的极限位移，Δy为试体的屈服位移.对于初始屈服点（Y）和极限点（U）至今尚无统一认可的确定方法.现有确定初始屈服点的方法有能量等值法和几何作图法等.现有确定极限点的方法有取荷载下降至峰值荷载的85%时的相应点和取混凝土达到极限（压）应变值的相应点.此外，还有目估定值和计算变形增量的增长率定值等方法[18].本文分别采用能量等值法和荷载下降至峰值荷载的85%确定初始屈服点（Y）和极限点（U）.2片剪力墙的延性系数见表5，从表中可以看出，两片局部高阻尼预制叠合剪力墙的延性系数均较好，而内含带抗剪钢筋条钢板暗支撑的预制叠合剪力墙其延性系数高于无暗支撑的局部高阻尼预制叠合剪力墙，高出约18%，表明带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙，延性优于普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙.这是由于内含钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙屈服位移略低于普通局部高阻尼预制叠合剪力墙，而极限位移高于普通局部高阻尼预制叠合剪力墙.此外，由表5可以看出普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙和带钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙的弹性层间位移角和弹塑性层间位移角均分别远远大于规范限值1/1000和1/120[16]，说明在预制叠合剪力墙塑性铰区采用局部高阻尼混凝土和加钢板暗支撑能够使预制叠合剪力墙实现与普通现浇剪力墙“等同”的效果.

3 与相关试验结果的比较

文献[9]中的试件W2，W4A，W4B以及文献[10]中的试件W3A和W3B与本文设计的2片预制叠合剪力墙在高宽比、配筋及混凝土强度上较接近，仅几何尺寸和轴压比不同.为了进一步探讨本文2种构造措施的抗震效果，将文献[9]和[10]和本文2片预制叠合剪力墙试验结果作必要比较.由于压弯构件的承载能力，延性、变形能力及耗能能力与轴压比紧密相关，因此仅选取文献[9]中W4A试件（轴压比0.10）与本文试件进行相关参量的对比.

3.1 开裂模式与破坏形态

文献[10]中的试件W3与本文2片预制叠合剪力墙有相似的破坏形态，其裂缝开展和走势基本相同，都是在试件底部两端出现细微的水平初始裂缝，然后由水平裂缝向板中延伸一段距离后斜向下发展，最终形成X形交叉主裂缝.不同之处是本文2片预制叠合剪力墙底部高阻尼混凝土与预制墙片的结合面和底部高阻尼混凝土表面几乎同时发现水平裂缝，而文献[10]中的W3试件则是在试件屈服后在结合面处发现水平裂缝，可能原因是W3试件的缺口高度为650 mm而本文2片预制叠合剪力墙的缺口高度为300 mm.此外，本文2片预制叠合剪力墙最终的裂缝数量较文献[9]和文献[10]中对比试件多而均匀，这是由于本文2片预制叠合剪力墙在底部塑性铰区设左右缺口且采用的高阻尼混凝善了节点连接和开裂性能，同时，钢板暗支撑的引入则对斜裂缝的开展起到了进一步的约束和引导作用.

3.2 极限变形能力与延性

文献[9]中试件W4A的弹塑性层间位移角为1/66，而延性系数为3.50.本文试件HDCW1和HDCBW1的弹塑性层间位移角分别高出13.8%和22.2%.本文试件HDCW1的延性系数和对比试件W4A基本一致，低2.6%，而试件HDCBW1的延性系数则高出对比试件W4A达14.9%，表明本文试件HDCW1和HDCBW1有较好的延性及变形能力.

3.3 承载能力与耗能性能指标

与文献[9]中试件W4A比较，本文普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙试件HDCW1的峰值承载力低6.8%，可能原因是试件HDCW1的高宽比高于W4A且预制墙片和现浇部分均用自密实混凝土，弹性模量相对较低.而带钢板暗支撑的试件HDCBW1的峰值承载力则高7.0%，表明钢板暗支撑的引入能够较大提高预制叠合剪力墙结构的承载能力.试件W4A的能量耗散系数为1.55，本文试件HDCW1的能量耗散系数略高，而试件HDCBW1的能量耗散系数则高出9.7%，表明本文试件HDCW1和HDCBW1的耗能性能较好.

4 结 论

本文分别设计了1片普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙试件和1片带暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙试件，对其进行了拟静力试验研究，得到了以下结论：

1）普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙和带钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙破坏形态及裂缝分布比较相似；而带钢板暗支撑的局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙的裂缝开展更为充分，耗能能力更强.

2）普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙和带钢板暗支撑局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙在低周往复荷载作用下，均表现出良好的延性，相比之下，暗支撑的引入进一步优化了预制叠合剪力墙节点构造，其延性系数高于普通局部高阻尼混凝土预制叠合剪力墙.

3）现浇混凝土与两侧预制墙板协同工作良好，在叠合面处没有出现任何裂缝和滑移痕迹，钢板暗支撑的引入打断了格构钢筋的整体连续性，但剩余的格构钢筋足以约束2侧预制墙板，仍然能够保证叠合面层的整体性能.

4）在预制叠合剪力墙底部塑性铰区设两端缺口，现浇高阻尼混凝土材料，能够改善连接节点的抗震性能，高阻尼混凝土在地震作用下能够表现出良好的延性和耗能能力，推迟预制叠合剪力墙裂缝的出现，而钢板暗支撑的引入进一步限制了斜裂缝的开展，承载能力和耗能能力进一步提高.

参考文献

[1] 连星，叶献国，王德才，等.叠合板式剪力墙的抗震性能试验分析[J]. 合肥工业大学学报：自然科学版，2009，32（8）：1219-1223.

LIAN Xing，YE Xianguo，WANG Decai，et al. Experimental analysis of seismic behavior of superimposed slab shear walls [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2009，32（8）：1219-1223. （In Chinese）

[2] 沈小璞，R巍，陈信堂，等. 叠合混凝土墙板竖向拼缝连接抗震性能试验研究[J]. 合肥工业大学学报：自然科学版，2010，33（9）：1366-1371.

SHEN Xiaopu，MA Wei，CHEN Xintang，et al. Experimental study of the seismic performance of the vertical joint seam of superimposed concrete wall panels [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2010，33（9）：1366-1371. （In Chinese）

[3] 王滋军，刘伟庆，魏威，等.钢筋混凝土水平拼接叠合剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2012，33（7）：147-155.

WANG Zijun， LIU Weiqing，WEI Wei，et al. Experimental study on seismic behavior of reinforced concrete composite shear wall with level splice [J]. Journal of Building Structures， 2012，33（7）：147-155. （In Chinese）

[4] 连星，叶献国，张丽军，等. 叠合板式剪力墙的有限元分析[J].合肥工业大学学报：自然科学版，2009，32（7）：1064-1068.

LIAN Xing，YE Xianguo，ZHANG Lijun，et al. Finite element analysis of the superimposed slab shear walls [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2009，32（7）：1064-1068. （In Chinese）

[5] 沈小璞，周宏庚. 竖向拼缝叠合板式混凝土剪力墙有限元分析[J]. 沈阳建筑大学学报：自然科学版，2010，26（5）：905-912.

SHEN Xiaopu，ZHOU Honggeng. Finite element analysis of superimposed concrete wall panels with the vertical seam[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University：Natural Sciences，2010，26（5）：905-912. （In Chinese）