预制混凝土双板剪力墙的耗能能力

预制混凝土双板剪力墙的耗能能力
肖全东;郭正兴
【摘要】为系统研究预制混凝土双板(DWPC)剪力墙的耗能能力,并为制定地方技术规程和试点工程应用提供科学依据,对3类不同边缘构造、不同剪跨比的6个预制装配式DWPC剪力墙和3个现浇剪力墙的足尺比例试件在低周反复荷载下进行了对比试验研究,对比分析了3类试件的滞回特性和耗能能力,并比较了各试件的等效粘滞阻尼系数。

结果表明,DWPC剪力墙的滞回特性和耗能能力与现浇剪力墙接近,具有较强的耗能能力,抗震性能较好。

研究为 DWPC 剪力墙结构体系的抗震设计以及进行更深入的研究提供了基础资料。

%To study the energy dissipation capacities of double-wall precast concrete (DWPC)shear wall and to provide reliable scientific basis for the local standards,three kinds of full scale specimens of different boundary element details and shear span ratio were tested and compared under low-cyclic reversed loading,including six DWPC shear walls and three normal cast-in-situ shear walls.First,hysteretic behaviors and energy dissipation capacity of all speci-mens were analyzed synthetically.Then,equivalent viscous damping coefficients were calculated and compared.The result shows that the hysteretic behaviors and energy dissipation capacities of DWPC shear walls are close to those of cast-in-situ shear walls.It also shows that the DWPC shear walls have remarkable energy dissipation capacity as well as high seismic performance.The study contributes to the seismic design and in-depth study for DWPC shear wall structure.
【期刊名称】《湖南大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2014(000)009
【总页数】7页(P35-41)
【关键词】预制混凝土双板剪力墙;滞回特性;耗能能力;等效粘滞阻尼系数
【作者】肖全东;郭正兴
【作者单位】东南大学土木工程学院，江苏南京 210096; 湖南科技大学土木工程学院，湖南湘潭 411201;东南大学土木工程学院，江苏南京 210096
【正文语种】中文
【中图分类】TU317.1;TU398.2
我国快速发展的住宅产业化使装配式混凝土结构在房屋建筑中的应用成为当前研究热点，不断涌现装配式混凝土结构的新形式及建造新技术.高层建筑中的各种装配式混凝土剪力墙结构技术得到了广泛的关注，如万科集团的PC，PCF技术、中南集团的NPC技术、黑龙江宇辉集团的约束浆锚钢筋搭接连接技术，从国外引进的全套筒灌浆连接技术及叠合板式剪力墙技术等[1].针对各种体系，国内开展了相关试验研究工作及试点工程应用，取得了较为丰富的试验数据及工程建设经验.如清华大学钱稼茹等对采用多种预制形式或连接方法的剪力墙进行了大量试验研究，重点研究了不同纵向钢筋连接方案对剪力墙抗震性能的影响[2-4].哈尔滨工业大学姜洪斌等对预留孔道灌浆预制混凝土剪力墙结构的子结构模型进行了拟静力和拟动力试验，认为预留孔道灌浆连接比钢套筒连接方案的剪力墙耗能稍差[5-6].东南大学朱张峰等开展了系列的试验对全预制装配整体式剪力墙结构(NPC)进行了深入的研
究[7-11]，对NPC体系进行了系列改进后的装配式剪力墙抗震性能与现浇剪力墙
基本相近或相同.合肥工业大学连星等对叠合式混凝土剪力墙(也即本文的DWPC
剪力墙)进行了抗震性能研究[12-13]，得出叠合式剪力墙与现浇剪力墙具有相近承载力与耗能能力的结论.但由于我国正处于新型建筑工业化的转型期，对预制混凝
土剪力墙结构的研究与应用尚处于探索阶段，远未形成适用的、相对成熟的结构抗震设计理论、设计方法及系统的建造技术.
预制混凝土双板结构体系(Double-Wall Precast Concrete Building System，简称DWPC体系)技术，是引进欧洲具有代表性的成熟技术.DWPC体系的墙体由两
片钢筋混凝土预制板组成，两片预制板通过格构式钢筋桁架连接，并在预制板间浇筑现浇混凝土.钢筋混凝土预制板既作为中间现浇混凝土的侧模，也用于承载参与
结构工作.通过在DWPC墙体现浇层设置连接钢筋，将DWPC墙体与基础、预制
楼板以及各层DWPC墙体连接成整体.
欧洲大部分地区的住宅为低层住宅，且抗震要求不高，其连接构造相对简单.我国
是一个多地震的国家，在我国应用DWPC体系必须考虑其抗震性能.结构进入弹塑性阶段以后，构件的耗能能力对结构抗震性能具有非常重要的意义.在地震中，预
制混凝土双板剪力墙(简称DWPC剪力墙)在轴力、弯矩和剪力的复合状态下工作，如果带有两个叠合面的DWPC剪力墙本身没有足够的整体工作性能和耗能能力，就有可能在地震中破坏引发整个建筑物的倒塌.因此，在我国推广应用DWPC体系，掌握DWPC剪力墙的耗能能力凸显其必要性.
本文拟通过对采用不同边缘构造、不同剪跨比的单片DWPC剪力墙在轴压比为
0.1的条件下进行低周反复荷载试验，对DWPC剪力墙的滞回特性和耗能能力进
行系统的分析，以期为编制地方技术规程和试点工程应用提供科学依据，并为对该结构体系进行动力性能分析提供参考.
1 试验概况
1.1 试件设计
试验按不同边缘构造、不同剪跨比制作了3类共9个剪力墙足尺比例试件进行拟静力试验：第1类试件(SW1～SW3)墙体尺寸为3 200 mm×1 000 mm ×200 mm，剪跨比为3.325，边缘配筋414；第2类(SW4～SW6)、第3类(SW7～SW9)试件墙体尺寸为3 200 mm×1 600 mm×200 mm，剪跨比为2.078，其中第2类试件边缘配筋614，第3类试件边缘配筋814.其中SW1,SW4,SW7为一般现浇剪力墙试件，其余为DWPC剪力墙装配试件.试件由底座、墙体和加载梁组成.所有底座预制，截面尺寸700 mm×640 mm；与剪力墙现浇部分整浇的加载梁截面尺寸240 mm×250 mm.试件混凝土强度等级为C35，钢筋采用HRB400级钢筋，同类试件分布钢筋配筋率基本相同.
为提高DWPC剪力墙的整体性能，对DWPC试件进行构造改进：剪力墙最外边缘的两根竖向钢筋使用平面桁架形式；竖向受力钢筋采用在剪力墙两侧预制板之间的现浇混凝土布置U形筋搭接连接；边缘构件箍筋选用焊接封闭箍筋(见图1(a))；在边缘构件竖向钢筋搭接连接高度范围加设一连续(复合)螺旋箍筋.其中SW2～SW3选用6@50连续矩形螺旋箍，SW5～SW6选用6@50双重连续矩形复合螺旋箍，SW8～SW9选用6@50三重连续圆形复合螺旋箍(见图1(b)).各试件的配筋如图2所示.
图1 焊接封闭箍筋与连续复合螺旋箍筋Fig.1 Connected closed hoops and continuous compound spiral hoops
图2 试件配筋示意图Fig.2 Reinforcement details of specimens
1.2 试验加载方案
剪力墙试件在恒定轴向荷载作用下，施加水平低周反复荷载，进行拟静力试验.试件轴压比控制为0.10，施加总轴力SW1～SW3(第1类)为470 kN，SW4～
SW9(第2,3类)为750 kN.试验过程中安排专人调节轴力，使之基本保持稳定.
待轴压稳定后，开始施加水平反复荷载，加载分两个阶段：试件屈服前采用力控制加载，每级循环1次；屈服后采用位移控制加载，每级循环3次[14]，直至试件承载力下降到最大承载力的85%或试件发生其他破坏为止.本文约定作动器外推时为正，内拉时为负.
2 试验结果
与现浇剪力墙类似，DWPC剪力墙从开始加载到破坏的全过程分为3个阶段：弹性阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段.各试件裂缝开展都先后经历了水平裂缝、斜向发展及双向裂缝交汇等过程.双向裂缝交汇后，剪力墙两侧底部混凝土竖向裂缝逐渐出现并发展至混凝土压碎剥落.试件破坏时的裂缝开展情况如图3所示.
现浇剪力墙试件SW1，SW4和SW7最终破坏为弯曲破坏，表现为剪力墙两侧底部混凝土严重压碎剥落，箍筋外露，竖向受力钢筋压曲或拉断(见图4(a))；DWPC 剪力墙试件SW2，SW3，SW6及SW8的最终破坏为弯曲破坏，表现为墙体两侧底部混泥土压碎，搭接连接U形筋拉断(见图4(b))；DWPC剪力墙试件SW5和SW9的最终破坏为扭转破坏，表现为加载过程中剪力墙发生扭转并进一步发展为平面外倾斜(见图4(c))；在发生最终破坏时，所有DWPC剪力墙试件两侧预制壁板与中间现浇混凝土没有出现分离，表现出良好的整体工作性能(见图4(d)).
图3 试件裂缝开展Fig.3 Crack propagation of specimens
图4 试件破坏形态Fig.4 Failure mode of specimens
3 耗能分析
3.1 滞回耗能分析
耗能是指结构或构件在地震作用下发生塑性变形，吸收能量的能力.滞回曲线中加载阶段曲线下所包围的面积可以反映结构吸收能量的大小，即结构产生的应变能；卸载时的曲线和加载曲线所包围的面积即为构件或结构耗散的能量.因此构件或结构耗散能量的能力可以一周滞回环所包围的面积来衡量.各试件滞回曲线见图5.
1)对比各试件滞回曲线，无论是现浇试件还是DWPC剪力墙试件，在试件屈服前，滞回环狭长，耗能较小；试件屈服后，滞回环逐渐增大并丰满，耗能能力逐步增大；进入位移控制阶段后，随着控制位移的增大，滞回环都有向反“S”形过度的趋势，并且都出现一定程度的“捏拢”；3类试件中的现浇试件滞回曲线的丰满程度差异不大，都较同类试件的DWPC试件滞回曲线稍显丰满.
2)相对而言，剪跨比为3.325的SW1～SW3(第1类)试件的滞回曲线更显丰满，
滞回耗能能力较好；而剪跨比为2.078的SW4～SW9(第2，3类)试件的滞回曲
线“捏拢”得略显狭长，显示其滞回耗能能力相对较差.
3)对比3类试件滞回曲线可发现，随着边缘配筋的增多，装配DWPC试件刚度变大，滞回曲线丰满程度逐渐降低，“捏拢”越来越明显，滞回耗能能力下降.
4)分别考察3类试件屈服后的单周滞回耗能，如图6所示，所有试件的单周滞回
耗能随着加载控制位移的增加而变大，现浇试件的单周耗能曲线在同类DWPC剪力墙试件单周耗能曲线的下方.反映出DWPC剪力墙试件刚度更大，在加载同样位移量的情况下，耗散的能量更多，但其变形能力和延性略有降低.
图5 试件滞回曲线Fig.5 Hysteretic curves of specimens
图6 试件单周耗能Fig.6 Hysteretic energy
3.2 耗能指标
为进一步了解DWPC剪力墙的耗能，选用等效粘滞阻尼系数[15]he作为耗能指标来比较9个不同边缘构造、不同剪跨比的剪力墙试件在不同加载周期时的耗能能力.与能量耗散系数[14]E类似，等效粘滞阻尼系数he越大，则结构或构件耗能能力越大，越有利于抗震.
如图7，等效粘滞阻尼系数he计算公式(1)如下所示：
图7 能量指标计算示意图Fig.7 Graph of equivalent viscous damping
(1)
式中S(ABC+CDA)表示构件消耗的能量，即单周滞回耗能；S(OBF+ODE)表示加
载循环过程中一直处于弹性阶段的构件所吸收的能量.
各试件在不同加载周期的等效粘滞阻尼系数he见表1.
表1中斜体加粗、加下划线和斜体加粗并加下划线的数字分别表示试件在开裂荷
载周期、屈服荷载周期和极限荷载周期的等效粘滞阻尼系数.从表1可以看出：
1)在试件屈服前，DWPC剪力墙试件与现浇剪力墙试件的等效粘滞阻尼系数在一
定范围内波动，同类试件中现浇和DWPC剪力墙试件耗能能力接近或相同；在试
件屈服后，随着控制荷载(位移)的增大，等效粘滞阻尼系数均呈明显上升趋势，耗
能能力明显增大；在极限荷载周期，剪跨比为3.325的第1类DWPC剪力墙试件
的耗能能力与现浇试件最接近，而剪跨比为2.078的第2,3类DWPC剪力墙试件
耗能能力比现浇试件有所降低；当控制位移相同时，DWPC剪力墙试件的耗能能
力均能接近或不低于同类现浇对比试件.
2)DWPC剪力墙试件加载点的极限位移Δu均比同类现浇试件的要小，变形能力
较差.这是因为DWPC剪力墙试件在边缘构件竖向钢筋搭接连接高度范围加设了连
续(复合)螺旋箍筋，加强了边缘构件核心区混凝土的约束作用，提高了DWPC剪
力墙试件的刚度，降低了其变形能力.
表1 不同加载阶段下各试件等效粘滞阻尼系数Tab．1 Equivalent viscous
damping coefficient控制加载 30 kN60 kN90 kN105 kN120 kN135 kN150
kN25 mm50 mm75 mm100 mm125
mmSW10.0490.0530.0550.0500.0500.0450.0430.0590.1050.1240.1420.161 控制加载30 kN60 kN90 kN105 kN120 kN135 kN150 kN20 mm40 mm60
mm80 mm100
mmSW20.0520.0530.0660.0510.0490.0520.0500.0510.1150.1300.1460.167
SW30.0580.0530.0600.0550.0490.0560.0510.0640.1010.1150.1330.154
控制加载40 kN80 kN100 kN120 kN140 kN160 kN180 kN200 kN220 kN240 kN20 mm40 mm60 mm80 mm100
mmSW40.0740.0600.0470.0410.0450.0380.0390.0430.0520.0550.0580.0920. 1250.1430.161 控制加载40 kN80 kN120 kN160 kN200 kN220 kN240 kN260 kN280 kN15 mm30 mm45 mm60 mm75
mm90
mmSW50.060.0620.0620.0580.0550.0430.0440.0440.0440.0510.0890.1000.1 100.130
SW60.0610.0620.0520.0450.0410.0390.0370.0380.0430.0420.0840.0970.115 0.1300.154
控制加载40 kN80 kN120 kN140 kN160 kN180 kN200 kN220 kN15 mm30 mm45 mm60 mm75 mm90 mm105
mmSW70.0580.0420.0390.0420.0390.0370.0390.0400.0450.0630.1000.1220. 1410.1580.167 控制加载40 kN80 kN120 kN160 kN200 kN220 kN240 kN260 kN280 kN300 kN15 mm30 mm45 mm60
mm75
mmSW80.0440.0450.0410.0390.0370.0390.0370.0430.0420.0410.0500.0960. 1100.1260.151
SW90.0580.0660.0590.0490.0550.0460.0460.0460.0450.0440.0450.080.0990 .1160.134
4 结论
通过3类不同边缘构造、不同剪跨比共9个剪力墙试件在较小轴压比(0.1)下的低周反复试验，得到以下结论：
1)在试验中，各试件的裂缝开展过程基本相同；现浇试件破坏形态为弯曲破坏，DWPC试件中SW2,SW3,SW6和SW8破坏形态为弯曲破坏，SW5和SW9的破坏形态为扭转破坏.
2)所有DWPC剪力墙试件在破坏时两侧钢筋混凝土预制板与中间现浇层混凝土都没有出现分离，表明格构式钢筋桁架和边缘钢筋平面桁架能保证DWPC剪力墙的整体工作性能.
3)剪跨比更大的第1类剪力墙试件的滞回曲线较第2,3类试件的要丰满，体现更好的耗能能力，其破坏更接近弯曲破坏特征.
4)在边缘构件竖向钢筋搭接连接高度范围加设了连续(复合)螺旋箍筋的DWPC剪力墙试件，其刚度较同类现浇试件要高，极限变形能力略差.边缘构件纵向钢筋配筋率较高的第3类DWPC剪力墙试件也由于刚度的增大导致极限变形能力较第2类DWPC剪力墙试件的低.
5)DWPC剪力墙试件在试验前期的耗能能力与同类现浇试件相近，后期在不同加载特征周期略有降低；在相同控制位移时DWPC剪力墙试件单周滞回耗能较高，因此仍具备较好的抗震耗能能力.
本文的研究成果可为预制混凝土双板剪力墙结构的推广应用和地方规程的编制提供科学依据，并为后续理论分析及动力分析及试验研究提供参考.
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