0 引言

　　 装配整体式叠合剪力墙结构是一种以叠合剪力墙和叠合楼板为主要受力构件的装配式混凝土结构体系，可用于多高层建筑。其中叠合墙板由两侧预制混凝土板通过三角钢筋桁架连接，中间形成空腔，现场装配完成后在空腔内浇筑混凝土形成叠合剪力墙 ^[1]。叠合剪力墙由于构造形式的不同可分为单面叠合剪力墙(带夹心保温层或不带夹心保温层)和双面叠合剪力墙，如图1所示。其中，单面叠合剪力墙指的是两侧预制板中，仅一侧预制板参与叠合，与中间空腔的后浇混凝土共同受力而形成的叠合剪力墙；另一侧的预制板不参与结构受力，仅作为施工时的一侧模板或保温层的外保护板。

　　 图1 叠合剪力墙构造形式  

　　  

　　 国外将此类叠合剪力墙通常称为三明治墙，主要用做建筑外墙，因此国外对叠合剪力墙在侧向荷载作用下的平面外受弯性能的研究较多 ^[2,3,4,5],但其主要关注叠合剪力墙的整体性能和保温性能。目前国内学者针对叠合剪力墙的平面内受力性能和抗震性能开展了一些研究 ^{[6,7,8,9,10,11,12]},而针对叠合剪力墙平面外受力性能的研究尚较少。种迅等 ^[13,14]考虑用叠合剪力墙作为地下室外墙的情形，设计了采用嵌入式基础叠合墙板试件的平面外静力加载试验，发现叠合墙板嵌入基础形式对其平面外受力性能有较大影响。由此可见，叠合墙板水平接缝构造方式对叠合剪力墙平面外受力性能有较大影响。鉴于上部建筑结构在地震作用和风荷载作用下以及地下室外墙在土压力作用下，叠合墙板均存在平面外受力情况，在平面内受力时可有效传力的水平接缝构造在平面外受力情况下是否仍可有效传力需要进一步研究。

　　 鉴于此，本文开展了采用《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231—2016)附录A推荐的水平接缝采用另设竖向钢筋连接的单面叠合剪力墙平面外受力性能试验研究，上、下层墙板水平接缝形式如图2所示。完成了1片带水平接缝的单面叠合剪力墙和1片现浇剪力墙的平面外受力性能试验，获得单面叠合剪力墙试件平面外受力的承载力、位移、延性、刚度退化等试验结果，并与全现浇剪力墙的试验结果对比，评价水平接缝采用《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231—2016)附录A所述的另设竖向钢筋连接方式的单面叠合剪力墙在平面外荷载作用下的受力性能。

　　 图2 单面叠合剪力墙水平接缝竖向连接钢筋搭接构造 

　　  

1 试验概况

1.1 试件设计

　　 试验共制作了2片剪力墙试件：1片现浇剪力墙对比试件W-1,1片单面叠合剪力墙试件SPCW-2。试件平面尺寸均为2 700mm(高度H)×1 800mm(宽度h_w),现浇剪力墙试件厚度b_w为200mm, 单面叠合剪力墙试件厚度b_w为250mm。其中，单面叠合剪力墙两侧内外叶预制板厚50mm, 内外叶预制板通过哈芬连接件连接(图3(a)),哈芬连接件平面尺寸为240mm×160mm, 厚度为1mm, 在内外叶混凝土板中埋入深度为20mm, 内外叶混凝土板之间形成150mm厚空腔，空腔内浇筑混凝土，内叶板通过钢筋桁架与后浇混凝土连接，整个截面通过钢筋桁架和哈芬连接件连接成整体。单面叠合剪力墙外叶板不参与受力计算，即单面叠合剪力墙的有效厚度为200mm, 与现浇剪力墙相同。试件墙体与加载梁整浇，与地梁分开浇筑。单面叠合剪力墙预制部分下端与地梁留20mm厚坐浆层。墙体试件所用混凝土设计强度等级为C40,钢筋均采用HRB400E级钢筋。预制墙板水平分布钢筋为8@200,竖向分布钢筋为10@200;构造边缘构件(暗柱)截面尺寸为400mm×200mm, 配有612竖向受力钢筋，箍筋为8@150;单面叠合剪力墙外叶预制墙板水平钢筋和竖向钢筋均为6@150;钢筋桁架的上弦杆、下弦杆、腹板钢筋分别为10,8,6,钢筋桁架在墙体中每隔400mm布置一道；哈芬连接件在墙体区域竖向间距600mm, 水平间距550mm, 见图3。试件配筋见图4。

1.2 材性试验

　　 1.1节中试件预留的混凝土试块和钢筋的实测强度分别依据《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)和《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)进行试验，材料试验测得混凝土抗压强度平均值：现浇剪力墙试件60.1MPa; 叠合剪力墙试件预制层60.7MPa; 叠合剪力墙试件后浇层57.4MPa。钢筋实测力学性能见表1。

　　 图3 单面叠合剪力墙连接件布置图  

　　  

　　 钢筋实测力学性能 表1

d/mm	Fy/(N/mm2)	Fu/(N/mm2)	E/(N/mm2)
6	407	602	2.02×105
8	436	614	2.03×105
10	453	635	2.01×105
12	429	596	2.07×105

 

　　 注：d为钢筋直径；F_y为钢筋屈服强度平均值；F_u为钢筋极限强度平均值；E为钢筋弹性模量平均值。

　　  

　　 图4 试件配筋图 

　　  

1.3 加载方案

　　 为了模拟单面叠合剪力墙水平接缝在受平面外水平荷载作用时的最不利情况，即使得水平接缝截面的弯矩和剪力均达到最大，将平面外水平作用力施加在墙顶部位，通过所设计的具备足够刚度的钢梁加载装置将水平作动器施加的集中荷载转化为墙顶水平均布荷载。试验加载装置如图5所示。

　　 试验加载制度根据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)确定。试验时，首先进行预加载，预加荷载取开裂荷载的30%,即8kN。加载至预加荷载之后卸载，重复两次后，进行正式加载。正式加载过程中，在钢筋测点达到屈服应变之前采取力控制加载，荷载等级为3kN,每级加载后持荷8min; 加载至接近开裂荷载时，每级荷载值调整为2kN;钢筋屈服后采取位移控制加载，位移步长取屈服位移Δ的一半，即1.5Δ,2Δ,2.5Δ,3Δ,3.5Δ,4Δ,4.5Δ,5Δ…。本次试验中，当试件侧向位移达到试件高度的1/25时，荷载仍继续缓慢增长，直至加载至荷载开始出现下降，此时停止加载；随后卸载，停止试验。

　　 图5 试验加载装置示意图  

　　  

2 试验现象及试件破坏形态

　　 图6 现浇剪力墙试件W-1裂缝分布图 

　　  

　　 试件W-1顶部施加水平荷载达到18kN时，墙板B面(施加荷载面，受拉面)距地梁顶高约250,450mm处分别出现一条水平向贯通弯曲裂缝，裂缝宽度分别为0.14,0.11mm。荷载达到21kN时，墙身底部及距地梁顶高650mm处分别出现数条水平短裂缝，但未贯通。随着水平荷载的增加，原有裂缝不断加宽，并有新的裂缝产生。荷载达到26kN时，钢筋应变达到屈服应变，荷载-位移曲线的斜率开始改变，表示试件屈服，此时试件顶部的水平位移为52.5mm。达到屈服荷载后，不再有新裂缝出现，在墙板两侧暗柱下部不断出现水平短裂缝，原有的裂缝宽度不断增大，不断沿墙厚度方向发展。当位移为3.5Δ_y(屈服位移)时，墙板A面(受压面)距地梁顶面高约60mm处局部出现受压裂纹。当位移为4.5Δ_y时，荷载-位移曲线开始下降，A面压碎痕迹明显，停止加载，随后卸载，停止试验。裂缝的最终发展高度约为900mm, 试件残余变形为164.4mm, 试件W-1的裂缝开展及破坏情况见图6。

　　 试件SPCW-2顶部施加水平荷载达到12kN时，B面底部水平接缝开裂，出现数条短裂缝。荷载达到21kN时，水平接缝处裂缝贯通整个截面，裂缝宽度为0.08mm。荷载达到32kN时，钢筋应变达到屈服应变，荷载-位移曲线的斜率开始改变，表示试件屈服，此时试件顶部的水平位移为14.8mm, 水平接缝处裂缝宽度达到0.33mm。当位移为1.5Δ_y时，墙板B面在高约550mm处出现若干条水平裂缝，随着位移的增加逐渐形成通缝，并沿墙板厚度方向不断开展。随着试验的进行，原有裂缝不断延伸、开展，表面不断出现新的裂缝。当位移为6Δ_y时，A面底部两端出现裂缝，表现出受压特征。当位移为10Δ_y时，原有裂缝不断沿厚度方向发展，裂缝没有再向上开展，A面受压破坏特征明显。当位移为13Δ_y时，受拉侧水平接缝坐浆层混凝土与预制墙板完全脱开，受压侧底部100mm墙高范围内混凝土被全部压碎，停止加载。裂缝的最终发展高度约为1 000mm, 试件残余变形为172.1mm, 试件SPCW-2的裂缝开展及破坏情况见图7,图6,7中左侧和右侧是相对A面规定的。

　　 图7 单面叠合剪力墙试件SPCW-2裂缝分布图 

　　  

　　 从试件W-1与试件SPCW-2的裂缝发展过程及墙身裂缝分布可知，试件W-1和试件SPCW-2的平面外受力过程、破坏模式相似，墙体的最终破坏形式均为弯曲破坏；试件SPCW-2与试件W-1的裂缝数量和裂缝发展高度十分接近，表明接缝处采用另设竖向连接钢筋搭接连接方式可有效传力；加载过程中叠合面未出现裂缝，这说明单面叠合剪力墙体预制部分和现浇部分受力变形基本同步，二者协同受力，钢筋桁架及哈芬连接件能保证单面叠合剪力墙的整体性。

3 试验结果及分析

3.1 特征点荷载及位移值

　　 本次试验以试件弯曲挠度达到试件高度的1/25作为判断试件达到承载能力极限状态的标志。

　　 剪力墙试件各阶段荷载值见表2。从表中可以看出，试件SPCW-2与地梁间水平接缝处的开裂荷载明显低于试件W-1与地梁交界处的开裂荷载。试件SPCW-2墙身的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载明显大于试件W-1。试件W-1先是墙面开裂，然后水平接缝处开裂，试件SPCW-2有所不同，在水平接缝开裂之后至竖向连接钢筋达到屈服之前墙身未出现裂缝，分析原因主要是试件SPCW-2预制墙片并不直接受力，而是通过竖向连接钢筋间接受力，间接传力的有效性与滞后性是导致墙片开裂滞后于试件W-1的直接原因，两墙片的裂缝分布形态相似，这表明竖向连接钢筋有效地将力传递至叠合剪力墙预制墙片，也表明了另设竖向连接钢筋是一种连接上下叠合墙片水平拼缝的有效方式。

　　 试件各阶段位移值 表3 

试件编号	Δcr/mm		Δy/mm	θy	Δu/mm	θu	μ	Δmax/mm	θmax	Δst/mm	θst
	水平接缝	墙身
W-1	23.7	23.7	52.5	1/55	116.0	1/25	2.2	228.2	1/13	228.2	1/13
SPCW-2	4.0	14.8	14.8	1/196	116.0	1/25	7.8	216.0	1/13	247.0	1/12

 

　　 注：Δ_cr为开裂位移；θ_cr为开裂位移角；Δ_y为屈服位移；θ_y为屈服位移角；Δ_max为峰值位移；θ_max为峰值位移角；Δ_u为极限位移；θ_u为极限位移角；Δ_st为停止加载时位移；θ_st为停止加载时位移角。

　　  

　　 试件各阶段荷载值 表2

试件 编号	开裂荷载Pcr/kN		屈服荷载 Py/kN	峰值荷载 Pmax/kN	停止加载时荷载 Pst/kN
	水平接缝	墙身
W-1	21.0	17.6	25.7	33.4	33.2
SPCW-2	12.1	35.9	35.9	55.2	54.9

 

　　  

　　 试件各阶段位移值见表3。试件SPCW-2的屈服位移和峰值位移均小于试件W-1。试件W-1达到峰值荷载后位移保持不变，而试件SPCW-2达到峰值荷载后，其平面外位移快速增长，停止加载时的位移超过试件W-1。分析其中原因主要在于试件SPCW-2墙内竖向钢筋在水平接缝处不连续，预制墙板与底梁无竖向钢筋连接，使得水平接缝过早开裂，开裂后由内设竖向连接钢筋的后浇芯层部分承受荷载，由竖向连接钢筋受力并将力传至墙板中，这种间接传力过程与试件W-1直接传力过程明显不同，这也导致其位移增长特点较试件W-1有明显差异；另一方面，试件SPCW-2中钢筋桁架在保证叠合墙协同工作性能的同时也提高了叠合墙的刚度，而同时参与受力的预制外叶板增大了剪力墙本身的截面厚度，这提高了剪力墙本身的刚度，也有利于单面叠合剪力墙的承载能力。

　　 位移延性系数μ定义为试件极限荷载对应位移与屈服位移之比，各试件平面外位移延性系数如表3所示。试件SPCW-2的平面外位移延性系数明显高于试件W-1,表明单面叠合剪力墙平面外受力时的延性优于现浇剪力墙。

3.2 荷载-平面外位移曲线

　　 各试件的荷载-平面外位移曲线如图8所示。由图可知：各试件的荷载-平面外位移曲线特征基本一致，开裂前，荷载-平面外位移曲线基本为直线上升，墙体处于弹性工作状态。随着位移的继续增加，裂缝继续增多，曲线斜率逐渐增大，墙片刚度不断降低。各试件达到屈服时，荷载-平面外位移曲线出现明显转折，荷载随平面外位移不断增大而增长缓慢。对比两曲线可知，试件SPCW-2平面外初始刚度比试件W-1大，且加载过程中刚度退化也更缓慢。导致这个现象的原因主要是试件SPCW-2中钢筋桁架的存在以及本身墙厚较试件W-1大使得其初始刚度更大，而加载过程中试件SPCW-2墙身开裂较晚，直至试件屈服墙身才出现裂缝，且裂缝一旦出现即多条同时出现，这也是导致试件SPCW-2的刚度在墙体达到屈服荷载前并未出现退化，而屈服后刚度明显退化的直接原因。

　　 图8 试件荷载-平面外位移曲线  

　　  

3.3 刚度退化

　　 试件各阶段刚度取荷载-平面外位移曲线的切线刚度，试件的刚度退化曲线如图9所示。依据图9可知，各试件的刚度退化特征较为相似，达到屈服荷载前各试件的刚度退化速度较快，达到屈服荷载之后刚度退化速度明显变缓。达到屈服荷载前，试件SPCW-2的刚度退化速度较试件W-1慢；达到屈服荷载之后，试件SPCW-2的刚度退化速度大于试件W-1。水平接缝采用另设竖向连接钢筋搭接连接处理方式对单面叠合剪力墙的初始刚度有较大贡献，对刚度退化过程有较大影响。

　　 图9 试件刚度退化曲线

　　  

　　 图10 试件平面外变形特征 

　　  

　　 图11 试件钢筋应变测点布置图 

　　  

　　 图12 试件钢筋应变曲线 

　　  

3.4 平面外变形特性

　　 各试件沿墙体高度方向的平面外变形特征如图10所示。由图10(a)可知：试件SPCW-2墙身未开裂，墙体整体性能完好，加载过程中主要呈刚体变形，其沿墙高的位移分布基本为直线；而试件W-1由于在加载过程中沿墙高不断出现新裂缝以及裂缝不断开展，随着位移的增加，曲线斜率不断减小，具有较明显的弯曲型变形曲线特征，表明墙板底部已开始形成塑性铰。由于试件SPCW-2平面外抗侧刚度较试件W-1更大，因此沿墙高的各平面外位移值均明显小于试件W-1。由图10(b)可知：从试件屈服后至加载末期，试件SPCW-2和试件W-1沿高度方向平面外的位移曲线基本平行且均接近直线，从曲线的特征可知，试件屈服后在底部形成塑性铰，各试件达到屈服荷载后，在顶部水平荷载作用下近似刚体转动，两曲线的特征相似，说明两试件在屈服后变形特征相似。

3.5 钢筋应变

　　 试件W-1在地梁顶面上部30mm(b组)、60mm(a组)各布置一组钢筋应变片，试件SPCW-2在预制层的竖向受力钢筋和后浇层竖向连接钢筋中各布置了一组应变片，其中预制层竖向受力钢筋应变片布置在搭接长度以外20mm(c组)处，竖向连接钢筋应变片布置在地梁顶面以上50mm(d组)处，见图11。各试件的钢筋应变曲线如图12所示。从图12(a)可以看出，随着平面外位移的不断增大，试件W-1受拉侧钢筋拉应变不断增加，受拉钢筋均屈服，受压侧钢筋压应变在平面外位移较小时不断增大，随后压应变逐渐减小，最终少数受压钢筋转变为受拉状态。从图12(b)可以看出，平面外位移较小时，随着平面外位移的不断增大，试件SPCW-2受拉侧钢筋拉应变不断增加，平面外位移达到约30mm后钢筋应变基本保持不变，受拉钢筋基本未屈服，受压侧钢筋压应变在平面外位移较小时不断增大，随后压应变逐渐减小，并最后全部转变为受拉状态。

4 有限元分析

4.1 模型建立

　　 采用有限元分析软件ABAQUS进行建模分析。采用分离式建模方法，将钢筋单独建模后整体嵌入混凝土材料中，不考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移。混凝土材料本构关系选用损伤塑性模型，以混凝土强度达到0.4f_c作为混凝土产生塑性应变的起点。钢筋本构关系选用理想弹塑性模型，认为钢筋达到屈服强度以后，钢筋应力保持恒定。混凝土选用C3D8R单元，钢筋选用T3D2桁架单元。试件SPCW-2后浇层与地梁选用面面接触的接触属性，摩擦系数取0.8,试件SPCW-2预制层与后浇层接触面设置为绑定，剪力墙墙体与加载梁接触面均设置为绑定。地梁与地面约束类型选定为固定端约束，将加载梁设置成刚性体。

　　 图13 试件SPCW-2极限状态下混凝土应变图和钢筋应力图  

　　  

　　 图14 试件SPCW-2试验与有限元模拟 荷载-位移对比曲线 

　　  

　　 图15 不同轴压比试件的荷载-位移 对比曲线 

　　  

　　 图16 不同钢筋搭接长度试件的荷载-位移 对比曲线 

　　  

4.2 结果及分析

　　 图13为试件SPCW-2极限状态下的混凝土应变和钢筋应力图。由图13(a),(b)可知，相同墙高不同墙宽处混凝土应变大致相同，局部有斜向弯剪裂缝，两者结果较为符合。由图13(c),(d)可知，后浇层受压侧竖向连接钢筋已经达到受拉屈服应变；预制墙板中0～1 200mm墙高范围内受拉侧竖向受力钢筋达到屈服应力，受压侧竖向受力钢筋已经由受压状态变为受拉状态，但钢筋应力较小，此结果与试验结果吻合良好；钢筋桁架在墙体受拉侧应力较大，受压侧应力较小，表明钢筋桁架能有效传力。

　　 图14为试件SPCW-2有限元模拟和试验的荷载-位移对比曲线。从图14中可以看出，在达到屈服位移之前，试验结果和有限元模拟结果差别很小，相同位移作用下有限元模拟得到的平面外荷载和试件刚度略大于试验结果。达到屈服位移之后，在相同位移时，有限元模拟得到的平面外荷载值与试验结果的差值逐渐增大。最终，有限元模拟得到的试件SPCW-2峰值荷载为65.01kN,比试验结果55.16kN高17.9%。

4.3 参数分析

　　 由4.2节对比分析结果可知所建立的有限元模型是可靠的。在此模型的基础上，考虑轴压比、竖向连接钢筋搭接长度对单面叠合剪力墙平面外受力性能的影响进行计算分析。

4.3.1 轴压比

　　 有限元模拟了轴压比为0,0.2,0.4(对应试件编号分别为SPCW-2-0,SPCW-2-0.2,SPCW-2-0.4)时的单面叠合剪力墙的平面外受力性能，荷载-位移曲线如图15所示。由图15可知，在平面外水平位移较小时，随着轴压比的增大，单面叠合剪力墙的抗弯承载力有明显的提高；随着水平位移的增加，在轴向压力和平面外荷载共同作用下，重力二阶效应对平面外受力的不利影响开始显现，试件内部产生附加应力，从而降低其承载力。

4.3.2 竖向连接钢筋搭接长度

　　 本次试验竖向接缝处的竖向连接钢筋的搭接长度为1.2l_aE,在有限元模拟中增加竖向连接钢筋搭接长度为1.0l_aE和0.7l_aE的情况，其平面外荷载-位移曲线见图16。由图16可知，在试件屈服之前，荷载-位移曲线基本重合；试件屈服之后，单面叠合剪力墙的承载力随着钢筋搭接长度的增加而增大，搭接长度为1.0l_aE和0.7l_aE相比搭接长度为1.2l_aE的单面叠合剪力墙的承载力有所降低，降低幅度分别为4.2%,6.6%。

5 结论

　　 (1)单面叠合剪力墙试件在平面外荷载作用下的裂缝分布形态与现浇剪力墙试件相同，均表现为典型的弯曲破坏特征。

　　 (2)单面叠合剪力墙试件在平面外受力时的初始刚度、屈服荷载、峰值荷载、延性性能均高于现浇剪力墙试件，刚度退化速度略大于现浇剪力墙试件。

　　 (3)采用《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231—2016)附录A规定的水平接缝连接方式的单面叠合剪力墙试件墙面的裂缝分布形态和分布范围与现浇剪力墙试件相近，水平接缝采用另设竖向连接钢筋进行搭接连接的方式在平面外受力时表现出良好的传力性能。

　　 (4)在平面外荷载作用下，单面叠合剪力墙试件截面的整体性保持完好，构造钢筋桁架及抗剪连接件发挥了良好的预制-后浇混凝土界面抗剪性能。

　　 (5)有限元模拟结果与试验结果吻合良好，有限元建模合理有效；随着轴压比的增大，单面叠合剪力墙的承载力明显增加，延性明显降低；竖向连接钢筋搭接长度越短，极限承载力越低。