随着人口红利的降低、优美环境需求的提高以及经济发展的加速转型,我国制定了发展建筑工业化的重大战略。实施结构装配化是建筑工业化的重要环节之一,目前装配式混凝土结构主要包括装配式框架结构和装配式剪力墙结构。双面叠合剪力墙结构属于装配式剪力墙结构,由双面叠合剪力墙板、叠合楼板、预制楼梯、预制阳台板等预制构件组成,并通过钢筋和现浇混凝土连接形成整体 ^[1],该结构体系具有整体性好、预制构件轻、构件生产个性化程度高等优势。双面叠合剪力墙结构体系和预制构件生产工艺由德国引进,最早在安徽合肥开展示范应用,为满足国内抗震设防要求,对该结构体系进行了本土化改造,例如增设边缘构件区、竖向连接钢筋错位500mm等,有学者通过试验对改造后的双面叠合剪力墙的抗震性能进行了论证 ^[2,3]。随后双面叠合剪力墙结构体系被引入上海 ^[4,5],并用于13层和18层的高层住宅中,该项目墙肢轴压比显著高于已有试验数据。为了确保工程应用的安全性和可靠性,课题组通过大量试验和分析对该结构体系力学性能进行了深入全面的研究。薛伟辰等 ^[6]对双面叠合剪力墙的抗震性能进行了研究,得出双面叠合剪力墙具有良好的抗震性能,可满足抗震设防地区的工程应用要求。崔家春等 ^[7]对双面叠合剪力墙竖向连接钢筋的锚固性能进行了研究,得出双面叠合剪力墙竖向连接钢筋的锚固粘结强度变化规律与现浇钢筋混凝土构件中的情况基本一致,锚固长度可按《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) 规定的取值。杨联萍等 ^[8]对双面叠合剪力墙叠合面的抗剪性能进行了研究,得出含桁架筋的双面叠合构件在界面受剪时具有良好的延性。肖波等 ^[9]对双面叠合剪力墙整体结构抗震性能进行了研究,得出双面叠合剪力墙结构的拼缝在各工况下能够有效地传递地震作用力,并保持结构空间的整体性能。徐自然等 ^[10]采用有限元分析方法研究了水平缝对整体结构抗震性能的影响,得出底部水平缝是结构抗震的薄弱环节,可通过加强配筋或底部现浇解决。

　　 本文进一步开展构件试验,深入研究轴压比、桁架筋间距离、边缘构件区构造及竖向钢筋连接构造对剪力墙抗震性能的影响; 另外,基于试验数据进一步分析桁架筋和叠合面对竖向连接钢筋粘结强度的影响; 最后,通过详细的钢筋应变分析,研究双面叠合剪力墙结构的竖向连接钢筋应力传递性能、不同楼层拼缝受力性能以及竖向连接钢筋端部墙板受力性能,以促进双面叠合剪力墙结构体系的广泛应用。

　　 为研究双面叠合剪力墙的平面内抗震性能,委托同济大学进行了墙片低周往复加载试验。16个试件的设计参数如表1所示,除预制构造和桁架筋间距离不同外,各试件的尺寸和配筋均一致。预制试件PW5和PW6施工图如图1所示,试件RW1, RW3, RW5和试件PW1, PW3, PW5,PW7, PW9的轴压比为0.5,试件RW2, RW4, RW6和试件PW2, PW4, PW6,PW8, PW10的轴压比为0.2。

　　 试验时,首先在试件顶部施加轴向压力,并在整个试验过程中保持不变,然后施加往复水平力。水平加载首先按力控制进行加载,以获得试件的正反向开裂荷载; 随后按位移控制进行加载,每级位移增量为试件高度的1/400,每级位移往复循环三次。

　　 轴压比为0.2的8个试件均发生受弯破坏,破坏情况对比见表2。试件RW4,PW2,PW6的破坏形态如图2所示。

　　 试件RW4,PW2,PW6的滞回曲线如图3所示。3个试件的滞回环数量相同、形状相仿、滞回环较饱满且捏拢效应比较明显; 边缘构件现浇试件PW2和边缘构件预制试件PW6耗能基本相同,且均优于现浇试件RW4。试件RW4,PW2,PW6的延性系数分别为4.52,3.87,4.00。

　　 轴压比为0.5的8个试件均发生受弯破坏,破坏对比情况见表3。试件RW3,PW1,PW5的破坏形态如图4所示。

　　 试件RW3,PW1,PW5的滞回曲线如图5所示。试件PW1,PW5的滞回环数量相近、形状相仿、滞回环较饱满且捏拢效应比较明显,耗能基本相同; 试件RW3因过早发生破坏,滞回环数量较少,耗能能力较差。试件RW3,PW1,PW5的延性系数分别为2.62,3.52,3.51。

　　 对比表2和表3可以看出,随着轴压比的提高,边缘构件区的纵筋(或竖向连接钢筋)拉断数量减少,其他破坏形态相近。

　　 对比图3和图5可以看出,低轴压比下预制试件的滞回环数量比高轴压比试件多,但每级荷载下不同轴压比试件滞回环形状相仿、耗能能力接近; 不同轴压比下,试件极限承载力相近,双面叠合剪力墙试件略高于现浇对比试件,最大差值在10%以内。

　　 另外,试验结果表明,双面叠合剪力墙边缘构件预制试件与边缘构件现浇试件极限承载力基本一致,桁架筋间距采用400mm和600mm剪力墙试件极限承载力基本一致,竖向连接钢筋搭接长度增加500mm试件与不增加500mm试件极限承载力基本一致。

　　 轴压比为0.2和0.5时,除试件RW1,RW3外,所有试件的延性系数均分别大于3.7和3.3,具有良好的延性和变形能力,预制试件延性稍差于现浇试件,但最大差值在11%以内。桁架筋间距由400mm放宽为600mm没有显著影响试件的延性; 竖向连接钢筋搭接长度是否增加500mm也没有显著影响试件的延性。

　　 试件ROW1,POW1和POW2参数见表4,试件POW2施工图如图6所示,试件POW1与试件POW2的区别仅为桁架筋间距不同,试件ROW1为无桁架筋的全现浇试件,混凝土强度等级均为C30,其施工图不再给出。3个试件的钢筋强度等级均为HRB400。试验时竖向按设计轴压比0.2施加压力,水平加载按位移控制,每一级的位移增量为7.25mm,每级位移往复循环三次。

　　 3个试件均发生受弯破坏,受力过程与破坏形态相近。在加载前期,裂缝主要分布在试件下部; 随着水平位移增加,裂缝逐渐向上部发展; 到加载后期,裂缝基本出齐,正向裂缝与反向裂缝基本呈对称分布,并不断加宽和延伸,受拉钢筋屈服; 试件破坏时,受压区混凝土压碎,试件下部混凝土脱落。双面叠合剪力墙的最大水平裂缝出现在拼缝与预制墙板的交界处,即地梁向上5cm处,现浇构件的最大水平裂缝也出现在地梁向上约10cm处,见图7。

　　 试件的荷载-位移滞回曲线如图8所示,3个试件滞回曲线的正反加载方向上,均存在一个较明显的捏拢点; 滞回曲线均较为饱满,表现出良好的抗震性能。3片剪力墙试件的骨架曲线对比如图9所示。试件顶端荷载-位移骨架曲线均呈反S形,表明试件在往复荷载作用下均经历了弹性、塑性和极限破坏三个受力阶段,在极限破坏阶段,试件抗侧移刚度退化较为明显。试件POW1的正向极限承载力略高于试件ROW1,反向极限承载力明显高于试件ROW1; 考虑到混凝土强度和钢筋强度的变异性,可认为预制试件的极限承载力与现浇试件不存在显著差异。试件POW2的正反向极限承载力均小于试件POW1,说明桁架筋间距对试件极限承载力存在一定的影响。

　　 根据能量法得到的各试件位移延性系数Δ_u/Δ_y见表5,其中Δ_y为试件屈服位移;Δ_u为试件极限位移,其值为承载力下降至峰值荷载的85%时对应的墙顶位移值。由表5可见,预制试件的延性均优于现浇试件; 预制试件POW1的延性和预制试件POW2基本一致,说明桁架筋间距适当增大不会显著影响双面叠合剪力墙的延性。

　　 为确定合理的竖向连接钢筋锚固长度,委托上海交通大学对竖向连接钢筋进行了拉拔试验研究。为了反映双面叠合剪力墙的实际状态,避免偶然因素的不利影响,考虑混凝土强度、混凝土保护层厚度、钢筋粘结长度、钢筋直径和竖向连接钢筋位置五个因素的影响,进行组合设计。试件设计如图10所示,试件组A0,A1,D0,D1,F1参数见表6,五组试件的基本尺寸 ^[7]为250mm×200mm×1 200mm。五组试件的钢筋锚固长度均为100mm,混凝土保护层厚度均为60mm(叠合试件包含预制层厚度)。

　　 钢筋破坏分为钢筋拉断和钢筋拔出两种形式,双面叠合剪力墙竖向连接钢筋的锚固粘结强度变化规律与现浇钢筋混凝土构件中的情况基本一致。本文分析桁架筋和叠合面对竖向连接钢筋粘结强度的影响。

　　 试件组D0,D1,F1的竖向连接钢筋平均粘结强度对比见图11。测试结果显示所有试件的破坏均为滑移破坏。试件组D0底侧竖向连接钢筋的平均粘结强度为9.68MPa,约为试件组F1的95%; 试件组D1侧边竖向连接钢筋的平均粘结强度为9.94MPa,约为试件组F1的98%。试件组D0,D1与试件组F1的竖向连接钢筋平均粘结强度差值百分比均在5%以内,同时现浇和预制C30混凝土试块抗压强度的均值分别为34.9MPa和38.8MPa,变异系数分别为7.6%和11%。由此可见,桁架筋对竖向连接钢筋粘结强度的影响有限,主要原因是试件中仅包含桁架筋且桁架筋相对竖向连接钢筋而言是不封闭的,没有对混凝土形成有效的约束作用。另外,由于桁架筋的存在,双面叠合剪力墙的预制混凝土层可作为竖向连接钢筋抗拔计算的保护层厚度。

　　 试件组A0和A1竖向连接钢筋平均粘结强度对比见图12。测试结果显示所有试件组的破坏均为滑移破坏。试件组A0,A1竖向连接钢筋平均粘结强度对比见表7,试件组A1底侧、侧边和中间位置竖向钢筋平均粘结强度分别是试件A0组的112%,115%和127%,而C25现浇和预制混凝土试块抗压强度的均值分别为29.7MPa和33.8MPa,变异系数分别为6.1%和4.5%,预制混凝土抗压强度是现浇混凝土抗压强度的114%。因此可以得出,预制混凝土强度的提高对钢筋粘结强度有明显影响。

　　 试件组A1相同分段不同位置竖向连接钢筋粘结强度平均值对比见表8,对同一试件组相同分段的不同位置竖向连接钢筋粘结强度进行对比分析,能够基本消除混凝土强度变异、试块浇筑质量的影响。

　　 由表8可以看出,位于桁架筋顶部尖角中间位置的竖向连接钢筋平均粘结强度并不绝对低于底侧位置的粘结强度,说明竖向连接钢筋与桁架筋的位置关系对竖向连接钢筋粘结强度的影响不明显。

　　 为了验证示范项目所采用的叠合板式剪力墙抗震设计方法的适用性,考察剪力墙构件间竖向连接的有效性,论证叠合板式剪力墙结构整体计算假定的合理性,设计了一个三层单跨剪力墙结构模型,模型中的连接构造与实际相同,并委托同济大学对该模型进行模拟地震振动台试验,研究结构的整体性能。三层单跨剪力墙结构模型采用的长度相似常数为1/1.2,应力相似常数为1/1,水平加速度相似常数为1.2/1,重力加速度相似常数为1/1,质量相似常数为1/1.728,模型外包尺寸为2m×2.167m,层高均为2.5m,双面叠合剪力墙的厚度为167mm,叠合楼板厚度为100mm,配筋设计以及试验工况见文献[9]。

　　 模型应变片布置如图13所示。由图14中E13与E12(均位于Ⓐ轴交①轴2层拼缝处),E3与E1,E3与E4(均位于Ⓐ轴交①轴1层拼缝处)处的钢筋应力对比可知,在拼缝处裂缝发展之前(此时钢筋应力较小),拼缝附近的墙板内竖向钢筋和拼缝连接钢筋的应力具有很好的同步性。随着拼缝处裂缝的开展,拼缝附近墙板内竖向钢筋应力不再随地震动输入的增大而增大,而拼缝连接钢筋的应力随地震动输入的增大而持续增大。说明荷载是通过拼缝连接钢筋与墙板竖向钢筋的搭接来传递的。

　　 在正弦波激励下,E3处的钢筋应力随着地震动输入的增大而增大,而E7处钢筋应力随着地震动输入的增大而趋于定值,见图15,说明荷载通过拼缝连接钢筋传递给墙板竖向钢筋的过程中,至E7处的搭接长度(400mm)已经能够满足所有试验工况下的荷载传递。又因墙板暗柱处纵筋的直径是12mm,而拼缝连接钢筋的直径是14mm,E3处的钢筋应力最大值是226MPa,换算得到墙板暗柱纵筋的应力最大值是308MPa,钢筋应力未达到屈服,所以尚无法证明至E7处的钢筋搭接长度(400mm)能够满足钢筋拉断的极限需求。

　　 由图16和图17可以看出,E23处(Ⓑ轴交①轴3层拼缝处)的拼缝开裂早于E21处(Ⓑ轴交①轴1层拼缝处)的拼缝; E23处的拼缝在加速度峰值1.0g试验工况作用下进入屈服,此时E21处的钢筋应力为194MPa; E20(3层中间位置拼缝处)处的拼缝开裂后应力最大达到99MPa,而E19(2层中间位置拼缝处)处的拼缝始终未开裂; 说明顶层拼缝由于所受轴压力较小在地震作用下更为不利。

　　 在9度罕遇地震试验阶段结束后,模型结构在1层①轴墙外侧中部出现横向细微裂缝,模型剪力墙层间拼缝及侧边灌缝基本完好。在加速度峰值1.0g地震波试验阶段结束,模型1层①轴剪力墙外侧中部已有的横向裂缝继续延伸、开展,局部伴有竖向裂缝出现,同时墙体中下部出现部分细短斜裂缝。加速度峰值依次为0.1g,0.2g,0.4g,0.6g,0.8g的正弦波试验工况结束,模型结构1层①轴剪力墙中部已有的横向裂缝继续延伸,局部伴有竖向裂缝出现,同时墙体中下部细短裂缝继续开展,见图18。

　　 由图19可以看出,E10(1层竖向连接钢筋端部墙板钢筋)处的墙板在8度罕遇地震工况下开裂,早于E3(1层底部拼缝)处的拼缝开裂; E10处墙板钢筋应力在各地震工况作用下均高于E3处拼缝连接钢筋的应力。试验现象“在9度罕遇地震试验阶段结束,模型结构在1层①轴墙外侧中部出现横向细微裂缝,模型剪力墙层间拼缝及侧边灌缝基本完好”也证实了竖向连接钢筋端部墙板先于1层底部拼缝开裂。这是由于墙板内暗柱纵筋直径是12mm,拼缝连接钢筋直径是14mm,相当于在竖向连接钢筋端部存在钢筋直径突变,使得竖向连接钢筋端部略显薄弱。在后续正弦激励工况作用下,竖向连接钢筋端部墙板内钢筋应力(E10处)增长缓慢,未有损伤进一步扩展的迹象; 而拼缝处钢筋应力(E3处)增长明显,说明拼缝处损伤扩展较大。

　　 (1)不同轴压比下,双面叠合剪力墙试件在平面内荷载作用下的破坏形态、极限承载力和延性与现浇试件相近。采用预制边缘构件对双面叠合剪力墙试件的抗震性能没有明显影响; 桁架筋间距由400mm放宽为600mm、竖向连接钢筋搭接长度是否增加500mm均没有显著影响试件的破坏形态、极限承载力和延性。

　　 (2)预制构件的平面外极限承载力与现浇构件不存在显著差异,桁架筋间距对试件极限承载力存在一定的影响。预制试件的延性均优于现浇试件,桁架筋间距适当增大不会显著影响双面叠合剪力墙的延性。

　　 (3)由于桁架筋的存在,双面叠合剪力墙的预制混凝土层可作为竖向连接钢筋抗拔计算的保护层; 预制层混凝土强度的提高对钢筋粘结强度有明显影响; 竖向连接钢筋与桁架筋的位置关系对竖向连接钢筋粘结强度的影响不明显。

　　 (4)模型中钢筋搭接构造能够满足所有试验工况下的荷载传递需求,传力效果好; 顶层拼缝由于所受轴压力较小在地震作用下更为不利; 1层竖向连接钢筋端部墙板先于拼缝处开裂,但损伤并未进一步扩展。