刘 香， 崔 涛， 伍 敏， 李 娟

(内蒙古科技大学 建筑与土木工程学院， 内蒙古 包头 014010)

直螺纹灌浆套筒连接预制剪力墙抗震性能试验*

刘 香， 崔 涛， 伍 敏， 李 娟

(内蒙古科技大学 建筑与土木工程学院， 内蒙古 包头 014010)

针对直螺纹灌浆套筒连接的预制剪力墙抗震性能问题，进行了两个预制足尺试件与一个现浇试件的拟静力试验，预制试件的竖向钢筋用直螺纹灌浆套筒连接.结果表明：直螺纹灌浆套筒能传递钢筋应力，使其连接的钢筋协调工作；三个试件都属于压弯破坏，但破坏形态不同，预制构件在后浇拼缝处形成水平通缝；预制试件变形能力、刚度、耗能能力均与现浇试件相似，水平拼缝上移后，试件的变形能力有所上升；可用现行规范计算预制剪力墙的压弯承载力.在低周往复荷载下，直螺纹灌浆套筒连接的预制剪力墙试件与现浇墙试件力学性能相似.

预制剪力墙；直螺纹灌浆套筒；拟静力试验；承载力；水平拼缝；钢筋应变；抗震性能；住宅产业化

产业化是我国住宅建设的重要发展方向，它可以将污染较大、耗能较多、机械化程度较低的钢筋绑扎，模板架设，混凝土浇筑等工作安排在工业化厂房内进行，从而大大降低了传统建筑施工过程中建筑垃圾和废水的排放，同时也节省了建筑材料，提高了建筑施工的速度和质量，符合我国城乡建设现代化的要求.目前，预制混凝土结构已经成为欧美发达国家新建建筑的主要结构形式，且在多次地震中表现出较好的抗震性能.我国的各大高校和科研院所也针对这种新型结构体系进行了一系列的研究，并新建了一些装配式住宅试点项目，取得了较好的效果[1-8].研究表明，对于预制装配式混凝土结构，其抗震性能将在很大程度上取决于墙体接缝处的构造[9].本文进行了一组现浇混凝土剪力墙、钢筋直螺纹灌浆套筒连接的预制混凝土剪力墙足尺模型抗震性能对比试验，研究结果对于预制混凝土剪力墙结构的工程应用具有较好的参考价值.

1 试验概述

1.1 试件设计

本文剪力墙试件按照足尺模型设计，共3个，分别为现浇剪力墙试件OSW，预制剪力墙内墙试件PW1和预制剪力墙外墙试件PW2，3个试件均是由加载梁、试验墙体和地梁组成，其中，试件OSW为整体浇筑，PW1的水平拼缝设置在地梁上方，墙体与地梁分别预制，PW2为下部墙体和地梁整体浇筑，上部墙体和加载梁整体浇筑，拼缝设置在地梁上方600 mm处.拼缝处采用外低内高的启口接缝，以保证防水的需求.3个试件的几何尺寸相同，墙高为2 800 mm，墙厚为160 mm，墙长为1 300 mm，同实际工程的一片窗间墙相同.加载梁的尺寸为300 mm×300 mm，地梁尺寸为500 mm×600 mm.

图1为3个试件的配筋图(单位：mm).直螺纹灌浆套筒的螺纹端与上部墙体的纵向受力钢筋连接，在浇筑混凝土时连同钢筋一起浇筑至墙内.现场安装时，将下部结构的预留钢筋插入套筒的灌浆段，从灌浆口向套筒内灌注专用的高强水泥基微膨胀灌浆料，待灌浆料凝固后，上下两根钢筋的应力通过灌浆套筒上部结构与下部结构之间预留20 mm的后浇缝，套筒灌浆完成后需要用灌浆料填实.

1.2 材性试验

现浇试件和预制试件的全部钢筋均采用HRB400级钢筋，混凝土标号为C30，灌浆料采用合肥西伟德科技公司生产的专用灌浆料，其具有高强度、流动度大和微膨胀的特点.各试件的混凝土、钢筋和灌浆料的材性试验数据均按照《金属材料室温拉伸试验方法》(GB/T228-2002)和《普通混凝土力学性能试验方法》(GB/T50081-2002)实测得到，具体实测力学性能分别如表1～3所示.

图1 试件尺寸及配筋图Fig.1 Size of specimens and configuration of reinforcements

1.3 加载方案和量测内容

加载装置如图2所示.加载时先在加载梁顶端施加竖向力，在试件的整个加载过程中竖向力的大小保持恒定不变.竖向千斤顶可随试件水平位移而在加载架上水平滑动，从而保持竖向力的方向始终竖直向下，然后采用横向液压千斤顶施加低周往复水平力，加载时规定千斤顶外推时为正，向内拉时为负.

表1 钢筋实测力学性能Tab.1 Measured mechanical properties of reinforcement

表2 混凝土实测强度、竖向压力与轴压比Tab.2 Measured strength，vertical pressure and axial pressure ratio of concrete

表3 灌浆料实测力学性能Tab.3 Measured mechanical properties of grouting material

图2 加载装置示意图Fig.2 Schematic loading device

图4为测点布置示意图.用位移计测量试件水平位移，各个试件的位移计布置如图4a所示(单位：mm)，沿墙高布置3个位移计，距墙的底面分别是700、1 400和2 800 mm.

用应变片测量竖向钢筋的应变，OSW边缘构件的竖向钢筋和竖向分布钢筋上距地梁顶面20 mm处布置应变片；PW1在边缘构件套筒连接的钢筋上下20 mm处布置应变片；PW2则在套筒上下20 mm处和地梁上方20 mm处布置应变片，PW1和PW2应变片布置如图4c、d所示.

图3 加载制度Fig.3 Loading system

2 试验结果和破坏特征

3个试件的破坏均可以分为开裂阶段、屈服阶段和破坏阶段.最终破坏形态均为钢筋受拉屈服，混凝土压坏，但3个试件破坏特征有所差别.图5为试件破坏形态实物图.

2.1 现浇试件OSW

水平力达到150 kN时，试件OSW的墙底部出现第一条水平裂缝，随后裂缝不断向内侧发展，逐渐从水平裂缝发展为斜向剪切裂缝，当水平位移达到16.8 mm时，边缘构件内侧钢筋屈服，试件进入屈服阶段，斜向裂缝进一步向墙内发展.墙顶位移达到33 mm时，承载力达到峰值，裂缝不断发展，斜向裂缝交叉于墙体中部，角部混凝土开始受压破坏脱落.墙顶位移达到60 mm时，水平荷载下降到峰值的85%以下，墙体破坏.OSW属于压弯破坏，墙底角部混凝土压碎脱落，边缘构件和竖向分布钢筋受拉屈服.裂缝分布较为均匀，主要分布在距地梁顶部1 000 mm以下的墙体，混凝土耗能能力得到了较充分的发挥.最终破坏形态如图5a所示.

图4 测点布置Fig.4 Arrangement of testing points

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure morphologies of specimens

2.2 预制构件PW1

水平力达到120 kN时，预制墙体与地梁之间的交界面出现第一条水平裂缝，水平力达到140 kN时，墙体距地梁550 mm高处出现水平裂缝，墙顶位移达到17 mm时，东侧边缘构件内侧钢筋受拉屈服，墙体进入屈服阶段，墙体与地梁之间的裂缝进一步发展，宽度达到0.6 mm并左右贯通，成为主裂缝.沿墙高300～700 mm处产生多条水平裂缝和斜向裂缝并缓慢向45°方向发展.当墙顶位移达到30 mm时，负向水平荷载达到峰值并开始快速下降，正向水平荷载缓慢上升，墙体上的斜裂缝开始交叉，墙底部混凝土有小块脱落.墙顶位移达到36 mm时，东侧水平荷载达到峰值，角部已有部分混凝土被压碎.随后，正向水平力缓慢下降，负向水平力下降较快.当墙顶位移达到54 mm时，负向水平荷载达到峰值的70%，而正向水平荷载尚可达到峰值荷载的90%.边缘构件钢筋以及竖向连接钢筋受拉屈服，角部混凝土被压碎，主裂缝的宽度达到4 mm，加载结束.PW1属于压弯破坏，最终除个别钢筋外的竖向受力钢筋和连接钢筋均受拉屈服，但与OSW不同，PW1在墙体与地梁之间的后浇区形成水平通缝，并成为主裂缝.墙体上的裂缝分布与现浇构件相似，西侧钢筋套筒连接出现部分滑脱，最终破坏形态如图5b所示.

2.3 预制构件PW2

水平力达到120 kN时，上部墙体和下部墙体之间后浇拼缝处出现第一条水平裂缝，水平力达到140 kN时，下部墙体距地梁300 mm高处也出现水平裂缝.墙顶位移达到19.5 mm时，边缘构件内侧钢筋受拉屈服，与OSW和PW1不同，PW2的边缘构件内侧钢筋在地梁顶面20 mm处和水平拼缝处几乎同时达到屈服.上下墙接缝处裂缝变宽，达到0.6 mm，并开始贯通，成为主裂缝.上下墙片上均出现了新斜向裂缝并不断变宽.墙顶位移达到36 mm时，正负向水平力同时达到峰值，拼缝处已有部分混凝土受压脱落，随后，水平力缓慢下降，原有裂缝不断增大，拼缝以下的混凝土受压脱落.当墙顶位移达到72 mm时，负向水平荷载达到峰值的85%，而正向水平荷载尚可达到峰值荷载的90%，加载结束.边缘构件钢筋以及竖向连接钢筋受拉屈服，东侧拼缝处和下部墙体角部混凝土被压碎.西侧从接缝处到角部混凝土全部受压脱落.主裂缝的宽度达到4～6 mm.PW2属于压弯破坏，主裂缝为上下墙体交界处的水平裂缝.水平裂缝主要分布在下部墙体，上部墙体以斜裂缝为主，最终破坏形态如图5c所示.

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线和骨架曲线

3个试件的骨架曲线如图6d所示，在达到峰值之前基本相似，但是在达到峰值后，预制外墙构件PW1的负向水平荷载下降较快，可能是因为灌浆料在浇筑过程中有个别套筒没有灌实，导致钢筋出现了粘结破坏，试件PW2破坏位移略高于OSW，可能是因为水平拼缝上移使试件薄弱部位避开了受力最不利的位置，改善了试件的受力性能和变形能力.

3.2 承载力

表4列出了3个试件开裂对应的水平力Fcr，屈服对应的水平力Fy，峰值对应的水平力Fp.定义边缘构件的内侧钢筋屈服所对应的水平力为Fy，预制构件开裂荷载较小，屈服荷载与现浇构件基本相同.除PW1负向峰值水平力较小外，现浇试件与预制试件的峰值荷载相近.表4中还列出了根据现行规范计算所得出的试件极限承载力，可以看出，试验得到的水平荷载Fp达到了根据《混凝土结构设计规范》[10]得到的承载力Fm的120%以上.因此，可以采用目前的规范来计算竖向钢筋用直螺纹灌浆套筒连接的预制剪力墙的压弯承载力.

图6 滞回曲线与骨架曲线Fig.6 Hysteretic curves and skeleton curves

3.3 变形能力与延性

结构或试件的延性大小通常用延性系数来衡量，即试件的破坏位移Δu与屈服位移Δy之间的比值(μ=Δu/Δy).定义墙体的屈服位移为试件的边缘构件内侧钢筋达到屈服时所对应的水平位移，开裂位移为试件刚开裂时所对应的位移，破坏位移为构件承载力下降为峰值的85%所对应的位移.表5列出了各个试件在各特征点的变形及其延性系数.其中，Δcr表示试件开裂时的水平位移，Δp表示试件的峰值位移.

表4 各试件不同状态的水平力Tab.4 Horizontal force of specimens at different states kN

表5 试件的变形能力Tab.5 Deformability of specimens

从表5中可以看出，预制试件的开裂荷载略低于现浇构件，预制试件的后浇拼缝处在水平力较小时即可开裂.预制构件和现浇构件的屈服位移，正向峰值位移大致相同，负向峰值位移预制构件略低于现浇构件.预制构件的正向极限位移和位移角与现浇构件相似，而负向极限位移低于现浇构件.这是由于在灌浆料浇灌过程中有个别套筒没有浇实导致在加载过程中钢筋出现粘结破坏，预制构件反向水平荷载较低，在位移较小时已达到峰值.两个预制试件的极限位移角均大于《混凝土结构设计规范》中剪力墙结构弹塑性层间位移角的限值.

3.4 钢筋变形

图8为边缘构件钢筋应变分布.可以看出，在达到屈服之前，平截面假定可以成立，在墙体屈服之后，边缘构件外侧钢筋的应变迅速增大，其中PW1西侧的钢筋出现了滑脱现象.

3.5 刚度

图9为试件等效刚度与位移关系曲线.随着位移的增大，3个试件等效刚度均下降.试件的刚度退化曲线在正向基本重合，在负向略有差异.预制外墙构件PW1在负向水平力的作用下刚度下降较快，PW2在达到屈服位移之前刚度较大，在达到屈服位移之后，刚度退化曲线与现浇试件OSW相似.表6列出了各个试件在各特征点处的等效刚度.预制试件的开裂荷载较小，开裂刚度较大，屈服刚度和峰值刚度均与现浇构件相近.PW1极限位移较小，极限刚度较大，PW2极限位移较大，极限刚度较小.

3.6 耗能能力

通常采用滞回环的面积E和等效粘滞阻尼系数hc来反映试件的耗能能力.图10为耗能和等效粘滞阻尼系数hc与水平位移之间的关系曲线.

从图10a中可以看出，随着位移的增大，各试件耗能均有所增大.但预制外墙试件PW2与现浇试件OSW基本重合，预制内墙构件PW1在达到峰值位移之后耗能能力上升较缓慢.从图10b中可以看出，随着位移的增大，试件的hc均增大，达到承载力峰值之前，三者几乎重合，但OSW的等效粘滞阻尼系数略大于预制构件.达到承载力峰值之后，OSW和PW2的hc基本相等，PW1的hc较小，试件耗能能力较差.

图7 水平力与钢筋竖向应变关系曲线Fig.7 Relationship curves for horizontal force and vertical strain of reinforcement

图8 钢筋应变分布Fig.8 Strain distribution for reinforcement

图9 刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

图10 试件耗能和等效粘滞阻尼系数与位移关系曲线

4 结 论

由直螺纹灌浆套筒连接的预制剪力墙拟静力试验可得到如下结论：

1) 预制剪力墙边缘构件的竖向钢筋采用直螺纹套筒连接可以有效传递钢筋应力，使上下两根钢筋在拼缝处协同工作；

2) 预制墙体和现浇墙体均属于压弯破坏，但是预制墙体破坏形态与现浇墙不同，预制墙体在后浇拼缝处容易形成水平通缝，且拼缝处竖向钢筋受力较大；

3) 预制墙试件的水平承载力试验值大于规范的计算值，可采用规范计算套筒连接预制剪力墙的压弯承载力；

4) 预制外墙试件PW2受力较为合理，变形能力和耗能能力较强，极限位移角大于现浇试件，预制混凝土内墙试件PW1的承载力与现浇试件大体相等，但耗能能力较差，达到峰值后水平承载力下降较快；

5) 预制剪力墙制作精细，对墙体施工阶段的要求较高，如果施工阶段灌浆料浇筑不实，墙体抗震性能将受巨大影响.

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(责任编辑：钟 媛 英文审校：尹淑英)

Test for seismic behavior of precast shear wall connected with straight thread grouting sleeves

LIU Xiang,CUI Tao,WU Min,LI Juan

(School of Architecture and Civil Engineering,Inner Mongolia University of Science and Technology,Baotou 014010,China)

Aiming at the seismic behavior of precast shear wall connected with straight thread grouting sleeves,the quasi-static tests for two full scaled precast specimens and a cast-in-place specimen were carried out,and the vertical reinforcements of precast specimens were connected with straight thread grouting sleeves.The results indicate that the straight thread grouting sleeves can transfer the reinforcement stress and make the reinforcements connected with the sleeves work coordinately.All three specimens belong to bending failure,but the failure forms are different.The horizontal cracks form in the post-poured connection of precast specimens.In addition,the deformability,stiffness and energy dissipation capacity of precast specimens are similar to those of cast-in-place specimen.When the position of horizontal connection moves up,the deformability of specimens gets improved to some extent.With the current specifications,the bending bearing capacity of precast shear wall can be calculated.Under the low cycle loading,the mechanical properties of precast specimens connected with straight thread grouting sleeves are similar to those of cast-in-place specimen.

precast shear wall;straight thread grouting sleeve;quasi-static test;bearing capacity;horizontal connection;reinforcement strain;seismic behavior;housing industrialization

2016-03-03.

内蒙古自治区自然科学基金资助项目(2013MS730)；包头市科技局计划项目(2014X1003-1).

刘 香(1964-)，女，内蒙古包头人，教授，硕士，主要从事结构动力学和混凝土结构抗震等方面的研究.

07 16∶06在中国知网优先数字出版.

http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20160907.1606.020.html

10.7688/j.issn.1000-1646.2016.02.16

TU 375

A

1000-1646(2017)02-0205-08