竖向钢筋混合连接预制剪力墙抗震性能试验

李潇然，赵作周，钱稼茹，刘时伟，何 乐，韩兴运

(1.土木工程安全与耐久教育部重点实验室(清华大学)，北京 100084；2.内蒙古蒙西筑工科建有限公司，内蒙古 乌海 016000)

预制剪力墙竖向钢筋连接是装配整体式剪力墙结构的关键技术之一.目前，竖向钢筋连接方法主要包括套筒灌浆连接[1-3]、浆锚搭接连接[4-6]、搭接连接[7-9]、环筋扣合连接[10-11]、套筒挤压连接[12]和螺栓连接[13]等，这些连接方法已经在工程中得到应用.本文研究的预制剪力墙竖向钢筋的连接方法，为新型混合连接.新型混合连接是指：边缘构件竖向钢筋直径大，采用复合直螺纹套筒连接[14](图1(a))；竖向分布钢筋直径小，采用环筋扣合连接[10,15](图1(b)).与目前工程中用得比较多的钢筋套筒灌浆连接相比，混合连接对边缘构件竖向钢筋位置的精度要求高，对竖向分布钢筋位置的精度要求相对比较低；套筒灌浆连接对边缘构件竖向钢筋位置和竖向分布钢筋位置的精度要求都比较高；包括施工安装的综合成本，相同直径钢筋的复合直螺纹套筒连接低于套筒灌浆连接；环筋扣合连接的成本远低于套筒灌浆连接的成本.混合连接有一定的优势.目前已用于内蒙古乌海的装配式住宅建筑.

当前，预制剪力墙的顶面、底面与左右端面一般为水洗面即露骨料粗糙面，以加强预制墙与后浇混凝土的整体性.水洗冲刷混凝土表面不但耗费水资源，而且污染环境.本文采用通长抗剪槽代替粗糙面，抗剪槽剖面见图2.

图1 预制剪力墙竖向钢筋混合连接方法示意

图2 抗剪槽剖面图(mm)

对于竖向钢筋采用新型混合连接、端面设置通长抗剪槽的预制剪力墙的抗震性能，目前尚未见相关试验研究报道.据于此，本文作者进行了2个预制剪力墙试件以及1个对比现浇剪力墙试件的拟静力试验，研究其抗震性能，为工程应用提供依据.

1 试验概况

1.1 试件设计

3个剪力墙试件的编号分别为SW1、SW2、SW3，试件由加载顶梁、墙体和地梁组成，墙体尺寸均为1.6 m×2.9 m×0.2 m(长×高×厚).SW1为现浇墙试件.SW2和SW3为预制墙试件，墙体底部与地梁之间设置高180 mm的后浇水平接缝，竖向钢筋在水平接缝内连接，SW3还设置宽250 mm的后浇竖向接缝，连接2片预制墙，竖向接缝偏墙体一端.图3为试件立面示意图.

图3 试件立面示意

表1 试件配筋

图4 试件配筋图(mm)

1.2 材料强度

试件墙体与顶梁混凝土设计强度等级为C30，地梁混凝土设计强度等级为C50.

现浇墙试件SW1墙体混凝土一次浇注，预制墙试件SW2及SW3先浇注预制部分混凝土，达到一定强度后浇注水平接缝及竖向接缝混凝土.表2列出了墙体实测混凝土立方体抗压强度fcu.m，为3个150 mm立方体试块抗压强度平均值.表2中的“平均”为基于预制与后浇混凝土体积比例加权计算得到的墙体混凝土立方体抗压强度平均值.

表2 墙体混凝土强度及施加的竖向力

试件采用HRB400钢筋.实测钢筋屈服强度fy.m及极限强度fu.m见表3，为3根钢筋材性实测值的平均值.

表3 钢筋强度实测值

1.3 量测内容及测点布置

试验量测内容包括：轴压力，水平力，墙体水平位移，结合面的错动与裂缝宽度，地梁的水平滑移与抬起(水平滑移与抬起实测值很小，已在试件位移中处理)，复合直螺纹套筒上下钢筋应变，环筋扣合连接上下端钢筋应变，沿45°方向水平钢筋应变，以及墙体位移场.轴压力和水平力采用力传感器量测，水平位移、错动与裂缝宽度采用位移计量测，钢筋应变采用应变片量测，墙体位移场采用摄影量测.试验中记录试件损坏情况.

图5为试件SW3测点布置图，其他试件测点布置类似.图5(a)中，D1～D5量测墙体水平位移，DL1～DL6和DR1～DR6量测竖向和水平结合面的错动与裂缝宽度，DD1～DD3量测地梁水平滑移与抬起.

图5 试件SW3测点布置(mm)

1.4 加载装置及加载制度

图6为试验加载装置示意.试件地梁固定在实验室刚性台座上.采用1个2 500 kN的竖向千斤顶施加竖向力，竖向千斤顶与反力架之间设置减摩滑板，竖向千斤顶随试件顶部水平往复移动，且垂直于刚性台座.采用1个1 500 kN的水平千斤顶沿加载梁中心线施加往复水平力，水平力加载点距墙底截面为3 050 mm，试件剪跨比3 050/1 600=1.91.

试验方法为在恒定竖向力作用下施加往复水平力(水平位移)的拟静力试验.首先施加竖向力到设定值，然后施加往复水平力，由图5所示位移计D1的实测试件顶点水平位移控制水平加载.位移角θ(位移计D1实测试件顶点水平位移与测点高度3 050 mm的比值)为1/2 000、1/1 000、1/660和1/500时，各往复加载1次；位移角θ为1/300、1/200、1/150、1/100、1/75和1/60时，各往复加载3次.同一往复加载时，先施加水平推力，为正向加载，以(+)表示，后施加水平拉力，为反向加载，以(-)表示.施加的竖向力N=nAfc，n为试件轴压比设计值，A为墙体截面面积，fc为C30的轴心抗压强度设计值14.3 N/mm2，N、n列于表2.

图6 试验加载装置示意

2 破坏过程及破坏形态

预制墙试件SW2破坏过程如下.θ=1/1 000级时，墙体两端底部出现细微水平裂缝；θ=1/500级时，墙体180～1 000 mm高度范围内出现多道水平裂缝，靠近底部的水平裂缝发展为斜裂缝，预制墙与水平接缝的结合面开裂，结合面端的裂缝最大宽度为0.2 mm，斜裂缝最大宽度为0.15 mm；θ=1/300级时，底部最外边缘受拉竖向钢筋屈服，两端均有多道水平裂缝发展为斜裂缝，墙体底部多道斜裂缝交叉，水平裂缝最大宽度为0.25 mm；θ=1/200级时，墙体中部出现多道斜裂缝，原有裂缝延伸，结合面端的裂缝最大宽度为0.4 mm；θ=1/150级时，水平裂缝和斜裂缝增加，多道斜裂缝交叉，水平结合面错动，斜裂缝最大宽度0.5 mm，结合面裂缝最大宽度2 mm；θ=1/100级时，水平力达到峰值，随后下降，墙体端部混凝土掉渣，水平结合面裂缝最大宽度约3 mm(墙体没有安装位移计的正面的裂缝宽度，采用裂缝卡测量)，斜裂缝最大宽度0.45 mm；θ=1/75级时，墙体两端受压区混凝土压碎，混凝土脱落，底部竖向钢筋外露；θ=1/60级时，水平力下降较快，墙体底部破坏严重，试验结束.检查套筒，没有可见裂纹，连接钢筋未发生滑移.

现浇墙试件SW1、预制墙试件SW3的破坏过程与SW2大体相同.3个试件的破坏形态相同，都是正截面受压破坏.图7为位移角1/300、1/100及1/75时墙体裂缝分布图.

图7 墙体裂缝分布

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线和骨架曲线

试件水平力F-顶点位移Δ(位移角θ)滞回曲线、水平力-顶点位移(位移角)骨架曲线分别见图8、9.

结果表明：当θ=1/300级之前，试件的水平力-位移(位移角)骨架曲线趋近于直线，滞回曲线包围面积较小；随顶点位移增大，墙体进入弹塑性阶段，卸载后有较大残余变形；峰值点后，骨架曲线下降比较平缓，滞回曲线都有一定程度的捏拢，重复加载时，承载力有明显的退化；在θ=1/75级之前，预制墙试件SW2与现浇墙试件SW1的滞回曲线形状接近、骨架曲线基本重合.

图8 试件水平力F-顶点位移Δ(位移角θ)滞回曲线

图9 试件水平力F-顶点位移 Δ(位移角θ)骨架曲线

3.2 承载能力

采用现行行业标准[16]现浇剪力墙的有关公式及实测混凝土和钢筋强度，计算剪力墙试件在竖向力作用下的偏心受压承载力对应的弯矩MF和受剪承载力FS，将MF换算为作用在墙顶的水平力FF，FF=MF/H，H为水平千斤顶中心线高度，H=3 050 mm，FF、FS列于表4.名义屈服水平力试验值Fy、峰值水平力试验值Fp以及Fp与FF的比值也列于表4.名义屈服点采用能量法[17]由试件水平力-顶点位移骨架曲线确定，对应的水平力即为名义屈服水平力试验值.

结果表明：试件的FS大于FF，表明试件设计满足强剪弱弯；现浇墙试件SW1的Fp与FF的比值为1.13，相同尺寸、相同配筋预制墙试件SW2的Fp与FF的比值为1.17，竖向接缝偏于一端的预制墙试件SW3的Fp与FF的比值为1.20，预制墙可按现行行业标准现浇剪力墙相关公式计算其正截面受压承载力.

3.3 变形能力

试件名义屈服、峰值、极限时的顶点水平位移Δ和位移角θ，以及顶点水平位移延性系数μΔ列于表4.定义水平力下降至峰值水平力85%的点为极限点，对应的水平位移即为极限水平位移Δu；位移延性系数μΔ=Δu/Δy.

结果表明：3个试件的名义屈服位移角及峰值位移角分别接近，分别小于1/300及小于1/100；2个预制墙试件的极限位移角大于1/80，变形能力满足现浇剪力墙结构弹塑性层间位移角1/120的要求.

表4 试件不同状态时水平力、变形试验值以及承载力计算值

3.4 墙体变形

图10为基于摄影测量的试件SW1及SW2位移角θ=1/100时的墙体变形图(变形放大10倍).

结果表明：试件SW2与SW1墙体变形接近，预制墙与现浇墙变形特征类似；峰值前(峰值位移角小于1/100)，截面竖向变形基本满足平截面假定；墙体底部为弯曲变形，上部近似刚体转动，变形主要在底部.

图10 位移角1/100时墙体变形图

3.5 刚度退化

采用平均割线刚度K作为试件不同水平位移角时的刚度，K=|F|/|Δ|，F与Δ分别为每一级目标值的水平力与顶点位移.图11为试件位移角θ-刚度K曲线.以θ=1/2 000的刚度为弹性刚度K0，定义刚度退化系数γ=K/K0，位移角1/300、1/100、1/75时的退化系数γ见表5.

图11 试件位移角(θ)-刚度(K)曲线

表5 试件弹性刚度K0及刚度退化系数γ

结果表明：试件SW2与试件SW1的位移角-刚度曲线及刚度退化系数接近，轴压比大的预制墙试件SW3的弹性刚度及刚度退化系数大于轴压比小的预制墙试件SW2，相同位移角时，试件SW3的刚度大于试件SW2.

3.6 耗能能力

采用累积滞回耗能E度量试件的耗能能力.试件某一位移角的累积耗能为该位移角及小于该位移角的F-Δ滞回曲线所包围的面积之和.图12为试件的位移角θ-累积滞回耗能E曲线.

图12 试件位移角(θ)-累积滞回耗能(E)曲线

结果表明：试件SW2与SW1的累积耗能能力接近，轴压比大的试件SW3的耗能能力大于轴压比小的试件SW1和SW2.

3.7 结合面性能

峰值前，试件预制墙与水平接缝的水平结合面、预制墙与竖向接缝的竖向结合面均出现开裂、错动.图13、14分别为试件SW2和SW3位移角不大于1/100时顶点位移角θ-结合面裂缝宽度δ1、错动δ2关系曲线.

结果表明：位移角1/100时，试件SW2水平结合面最大裂缝宽度为4.21 mm(墙体安装位移计的背面的裂缝宽度，采用位移计测量)，最大错动为0.37 mm；试件SW3水平结合面最大裂缝宽度为2.78 mm、最大错动为0.11 mm，竖向结合面最大裂缝宽度为0.34 mm、最大错动为0.45 mm.预制墙试件水平结合面错动、竖向结合面裂缝宽度及错动均很小，试件墙体在峰值前有很好的整体性.

3.8 钢筋应变

图15为试件SW2同一套筒、环筋扣合连接的上下钢筋水平力-应变滞回曲线与骨架曲线.

结果表明：钢筋屈服前，套筒连接的上下钢筋应变、环筋扣合连接的上下环筋应变变化趋势分别一致，同一加载级的上下钢筋应变大小接近；钢筋屈服后，钢筋应变迅速增大，上下钢筋应变有一定差别；总体上，复合直螺纹套筒连接及环筋扣合连接能有效地传递钢筋应力.

图13 试件SW2位移角(θ)-水平结合面裂缝宽度(δ1)、错动(δ2)曲线

图14 试件SW3位移角(θ)-结合面裂缝宽度(δ1)、错动(δ2)曲线

图15 试件SW2水平力(F)-竖向钢筋应变(ε)曲线

4 结 论

1)边缘构件竖向钢筋复合直螺纹套筒连接、竖向分布钢筋环筋扣合连接、预制墙端面为抗剪槽的预制剪力墙试件的破坏形态与设计预期一致，为正截面受压破坏，试验结束时，复合直螺纹套筒无可见裂纹，套筒连接的钢筋未发生滑移.

2)预制墙试件与现浇墙试件的顶点水平力-水平位移滞回曲线形状基本相同、骨架曲线基本重合，两者位移角-刚度曲线、位移角-累积滞回耗能曲线也分别基本重合，两者抗震性能基本相同，预制剪力墙的抗震性能满足现行规范要求.

3)位移角不大于1/100时，预制墙试件与现浇墙试件墙体变形基本一致，截面竖向变形基本符合平截面假定，预制墙试件的水平结合面错动、竖向结合面裂缝宽度及错动均小于0.5 mm，预制墙墙体在峰值前有很好的整体性.

4)预制墙试件的正截面受压承载力不小于现行行业规程计算值的1.1倍，可按现行行业标准现浇剪力墙的相关公式计算预制墙的正截面受压承载力.

5)复合直螺纹套筒连接、环筋扣合连接能分别有效传递预制剪力墙边缘构件竖向钢筋和竖向分布钢筋的拉、压力.