预制混凝土装配整体式剪力墙的抗震性能试验研究

叶思伟

（南京大地建设集团，江苏 南京 210003）

0 引言

国外对预制混凝土结构已有较长时间的研究，尤其是美国、日本和欧洲等发达国家和地区。但是，他们的工作主要集中于预制装配式混凝土框架结构的研究，而剪力墙方面的研究相对较少。研究主要集中于预制墙板构件（Precast wall panels）的连接上，对多种方式的连接节点进行了纯剪及弯剪试验，从而掌握各种连接节点的受力性能，并针对无粘结预应力连接节点，在试验的基础上提出了简化的、可用于设计和验算的分析模型。

国内对于预制混凝土结构的应用和研究始于20世纪50年代末，由于建筑业技术的相对落后，研究主要是学习国外技术，其中包括合肥工业大学的柳炳康，北京工业大学的李振宝和董挺峰，东南大学的陈申一和梁培新。他们在学习研究国外技术的同时，也在这方面取得了较为显著的研究成果。国内的这些研究工作也主要集中于预制装配框架结构中。但是，近年来已经有一部分学者开始研究预制装配剪力墙结构，并取得了显著成果。

本文介绍研究的预制混凝土装配整体式剪力墙竖向钢筋连接方法，是将上、下部墙体的竖向受力钢筋采用间接搭接的方式连接，并将从下部剪力墙伸出的竖向连接钢筋每3根为一组伸入上部墙体预留的同一个较大的灌浆孔洞内，拼装完成后，进行压力注浆，同时，利用预埋波纹管和螺旋钢筋约束灌浆料，提高其强度及对竖向搭接钢筋的握裹力，从而保证连接的可靠性。

1 试验概况

1.1 试验设计及制作

参照国内外剪力墙试验构件尺寸的大小，共设计制作4榀高厚比为5的剪力墙，为常用的尺寸200 mm，截面高度为1 000 mm，剪力墙高度为2 600 mm。

构件竖向钢筋间接搭接长度的设计取值的依据为抗震等级二级，混凝土采用C35，灌浆料采用比墙体混凝土高一等级的灌浆料，竖向钢筋、间接搭接钢筋都采用直径d=14 mm的HRB400级钢筋，水平分布钢筋，竖向分布钢筋采用直径d=8 mm的HRB400级钢筋，边缘约束构件的箍筋采用d=10 mm的HRB335级钢筋，螺旋筋采用d=6 mm的HRB335级钢筋。

按搭接钢筋尽可能错开布置的原则，本文将竖向钢筋的搭接接头在不同高度处截断。考虑到应变梯度，剪力墙内侧的竖向钢筋在承受侧向力时，应力状态将小于端部的竖向钢筋。综上，设计构件WA-2时，在其他配筋与WA-1保持相同的情况下，改变竖向钢筋搭接接头的截断高度和灌浆孔洞的高度：外侧竖向钢筋搭接接头的截断高度和预留灌浆孔洞的高度仍为760 mm，内侧竖向钢筋搭接接头的截断高度和预留灌浆孔洞的高度降低为550 mm。

WA-3采用了纵向受拉钢筋末端机械锚固措施，根据《混凝土结构设计规范》计算的锚固长度可以乘以0.7倍的折减系数，纵向受拉钢筋搭接接头的搭接长度计算为：

取搭接长度为550 mm。这样减少了螺旋箍筋、高强灌浆料的使用量。同样为了避免搭接接头在同一水平高度截断而产生的水平通缝，采用WA-2的方式，外侧搭接接头在550 mm处截断，内侧搭接接头在400 mm处截断。WA为现浇构件，以供实验对比。各构件的具体尺寸见图1。

图1 构件尺寸及配件

1.2 材性试验

每次浇筑所用的混凝土均根据普瑞公司试验室提供的配合比进行配比，每批每个等级混凝土均预留3个混凝土立方体试块和3个棱柱体试块进行材性试验。每个不同直径不同等级的钢筋根据试验规范的要求取样3根。相应的试件均按照材料试验规范进行。试件的材料力学性能见表1，2。

表1 混凝土留样的力学性能

表2 钢筋留样的力学性能

1.3 加载制度

先在试件顶部施加轴压力，然后逐级施加往复水平力，每级荷载反复一次至试件屈服，屈服后改用位移控制加载，按屈服位移的倍数逐级加载，每一级位移下反复三个循环直至破坏。

1.4 试验装置

本次试验的竖向荷载采用体外预应力张拉技术施加荷载（图2），在剪力墙顶部放置一十字型分配钢梁，然后在梁上每边各放置一个液压千斤顶，通过钢绞线和支承底座施加竖向荷载，为了防止在结构侧移时钢绞线产生刚性折角，且保持油压恒定，在千斤顶和十字型分配钢梁之间垫有可微转动的锚具，其具体构造见图3，并在试验过程中一直人工操作液压油泵，保持油压恒定。

图2 试验加载装置示意

图3 可微转动锚具

2 破坏过程和破坏形态

WA试件在加载至最大水平力120 kN时，受拉侧下部出现水平裂缝，试件进入开裂阶段，而WA-1、WA-2、WA-3试件在最大水平力加载至100 kN时就在受拉侧下部出现水平裂缝。在最大水平力达到160 kN时，所有试件墙板上都出现多条斜裂缝。WA、WA-1、WA-3试件纵筋发生屈服在180 kN这一级水平力，WA-2试件在受到200 kN水平力时，纵筋才发生屈服。进入屈服阶段后，WA、WA-1、WA-2试件在前2倍屈服位移循环过程中都出现大量斜裂缝，原有裂缝延伸开展，并延伸至受压区底部。WA-3相同的过程持续到了第3倍屈服位移循环。随后，WA在3倍屈服位移循环过程中，受压区混凝土保护层有少量剥落，5倍屈服位移循环过程中，受压区混凝土压碎，承载力下降超过15%，试件破坏。WA-1在3倍屈服位移循环过程中，受压区混凝土保护层有少量剥落，5倍屈服位移循环过程中受压区混凝土保护层大量剥落。WA-2剪力墙平面外侧移较大，无法继续加载试验，终止试验。WA-2剪力墙在4倍屈服位移循环中，受压区混凝土保护层有少量剥落，5倍屈服位移循环中受压区混凝土保护层大量剥落，6倍屈服位移循环中承载力下降超过15%，试件破坏。

各试件破坏后的照片以及裂缝如图4～7所示。从裂缝开展过程、最终裂缝分布状况以及混凝土破坏状态这几方面对预制短肢剪力墙试件与现浇剪力墙试件相对比，具有以下几条规律。

相同点：

（1）试件在开裂以后、屈服以前，预制剪力墙和现浇墙类似，以水平裂缝为主，且只有少数几条水平裂缝不断发展延伸至受拉区边缘构件处；试件屈服以后，尤其是加载至2倍屈服位移以后，开始出现大量斜裂缝，并在剪力墙1/2墙高以下形成3～4条主要斜裂缝延伸至受压区；边缘约束构件1/2墙高以下均匀分布水平裂缝，非约束边缘构件分布大量斜裂缝。

（2）预制剪力墙试件和现浇剪力墙试件的最终破坏状态类似，都是边缘约束构件竖向钢筋受拉屈服、墙底角部混凝土压溃。现浇墙试件和预制剪力墙试件的墙底与地梁交界面都出现水平通缝。

不同点：

（1）与现浇剪力墙试件不同，预制短肢剪力墙试件第一条裂缝一般出现在受拉区外侧灌浆孔高度处，然后是受拉区底部砂浆处开裂。这两条裂缝也最终发展成为两条主要裂缝。

（2）现浇剪力墙在墙高1/4以下裂缝开展更加均匀，而预制短肢剪力墙的边缘约束构件在这个部位预埋金属波纹管和螺旋箍筋，所以在灌浆孔高度范围内有较大的加强，因此在这个高度范围内的水平裂缝开展较小。

（3）WA-1灌浆孔高度相同，灌浆孔高度处的裂缝发展成主要斜裂缝，但是并没有形成通缝；WA-2内侧灌浆孔高度低于外侧灌浆孔高度，和WA-1类似，外侧灌浆孔高度处的裂缝也发展成主要斜裂缝，而且内侧灌浆孔高度处也产生一条斜裂缝，最终也形成主要的斜裂缝，但是都没有形成通缝，而且相较于WA-1灌浆孔高度处的主要斜裂缝，WA-2的这两条斜裂缝开展较小，更加均匀；WA-3试件在外侧灌浆孔和内侧灌浆孔高度处都出现一条主要斜裂缝，并最终发展成通缝。

（4）与现浇墙相比，预制短肢剪力墙底部水平裂缝在加载至3倍屈服位移以后开展较大。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线及骨架曲线

试件 WA-1、WA-2、WA-3与现浇剪力墙 WA的滞回曲线相比（图8～11），除了WA-2试件由于平面外位移较大，较早终止了试验，不能很好地对比，其它剪力墙的滞回曲线在屈服以后都表现出来了类似的特点：屈服后现浇剪力墙和预制剪力墙进行位移加载的滞回曲线都较为饱满，这初步表明预制短肢剪力墙试件表现出了与现浇构件相当的抗震耗能性能。WA-1、WA-3的骨架曲线（图12）在达到峰值以后，随位移的增长能较稳定地保持承载能力，在具有较好的抗震延性的同时，也能保持较高的承载能力。分析认为，这是因为预制剪力墙底部受压区螺旋箍筋和金属波纹管对剪力墙底部受压区混凝土的约束作用，提高了预制剪力墙的滞回性能。

图4 WA裂缝开展示意

图5 WA-1裂缝开展示意

图6 WA-2裂缝开展示意

图7 WA-3裂缝开展示意

3.2 承载能力

表3列出了试件的开裂水平荷载Fcr、屈服水平荷载Fy和承载力达到峰值时对应的水平荷载Fp。从表3中可以看到，预制短肢剪力墙和现浇短肢剪力墙相比，预制短肢剪力墙的开裂荷载都略小于现浇构件，屈服荷载WA-1、WA-3和现浇构件相同，WA-2比现浇构件略大，峰值荷载WA-1、WA-2、WA-3都比现浇剪力墙略小；三种不同连接方式的预制短肢剪力墙的峰值荷载WA-1＞WA-2＞WA-3。

图8 WA滞回曲线

图9 WA-1滞回曲线

3.3 变形与延性

顶点位移角θ=Δ/H，Δ为试件顶测点的水平位移，H为加载点距剪力墙底高度2 725 mm；位移延性系数 μ=Δu/Δy，Δy为试件屈服时的顶点水平位移，Δu为试件极限点对应的顶点水平位移。表4列出了试件的开裂位移 Δcr（位移角 θcr）、屈服位移 Δy（位移角 θy）、峰值位移 Δp（位移角 θp）、极限位移 Δu（位移角 θu）和位移延性系数 μΔ。

图10 WA-2滞回曲线

图11 WA-3滞回曲线

图12 骨架曲线

WA试件加载时由于实验装置在正向加载时（拉力）位移计表座出现问题，所以WA的正向位移都存在较为严重的虚位移。本文在表4中列出其实测值，但在后续的分析中都采用反向加载时的位移荷载值，表4中位移延性系数μΔ，WA取负向加载时的值，表中将最终终止试验时的位移值列在极限位移Δu（位移角θu）一栏。试件WA-2也因为平面外侧向位移过大终止试验，所以无法得到试件的极限位移 Δu（位移角 θu）和位移延性系数 μΔ。

预制短肢剪力墙对比现浇试件，开裂位移都略小于现浇试件，屈服位移WA-2略大于现浇试件，WA-1、WA-3略小于现浇试件，峰值位移都小于现浇试件，极限位移WA-1、WA-3都和现浇构件接近，位移延性系数预制构件都略大于现浇试件。从表4中可以看到，预制剪力墙试件的极限位移角都和现浇试件较为接近，并且远大于《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）规定的剪力墙结构大震作用下的弹塑性位移角限值1/120，即使是WA-2由于平面外侧移过大终止实验，终止实验时的位移值角也已远大于 《建筑抗震设计规范》（GB50011-2010）规定的剪力墙结构大震作用下的弹塑性位移角限值1/120的要求。三种不同的连接方式相比，由于WA-2因为平面外侧移过大而终止试验，不予比较，极限位移角WA-1＞WA-3。

3.4 钢筋应变

图13为试验构件不同状态时墙底截面竖向钢筋应变分布。因为在低周反复荷载作用下，应变片在不停地伸长和缩短的变化过程中损坏较为严重，要保持同一个试件底截面所有应变片在整个实验过程中均不损坏，较为困难。因此本文在研究分析墙底截面在整个实验过程中钢筋应变发展情况时，只取了保存较为完好的WA-2试件。分别选取施加轴压、试件开裂、试件屈服、2倍屈服位移和达到峰值荷载5个阶段点绘制竖向钢筋沿截面的分布情况，进行分析和研究。

预制短肢剪力墙试件WA-2，加轴压以后竖向钢筋全部受压，变形较小，并呈现越靠近剪力墙两端钢筋应变越大的趋势，最大压缩应变为-30×10-6。试件出现第一条裂缝，即试件开裂时，根据钢筋应变沿截面的分布情况，截面较好的符合平截面假定，此时受拉区最外侧受拉钢筋拉伸应变为894×10-6，受压区最外侧受压钢筋压缩应变为-320×10-6。试件屈服时，截面仍较好地符合平截面假定，受拉区最外侧受拉钢筋拉伸应变已经达到3 722×10-6，受拉区最内侧钢筋拉伸应变达到2 028×10-6，说明受拉钢筋全部屈服，受压区最外侧受压钢筋的最大压缩应变为-639×10-6，受压区最内侧受压钢筋的压缩应变较小为-48×10-6，试件屈服时，受压区钢筋没有屈服。试件屈服以后，加载2倍屈服位移，受拉区边缘约束构件竖向钢筋应变发展较快，最外侧受拉钢筋应变达到8 374×10-6，已经不符合平截面假定，受压区最外侧受压钢筋压缩应变达到-1 390×10-6，说明受压钢筋仍未屈服。当试件达到峰值荷载时，受拉区边缘约束构件竖向钢筋应变发展更快，最外侧受拉钢筋应变达到11 839×10-6，受压区最外侧受压钢筋压缩应变达到-3 710×10-6，但是最内侧受压钢筋应变接近为零，甚至有受拉的趋势，这说明试件达到峰值荷载时，受压区钢筋部分屈服。

表3 剪刀墙试件承载能力

表4 剪力墙试件位移

图13 WA-2墙底截面竖向钢筋应变分布

图14 耗能及粘滞阻尼系数示意

图15 试件耗能-水平位移关系曲线

3.5 耗能能力

（1）耗能与顶点水平位移的关系（图 14，15）。

试件的耗能是指荷载-位移滞回曲线所包围的面积，即图14中的阴影部分面积。

图15为试件耗能与顶点水平位移的关系曲线。由图15中可以看到，预制短肢剪力墙试件和现浇短肢剪力墙相同，随着水平位移的增大，试件耗能均有所增大，且在相同位移，预制短肢剪力墙与现浇剪力墙的耗能基本相同。三种不同连接方式比较，WA-1和WA-2的耗能基本相同，WA-3的耗能相对略小。

图16 试件阻尼系数-水平位移关系曲线

（2）等效粘滞阻尼系数与顶点水平位移的关系

试件的等效粘滞阻尼系数用公式可以表达为：

图16为试件等效粘滞阻尼系数与顶点水平位移的关系曲线。由图16中可以看到，预制短肢剪力墙试件和现浇普通剪力墙的等效粘滞阻尼系数随着位移的变化趋势基本相同，屈服前各试件等效粘滞阻尼系数随水平位移的增大而减小，屈服后随位移的增大而增大。而且位移相同，预制短肢剪力墙与现浇剪力墙的等效粘滞阻尼系数基本相同。试件的等效粘滞阻尼系数范围为0.035～0.25。

4 结论

（1）通过观察和总结对比低周反复试验现浇构件和预制构件的试验现象得到，预制剪力墙和现浇剪力墙的裂缝开展情况和破坏形态基本相同，主要区别在于预制剪力墙试件第一条裂缝一般出现在受拉区外侧灌浆孔高度处，然后是受拉区底部座浆处开裂。这两条裂缝也最终发展成为两条主要裂缝。

（2）通过分析对比现浇剪力墙和预制剪力墙试件的试验结果得到，试验预制剪力墙在与现浇剪力墙有基本相同承载能力的同时，也能较好地保持延性，极限位移角都远大于 《建筑抗震设计规范》GB50011-2010规定的剪力墙结构大震作用下的弹塑性层间位移角限值1/120的要求，能较好地满足抗震位移延性要求。预制剪力墙的等效刚度退化过程也与现浇剪力墙基本一致，并具有和现浇剪力墙基本相同的耗能能力。

（3）通过分布在从底座伸入灌浆孔内的竖向钢筋上的钢筋应变片测点，记录分析了其在低周反复荷载过程中应变的发展情况，从而得到这种连接方式中的竖向受力钢筋在低周反复荷载作用下能够有效地传递应力。