配筋齿槽装配式低矮剪力墙抗震性能试验研究*

吴东岳 彭祥东 陆寅杰 陈 伟 王石林 王 旭 付 倩

(1.江苏科技大学土木工程与建筑学院， 江苏镇江 212000； 2.山口大学創成科学研究科， 宇部 755-0097；3.济南市城乡规划编制研究中心， 济南 250000； 4.南京审计大学工程审计学院， 南京 211815)

工业化是我国住宅建设的发展趋势,装配式剪力墙结构是一种工业化水平较高的装配式建筑结构体系。装配式剪力墙结构是以工厂化制作的预制墙板为主要构件，运输到施工现场进行组装连接，具有生产效率高、质量控制好、自动化程度高、对环境污染小、快速建造等优点。因此，近年来装配式剪力墙结构得到了迅速发展和广泛应用[1-5]。现有研究表明套筒灌浆连接、浆锚搭接连接、无黏结预应力连接和螺栓连接等都可实现竖向钢筋有效连接和传力[6-9]。但装配式墙体连接拼缝存在开口位移和水平相对滑移，其中水平相对滑移造成纵向连接钢筋的销键剪切应力，不利于纵向连接钢筋屈服耗能能力的发挥[10-11]。对此，文献[12-15]中对齿槽式连接装配式剪力墙进行了研究，验证了齿槽式连接抗剪承载力、延性等方面的性能。

为更好地发挥齿槽式连接的优越性，通过改变齿槽的构造方式，提出了一种新型的配筋齿槽装配式剪力墙。采用大尺寸配筋齿槽抵抗拼缝水平剪切力，边缘约束构件区域的浆锚连接钢筋承受弯矩造成的拉压应力，形成纵向连接钢筋屈服耗能-配筋齿槽集中抗剪的弯剪分离受力模式。前期相关低周反复加载试验[16-18]结果表明：对于剪跨比较高的装配式剪力墙，其配筋齿槽能够有效减小接缝处的剪切滑移,其试件破坏形态与现浇试件基本相同，抗剪承载力优于现浇试件，耗能能力、延性等抗震性能较好。但实际工程中，剪跨比较低的低矮剪力墙应用情况较为普遍。与剪跨比较高的剪力墙以弯曲破环为主不同，低矮剪力墙剪切作用更明显，常发生沿水平拼缝的剪切滑移破坏和弯剪破坏，拼缝剪切滑移现象更明显[19-22]，所以有必要进一步研究低矮剪力墙。

本文对配筋齿槽装配式低矮剪力墙的抗震滞回性能与整体工作性能展开试验研究，验证配筋齿槽连接的受力性能和在装配式低矮剪力墙的可应用性，为进一步推广应用配筋齿槽装配式剪力墙提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

设计并制作了2片足尺配筋齿槽装配式剪力墙试件，编号分别为RTW和RTWL。试件由上墙板、底座和后浇配筋齿槽拼缝组成，混凝土强度等级为C50，混凝土保护层厚度20 mm，两个试件的配筋率保持一致，主要变化参数为上墙板高宽比。试件的尺寸参数见表1。

表1 试验构件基本参数Table 1 Main parameters of specimens

试验试件的构造及配筋设计如图1所示。预制墙体两侧边缘约束构件区纵向受力钢筋为816，箍筋为8@100，中部配置612的纵向分布钢筋以及10@200的水平分布钢筋。纵向受力钢筋与底座之间采用40 mm直径金属波纹管成孔灌浆搭接连接，搭接长度为600 mm，搭接区箍筋加密为8@50。墙体中部纵向分布钢筋在接缝处截断不与底座相连，底部居中预留矩形槽口，底座上对应位置设置加强钢筋笼。墙体和底座间设置20 mm厚的坐浆层，装配完成后对齿槽和坐浆层灌注灌浆料，完成上下层墙体连接。

1.2 材料性能

表2列出了钢筋的屈服强度fy、抗拉强度fu实测值和屈强比，实测值为3根钢筋标准试件的平均值，弹性模量Es=2.0×105MPa。试验结果显示，各直径钢筋具有明显的弹性段和屈服段。

表3列出了试验试件预制部分混凝土立方体试块28 d龄期抗压强度的实测值及换算轴心抗压强度。试件所采用的CGMJM-VI(6)型高强灌浆料实测抗折强度为9.8 MPa，抗压强度为94.7 MPa。

表2 钢筋力学性能参数Table 2 Mechanical properties of rebars

表3 混凝土的力学性能Table 3 Measured compressive strengths of concrete cubes MPa

1.3 加载制度与测量内容

试验加载装置示意和加载照片如图3所示，试验时，首先由两台1 000 kN液压千斤顶施加竖向荷载，并在试验中保持恒定，然后通过1 500 kN的液压伺服控制系统(MTS)施加反复水平荷载。

试验采取荷载-位移混合加载制度。试件屈服前(以墙体两端最外侧纵向连接钢筋屈服为准)，采取荷载控制加载方法，每级荷载增量为50 kN，各级荷载循环1次；屈服后，采取位移控制加载方法，每级位移增量为一倍的屈服位移，各级位移循环3次。当水平荷载下降至极限荷载的85%或试件破坏导致试验无法继续时，加载结束。

试件两侧共布置10台位移计，测点布置如图2a所示。试件钢筋应变片分布如图3所示。为研究配筋齿槽拼缝处钢筋的应力、应变，在试件拼缝处的纵向连接钢筋、浆锚搭接区顶部以及槽口角部的钢筋上分别设置钢筋应变片。

2 试验现象及破坏形态

试件RTW加载至150 kN时，拼缝处出现第1道裂缝。继续加载，墙体两侧从下至上水平裂缝逐渐增多。加载至450 kN时，齿槽角部开裂，最外侧纵向连接钢筋受拉屈服，试验进入位移加载控制阶段。加载至2Δy(Δy为屈服位移)时，齿槽角部出现多条斜裂缝，齿槽内出现裂缝，两侧水平裂缝斜向下发展并延伸至墙体中部相交。此后，齿槽与墙体间出现贯通裂缝，拼缝面裂缝宽度不断增大。加载至6Δy时，墙体两端墙角处混凝土被压溃，齿槽顶部混凝土破碎。加载至8Δy时，纵向连接钢筋发生断裂，水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，加载结束。RTW试件的破坏形态如图4a所示。

试件RTWL加载至150 kN时，拼缝底面出现裂缝。继续加载，墙体两侧从下至上水平裂缝逐渐增多。加载至450 kN时，齿槽角部开裂，纵向连接钢筋受拉屈服，进入位移加载控制阶段。加载至2Δy时，已有水平裂缝沿45°斜向下发展并延伸相交，齿槽角部出现斜向裂缝并与水平裂缝相交，齿槽内不断出现裂缝。此后已有裂缝继续延伸发展，齿槽角部出现多条斜裂缝，齿槽顶面与墙体逐步分离。加载至9Δy时，纵向连接钢筋发生断裂，水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，加载结束。RTWL试件的破坏形态如图4b所示。

两试件均表现为边缘约束构件在弯矩作用下混凝土压碎剥落以及连接钢筋受拉屈服的压弯破坏，配筋齿槽角部发生破坏。由于预制墙体裂缝贯通但在配筋齿槽的作用下未发生较大剪切滑移，试验加载后期，齿槽的边部和顶部与墙体会出现一定的开口位移。墙体裂缝中上部为弯剪型裂缝，底部至浆锚搭接高度区域内主要为弯曲裂缝。槽口角部墙体在作动器水平力与齿槽反作用力下受拉开裂，并与弯剪斜裂缝相叠加，因此裂缝在齿槽角部至浆锚搭接强化区之间较为集中。

3 试验结果关与分析

3.1 滞回曲线与骨架曲线

图5为试件的顶点水平荷载-位移滞回曲线和骨架曲线。由图可知，两试件的滞回曲线形状相似，开裂前呈线性变化；开裂后到屈服前，滞回环面积小，耗能效果不明显，卸载后残余应变较小；试件屈服后，滞回环面积和残余变形逐渐增大，滞回环逐渐变为饱满的反“S型”，表现出较好的耗能能力。骨架曲线都经历了弹性、开裂、屈服、极限和破坏阶段，后期都经历了一个较平缓阶段，说明试件具有较好的延性和抗震性能。对比试件RTW和RTWL，低高宽比试件(RTWL)滞回曲线较饱满，初始刚度和峰值荷载更高，表现出试件RTWL更好的的耗能能力、刚度和承载能力，但试件RTWL的承载能力在达到峰值点后下降更快。

3.2 承载力

表4列出了两片试件的开裂荷载Fcr、屈服荷载Fy、峰值荷载Fm和极限荷载Fu。以峰值荷载作为试件的压弯承载力，取试件的最终破坏荷载为极限荷载。由表可知:两试件的开裂荷载级数和屈服荷载级数相同，RTWL的峰值荷载和极限荷载都高于RTW，说明减小高宽比可以有效提高试件的压弯承载力，但不能提高开裂荷载和屈服荷载。

表4 试件各主要阶段荷载Table 4 Loads on the specimens at various stages kN

3.3 刚度退化

定义往复水平荷载作用下各循环最大位移的割线刚度为等效刚度，计算得到两试件等效刚度见表5。可以看出，在开裂、屈服、峰值和极限破坏时试件RTWL的等效刚度均大于RTW，说明高宽比对试件的刚度影响较大，低高宽比试件具有更大的刚度。

表5 各试件等效刚度

图6为试件等效刚度与水平位移关系曲线。由图可知，试件开裂前的初始刚度较高，RTWL的初始刚度远大于RTW；开裂后至屈服前，随着水平荷载不断增加，墙体裂缝不断增加并延伸，刚度迅速降低；屈服后，刚度进一步降低，加载后期，墙体裂缝得到充分发展，刚度退化进入平缓阶段且退化趋势一致，试件RTWL的最终刚度大于RTW。

3.4 延 性

表6为两试件的开裂位移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)和延性系数μ(μ=Δu/Δy)。由表6可知，两个试件的极限位移角分别为1/39、1/56，远大于GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[23]中规定的弹塑性位移角限值1/120。延性系数均大于7，延性较好。RTWL试件的各阶段位移均小于RTW试件，但延性要优于RTW试件，其主要原因在于RTWL试件刚度较大，屈服位移较小以及配筋齿槽连接对约束低高宽比墙体的滑移变形有更好的效果。

表6 试件各主要阶段位移Table 6 Deformation of specimens at various stages

3.5 耗能能力

根据相关规程[24]，采用等效黏滞阻尼比he来衡量试件的耗能能力，其计算示意(图7)及计算式为：

(1)

式中：SABCD为滞回环的面积；SOBE为三角形OBE的面积；SODF为三角形ODF的面积。

图8为两试件位移加载阶段等效黏滞阻尼比变化曲线。从图中可见，随着水平位移的增加，两试件耗能能力逐渐增大。相同试件顶点位移时，试件RTWL的等效黏滞阻尼比大于试件RTW的，说明低高宽比试件具有更强的耗能能力。

3.6 钢筋应变

图9为试件拼缝最外侧的纵向连接钢筋应变测量点(图3所示JFL-1/2和JFR-1/2)采集得到的应变-荷载数据。由图可知，两个试件钢筋应变曲线较为一致，最右侧纵向连接钢筋与最左侧纵向连接钢筋受力状态相反且左右两侧钢筋的应变变化趋势存在明显差异。其原因为：在弯矩作用下，一侧受压，受压侧由于混凝土和钢筋共同受力，钢筋应变曲线增长趋缓；同时另一侧受拉，受拉侧由于混凝土抗拉性能较弱及较早开裂，试件开裂前，钢筋应变变化较小，开裂后，应变变化显著增大，表现出稳定的内力传递及塑性变形能力。RTW试件的边缘钢筋应变大于RTWL试件的边缘钢筋应变，其原因为试件RTW的高宽比大于RTWL，其截面高度小于RTWL，在相同水平荷载作用下，试件RTW的弯曲效果更为明显，其边缘部位的纵向连接钢筋承受更大的拉、压应力，而试件RTWL由于截面高度大于试件RTW，其弯曲作用效果较弱，边缘部位的拉、压应力更小，所以试件RTW的边缘纵向连接钢筋应变值更大。

3.7 拼缝连接性能

图10为试件两侧拼缝处开口位移曲线。由图可以看出两试件开口位移变化趋势一致，均为加载初期，两侧开口位移较小且相差不大，当试件屈服后，两侧开口位移均迅速增大且左侧开口位移明显大于右侧，其原因在于左侧为加载侧，施加推力时直接作用于试件，施加拉力时则需要通过锚杆传递，锚杆的变形增大了位移误差，也影响了开口位移的增长。试件RTWL开口位移大于RTW，表明低高宽比试件边缘构件具有更好的抗弯承载力。

图11为墙体底部测得的加载位移-拼缝水平相对滑移曲线。由图可知，两个试件的拼缝水平相对滑移量在加载初期较小，试件几乎不发生滑移；位移加载阶段，试件RTW和RTWL在加载位移分别达到41.3 mm和39.3 mm后，拼缝水平相对滑移才显著增大，滑移量最大值分别达到14.3 mm和10.4 mm，试件RTWL滑移量最大值小于RTW的。说明配筋齿槽能有效限制拼缝的滑移现象，具有良好的抗滑移能力且在低高宽比试件上效果更好。事实上，当试件的顶点水平位移正向低于40 mm，反向低于26 mm时，相同顶点位移时RTWL的水平滑移量低于RTW；而正向加载超过40 mm，反向加载超过26 mm时，相同顶点位移时RTWL的拼缝水平滑移量高于RTW，表明配筋齿槽在低矮剪力墙RTWL中起到了更好的拼缝抗剪作用，但由于配筋齿槽自身脆性明显，当RTWL的配筋齿槽出现破坏，其拼缝水平相对滑移开始明显增大。

4 结 论

通过对2片高宽比分别为1.76和1.50的配筋齿槽装配式剪力墙进行拟静力加载试验，可以得出以下结论：

1)试件的破坏形态均表现为边缘约束构件在弯矩作用下混凝土压碎剥落，连接钢筋受拉屈服的压弯破坏，配筋齿槽角部发生破坏；墙体上部以弯剪斜裂缝为主，底部至浆锚搭接高度区域内以水平弯曲裂缝为主，墙体裂缝开展充分。

2)试件有良好的承载能力、初始刚度和延性等力学性能指标，具有一定的抗震耗能能力，表明配筋齿槽装配式剪力墙在低矮情形下抗震性能良好。

3)拟静力试验中，墙体拼缝面未发生较大剪切滑移，边缘构件纵向连接钢筋能有效连接墙体与底座，说明配筋齿槽接缝连接性能可靠，能够提高预制墙体抗剪能力和整体工作性能。

4)高宽比较低的试件具有更好的抗震性能，说明配筋齿槽接缝在低高宽比剪力墙上应用时性能更优。

5)槽口角部在齿槽反作用力下易形成应力集中导致受拉开裂，在后续研究中可在槽口角部配置适当受拉钢筋，提高槽口抗拉性能。