預制疊合整體式剪力墻的滯回性能試驗研究

付瑋琪 齊 健 李明俊

(山東大學土建與水利學院，山東 濟南 250061)

0 引言

隨著建筑產業化的推行，疊合整體式剪力墻作為一種優良的結構形式得到廣泛應用。目前國內外學者對疊合整體式剪力墻做了大量的研究，葉燕華等對預制墻板內現澆自密實混凝土疊合剪力墻進行了抗震性能試驗研究[1]。王滋軍等對疊合剪力墻進行了深入的研究，并取得了大量的實驗數據[2,3]。國外對復合墻板也進行了大量的試驗研究[4,5]。本文提出一種新型的預制疊合整體式剪力墻，省模板，省人工，施工效率高；該新型剪力墻豎向鋼筋連接省去鋼筋套筒，剪力墻水平拼縫，上下層鋼筋可彎折后進行搭接或者焊接，剪力墻整體性好，對其進行低周往復荷載試驗，分析其在荷載作用下的破壞模態、滯回曲線、延性及耗能能力，能為預制疊合整體式剪力墻的實際應用提供一定的依據。

1 試驗

1.1 試件制作

試驗設計制作了1塊足尺現澆剪力墻SW-1和1塊足尺預制疊合整體式剪力墻SW-2，試件端部暗柱縱筋配筋率2.01%，箍筋體積配箍率0.91%，預制部分混凝土等級為C45，實測立方體抗壓強度為51.8MPa，現澆部分混凝土等級為C30，實測立方體抗壓強度為33.8 MPa，SW-1和SW-2詳圖見圖1。試件SW-2中配置1570級φ4.8消除預應力螺紋肋鋼絲,實測抗拉強度1 635 MPa；試件SW-1中配置 HRB400級鋼筋，直徑10 mm鋼筋屈服強度為469.4 MPa，極限強度為615.8 MPa；直徑12 mm鋼筋屈服強度為465.5 MPa，極限強度為621.0 MPa；直徑16 mm鋼筋屈服強度為563.3 MPa，極限強度為643.3 MPa。

1.2 加載裝置及方案

試驗在中國地震局工程力學研究所結構試驗室進行,分2次～3次加載至預定的軸壓力，然后使軸壓力保持恒定，試驗過程中水平加載為單點加載，作用點位于試件頂部加載梁中央，試驗加載制度采用7級位移控制，位移角分別為1/2 000，1/1 000，1/550，1/200，1/120，1/50和1/30。

2 試驗現象及破壞模態

試件加載過程中的試驗現象如圖2所示，位移角達到1/1 000時，在剪力墻SW-1右下部與暗柱的交界處觀察到明顯的水平裂縫；隨著試驗進行，裂縫逐漸由剪力墻與暗柱的交界處沿墻體高度方向延伸，且寬度增加，當位移角達到1/200時，底部水平裂縫最寬達到0.30 mm；當位移角達到1/120時，剪力墻底部混凝土開始出現壓潰現象；在位移角為1/75時，試件承載力達到峰值431.71 kN，隨后在位移角為1/68時，試驗荷載下降至峰值荷載的85%，剪力墻豎向鋼筋彎曲外露，試驗加載結束。

試件SW-2和SW-1試驗現象相似，最終均發生以彎曲破壞為主的彎剪型破壞，裂縫主要位于剪力墻1/2以下位置；當位移角達到1/1 220時，試件SW-2墻體端部距底座300 mm處出現水平細微裂縫；隨后裂縫開始發展，當位移角達到1/234時，裂縫最寬達0.30 mm；當位移角達到1/120時，墻身底端混凝土開始剝落；在位移角為1/69時，試件承載力達到峰值488.79 kN；隨后墻身受壓一側底部混凝土逐漸壓潰，剪力墻鋼筋裸露，承載力急劇下降，在位移角為1/49時，試驗加載結束。

2.1 滯回曲線

試件的滯回曲線如圖3所示，試件SW-1，SW-2滯回環的飽滿程度較為接近，耗能能力差異較小，加載初期，試件的滯回曲線包圍面積很小，試件處于彈性狀態，隨著側向位移增大，剪力墻出現塑性損傷，滯回環面積增大，剛度逐漸退化，開始出現捏攏現象，這是由于剪力墻內部剪切滑移造成的；試件SW-1剪切滑移主要出現在鋼筋與混凝土接觸面上，試件SW-2剪切滑移主要出現在新老混凝土結合面處；滑移的存在減緩了結構的破壞，有利于結構抗震。

本文采用位移延性系數μ分析結構的位移，其中，以觀察到墻體下端截面出現肉眼可見的裂縫確定為開裂荷載Fcr，相應的位移為Δcr；豎向鋼筋屈服對應的荷載為屈服荷載Fy，相應的位移為Δy；試驗峰值荷載為Fm，對應的位移為Δm；以峰值荷載Δm的85%作為極限荷載Fu，對應的位移為Δu；H=2 850 mm，代表側向荷載加載中心距底座的距離。試件SW-1和SW-2特征點荷載值、位移值、延性系數和極限位移角值θu如表1所示；由表1可知，SW-2的開裂荷載和位移延性系數與SW-1相差不大，但屈服荷載和峰值荷載分別提高了21.8%和10.8%；說明疊合整體式剪力墻的整體剛度較大，承載力有所提升，但是仍具有良好的延性。

表1 試驗結果

試件Fcr/kNΔcr/mmFy/kNΔy/mFm/kNΔm/mFu/kNΔu/mμθuSW?1189．142．60371．9314．09431．7137．14369．5167．054．761/43SW?2193．562．33453．1912．18488．7941．14417．1456．484．641/50SW?2/SW?1(1．023)(0．896)(1．218)(0．864)(1．132)(1．108)(1．129)(0．842)(0．975)(0．860)注：位移延性系數μ=Δu/Δy、極限位移角θ=Δu/H

2.2 耗能

本文采用JGJ 101—96建筑抗震試驗方法規程建議的能量耗散系數E[6]來評價結構體系的耗能能力，由表2可以看出， SW-2的總耗能比SW-1提高29.67%，耗能能力更好。

表2 試件耗能指標

3 結論

通過對1塊現澆剪力墻SW-1和1塊預制疊合整體式剪力墻SW-2試件進行低周往復荷載試驗可得：

1)現澆剪力墻SW-1和疊合整體式剪力墻SW-2破壞形式和裂縫分布類似，均為彎剪型破壞；

2)疊合整體式剪力墻SW-2的承載力相對現澆剪力墻SW-1有一定程度的提高，屈服荷載和峰值荷載分別提高了21.8%和10.8%；

3)疊合整體式剪力墻SW-2與現澆剪力墻SW-1延性相差不大，但是SW-2的耗能能力高于SW-1，總耗能提高了約29.67%。

參考文獻：

[1] 葉燕華,孫 銳,薛洲海，等.預制墻板內現澆自密實混凝土疊合剪力墻抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報,2014,35(7):138-144.

[2] 王滋軍,劉偉慶,葉燕華,等.鋼筋混凝土開洞疊合剪力墻抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報,2012,33(7):156-163.

[3] 王滋軍,劉偉慶,翟文豪,等.新型預制疊合剪力墻抗震性能試驗研究[J].中南大學學報(自然科學版),2015,46(4):1409-1419.

[4] Khandaker M.A. Hossain,Shahryar Rafiei,Mohamed Lachemi,et al.Structural performance of profiled composite wall under in-plane cyclic loading[J]. Engineering Structures，2016(110):88-104.

[5] Mohamad-Ghasem Vetr,N. Mohamad Shirali,Ali Ghamari. Seismic resistance of hybrid shear wall (HSW) systems[J]. Journal of Constructional Steel Research，2016(116):247-270.

[6] JGJ 101—1996，建筑抗震試驗方法規程[S].