初明進， 李祥賓， 劉繼良， 曹春利,2， 陳國堯， 李愛群

(1 北京建筑大學北京未來城市設計高精尖創(chuàng)新中心， 北京 100044；2 山東艾科福建筑科技有限公司， 煙臺 264006；3 大連理工大學土木工程學院， 大連 116024)

0 概述

研究表明，裝配整體式剪力墻結構不同預制剪力墻，其墻板間豎向接縫是影響結構整體性能的重要因素[1-3]?！堆b配式混凝土結構技術規(guī)程》(JGJ 1—2014)[1]規(guī)定“樓層內(nèi)相鄰預制剪力墻之間應采用整體式接縫連接”，這種現(xiàn)場濕作業(yè)連接方式較為符合當前國內(nèi)裝配式混凝土結構的研究水平和工程實踐經(jīng)驗的發(fā)展現(xiàn)狀。榫卯連接裝配整體式剪力墻(簡稱榫卯剪力墻)結構體系采用了一種新的豎向接縫，其基本裝配單元為榫卯板，榫卯板側邊設置有橫向凹槽和縱向通孔，無外伸鋼筋；榫卯板內(nèi)的水平分布鋼筋與置于橫向凹槽內(nèi)的邊緣構件箍筋采用間接搭接實現(xiàn)鋼筋連接[4-6]。現(xiàn)澆邊緣構件處的構造如圖1所示。

圖1 現(xiàn)澆邊緣構件處接縫構造示意圖

文獻[6]研究了剪跨比為2.0的榫卯剪力墻的受力性能，結果表明，榫卯接縫連接性能良好，能夠保證榫卯剪力墻的整體性能。文獻[7]對不同剪跨比的榫卯剪力墻進行了試驗研究，認為提高剪跨比，墻體的承載力降低，但承載力穩(wěn)定性和變形能力提高；沿橫向凸起根部形成的宏觀豎向裂縫，可避免低矮剪力墻發(fā)生剪切破壞。目前，關鍵參數(shù)對中高剪跨比榫卯剪力墻的受力性能的影響尚未開展研究。為此，本文設計并制作了剪跨比為1.5的1個現(xiàn)澆剪力墻試件和3個榫卯剪力墻試件，研究不同軸壓比[8]、不同水平鋼筋配筋量的中高剪跨比榫卯剪力墻的受彎性能，為這種新型裝配整體式結構體系的推廣應用提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試件CW-01的現(xiàn)澆邊緣構件長度為400mm，邊緣構件縱筋為616，邊緣構件箍筋為8@200；墻板水平和豎向分布鋼筋均為雙層8@200，配筋率為0.25%。試件CW-01的截面尺寸及配筋見圖2。

試件主要設計參數(shù)對比 表1

圖2 試件CW-01

試件SCW-1為榫卯剪力墻基準試件，其邊緣構件箍筋配置為8@95/105，即橫向凹槽內(nèi)箍筋間距為95mm，每一橫向凹槽內(nèi)靠近橫向凸起的箍筋與橫向凹槽間的箍筋的間距為105mm，箍筋伸入橫向凹槽內(nèi)的長度為15d(d為鋼筋直徑)，取150mm；榫卯板內(nèi)水平分布鋼筋為8@140/260。試件SCW-N1配筋情況與試件SCW-1相同。試件SCW-H的水平分布鋼筋為10@140/260，相對試件SCW-1，水平分布鋼筋配筋率提高了56.1%；其邊緣構件箍筋為10@95/105。3個榫卯剪力墻試件的榫卯板內(nèi)豎向分布鋼筋均為雙層8@200，上部均伸入加載梁內(nèi)。試件SCW-1，SCW-H，SCW-N1試件尺寸及配筋情況見圖3。

圖3 試件SCW-1，SCW-N1，SCW-H截面尺寸及配筋

試件SCW-1，SCW-H，SCW-N1的中部墻板為榫卯板；榫卯板截面尺寸為200mm×700mm，高度為2 080mm；橫向凹槽由板面方向看為等腰梯形，長邊尺寸為250mm，短邊尺寸為150mm，高度為150mm?？拷久鍌冗呂恢迷O有縱向孔洞，截面尺寸為120mm×130mm；中部設置豎向孔洞，截面為圓形，直徑為120mm。

1.2 試件制作

榫卯剪力墻試件制作過程如下：1)制作榫卯板。2)制作地梁：需預埋邊緣構件縱筋及榫卯板中部通孔內(nèi)豎向鋼筋，然后澆筑地梁混凝土。3)安裝榫卯板：在地梁上表面與上部墻體結合部位進行鑿毛處理，吊裝榫卯板就位。4)支模及澆筑混凝土：支設邊緣構件、加載梁模板，澆筑榫卯板縱向孔洞、邊緣構件及加載梁的混凝土。圖4為各制作階段照片。

圖4 榫卯剪力墻試件制作階段

各試件混凝土強度設計等級為C30，在試件的制作過程中預留尺寸為150mm×150mm×150mm的標準立方體試塊，與試件同條件養(yǎng)護，實測混凝土標準立方體抗壓強度平均值fcu,m、軸心抗壓強度平均值fc，m見表2。同時預留同批次鋼筋試樣，實測鋼筋屈服強度平均值fy,m、抗拉強度平均值fu,m、伸長率平均值δm見表3。

混凝土力學性能 表2

鋼筋力學性能 表3

1.3 加載方案和測量內(nèi)容

試驗加載裝置見文獻[7]。試驗為恒定軸壓作用下的水平低周反復加載試驗。試驗時先預加載至軸向荷載的50%，然后卸載，再加載至預定軸向荷載保持恒定，然后施加水平反復荷載[9]。

水平加載采用位移控制，先推后拉，規(guī)定推為正，拉為負。加載點控制位移角分別為1/2 000，1/1 000，1/500，1/300，1/200，1/150，1/100，1/75，1/60，1/50，1/40，1/30，1/20，……；前三級控制位移角下各循環(huán)1次，其余控制位移角下各循環(huán)2次，如圖5所示。

圖5 試驗加載制度

位移測點布置如圖6所示。荷載量測包括水平及豎向荷載；位移量測包括加載點處水平位移(測點MD1)、沿墻體中線不同高度處水平位移(測點MD2～MD5)、墻體兩側豎向相對變形(測點EV2～EV6、測點WV2～WV6)、底部水平縫豎向相對張開變形(測點VD5～VD8)和水平位移(測點MD6)、豎向接縫水平位移(測點HD1～HD6)和豎向相對張開變形(測點VD1～VD4)、地梁平移位移(測點MD7)和轉(zhuǎn)動位移(測點EV1，WV1)。

圖6 位移測點布置

鋼筋應變測點的布置如圖7所示。測量了榫卯接縫處和墻體中線處的水平分布鋼筋應變(測點HR1～HR9)、中部豎向通孔兩側的豎向分布鋼筋應變與中部豎向通孔內(nèi)豎向插筋應變(測點S1～S6)以及底部水平縫處的邊緣構件縱筋應變(測點V1～V6)和榫卯接縫處邊緣構件箍筋應變(測點HR01～HR05)。

圖7 鋼筋應變測點布置

2 試驗現(xiàn)象

2.1 試件CW-01

位移角θ=-1/1 510時，墻體與地梁相交處出現(xiàn)水平裂縫；θ=-1/833時，邊緣構件間開始自下而上出現(xiàn)水平裂縫；θ=+1/631時，距根部約600mm處水平裂縫斜向下發(fā)展進入墻板，東、西兩側斜裂縫在墻體中線處交叉；θ=+1/415時，東側邊緣構件外側縱筋屈服(圖8(a))；θ=+1/365時，兩側邊緣構件根部出現(xiàn)豎向裂縫。

位移角θ=+1/106，θ=-1/74時，墻體分別達到峰值荷載+724，-803kN，此時新增多條斜裂縫，斜裂縫延伸過墻體中線，東西兩側墻體根部混凝土輕微壓潰，此時最大斜裂縫寬2.0mm，墻體根部水平裂縫寬1.5mm(圖8(b))。

位移角θ=±1/55時，墻體水平力下降到峰值荷載的85%，此時出現(xiàn)對角斜裂縫，墻體根部混凝土保護層剝落，邊緣構件縱筋外露，最大斜裂縫寬2.25mm(圖8(c))。加載至控制位移角為1/40的第一循環(huán)時，豎向承載力突然減小，結束試驗。

圖8 試件CW-01裂縫開展狀況

2.2 試件SCW-1

位移角θ=+1/2 050時，墻體根部出現(xiàn)水平裂縫；θ=+1/1 130時，邊緣構件開始自下而上出現(xiàn)水平裂縫；θ=+1/451時，橫向凸起根部出現(xiàn)短細斜裂縫、橫向凹槽底部出現(xiàn)豎向裂縫，隨后裂縫持續(xù)增多、局部連通；θ=+1/440時，東側邊緣構件內(nèi)水平裂縫穿過榫卯接縫斜向下發(fā)展至墻體中線；θ=-1/220時，兩側邊緣構件內(nèi)距根部100mm處的水平-斜向裂縫與榫卯板底部水平裂縫連通，形成“V”字形裂縫；θ=+1/203時，東側邊緣構件外側縱筋屈服；θ=-1/201時，西側邊緣構件外側縱筋屈服，此時最大斜裂縫寬1.25mm，墻體根部水平縫寬1.6mm(圖9(a))。

位移角θ=-1/160時，東西兩側斜裂縫在墻體中線處交叉；θ=+1/110時，西側墻體根部混凝土出現(xiàn)豎向裂縫；θ=+1/101，θ=-1/99時，墻體分別達到峰值荷載+613，-689kN，此時最大斜裂縫寬2.5mm，根部水平裂縫寬2.6mm(圖9(b))。

圖9 試件SCW-1裂縫開展狀況

位移角θ=±1/31時，水平力下降到峰值荷載的85%；此時榫卯板內(nèi)斜裂縫向上發(fā)展至墻體頂部，中部豎向通孔處斜裂縫出現(xiàn)交叉，無對角斜裂縫；橫向凸起根部的保護層剝落，與橫向凹槽內(nèi)側接縫連通形成豎縫，導致水平分布鋼筋外露，豎縫兩側墻體發(fā)生明顯錯動；墻體根部、榫卯板角部的混凝土發(fā)生小范圍剝落，墻體根部壓潰區(qū)域非常小(圖9(c))，這表明邊緣構件構造合理。

2.3 試件SCW-H

試件SCW-H的水平分布鋼筋配筋量相對基準試件SCW-1提高了約56.1%，其破壞過程與基準試件SCW-1相似。位移角θ=+1/725時，橫向凸起根部出現(xiàn)短細斜裂縫及橫向凹槽內(nèi)側接縫開裂；θ=+1/680時，榫卯板東側出現(xiàn)斜裂縫；θ=+1/378時，東側邊緣構件外側縱筋屈服，屈服位移角相對基準試件較小，此時最大斜裂縫寬度、根部水平裂縫寬度(圖10(a))均大于基準試件。

位移角θ=-1/360時，榫卯板斜裂縫在墻體中線處交叉；θ=+1/315時，中部豎向通孔處形成交叉斜裂縫；θ=-1/200時，東側墻體根部出現(xiàn)豎向裂縫；上述三種裂縫狀態(tài)出現(xiàn)時的位移角與基準試件SCW-1相比均減小。當θ=+1/150時，墻體底部形成“V”字形裂縫；θ=±1/77時，試件先后達到正、負向峰值荷載+759，-723kN，相對基準試件，達到峰值荷載的時間延后；達到峰值荷載時裂縫寬度較基準試件明顯增大(圖10(b))。

位移角θ=+1/40時，水平荷載約下降到峰值荷載的85%，峰值位移角相比基準試件減小，榫卯接縫的破壞程度相對減輕，根部混凝土壓潰現(xiàn)象相對加重(圖10(c))。

圖10 試件SCW-H裂縫開展狀況

2.4 試件SCW-N1

試件SCW-N1的軸壓比相對基準試件SCW-1增大了66.7%。位移角θ=+1/750時，橫向凸起根部出現(xiàn)短細斜裂縫及橫向凹槽內(nèi)側接縫開裂；θ=+1/337時，東側邊緣構件外側縱筋屈服，屈服位移角相對基準試件SCW-1減小，此時最大斜裂縫0.6mm，根部水平裂縫寬0.7mm(圖11(a))，小于基準試件SCW-1的裂縫寬度。

圖11 試件SCW-N1裂縫開展狀況

位移角θ=-1/565時，榫卯板中部豎向通孔處短細斜裂縫出現(xiàn)交叉；θ=+1/320時，榫卯板東側出現(xiàn)斜裂縫，斜裂縫延伸過墻體中線；θ=+1/205時，西側邊緣構件根部出現(xiàn)豎向裂縫，榫卯接縫處混凝土輕微剝落。θ約為+1/160，-1/142時，墻體分別達到峰值荷載+924，-780kN，此時裂縫寬度(圖11(b))較基準試件SCW-1要小。

位移角θ=±1/60時，墻體水平荷載下降到峰值荷載的85%以下，峰值位移角相對基準試件SCW-1減??；此時墻體中部豎向通孔處混凝土剝落、形成裂縫帶，榫卯接縫的破壞程度相比于基準試件SCW-1加重，榫卯板角部混凝土剝落程度較墻體根部要大(圖11(c))。破壞時，墻體仍保持良好的豎向承載力。

3 試驗結果及其分析

3.1 荷載-位移關系曲線

各試件頂點水平荷載-位移(P-Δ)滯回曲線如圖12所示，骨架曲線如圖13所示。

圖12 各試件滯回曲線

圖13 各試件骨架曲線

由圖12和圖13可以看出：

(1)試件CW-01的滯回曲線在屈服荷載后呈現(xiàn)捏攏效應；榫卯剪力墻試件SCW-1的滯回曲線捏攏現(xiàn)象相對試件CW-01則相對減輕，峰值后的承載力、剛度退化更為緩慢，變形性能相對增強。

(2)與試件SCW-1相比，試件SCW-H提高水平鋼筋配筋率后，其加載初期剛度增大，承載力提高，峰值位移增大；峰值荷載前，滯回曲線更飽滿。

(3)與試件SCW-1相比，大軸壓比的試件SCW-N1的加載初期剛度[10-11]以及承載力提高，峰值位移減小，骨架曲線在峰值荷載后迅速下降，同時變形能力減弱。

3.2 承載力

表4為各試件特征點荷載值，其中屈服荷載Fy采用幾何作圖法確定[12-14]。通過對比分析可以看出：

各試件特征點荷載值 表4

(1)與試件CW-01相比，試件SCW-1的屈服荷載、峰值荷載平均值分別下降了16.0%，14.7%，表明剪跨比為1.5的榫卯剪力墻的承載力低于現(xiàn)澆鋼筋混凝土剪力墻。

(2)與試件SCW-1相比，試件SCW-H的水平分布鋼筋配筋量提高了56.1%，其屈服荷載、峰值荷載平均值分別提高了29.0%，13.8%，表明提高水平分布鋼筋配筋量能夠提高榫卯剪力墻承載力。

(3)試件SCW-N1的軸壓比比試件SCW-1提高了66.7%，其屈服荷載、峰值荷載平均值提高了4.8%，30.9%，表明增大軸壓比可有效提高榫卯剪力墻的峰值荷載，但對屈服荷載提高幅度較小。

3.3 變形能力

3.3.1 特征點位移與構件延性

各特征點對應的頂點水平位移以及位移角見表5。分析表5可知，所有試件的位移延性系數(shù)平均值均不小于5.2[10]，極限位移角平均值均不小于1/120，表明榫卯剪力墻具有良好的變形能力，滿足《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50010—2011)(2016年版)[12]要求；試件參數(shù)及配筋相同情況下，榫卯剪力墻的位移延性系數(shù)大于現(xiàn)澆剪力墻的，且極限位移角更大，具有更好的延性；試件SCW-H的位移延性系數(shù)顯著大于試件SCW-1的值，表明提高水平鋼筋配筋量可以提高榫卯剪力墻的延性；增大軸壓比則使得各特征點位移減小，同時導致μ值減小，試件延性降低。

各試件特征點位移、位移角及位移延性系數(shù) 表5

3.3.2 剛度退化

定義墻體在每一往復加載循環(huán)過程中的割線剛度Ki與初始彈性剛度K0的比值Ki/K0為剛度特征值，其中Ki，K0的計算方法參見文獻[15]。剛度特征值Ki/K0與位移角θ的關系曲線如圖14所示。

圖14 各試件剛度退化曲線

由圖14可以看出，隨著水平位移角增大，各試件剛度退化規(guī)律基本一致；當θ<1/1 000時，榫卯剪力墻試件和現(xiàn)澆剪力墻試件剛度退化曲線基本重合；當1/1 000≤θ≤1/120時[12]，各試件退化曲線分化；相較于試件CW-01，榫卯剪力墻試件SCW-1的剛度退化速率減小，其在峰值荷載時剛度特征值提高了10.3%；對比試件SCW-1，SCW-H，SCW-N1可見，提高水平分布鋼筋配筋量、增大軸壓比均導致試件剛度退化加快，至峰值荷載時，試件SCW-H，SCW-N1的剛度分別約下降至初始剛度的8.5%，20.1%，其剛度特征值相對基準試件SCW-1分別相應地增加了-52.7%，11.1%。

3.3.3 接縫變形性能

試驗測量了榫卯板橫向凹槽底部接縫兩側墻體的水平張開和豎向滑移相對變形。圖15為相對變形實測值δs與頂點位移角θ之間的關系曲線。

圖15 各試件接縫處相對變形

加載至彈性位移角限值1/1 000時，各試件接縫兩側墻體的水平及豎向相對變形基本為0mm，榫卯接縫連接性能良好，墻體保持整體性；加載至彈塑性位移角限值1/120時，各試件水平相對張開變形為0.3～0.7mm，豎向相對滑移變形為0.4～2.0mm，接縫整體性較強。

提高水平鋼筋配筋量，同等位移角下的相對變形值、極限狀態(tài)下的接縫兩側相對變形值顯著減小，表明提高鋼筋配筋量可更有效地約束接縫相對變形，直徑為10mm的鋼筋伸入橫向凹槽內(nèi)150mm錨固時能夠發(fā)揮作用。

3.4 鋼筋應變

試件SCW-1，SCW-H的水平分布鋼筋應變、橫向凹槽內(nèi)的箍筋應變的測量結果如圖16所示?？梢钥闯?，峰值荷載前，鋼筋應變隨荷載增加而增大；峰值荷載后，應變持續(xù)增加，表明箍筋錨固良好，能保證接縫連接性能。峰值荷載前，在相同荷載下，試件SCW-H的水平分布筋及箍筋應變小于試件SCW-1相應位置的應變，表明提高水平分布配筋率后鋼筋應力減小，能夠更有效限制榫卯接縫的變形，從而提高墻體承載力。

圖16 各試件鋼筋的荷載-應變曲線

4 結論

本文研究了現(xiàn)澆邊緣構件的中高剪跨比榫卯剪力墻的受彎性能，分析了不同軸壓比和水平鋼筋配筋量對墻體受力性能的影響，主要結論如下：

(1)鋼筋混凝土剪力墻在位移角為1/40時突然喪失承載力；榫卯剪力墻破壞區(qū)域集中于豎向接縫位置，位移角為1/30時仍具有良好的豎向承載力。

(2)剪跨比為1.5的榫卯剪力墻承載力低于鋼筋混凝土剪力墻，但極限位移角和位移延性系數(shù)明顯增大；峰值荷載后榫卯剪力墻的承載力、剛度退化更為緩慢；對比鋼筋混凝土剪力墻，榫卯剪力墻裂縫開展輕微，剛度的退化速率有所減緩。

(3)榫卯接縫連接性能良好。峰值荷載前，榫卯剪力墻墻體保持整體；峰值荷載后，榫卯剪力墻接縫兩側墻體的水平及豎向相對變形均較小。

(4)加大軸壓比，榫卯剪力墻破壞區(qū)域向榫卯接縫、中部豎向通孔處發(fā)展，根部混凝土壓潰區(qū)域減小；提高水平鋼筋配筋量，榫卯剪力墻榫卯接縫破壞程度減小，水平鋼筋應變降低，能夠有效限制榫卯接縫的變形。加大軸壓比和提高水平鋼筋配筋量，榫卯剪力墻墻體承載力均有所提高，但極限位移角減小，剛度退化速率加快。