帶水平接縫單面疊合剪力墻平面外受力性能試驗研究*

谷 倩， 黃蓉華， 張延賓， 鄧 慶， 柯 楊

(武漢理工大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 武漢 430070)

0 引言

裝配整體式疊合剪力墻結(jié)構(gòu)是一種以疊合剪力墻和疊合樓板為主要受力構(gòu)件的裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系，可用于多高層建筑。其中疊合墻板由兩側(cè)預(yù)制混凝土板通過三角鋼筋桁架連接，中間形成空腔，現(xiàn)場裝配完成后在空腔內(nèi)澆筑混凝土形成疊合剪力墻[1]。疊合剪力墻由于構(gòu)造形式的不同可分為單面疊合剪力墻(帶夾心保溫層或不帶夾心保溫層)和雙面疊合剪力墻，如圖1所示。其中，單面疊合剪力墻指的是兩側(cè)預(yù)制板中，僅一側(cè)預(yù)制板參與疊合，與中間空腔的后澆混凝土共同受力而形成的疊合剪力墻；另一側(cè)的預(yù)制板不參與結(jié)構(gòu)受力，僅作為施工時的一側(cè)模板或保溫層的外保護板。

圖1 疊合剪力墻構(gòu)造形式

國外將此類疊合剪力墻通常稱為三明治墻，主要用做建筑外墻，因此國外對疊合剪力墻在側(cè)向荷載作用下的平面外受彎性能的研究較多[2-5]，但其主要關(guān)注疊合剪力墻的整體性能和保溫性能。目前國內(nèi)學(xué)者針對疊合剪力墻的平面內(nèi)受力性能和抗震性能開展了一些研究[6-12]，而針對疊合剪力墻平面外受力性能的研究尚較少。種迅等[13-14]考慮用疊合剪力墻作為地下室外墻的情形，設(shè)計了采用嵌入式基礎(chǔ)疊合墻板試件的平面外靜力加載試驗，發(fā)現(xiàn)疊合墻板嵌入基礎(chǔ)形式對其平面外受力性能有較大影響。由此可見，疊合墻板水平接縫構(gòu)造方式對疊合剪力墻平面外受力性能有較大影響。鑒于上部建筑結(jié)構(gòu)在地震作用和風(fēng)荷載作用下以及地下室外墻在土壓力作用下，疊合墻板均存在平面外受力情況，在平面內(nèi)受力時可有效傳力的水平接縫構(gòu)造在平面外受力情況下是否仍可有效傳力需要進一步研究。

鑒于此，本文開展了采用《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51231—2016)附錄A推薦的水平接縫采用另設(shè)豎向鋼筋連接的單面疊合剪力墻平面外受力性能試驗研究，上、下層墻板水平接縫形式如圖2所示。完成了1片帶水平接縫的單面疊合剪力墻和1片現(xiàn)澆剪力墻的平面外受力性能試驗，獲得單面疊合剪力墻試件平面外受力的承載力、位移、延性、剛度退化等試驗結(jié)果，并與全現(xiàn)澆剪力墻的試驗結(jié)果對比，評價水平接縫采用《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51231—2016)附錄A所述的另設(shè)豎向鋼筋連接方式的單面疊合剪力墻在平面外荷載作用下的受力性能。

圖2 單面疊合剪力墻水平接縫豎向連接鋼筋搭接構(gòu)造

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共制作了2片剪力墻試件：1片現(xiàn)澆剪力墻對比試件W-1，1片單面疊合剪力墻試件SPCW-2。試件平面尺寸均為2 700mm(高度H)×1 800mm(寬度hw)，現(xiàn)澆剪力墻試件厚度bw為200mm，單面疊合剪力墻試件厚度bw為250mm。其中，單面疊合剪力墻兩側(cè)內(nèi)外葉預(yù)制板厚50mm，內(nèi)外葉預(yù)制板通過哈芬連接件連接(圖3(a))，哈芬連接件平面尺寸為240mm×160mm，厚度為1mm，在內(nèi)外葉混凝土板中埋入深度為20mm，內(nèi)外葉混凝土板之間形成150mm厚空腔，空腔內(nèi)澆筑混凝土，內(nèi)葉板通過鋼筋桁架與后澆混凝土連接，整個截面通過鋼筋桁架和哈芬連接件連接成整體。單面疊合剪力墻外葉板不參與受力計算，即單面疊合剪力墻的有效厚度為200mm，與現(xiàn)澆剪力墻相同。試件墻體與加載梁整澆，與地梁分開澆筑。單面疊合剪力墻預(yù)制部分下端與地梁留20mm厚坐漿層。墻體試件所用混凝土設(shè)計強度等級為C40，鋼筋均采用HRB400E級鋼筋。預(yù)制墻板水平分布鋼筋為8@200，豎向分布鋼筋為10@200；構(gòu)造邊緣構(gòu)件(暗柱)截面尺寸為400mm×200mm，配有612豎向受力鋼筋，箍筋為8@150；單面疊合剪力墻外葉預(yù)制墻板水平鋼筋和豎向鋼筋均為6@150；鋼筋桁架的上弦桿、下弦桿、腹板鋼筋分別為10，8，6，鋼筋桁架在墻體中每隔400mm布置一道；哈芬連接件在墻體區(qū)域豎向間距600mm，水平間距550mm，見圖3。試件配筋見圖4。

圖3 單面疊合剪力墻連接件布置圖

圖4 試件配筋圖

1.2 材性試驗

1.1節(jié)中試件預(yù)留的混凝土試塊和鋼筋的實測強度分別依據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)和《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)進行試驗，材料試驗測得混凝土抗壓強度平均值：現(xiàn)澆剪力墻試件60.1MPa；疊合剪力墻試件預(yù)制層60.7MPa；疊合剪力墻試件后澆層57.4MPa。鋼筋實測力學(xué)性能見表1。

鋼筋實測力學(xué)性能 表1

1.3 加載方案

為了模擬單面疊合剪力墻水平接縫在受平面外水平荷載作用時的最不利情況，即使得水平接縫截面的彎矩和剪力均達到最大，將平面外水平作用力施加在墻頂部位，通過所設(shè)計的具備足夠剛度的鋼梁加載裝置將水平作動器施加的集中荷載轉(zhuǎn)化為墻頂水平均布荷載。試驗加載裝置如圖5所示。

圖5 試驗加載裝置示意圖

試驗加載制度根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)確定。試驗時，首先進行預(yù)加載，預(yù)加荷載取開裂荷載的30%，即8kN。加載至預(yù)加荷載之后卸載，重復(fù)兩次后，進行正式加載。正式加載過程中，在鋼筋測點達到屈服應(yīng)變之前采取力控制加載，荷載等級為3kN，每級加載后持荷8min；加載至接近開裂荷載時，每級荷載值調(diào)整為2kN；鋼筋屈服后采取位移控制加載，位移步長取屈服位移Δ的一半，即1.5Δ，2Δ，2.5Δ，3Δ，3.5Δ，4Δ，4.5Δ，5Δ…。本次試驗中，當(dāng)試件側(cè)向位移達到試件高度的1/25時，荷載仍繼續(xù)緩慢增長，直至加載至荷載開始出現(xiàn)下降，此時停止加載；隨后卸載，停止試驗。

2 試驗現(xiàn)象及試件破壞形態(tài)

試件W-1頂部施加水平荷載達到18kN時，墻板B面(施加荷載面，受拉面)距地梁頂高約250，450mm處分別出現(xiàn)一條水平向貫通彎曲裂縫，裂縫寬度分別為0.14，0.11mm。荷載達到21kN時，墻身底部及距地梁頂高650mm處分別出現(xiàn)數(shù)條水平短裂縫，但未貫通。隨著水平荷載的增加，原有裂縫不斷加寬，并有新的裂縫產(chǎn)生。荷載達到26kN時，鋼筋應(yīng)變達到屈服應(yīng)變，荷載-位移曲線的斜率開始改變，表示試件屈服，此時試件頂部的水平位移為52.5mm。達到屈服荷載后，不再有新裂縫出現(xiàn)，在墻板兩側(cè)暗柱下部不斷出現(xiàn)水平短裂縫，原有的裂縫寬度不斷增大，不斷沿墻厚度方向發(fā)展。當(dāng)位移為3.5Δy(屈服位移)時，墻板A面(受壓面)距地梁頂面高約60mm處局部出現(xiàn)受壓裂紋。當(dāng)位移為4.5Δy時，荷載-位移曲線開始下降，A面壓碎痕跡明顯，停止加載，隨后卸載，停止試驗。裂縫的最終發(fā)展高度約為900mm，試件殘余變形為164.4mm，試件W-1的裂縫開展及破壞情況見圖6。

圖6 現(xiàn)澆剪力墻試件W-1裂縫分布圖

試件SPCW-2頂部施加水平荷載達到12kN時，B面底部水平接縫開裂，出現(xiàn)數(shù)條短裂縫。荷載達到21kN時，水平接縫處裂縫貫通整個截面，裂縫寬度為0.08mm。荷載達到32kN時，鋼筋應(yīng)變達到屈服應(yīng)變，荷載-位移曲線的斜率開始改變，表示試件屈服，此時試件頂部的水平位移為14.8mm，水平接縫處裂縫寬度達到0.33mm。當(dāng)位移為1.5Δy時，墻板B面在高約550mm處出現(xiàn)若干條水平裂縫，隨著位移的增加逐漸形成通縫，并沿墻板厚度方向不斷開展。隨著試驗的進行，原有裂縫不斷延伸、開展，表面不斷出現(xiàn)新的裂縫。當(dāng)位移為6Δy時，A面底部兩端出現(xiàn)裂縫，表現(xiàn)出受壓特征。當(dāng)位移為10Δy時，原有裂縫不斷沿厚度方向發(fā)展，裂縫沒有再向上開展，A面受壓破壞特征明顯。當(dāng)位移為13Δy時，受拉側(cè)水平接縫坐漿層混凝土與預(yù)制墻板完全脫開，受壓側(cè)底部100mm墻高范圍內(nèi)混凝土被全部壓碎，停止加載。裂縫的最終發(fā)展高度約為1 000mm，試件殘余變形為172.1mm，試件SPCW-2的裂縫開展及破壞情況見圖7，圖6，7中左側(cè)和右側(cè)是相對A面規(guī)定的。

圖7 單面疊合剪力墻試件SPCW-2裂縫分布圖

從試件W-1與試件SPCW-2的裂縫發(fā)展過程及墻身裂縫分布可知，試件W-1和試件SPCW-2的平面外受力過程、破壞模式相似，墻體的最終破壞形式均為彎曲破壞；試件SPCW-2與試件W-1的裂縫數(shù)量和裂縫發(fā)展高度十分接近，表明接縫處采用另設(shè)豎向連接鋼筋搭接連接方式可有效傳力；加載過程中疊合面未出現(xiàn)裂縫，這說明單面疊合剪力墻體預(yù)制部分和現(xiàn)澆部分受力變形基本同步，二者協(xié)同受力，鋼筋桁架及哈芬連接件能保證單面疊合剪力墻的整體性。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 特征點荷載及位移值

本次試驗以試件彎曲撓度達到試件高度的1/25作為判斷試件達到承載能力極限狀態(tài)的標(biāo)志。

剪力墻試件各階段荷載值見表2。從表中可以看出，試件SPCW-2與地梁間水平接縫處的開裂荷載明顯低于試件W-1與地梁交界處的開裂荷載。試件SPCW-2墻身的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載明顯大于試件W-1。試件W-1先是墻面開裂，然后水平接縫處開裂，試件SPCW-2有所不同，在水平接縫開裂之后至豎向連接鋼筋達到屈服之前墻身未出現(xiàn)裂縫，分析原因主要是試件SPCW-2預(yù)制墻片并不直接受力，而是通過豎向連接鋼筋間接受力，間接傳力的有效性與滯后性是導(dǎo)致墻片開裂滯后于試件W-1的直接原因，兩墻片的裂縫分布形態(tài)相似，這表明豎向連接鋼筋有效地將力傳遞至疊合剪力墻預(yù)制墻片，也表明了另設(shè)豎向連接鋼筋是一種連接上下疊合墻片水平拼縫的有效方式。

試件各階段荷載值 表2

試件各階段位移值見表3。試件SPCW-2的屈服位移和峰值位移均小于試件W-1。試件W-1達到峰值荷載后位移保持不變，而試件SPCW-2達到峰值荷載后，其平面外位移快速增長，停止加載時的位移超過試件W-1。分析其中原因主要在于試件SPCW-2墻內(nèi)豎向鋼筋在水平接縫處不連續(xù)，預(yù)制墻板與底梁無豎向鋼筋連接，使得水平接縫過早開裂，開裂后由內(nèi)設(shè)豎向連接鋼筋的后澆芯層部分承受荷載，由豎向連接鋼筋受力并將力傳至墻板中，這種間接傳力過程與試件W-1直接傳力過程明顯不同，這也導(dǎo)致其位移增長特點較試件W-1有明顯差異；另一方面，試件SPCW-2中鋼筋桁架在保證疊合墻協(xié)同工作性能的同時也提高了疊合墻的剛度，而同時參與受力的預(yù)制外葉板增大了剪力墻本身的截面厚度，這提高了剪力墻本身的剛度，也有利于單面疊合剪力墻的承載能力。

試件各階段位移值 表3

位移延性系數(shù)μ定義為試件極限荷載對應(yīng)位移與屈服位移之比，各試件平面外位移延性系數(shù)如表3所示。試件SPCW-2的平面外位移延性系數(shù)明顯高于試件W-1，表明單面疊合剪力墻平面外受力時的延性優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻。

3.2 荷載-平面外位移曲線

各試件的荷載-平面外位移曲線如圖8所示。由圖可知：各試件的荷載-平面外位移曲線特征基本一致，開裂前，荷載-平面外位移曲線基本為直線上升，墻體處于彈性工作狀態(tài)。隨著位移的繼續(xù)增加，裂縫繼續(xù)增多，曲線斜率逐漸增大，墻片剛度不斷降低。各試件達到屈服時，荷載-平面外位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，荷載隨平面外位移不斷增大而增長緩慢。對比兩曲線可知，試件SPCW-2平面外初始剛度比試件W-1大，且加載過程中剛度退化也更緩慢。導(dǎo)致這個現(xiàn)象的原因主要是試件SPCW-2中鋼筋桁架的存在以及本身墻厚較試件W-1大使得其初始剛度更大，而加載過程中試件SPCW-2墻身開裂較晚，直至試件屈服墻身才出現(xiàn)裂縫，且裂縫一旦出現(xiàn)即多條同時出現(xiàn)，這也是導(dǎo)致試件SPCW-2的剛度在墻體達到屈服荷載前并未出現(xiàn)退化，而屈服后剛度明顯退化的直接原因。

圖8 試件荷載-平面外位移曲線

3.3 剛度退化

試件各階段剛度取荷載-平面外位移曲線的切線剛度，試件的剛度退化曲線如圖9所示。依據(jù)圖9可知，各試件的剛度退化特征較為相似，達到屈服荷載前各試件的剛度退化速度較快，達到屈服荷載之后剛度退化速度明顯變緩。達到屈服荷載前，試件SPCW-2的剛度退化速度較試件W-1慢；達到屈服荷載之后，試件SPCW-2的剛度退化速度大于試件W-1。水平接縫采用另設(shè)豎向連接鋼筋搭接連接處理方式對單面疊合剪力墻的初始剛度有較大貢獻，對剛度退化過程有較大影響。

圖9 試件剛度退化曲線

3.4 平面外變形特性

各試件沿墻體高度方向的平面外變形特征如圖10所示。由圖10(a)可知：試件SPCW-2墻身未開裂，墻體整體性能完好，加載過程中主要呈剛體變形，其沿墻高的位移分布基本為直線；而試件W-1由于在加載過程中沿墻高不斷出現(xiàn)新裂縫以及裂縫不斷開展，隨著位移的增加，曲線斜率不斷減小，具有較明顯的彎曲型變形曲線特征，表明墻板底部已開始形成塑性鉸。由于試件SPCW-2平面外抗側(cè)剛度較試件W-1更大，因此沿墻高的各平面外位移值均明顯小于試件W-1。由圖10(b)可知：從試件屈服后至加載末期，試件SPCW-2和試件W-1沿高度方向平面外的位移曲線基本平行且均接近直線，從曲線的特征可知，試件屈服后在底部形成塑性鉸，各試件達到屈服荷載后，在頂部水平荷載作用下近似剛體轉(zhuǎn)動，兩曲線的特征相似，說明兩試件在屈服后變形特征相似。

圖10 試件平面外變形特征

3.5 鋼筋應(yīng)變

試件W-1在地梁頂面上部30mm(b組)、60mm(a組)各布置一組鋼筋應(yīng)變片，試件SPCW-2在預(yù)制層的豎向受力鋼筋和后澆層豎向連接鋼筋中各布置了一組應(yīng)變片，其中預(yù)制層豎向受力鋼筋應(yīng)變片布置在搭接長度以外20mm(c組)處，豎向連接鋼筋應(yīng)變片布置在地梁頂面以上50mm(d組)處，見圖11。各試件的鋼筋應(yīng)變曲線如圖12所示。從圖12(a)可以看出，隨著平面外位移的不斷增大，試件W-1受拉側(cè)鋼筋拉應(yīng)變不斷增加，受拉鋼筋均屈服，受壓側(cè)鋼筋壓應(yīng)變在平面外位移較小時不斷增大，隨后壓應(yīng)變逐漸減小，最終少數(shù)受壓鋼筋轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。從圖12(b)可以看出，平面外位移較小時，隨著平面外位移的不斷增大，試件SPCW-2受拉側(cè)鋼筋拉應(yīng)變不斷增加，平面外位移達到約30mm后鋼筋應(yīng)變基本保持不變，受拉鋼筋基本未屈服，受壓側(cè)鋼筋壓應(yīng)變在平面外位移較小時不斷增大，隨后壓應(yīng)變逐漸減小，并最后全部轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)。

圖11 試件鋼筋應(yīng)變測點布置圖

圖12 試件鋼筋應(yīng)變曲線

4 有限元分析

4.1 模型建立

采用有限元分析軟件ABAQUS進行建模分析。采用分離式建模方法，將鋼筋單獨建模后整體嵌入混凝土材料中，不考慮鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移?；炷敛牧媳緲?gòu)關(guān)系選用損傷塑性模型，以混凝土強度達到0.4fc作為混凝土產(chǎn)生塑性應(yīng)變的起點。鋼筋本構(gòu)關(guān)系選用理想彈塑性模型，認(rèn)為鋼筋達到屈服強度以后，鋼筋應(yīng)力保持恒定?；炷吝x用C3D8R單元，鋼筋選用T3D2桁架單元。試件SPCW-2后澆層與地梁選用面面接觸的接觸屬性，摩擦系數(shù)取0.8，試件SPCW-2預(yù)制層與后澆層接觸面設(shè)置為綁定，剪力墻墻體與加載梁接觸面均設(shè)置為綁定。地梁與地面約束類型選定為固定端約束，將加載梁設(shè)置成剛性體。

4.2 結(jié)果及分析

圖13為試件SPCW-2極限狀態(tài)下的混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)力圖。由圖13(a)，(b)可知，相同墻高不同墻寬處混凝土應(yīng)變大致相同，局部有斜向彎剪裂縫，兩者結(jié)果較為符合。由圖13(c)，(d)可知，后澆層受壓側(cè)豎向連接鋼筋已經(jīng)達到受拉屈服應(yīng)變；預(yù)制墻板中0～1 200mm墻高范圍內(nèi)受拉側(cè)豎向受力鋼筋達到屈服應(yīng)力，受壓側(cè)豎向受力鋼筋已經(jīng)由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，但鋼筋應(yīng)力較小，此結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好；鋼筋桁架在墻體受拉側(cè)應(yīng)力較大，受壓側(cè)應(yīng)力較小，表明鋼筋桁架能有效傳力。

圖13 試件SPCW-2極限狀態(tài)下混凝土應(yīng)變圖和鋼筋應(yīng)力圖

圖14為試件SPCW-2有限元模擬和試驗的荷載-位移對比曲線。從圖14中可以看出，在達到屈服位移之前，試驗結(jié)果和有限元模擬結(jié)果差別很小，相同位移作用下有限元模擬得到的平面外荷載和試件剛度略大于試驗結(jié)果。達到屈服位移之后，在相同位移時，有限元模擬得到的平面外荷載值與試驗結(jié)果的差值逐漸增大。最終，有限元模擬得到的試件SPCW-2峰值荷載為65.01kN，比試驗結(jié)果55.16kN高17.9%。

圖14 試件SPCW-2試驗與有限元模擬荷載-位移對比曲線

4.3 參數(shù)分析

由4.2節(jié)對比分析結(jié)果可知所建立的有限元模型是可靠的。在此模型的基礎(chǔ)上，考慮軸壓比、豎向連接鋼筋搭接長度對單面疊合剪力墻平面外受力性能的影響進行計算分析。

4.3.1 軸壓比

有限元模擬了軸壓比為0，0.2，0.4(對應(yīng)試件編號分別為SPCW-2-0，SPCW-2-0.2，SPCW-2-0.4)時的單面疊合剪力墻的平面外受力性能，荷載-位移曲線如圖15所示。由圖15可知，在平面外水平位移較小時，隨著軸壓比的增大，單面疊合剪力墻的抗彎承載力有明顯的提高；隨著水平位移的增加，在軸向壓力和平面外荷載共同作用下，重力二階效應(yīng)對平面外受力的不利影響開始顯現(xiàn)，試件內(nèi)部產(chǎn)生附加應(yīng)力，從而降低其承載力。

圖15 不同軸壓比試件的荷載-位移對比曲線

4.3.2 豎向連接鋼筋搭接長度

本次試驗豎向接縫處的豎向連接鋼筋的搭接長度為1.2laE，在有限元模擬中增加豎向連接鋼筋搭接長度為1.0laE和0.7laE的情況，其平面外荷載-位移曲線見圖16。由圖16可知，在試件屈服之前，荷載-位移曲線基本重合；試件屈服之后，單面疊合剪力墻的承載力隨著鋼筋搭接長度的增加而增大，搭接長度為1.0laE和0.7laE相比搭接長度為1.2laE的單面疊合剪力墻的承載力有所降低，降低幅度分別為4.2%，6.6%。

圖16 不同鋼筋搭接長度試件的荷載-位移對比曲線

5 結(jié)論

(1)單面疊合剪力墻試件在平面外荷載作用下的裂縫分布形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻試件相同，均表現(xiàn)為典型的彎曲破壞特征。

(2)單面疊合剪力墻試件在平面外受力時的初始剛度、屈服荷載、峰值荷載、延性性能均高于現(xiàn)澆剪力墻試件，剛度退化速度略大于現(xiàn)澆剪力墻試件。

(3)采用《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51231—2016)附錄A規(guī)定的水平接縫連接方式的單面疊合剪力墻試件墻面的裂縫分布形態(tài)和分布范圍與現(xiàn)澆剪力墻試件相近，水平接縫采用另設(shè)豎向連接鋼筋進行搭接連接的方式在平面外受力時表現(xiàn)出良好的傳力性能。

(4)在平面外荷載作用下，單面疊合剪力墻試件截面的整體性保持完好，構(gòu)造鋼筋桁架及抗剪連接件發(fā)揮了良好的預(yù)制-后澆混凝土界面抗剪性能。

(5)有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，有限元建模合理有效；隨著軸壓比的增大，單面疊合剪力墻的承載力明顯增加，延性明顯降低；豎向連接鋼筋搭接長度越短，極限承載力越低。