装配式混凝土双板叠合建筑体系（Double-Wall Precast Concrete Building System，简称DWPC建筑体系），主要由双板叠合墙与钢筋桁架楼板组成，见图3-37。双板墙由两片钢筋混凝土预制板组成，两片预制板通过钢筋桁架连接。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。钢筋桁架楼板可采用类似墙体的双层夹芯形式（内部发泡）或国内常用的叠合楼板形式。通过在DWPC墙体内腔及楼板叠合层后浇混凝土，将DWPC墙体与基础、预制楼板以及各层DWPC墙体连接成整体。DWPC建筑体系是欧洲极具代表性的一项成熟的技术，被广泛应用于多层建筑中。

图3-37　DWPC建筑体系预制构件和建筑

针对双板剪力墙特殊构造，结合高度自动化的流水生产线，其生产过程具体为：首先预制一侧带钢筋桁架的混凝土板，并养护成型；再浇筑另一侧钢筋混凝土板，在其混凝土初凝前且提前预制的一侧混凝土板达到设计要求强度后，采用专用设备将其翻转并压入新浇筑的另一侧板中，通过数字控制技术严格控制压入深度，以保证双板墙的整体厚度及内部空隙厚度；最后送入养护窑养护成型。其生产过程照片见图3-38。

图3-38　DWPC建筑体系预制墙的生产过程

双板叠合墙是DWPC建筑体系重要的抗侧力构件，其构件及连接的整体性与抗震性能决定了整体结构的抗震能力；另外，由于其属于“舶来品”，仍然存在与我国设计要求不协调的地方。因此，对双板叠合墙进行了构件构造改进及连接方式创新，而楼板则全部采用钢筋桁架叠合楼板，从两方面确保DWPC结构体系的整体性与抗震性能。

基于对原DWPC建筑体系的构件构造及连接方式改进，对采用不同边缘构造、不同剪跨比的一字形DWPC剪力墙试件进行低周反复荷载试验，对试件滞回曲线、骨架曲线、位移延性、刚度退化和耗能能力等进行详细分析，为工程应用提供科学依据。

（1）试件设计

试验按不同的边缘构造、不同的剪跨比设计制作了3组共11片剪力墙足尺比例试件（见表3-25），在试验轴压比为0.1（设计轴压比0.168）情况下进行低周反复荷载试验。

表3-25　双板墙试件分组及明细

第1组试件（SW1～SW3）墙体尺寸为3 200 mm（墙高）×1 000 mm（墙宽）×200 mm（墙厚），剪跨比为3.325，边缘配筋414；第2组（SW4～SW6）、第3组（SW7～SW11）试件墙体尺寸为3 200 mm（墙高）×1 600 mm（墙宽）×200 mm（墙厚），剪跨比为2.078，其中第2组试件边缘配筋614，第3组试件边缘配筋814。

试件SW1、SW4、SW7为每组内对比用现浇剪力墙试件，其余为DWPC剪力墙试件。试件SW8、SW9、SW10和SW11配筋相同，区别在于SW8和SW9为普通装配式DWPC剪力墙试件，SW10和SW11为混合装配式DWPC剪力墙试件。试件SW10和SW11墙肢中部预埋2根间距为175 mm的50 PVC管留孔，各穿入2根1860级15.2钢绞线，试验开始前通过千斤顶进行张拉，每根预应力筋预张力为100 kN，即试件SW10和SW11施加的预压力为400 kN。

试件由底座、墙体和加载梁组成。试件底座预制，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。墙体部分总厚度200 mm，其中DWPC剪力墙两侧预制板厚度50 mm，两侧预制板之间预留空隙100 mm。

试件使用的混凝土强度等级为C35，钢筋采用HRB400级钢筋，同组试件分布钢筋配筋率基本相同。由于DWPC剪力墙试件配筋包含钢筋桁架和螺旋箍筋，其钢筋用量比同组现浇试件稍多。如第1组试件中，DWPC剪力墙试件比现浇试件钢筋用量大约多39.35 kg。

在试件设计时，根据DWPC墙体的特点，为提高DWPC剪力墙的整体性能，避免墙肢角部混凝土过早压碎，对DWPC试件做了以下构造改进或加强措施：

图3-39　DWPC试件加强措施

①剪力墙最外边缘的两根竖向钢筋使用平面桁架形式，提高墙体整体性能；

②竖向钢筋在剪力墙水平拼缝处利用U形筋搭接连接，提高竖向钢筋连接性能；

③边缘构件箍筋选用焊接封闭箍筋[图3-39（a）]，提高边缘构件混凝土约束性能；

④在边缘构件竖向钢筋搭接连接高度范围加设一连续（或复合）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[图3-39（b）]，以避免墙肢角部混凝土过早压碎。

各试件的配筋见图3-40。

图3-40　试件设计详图

（2）试验加载方案

剪力墙试件在基本恒定竖向荷载作用下，施加水平低周反复荷载，进行拟静力试验。水平加载设备为1 500 kN液压伺服控制系统（MTS），竖向加载设备为2台600 kN穿心式千斤顶（YC-60）。为减小竖向加载装置对剪力墙试件的约束以形成悬臂构件，不选用反力架进行竖向加载，而是利用锚固在地板上的钢绞线提供竖向轴力。同时，加载梁处钢绞线的锚固选用带圆弧形可微转动锚具。

试验时，利用地脚螺杆穿过底座预留锚固孔将试件锚固在试验室地面上；利用2台手动千斤顶把试件底座夹紧，防止试件在试验过程中出现水平方向滑移；同时在剪力墙试件两侧设置防侧移装置，防止试件在加载过程中发生平面外倾斜，试验加载装置见图3-41。

图3-41　试验加载装置

试验开始前，竖向荷载分三级（10%试加载、50%、100%）通过穿心式千斤顶张拉钢绞线方式施加，每级加载结束时暂停2 min并观察试件及加载装置变化。受试验条件限制，试件试验轴压比控制为0.10（换算成设计轴压比为0.168），施加总轴力SW1～SW3为470 kN，SW4～SW11为750 kN。在试验过程中安排专人调节千斤顶油泵的油压，使千斤顶配套精密油压表读数基本保持恒定，轴力在试验过程仅发生微小变化。

待轴压稳定后，开始施加水平反复荷载，加载分为如下2个阶段：①试件屈服前采用单次循环力控制加载，第一级力控制加载不超过预计开裂荷载的30%；②屈服后采用位移控制加载，每级循环3次，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，试验加载制度示意图见图3-42。试件的屈服以纵向受力钢筋达到屈服应变来确定。在试验过程中，约定MTS作动器外推时为正，内拉时为负。

图3-42　试验加载制度

在本试验的过程中，拟取得的资料数据有：试件墙体的开裂荷载、屈服荷载、极限荷载及对应的位移；试验过程中主要受力钢筋的应变分布规律及变化；试件顶端的荷载-位移（P-Δ）滞回曲线、骨架曲线；裂缝的开展、分布及宽度。

（3）试验现象与破坏形态

试验过程表明，DWPC剪力墙试件从开始加载到破坏的全过程分为三个阶段：弹性阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段。在试验过程中，加载梁和剪力墙始终共同工作，墙体预制部分和叠合层始终共同工作，没有发生分层、撕裂等破坏。

剪力墙破坏时，裂缝主要集中在墙体的三分之二高度以内，墙体上部三分之一高度范围内几乎没有裂缝出现。各试件裂缝开展及破坏过程如下：

SW1试件：现浇剪力墙试件SW1为DWPC剪力墙试件SW2和SW3的对比试件，3个试件在试验过程中均施加基本恒定的竖向荷载约470 kN。0～±60 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+90 kN时，剪力墙试件在距底座约630 mm高处出现水平裂缝，裂缝宽度约0.1 mm，裂缝开展长度约230 mm，试件进入开裂阶段。±150 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为25 mm，试件屈服位移取Δy=25 mm。3Δy阶段，没有新的水平裂缝出现，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，剪力墙根角部混凝土压区出现竖向裂缝，部分混凝土被压碎。4Δy阶段，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-215.39 kN，剪力墙根部压区混凝土开始剥落。5Δy阶段，剪力墙根部混凝土压碎严重，箍筋外露，竖向钢筋拉断，承载力下降超过15%，试件已破坏，试验结束。

SW2试件：0～±60 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+90 kN时，剪力墙试件在距底座约600 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝宽度约0.06 mm，裂缝开展长度约190 mm，试件进入开裂阶段。±150 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为20 mm，试件屈服位移取Δy=20 mm。3Δy阶段，没有新的水平裂缝出现，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，剪力墙根角部混凝土压区出现竖向裂缝，部分混凝土被压碎。5Δy阶段，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-218.05 kN，剪力墙根部压区混凝土开始剥落。当加载6Δy第一个循环负向（拉）时，连接U形钢筋拉断，试件承载力急速下降并超过15%，试件已破坏，试验结束。

SW3试件：0～±60 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+90 kN时，剪力墙试件在距底座约390 mm和780 mm高处出现2条水平裂缝，裂缝宽度分别为约0.06 mm和0.1 mm，裂缝开展长度分别约为60 mm和260 mm，试件进入开裂阶段。±150 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为20 mm，试件屈服位移取Δy=20 mm。加载到3Δy周期时，没有新裂缝出现，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，剪力墙与底座水平坐浆层出现裂缝，压区混凝土出现竖向裂缝。5Δy阶段，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-228.83 kN，剪力墙根部压区混凝土开始剥落。当加载6Δy第一个循环负向（拉）时，连接钢筋拉断，试件承载力急速下降并超过15%，试件已破坏，试验结束。

SW4试件：现浇剪力墙试件SW4为DWPC剪力墙试件SW5和SW6的对比试件，3个试件在试验过程中均施加基本恒定的竖向荷载约750 kN。0～±120 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+140 kN时，剪力墙试件在距底座约130 mm和280 mm高处出现2条水平裂缝，裂缝开展长度分别约为230 mm和310 mm，试件进入开裂阶段。±240 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为20 mm，试件屈服位移取Δy=20 mm。加载到3Δy周期时，没有新裂缝出现，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，受压混凝土开始轻微压碎，水平荷载上升至-358.6 kN，压区混凝土出现竖向裂缝；加载到4Δy周期时，试件压区混凝土压碎，水平荷载上升至-372.6 kN。5Δy阶段，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-383.01 kN，试件压区混凝土压碎。当加载6Δy第一个循环正向（压）时，连接钢筋拉断，试件承载力急速下降并超过15%，试件已破坏，试验结束。

SW5试件：0～±180 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+200 kN时，正向加载没有产生水平裂缝，负向加载至-200 kN时，剪力墙试件在距底座约560 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为440 mm，试件进入开裂阶段。±300 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为15 mm，试件屈服位移取Δy=15 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-492.1 kN。当加载5Δy循环时，试件压区混凝土压碎，受拉区钢筋断裂，试件倾斜严重，承载力急速下降，试件已破坏，停止试验。

SW6试件：0～±180 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+200 kN时，正向加载没有产生水平裂缝，负向加载至-200 kN时，剪力墙试件在距底座约780 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为130 mm，试件进入开裂阶段。±280 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，正、反方向最大位移分别为12.8 mm和-13.2 mm，为便于和试件SW5进行比较，本试件屈服位移取Δy=15 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成。加载到5Δy周期时，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-450.98 kN。当加载6Δy循环时，试件压区混凝土压碎，受拉区钢筋断裂，承载力下降超过15%，试件已破坏，停止试验。

SW7试件：现浇剪力墙试件SW7为DWPC剪力墙试件SW8、SW9、SW10和SW11的对比试件，5个试件在试验过程中均施加基本恒定的竖向荷载约750 kN。0～±120 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+140 kN时，剪力墙试件在距底座约580 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为390 mm，试件进入开裂阶段。±300 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为15 mm，试件屈服位移取Δy=15 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成。加载到5Δy周期时，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-434.91 kN。加载到7Δy周期时，剪力墙根部混凝土压碎严重，箍筋外露，第三次循环时竖向钢筋拉断，试件已破坏，试验结束。

SW8试件：0～±180 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。加载至+200 kN时，剪力墙试件在距底座约580 mm和790 mm高处出现2条水平裂缝，裂缝开展长度分别为400 mm和50 mm，试件进入开裂阶段。±300 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，此时试件顶点推、拉方向最大位移的平均值约为15 mm，试件屈服位移取Δy=15 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，水平荷载在本加载周期达到峰值，为-531.02 kN。加载到5Δy周期时，试件压区混凝土压碎，第三次循环时U形筋拉断，试件已破坏，试验结束。

SW9试件：0～±200 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。正向加载至220 kN时，剪力墙试件在距底座约200 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为280 mm，试件进入开裂阶段。±300 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，正反方向顶点位移分别为17.1 mm和-12.0 mm，为便于和试件SW8进行对比，试件SW9的屈服位移取Δy=15 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，水平荷载在本加载周期达到峰值，为536.46 kN。加载到6Δy周期时，试件压区混凝土压碎，加载至第一个循环正向时构件倾斜，不能继续加载，试验结束。

SW10试件：0～±220 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。正向加载至240 kN时，剪力墙试件在距底座约630 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为140 mm，试件进入开裂阶段。±320 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，正反方向顶点位移分别为10 mm和-10.5 mm，屈服位移取Δy=10 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，剪力墙根部混凝土压区开始压碎。当加载至5Δy时，试件压区混凝土压碎；当加载至6Δy时，试件压区混凝土压碎，加载至第三个循环正向（推）时连接U形筋拉断，承载能力下降约12%，试验结束。

SW11试件：0～±240 kN阶段，荷载与位移呈线性变化，加载和卸载的荷载-位移曲线基本重合，正、反向卸载后残余变形很小，刚度退化几乎为零。正向加载至260 kN时，剪力墙试件在距底座约690 mm高处出现1条水平裂缝，裂缝开展长度约为210 mm，试件进入开裂阶段。±320 kN阶段，试件最外侧竖向钢筋屈服，试件进入屈服阶段，正、反方向位移分别为11.5 mm和-10.4 mm，屈服位移取Δy=11 mm。加载到4Δy周期时，不再出现新裂缝，表明此时剪力墙塑性铰完全形成，剪力墙根部混凝土压区开始压碎。当加载至5Δy时，水平承载力上升至-535.88 kN，试件压区混凝土压碎；当加载至6Δy时，试件压区混凝土压碎，水平承载力上升至最大值-547.89 kN；当加载至7Δy时，荷载开始下降；当加载至8Δy时，加载至第三个循环负向（拉）时承载能力下降超过15%，试件破坏，试验结束。

各试件的破坏形态见图3-43。

图3-43　试件破坏形态

剪跨比是影响剪力墙破坏形态的重要参数，剪跨比大于2时一般由受弯性能控制，小于1时由受剪性能控制。试验中3组共11个试件都是剪跨比分别为3.325和2.078的高墙。

本试验3组试件中，同组试件破坏时裂缝发展趋势基本相同，可以发现，混合装配式DWPC剪力墙试件的裂缝数量和普通DWPC剪力墙试件相比要少。

所有试件在试验过程中没有发生斜拉破坏，也没有发生斜压破坏。现浇剪力墙试件SW1最终破坏为弯曲破坏，SW4和SW7最终破坏为弯剪破坏，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。DWPC装配剪力墙试件SW2、SW3最终破坏为弯曲破坏，SW6、SW8、SW10和SW11的最终破坏为弯剪破坏，表现为墙体两侧底部混凝土压碎，或连接U形筋拉断。DWPC装配剪力墙试件SW5和SW9的最终破坏为倾斜破坏，表现为在加载后期中剪力墙发生平面外倾斜。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叠合层混凝土没有出现分离或撕裂，表现出良好的整体工作性能，因此两个叠合面都具有足够的抗剪强度，能保证DWPC剪力墙的整体工作。

总体而言，所有试件都属于弯曲破坏或弯剪破坏，比较符合高墙的破坏特征。在试验过程中，没有发现试件的墙体和底座发生明显相对剪切滑移的现象，但DWPC装配试件在加载后期墙体和底座之间的水平接缝均已拉开，因此最终破坏时剪力墙根部受压区混凝土压碎或连接U形筋被拉断。

（4）滞回曲线与骨架曲线

本试验每组试件加载点的水平荷载-位移（P-Δ）滞回曲线和骨架曲线分别见图3-44、图3-45和图3-46。

图3-44　第1组试件滞回曲线和骨架曲线

图3-45　第2组试件滞回曲线和骨架曲线

图3-46　第3组试件滞回曲线和骨架曲线(www.daowen.com)

对比图中各试件的滞回曲线，具有如下共性：在试件屈服前，滞回环狭长，面积很小，试件处于弹性工作阶段，滞回环稳定发展；在试件屈服后，滞回环面积逐渐增大，但初期耗能能力仍不大；随着加载控制位移的增大，滞回环有向反S形过渡的趋势，面积明显增大，表现了较好的耗能能力，但都出现一定程度的捏缩现象；在同一位移加载级别下，第2、3次加载循环与第1次加载循环相比，强度和刚度均有明显退化。通过对比同时可以发现现浇剪力墙试件的滞回环相对DWPC剪力墙试件的滞回环更显丰满，显示DWPC剪力墙试件的耗能能力稍低于现浇剪力墙试件。

DWPC预制装配剪力墙中，第1组剪跨比为3.325的试件SW2、SW3和第2组剪跨比为2.078的试件SW5、SW6分别与同组现浇剪力墙试件SW1、SW4的滞回曲线相似，滞回环数量较多且较为丰满，抗震性能与现浇相近。而第3组剪跨比为2.078的试件SW8、SW9与同组现浇剪力墙试件SW7相比，滞回曲线形状则略显狭长，试件SW9捏缩现象较明显。这是因为DWPC预制装配剪力墙试件随着边缘配筋的增多，墙体刚度变大，墙体承载能力提高，滞回曲线丰满程度逐渐降低。

对混合装配式DWPC剪力墙试件SW10和SW11，承载力较SW7～SW9大，残余变形较SW7～SW9小，捏缩效应比较明显。

同时，分析各组试件骨架曲线可以发现，各试件骨架曲线走势基本一致，表现出相近的发展规律，在低周反复荷载作用下都经历了弹性、开裂、屈服、极限和破坏等几个阶段；各骨架曲线后期都经历了一个较平缓阶段，说明在后期试件承载力下降缓慢、位移延性较好，有利于抗震。

现浇剪力墙试件的墙体根部混凝土压溃严重，但在试件破坏前钢筋骨架完好，承载力变化不明显，因此骨架曲线没有明显的下降段，体现出很好的延性。而DWPC试件SW5、SW6、SW8和SW9相对于同组现浇试件刚度较大，承载力较高，后期骨架曲线基本能保持缓慢上升趋势，承载力达到最大值之后剪力墙即发生破坏，这是因为试件在边缘构件区配置较多受力钢筋和连续复合螺旋箍筋，对剪力墙的刚度和强度都有显著影响，破坏时连接U形筋拉断或试件倾斜（旋转）导致承载力下降而产生下降段。第1组试件中SW2和SW3的刚度和承载能力与同组现浇试件SW1相近，原因在于试件边缘配筋少，并且剪跨比较大，反映出明显的受弯构件受力特征。

对混合装配式DWPC剪力墙试件SW10和SW11，承载力为同组试件最高，刚度较大，同时墙体变形恢复能力得到明显提高。

（5）承载能力、变形能力及延性

各试件在开裂、屈服、极限等3个加载周期的荷载、加载点位移值、位移延性系数和弹性刚度见表3-26。其中，屈服位移Δy根据试验过程中纵向受力钢筋达到屈服应变来确定。

表3-26　不同加载特征点的承载能力、变形能力和弹性刚度

第1组试件（剪跨比3.325）：

①DWPC装配试件的开裂位移、屈服位移和极限位移与现浇试件的相比较小。其中开裂位移减小约20.5%～37.7%，屈服位移和极限位移减小约20%，弹性刚度提高约25.8%～60.4%。表明现浇试件SW1的变形能力要比装配试件SW2、SW3的要好，这是因为本次试验的DWPC装配试件在暗柱区竖向钢筋搭接连接范围加设连续矩形螺旋箍筋，加强了该区域混凝土的约束作用，提高了DWPC装配试件的刚度，降低了其变形能力。

②3个试件的位移延性系数相同，现浇试件SW1极限位移角为1/26.6，装配试件SW2、SW3的极限位移角均为1/33.25。表明DWPC装配试件虽然由于刚度的提高导致变形能力有所降低，但仍具有良好的延性和抗倒塌能力。

③DWPC装配试件与现浇试件开裂荷载和屈服荷载相同，极限荷载提高约1.2%～6.2%。这也是因为DWPC装配试件在暗柱区竖向钢筋搭接连接范围加设连续矩形螺旋箍筋所致。在试验中，开裂荷载由混凝土开裂控制，屈服荷载由纵向受拉钢筋屈服控制，而极限荷载则由混凝土和钢筋共同控制。连续矩形螺旋箍筋对暗柱核心区混凝土的约束直接提高了构件的承载力。

第2组试件（剪跨比2.078）：

①试件SW5和SW6的开裂位移、屈服位移和极限位移与现浇试件的相比较小。其中开裂位移减小约3.4%～15.4%，屈服位移减小约25%，极限位移减小约25%～37.5%。表明现浇试件SW4的变形能力要比装配试件SW5、SW6的要好，这也是因为本次试验的DWPC装配试件在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设连续复合螺旋箍筋，加强了该区域混凝土的约束作用，从而提高了DWPC装配试件的刚度，降低了其变形能力。

②装配试件SW5的位移延性系数和现浇试件SW4位移延性系数相同，都为5。试件SW6的位移延性系数为6，比现浇试件SW4位移延性系数大。现浇试件的极限位移角为1/27.71，装配试件SW5和SW6的极限位移角分别为1/44.33和1/36.94。因此，第2组试件均具有较好的延性和抗倒塌能力。

③装配试件SW5和SW6的开裂荷载相同。与现浇试件SW4相比，开裂荷载提高约42.9%，屈服荷载提高约16.7%～25%，极限荷载则提高约17.7%～28.5%，弹性刚度提高约62.7%～68.7%。剪力墙开裂荷载由混凝土开裂荷载控制，试验过程中装配试件开裂荷载有较大的提高，究其原因有二：一是后浇混凝土实测强度较预制混凝土的小；二是试验过程中墙体开裂通过肉眼观察，对现浇试件直接观察墙体表面，而装配试件的裂缝先在内部的后浇混凝土开展，接着发展到墙体表面的预制混凝土板，实际观测到裂缝较试件真实开裂有一个滞后的过程，造成开裂荷载较大的假象。剪力墙极限荷载由混凝土和纵向受力钢筋共同控制，DWPC剪力墙装配试件极限荷载得到较大提高，是由于：两侧预制混凝土板混凝土实测强度较现浇的高；在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设2重连续复合螺旋箍筋加强了对边缘构件核心区混凝土的约束，不仅提高了试件的刚度，也提高了剪力墙的极限承载力。

第3组试件（剪跨比2.078）：

①试件SW7和SW8的开裂位移相近，SW9的开裂位移最大；3个试件的屈服位移均为15 mm；试件SW7的极限位移为105 mm，试件SW8和SW9的极限位移为75 mm。表明现浇试件SW7的变形能力要比装配试件的要好。这是因为装配试件边缘构件采用封闭箍筋、剪力墙两侧最边缘竖向钢筋采用平面桁架形式和在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设3重连续复合螺旋箍筋等构造改进措施提高了装配试件的刚度，但降低了其变形能力。

②装配试件SW8和SW9的位移延性系数较现浇试件SW7的小，但仍有5，能够满足规范要求。现浇试件的极限位移角为1/31.67，2个装配试件的极限位移角均为1/44.33。表明装配试件虽然由于刚度的提高导致变形能力有所降低，但仍具有较好的延性和抗倒塌能力。

③装配试件SW8和SW9的开裂荷载相近，现浇剪力墙试件SW7的开裂荷载较小，装配试件开裂荷载提高约43%～57%，屈服荷载相同，极限荷载则提高约22%～23%，弹性刚度提高约13%～41%。与第2组试件的情况类似。剪力墙开裂荷载由混凝土开裂荷载控制，试验过程中装配试件开裂荷载有较大的提高，原因有：一是后浇混凝土实测强度较预制混凝土的小；二是试验过程中墙体开裂通过肉眼观察，对现浇试件直接观察墙体表面，而装配试件的裂缝先在内部的后浇混凝土开展，接着发展到墙体表面的预制混凝土板，实际观测到裂缝较试件真实开裂有一个滞后的过程，造成开裂荷载较大的假象。剪力墙极限荷载由混凝土和纵向受力钢筋共同控制，DWPC剪力墙装配试件极限荷载得到提高，是由于：两侧预制混凝土板混凝土实测强度较现浇的高；在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设3重连续复合螺旋箍筋加强了对边缘构件核心区混凝土的约束，不仅提高了试件的刚度，也提高了剪力墙的极限承载力。

对混合装配式DWPC剪力墙试件SW10和SW11：

①混合装配式DWPC剪力墙试件SW10和SW11的开裂位移与现浇试件SW7较接近，并且小于普通DWPC剪力墙试件。SW10和SW11的屈服位移分别为10 mm和11 mm，显著低于试件SW7、SW8和SW9的屈服位移，而极限位移则和试件SW8和SW9较接近。因此，预应力的施加提高了试件的刚度，但降低了其变形能力。

②试件SW10和SW11的位移延性系数分别为6和7，较为接近现浇试件的位移延性系数，与普通装配试件SW8和SW9相比，位移延性系数得到提高。混合装配式试件的极限位移角分别为1/55.42和1/43.12，接近普通装配试件，即混合装配式试件有较好的延性。

③混合装配式试件的开裂荷载得到大幅度提高，提高约71.4%～85.7%，屈服荷载提高约6.7%，极限荷载则提高约26%～30.4%，弹性刚度提高约58.6%～82.5%。因此在预制墙肢中部设置的无粘结预应力筋，提高了墙体的抗裂性能并延缓钢筋屈服，进而改善墙体的抗震能力。

另外，根据试验结果，可计算出各个试件开裂荷载与极限荷载的比值（Fcr/Fu）、屈服荷载与极限荷载的比值（Fy/Fu）和开裂荷载和屈服荷载的比值（Fcr/Fy），见表3-27。

从表3-27可以得出以下结论：

①在开裂荷载与极限荷载的比值方面，3组试件相差不大，其中第1组试件中现浇试件和装配试件最为接近，即荷载处于极限荷载的约39.3%～41.8%时发生开裂，第2组试件开裂荷载为极限荷载的36.6%～44.4%，第3组试件开裂荷载为极限荷载的32.2%～41.0%，混合装配式试件的开裂荷载为极限荷载的42.3%～47.5%。说明虽然各组试件的开裂荷载和极限荷载相差很大，但每组试件不论是现浇试件还是DWPC试件的开裂荷载在各自受力过程中的变化趋势相同。

　　表3-27　试件荷载比值

②在屈服荷载与极限荷载的比值方面，第1组试件和第2组试件的现浇试件和装配试件的比值相差不大，即第1组试件和第2组试件的现浇试件和装配试件从开始屈服，到受力钢筋或连接U形筋拉断而产生的极限荷载，荷载增幅基本相同，第1组试件的荷载增幅约为极限荷载的30.4%～34.4%，第2组试件的荷载增幅约为极限荷载的37.3%～39%。而第3组试件中现浇试件SW7的荷载增幅约为极限荷载的31%，装配试件SW8、SW9的荷载增幅约为极限荷载的43.5%～44.1%，混合装配式试件SW10、SW11的荷载增幅约为极限荷载的41.6%～43.6%。究其原因，是因为第3组试件在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设3重连续复合螺旋箍筋加强了对边缘构件核心区混凝土的约束，提高了试件屈服平台的梯度，试件屈服后距极限荷载仍有较大承载空间。而混合装配式试件则由于预应力筋的存在，进一步提高了试件极限承载力。

③通过对比各试件开裂荷载与屈服荷载的比值，该比值能表征混凝土开裂与钢材屈服之间的关系，比值越小说明试件从混凝土开裂到钢筋屈服之间有越大的加载空间；比值越大，说明试件的开裂和屈服越接近，即试件从开裂到屈服之间加载空间也越小。第1组试件的比值均为0.6；第2组试件为：0.583，0.667，0.714；第3组试件为0.467，0.667，0.733；混合装配式试件为0.750，0.813。可以发现，在第2、3组试件中，装配试件的比值比现浇试件的比值要大，也即装配试件从开裂到屈服期间，混凝土的作用要小一些。混合装配式试件开裂时，钢筋已有较大应力，后续加载很快就达到屈服。

总体而言，随着剪跨比的减小，试件极限位移降低。随着试件端部配筋的增加，试件承载能力得到提高。在试件边缘构件配置连续复合螺旋箍筋，不仅提高了试件的刚度，还提高了试件的极限承载能力，并对试件位移延性有所改善。混合装配式试件由于预应力的存在，试件的刚度和承载力得到更大的提高，但试件开裂后较快达到屈服。

（6）刚度特性

试件墙体刚度的大小，是影响墙体水平位移和承载力的重要因素。在试验过程中，试件的刚度K值随着位移（或水平荷载）的增大而减小，刚度随位移（或水平荷载）增大而减小的快慢反映了试件的变形能力。当刚度随位移（或水平荷载）增大而减小较慢时，说明试件的变形能力较强。在试验的过程中，刚度减小的快慢是变化的。在试件开裂阶段，刚度减小很快，试件从开裂到屈服阶段，刚度减小速度降低，试件屈服之后刚度下降缓慢。各试件的刚度退化曲线见图3-47。

图3-47　试件刚度退化曲线

对第1组试件，由图3-47（a）可以看出：

①3片剪力墙在整个试验过程中刚度退化明显。剪力墙的刚度退化主要集中在加载前期，从开裂到屈服时的刚度退化更明显，试件进入屈服后刚度退化缓慢。

②现浇试件SW1的屈服刚度约为开裂刚度的55.0%，DWPC装配试件SW2、SW3的屈服刚度约为开裂刚度的52.1%～55.6%，两者刚度退化基本相同，说明DWPC装配试件的两侧预制墙板与中间现浇混凝土构成整体，完全参与结构受力。

③DWPC装配试件SW2、SW3的刚度退化曲线始终在现浇试件SW1的之上，表明DWPC装配试件刚度较大。这是因为DWPC装配试件在暗柱区竖向钢筋搭接连接范围加设连续矩形螺旋箍筋，提高了暗柱区混凝土的约束作用，使DWPC装配试件刚度相对较高，并且减缓了其后期刚度退化。

对第2组试件，由图3-47（b）可以看出：

①3片剪力墙在整个试验过程中刚度退化明显。剪力墙的刚度退化主要集中在加载前期，从开裂到屈服时的刚度退化更明显，试件进入屈服后刚度退化缓慢。

②现浇试件SW4的屈服刚度约为开裂刚度的70.8%，DWPC装配试件SW5、SW6的屈服刚度约为开裂刚度的69.0%～76.9%，两者刚度退化较为接近，说明DWPC装配试件的两侧预制墙板与中间现浇混凝土构成整体，完全参与结构受力。

③DWPC装配试件SW5、SW6的刚度退化曲线始终在现浇试件SW4的之上，表明DWPC装配试件刚度较大。这是因为DWPC装配试件在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设2重连续复合螺旋箍筋，提高了核心区混凝土的约束作用，使DWPC装配试件刚度相对较高，并且减缓了其后期刚度退化。

对第3组试件，由图3-47（c）可以看出：

①与前两组试件结果类似，3片剪力墙在整个试验过程中刚度退化明显。剪力墙的刚度退化主要集中在加载前期，从开裂到屈服时的刚度退化更明显，试件进入屈服后刚度退化缓慢。

②现浇试件SW7的屈服刚度约为开裂刚度的86.6%，DWPC装配试件SW8、SW9的屈服刚度约为开裂刚度的74.0%～75.9%，装配试件刚度退化程度比现浇试件的略大。这也是因为装配试件实际观测到裂缝较真实开裂晚，试件已有损伤，刚度已经降低的原因。从试验过程来看，装配试件两侧预制墙板与中间现浇混凝土构成整体，全过程完全参与结构受力。

③DWPC装配试件SW8、SW9的刚度退化曲线始终在现浇试件SW7的之上，表明DWPC装配试件刚度较大。这是因为DWPC装配试件在边缘构件竖向钢筋搭接连接范围加设3重连续复合螺旋箍筋，提高了边缘构件核心区混凝土的约束作用，使DWPC装配试件刚度相对较高，并且减缓了其后期刚度退化。

④混合装配式DWPC装配试件SW10、SW11的屈服刚度约为开裂刚度的74.1%～81.9%，刚度退化程度大于现浇试件，略小于普通DWPC剪力墙试件，即预应力使得刚度退化更平缓。试件SW10、SW11的刚度退化曲线始终在第3组其他试件的之上，表明混合装配式DWPC装配试件刚度较大。即预应力的施加提高了试件的刚度，并减缓了其后期刚度退化。

总体而言，各组试件中现浇试件的刚度退化曲线较DWPC剪力墙试件的刚度退化曲线更平缓。第1组试件的剪跨比较大，边缘配筋较少，总刚度较小，混凝土提供的刚度所占比例较高，开裂后试件刚度下降快。第2类试件的刚度较高，开裂后刚度下降较快。第3类试件的刚度最高，开裂后刚度下降较缓。而施加了预应力的混合装配试件，能进一步提高试件的刚度，并减缓后期刚度退化。

（7）耗能能力

各试件在不同加载周期的能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数he见表3-28～表3-29所示。

表中斜体加粗、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黏滞阻尼系数。

从表可以看出：

①在试件屈服前，DWPC剪力墙试件与现浇剪力墙试件的等效黏滞阻尼系数在一定范围内波动，同组试件中现浇和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，等效黏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组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组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组现浇对比试件。

②DWPC剪力墙试件加载点的极限位移Δu均比同组现浇试件的要小，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。

③控制位移相同时，混合装配式DWPC剪力墙试件的耗能能力得到提高，但变形能力略有降低。

（8）试验结论

通过本次低周反复荷载试验，主要得出以下结论或建议：

①本次试验3片现浇对比试件，8片不同剪跨比和边缘构件配筋的DWPC剪力墙试件，所有试件在试验过程中均没有发生斜拉破坏，也没有发生斜压破坏。其中第1组试件为弯曲破坏，第2、3组试件为弯剪破坏，且破坏时预制部分和现浇部分没有分层或撕裂，能共同工作，符合试验目的。

②与现浇试件相比，装配式DWPC剪力墙的抗裂性能和承载能力都得到提高，尤其是预应力混合装配式DWPC剪力墙提高更明显，并且在试件破坏时，装配式DWPC剪力墙的可见裂缝数量更少，裂缝宽度更小。这主要得益于工厂预制的试件质量较好，混凝土强度能得到保证。因此推广应用装配式混凝土结构有利于改善建筑结构的质量。

③第2、3组两种相同剪跨比、不同构造措施的DWPC剪力墙试件，其破坏形态、变形能力和延性未表现出明显区别，但第3组试件开裂性能和承载能力较第2组试件有所提高。

④装配式DWPC剪力墙试件和现浇试件的滞回曲线较为相似，随着加载控制位移的增大，滞回环有向反S形过渡的趋势。滞回曲线的丰满程度第1组试件最高，第2组次之，第3组最不丰满，并且预应力混合装配式试件残余变形较小，捏缩效应比较明显。装配式DWPC剪力墙试件的强度和刚度退化较现浇试件的更为明显。

⑤装配式DWPC剪力墙试件和现浇试件的骨架曲线走势基本一致。混合装配式DWPC剪力墙试件承载力最高，刚度最大，同时墙体变形恢复能力得到明显提高。装配式DWPC剪力墙试件的刚度退化曲线始终在现浇试件的之上，但刚度退化较快。

⑥通过对试件的等效黏滞阻尼系数he、能量耗散系数E进行分析，装配式DWPC剪力墙试件的耗能能力接近但略低于现浇试件，但仍具备较好的耗能能力。同时，在边缘构件配置连续螺旋箍筋或复合螺旋箍筋及施加预应力能改善装配式DWPC剪力墙试件的耗能能力。