国务院印发的《“十三五”节能减排综合工作方案》中指出“实施绿色建筑全生产链发展计划,推行绿色施工方式,推广绿色建材、装配式和钢结构建筑”,为我国建筑工业化的发展提供了强力的政策支持。发展建筑工业化的核心动力是结构体系的创新 ^[1,2],预制混凝土剪力墙结构因具有抗侧移能力强、承载力高、抗震性能好等诸多优点,逐渐成为我国发展建筑工业化的重要方向 ^[3,4,5,6,7]。

　　 预制混凝土空心模剪力墙结构(简称“空心模剪力墙结构”)是一种新型装配式剪力墙结构,其以开设纵横向孔洞的预制混凝土空心模(简称“空心模”)为模板,通过在纵向或横向孔内穿插钢筋,后浇筑混凝土实现不同装配单元的连接。预制构件间的连接技术是保证结构体系整体受力的关键技术,也是结构体系的重要创新点。空心模剪力墙结构依靠竖向接缝和水平接缝进行不同装配单元的连接,其中竖向接缝由水平钢筋、水平孔洞内后浇混凝土以及新旧混凝土结合面组成(图1(a)); 水平接缝由竖向钢筋、竖向孔洞内后浇混凝土以及新旧混凝土结合面连接(图1(b))。

　　 初明进等 ^[8,9,10]对空心模剪力墙结构的受力性能和接缝的连接性能开展了试验研究,结果表明:空心模剪力墙结构具有良好的变形能力; 新旧混凝土结合面对墙体受力性能影响显著; 竖向接缝构造合理、连接可靠; 但空心模(记为空心模A)内圆形水平孔洞不便于布置水平钢筋(图2(a))。因此,本文对空心模进行了改进(记为空心模B),将圆形水平孔洞改进为方形水平孔洞(图2(b)),以提高施工便利性。改进后的空心模对墙体受力性能的影响尚不清晰,本文通过开展恒定轴力作用下的拟静力试验,研究水平孔洞截面对墙体受力性能的影响,为开展后续试验研究提供指导。

　　 空心模A和空心模B标准板截面尺寸和配筋情况如图3所示。空心模A标准板截面尺寸为2 700mm×1 180mm×180mm,开孔率为47.9%,水平孔洞和竖向孔洞截面均为圆形,其中竖向孔洞直径(140mm)大于水平孔洞直径(89mm),空心模内设置有ϕ8@200的双层水平分布钢筋和ϕ8@180的双层竖向分布钢筋。

　　 为满足墙体受力和施工要求,对空心模A部分构造进行了改进,改进措施主要集中在以下4个方面:

　　 空心模B的厚度为200mm,以满足空心模剪力墙结构在高层建筑中的应用。

　　 为便于布置墙体孔洞内的水平钢筋,空心模B的水平孔洞设置为方形,边长为120mm。竖向孔洞依然采用圆形,直径设置为104mm; 墙体开孔率降低为42.4%,减小了现场湿作业工作量。

　　 空心模B纵向侧边设置为半圆形构造(图3(b)中的2-2),增加了新旧混凝土结合面面积,使其与现浇混凝土连接得到加强; 空心模B底部增设键槽,且设置了60mm×120mm矩形水平孔洞,浇筑混凝土后能够有效提高墙体底部抗滑移能力。

　　 空心模B内仅配置8@200的竖向分布钢筋和ϕ^b4@600的水平构造钢丝,减小了钢筋用量,降低了生产成本。

　　 设计了两个空心模剪力墙试件,分别为试件SW1和2-SW1,其中试件SW1采用空心模A; 试件2-SW1采用空心模B。试件SW1截面尺寸及配筋情况见文献[8]; 试件2-SW1截面尺寸及配筋情况如图4所示。两试件均由基础梁、墙体以及加载梁组成,其中墙体截面为矩形,包括中部墙板和两侧边缘构件。墙体高厚比均为8.0; 剪跨比均为1.5。

　　 预制混凝土和后浇混凝土立方体抗压强度实测平均值f_cu,p,f_cu,c,墙体混凝土立方体抗压强度平均值f_cu以及轴向荷载计算值N见表1,其中墙体混凝土立方体抗压强度平均值f_cu依据预制混凝土和后浇混凝土在墙体中所占的体积比确定,试件SW1的预制混凝土与后浇混凝土的体积比为32.5%,相应混凝土立方体抗压强度平均值f_cu为34.12MPa; 试件2-SW1的体积比为0.687,相应的混凝土立方体抗压强度平均值f_cu为39.71MPa。两试件试验轴压比n均为0.15,轴向荷载N=nf_cA,其中f_c为混凝土轴心抗压强度平均值,f_c=0.76f_cu。试件SW1的钢筋实测屈服强度平均值f_y和极限强度平均值f_u见文献[8],试件2-SW1钢筋实测屈服强度平均值f_y和极限强度平均值f_u见表2。

　　 各试件现场加载装置如图5所示。首先采用3 000kN千斤顶施加试验轴向力,试验过程中轴向力保持恒定,然后采用1 500kN作动器施加水平荷载,采用荷载-位移混合控制 ^[11],加载制度如图6所示。首先采用荷载控制,加载级差为250kN,每级控制荷载往复加载1次; 出现斜裂缝后改用为位移控制,级差为该级荷载对应位移Δ_y的1倍或2倍,每级控制反复加载2次,加载至试件破坏或位移角达到1/40左右,试验结束。

　　 试件SW1的测量内容和测点布置见文献[8],试件2-SW1的位移测点和应变测点布置如图7所示。各试件水平荷载和竖向荷载分别通过荷载传感器测量得到。布置了43个位移传感器,分别用于测量加载点水平位移(MH0和MH0备)、两侧不同高度处水平变形(EH1～EH4,WH1～WH4)和竖向变形(EV1～EV4,WV1～WV4)、墙体与地梁间的相对变形(MB1～MB4,MHB1),以及地梁的平动(BH1,BH2)和转动(EBV1,WBV1)。此外试件2-SW1的空心模竖向分布钢筋处会出现宏观竖向裂缝,两侧预制混凝土会发生相对变形,边缘构件与空心模相交处也会发生相对变形,布置水平相对变形测量装置(MH1～MH8)和竖向相对变形测量装置(MV1～MV8)用于量测宏观竖向裂缝、边缘构件与空心模相交处的相对变形。

　　 同时,试件2-SW1还布置了33个应变片,分别用于测量边缘纵筋应变(VR1～VR6)、边缘构件箍筋应变(S1～S6)、水平分布钢筋应变(HR1～HR12)和竖向插筋应变(SS1-SS5),边缘纵筋和竖向插筋的应变片均布置于距地梁上表面30mm处。

　　 上述试验数据均是由DH3816N静态应变采集系统通过计算机实时监控、采集。

　　 在往复荷载作用下,空心模剪力墙试件均出现了宏观竖向裂缝,切断了墙体对角斜裂缝开展路径,使墙体避免发生脆性破坏。

　　 当水平荷载达到-400kN(“-”表示“推”,“+”表示“拉”)时,墙体根部出现细微水平裂缝。水平荷载达到-492kN,空心模竖向孔洞位置出现多条短细斜裂缝; 水平荷载达到-600kN时,墙体下部出现斜裂缝; 反向加载至+600kN时,空心模竖向孔洞位置出现反向短细斜裂缝,两个方向短细斜裂缝交叉,形成宏观竖向裂缝; 水平荷载达到+680kN时,边缘构件与空心模相交位置出现竖向裂缝。

　　 随后进入位移控制阶段,随着控制位移增加,宏观竖向裂缝向墙体上下两端延伸,短细斜裂缝间距变小,宽度增加。当控制位移角达到1/144时,宏观竖向裂缝位置处混凝土出现起皮、掉渣现象,两侧墙体相对变形突然增加,水平钢筋屈服,墙体达到峰值荷载-886kN和+853kN,边缘纵筋依然处于弹性阶段,根部混凝土保持完好,如图8(a)所示。

　　 控制位移继续增加,宏观竖向裂缝位置处混凝土剥落区域连通,形成竖向裂缝(图8(b))。竖向裂缝两侧预制混凝土相互挤压、剥落,透过竖向裂缝可见预制混凝土与空心模竖向孔洞内后浇混凝土柱分离,后浇混凝土柱逐渐显现; 位移角为-1/52时结束试验,此时边缘纵筋未发生屈服,墙趾混凝土未出现压溃现象,竖向孔洞内后浇混凝土柱基本保持完好。

　　 当水平荷载达到+520,-406kN时,墙体西、东两侧根部分别出现细微水平裂缝; 随着水平荷载增加,边缘构件出现多条水平裂缝,当水平荷载达到+720,-531kN时,西、东两侧边缘构件水平裂缝均发展延伸至中部墙体,形成与水平轴约呈45°方向的斜裂缝; 随后斜裂缝数量逐渐增加; 当水平荷载达到+676,-910kN时,墙体西、东两侧边缘构件与空心模相交处出现竖向裂缝; 变形继续增加,水平裂缝和斜裂缝继续发展,部分斜裂缝延伸至墙体底部; 当水平荷载达到+1 233kN时,西侧边缘构件与空心模相交处形成上下连通竖向裂缝,局部位置出现起皮、掉渣现象。

　　 当位移角达到-1/148和+1/172时,斜裂缝最大宽度均达到1.2mm,两方向斜裂缝相互交叉,将预制混凝土分割为多个菱形区域,水平钢筋屈服,墙体分别达到峰值荷载-1 319kN和+1 342kN,此时东侧边缘构件与空心模相交处形成上下连通的竖向裂缝,两侧混凝土发生相对变形,边缘纵筋依然处于弹性阶段,墙趾混凝土依然保持完好,其中峰值荷载为+1 342kN时试件2-SW1的破坏形态如图9(a)所示。

　　 峰值荷载后,墙体变形继续增加,边缘构件与空心模相交位置,多处出现起皮、掉渣现象; 当位移角达到-1/167时,空心模竖向分布钢筋处出现短细斜裂缝,短细斜裂缝与墙体斜裂缝相互交叉,形成沿空心模竖向分布钢筋的宏观竖向裂缝; 当控制位移角达到1/100时,部分斜裂缝宽度达到2.0mm,墙体内部发出轻微响声,此时水平荷载下降至峰值荷载的94%,根部水平裂缝宽度逐渐减小; 当位移角达到+1/70时,墙体中部两方向斜裂缝在空心模竖向分布钢筋处相互交叉,形成多条沿空心模竖向分布钢筋的宏观竖向裂缝,部分宏观竖向裂缝出现起皮、掉渣现象,此时水平荷载下降至峰值荷载的85%(图9(b)); 当控制位移角达到1/67时,宏观竖向裂缝处混凝土剥落,形成上下连通竖向裂缝; 墙体变形继续增加,被斜裂缝分割而成的预制混凝土菱形区域鼓出墙面,预制混凝土大面积剥落,竖向分布钢筋被压曲变形; 当控制位移角达到1/58时,预制混凝土剥落严重,空心模内的后浇混凝土圆柱露出,预制混凝土与后浇混凝土分离,空心模明显鼓出墙面,水平荷载下降至峰值荷载的27.6%,边缘构件出现竖向裂缝,竖向承载力难以保持,试验结束,此时墙趾混凝土依然保持完好。

　　 由裂缝分布以及最终破坏形态可看出:采用两种不同构造空心模的空心模剪力墙均出现了宏观竖向裂缝,并发展成竖向裂缝,避免了脆性剪切破坏发生,破坏点位移角达到1/100～1/70,墙体表现出了良好的变形能力; 但各试件破坏的具体特征因空心模构造而略有不同,主要表现为宏观竖向裂缝的形成过程、位置以及最终发展成为竖向裂缝的过程。

　　 试件SW1和2-SW1的边缘构件和竖向后浇混凝土圆柱弹性模量计算值如表3所示。图10为试件SW1和2-SW1边缘纵筋和竖向插筋在施加轴力后的应变分布,图11、图12为试件SW1,2-SW1墙体破坏局部图。由表3和图11,12可以看出:

　　 试件SW1边缘构件的平均弹性模量约为竖向后浇混凝土圆柱的1.37倍,而竖向插筋的轴向压应变约为边缘纵筋的1.43倍,二者基本相当,表明空心模内后浇混凝土圆柱能够与边缘构件共同承担轴向荷载。这是由于空心模A的竖向孔洞和水平孔洞均为圆形截面,且竖向孔洞直径大于水平孔洞,空心模内浇筑混凝土后竖向后浇混凝土圆柱能够保持连续(图11),形成良好的竖向传力途径,与边缘构件共同成为墙体竖向承重构件。在往复荷载作用下,墙体破坏位置主要集中于预制混凝土薄弱位置处,即竖向孔洞位置处。试验结束后,墙体依然能够提供良好的竖向承载力。

　　 试件2-SW1边缘构件的平均弹性模量约为竖向后浇混凝土圆柱的1.34倍,而竖向插筋的轴向应变约为边缘纵筋的0.54,二者相差较大,表明空心模内后浇混凝土圆柱不能与边缘构件共同承担墙体的竖向荷载,这是由于空心模B的竖向孔洞直径小于水平孔洞边长,造成竖向后浇混凝土圆柱不连续(图12(a)),轴向荷载在竖向后浇混凝土圆柱与水平后浇混凝土方柱相交处进行了再分配,通过水平后浇混凝土方柱传递给了边缘构件和空心模,造成边缘构件和空心模承受的竖向荷载过大; 同时,空心模B内未配置水平钢筋,在水平荷载与竖向荷载的共同作用下,缺少水平钢筋约束的竖向钢筋被压曲变形(图12(b)),造成墙体在竖向分布钢筋位置出现竖向裂缝; 而试验结束时,边缘构件破坏较为严重(图12(c)),墙体竖向承载力无法保持。

　　 图13为两试件顶点水平力-位移关系曲线对比,其中P/f_cbh₀为剪压比,Δ/H为顶点水平位移角。对比图13可以看出:

　　 (1)受力初期,裂缝开展较少,各试件滞回曲线基本为直线,无残余变形,试件处于弹性阶段。

　　 (2)随着水平荷载增加,混凝土开裂,试件刚度下降,卸载后残余变形明显增大; 峰值荷载后,水平钢筋屈服,根部水平裂缝宽度明显增大,中部墙体与地梁间发生相对滑移,滞回曲线捏拢明显。

　　 (3)对比试件2-SW1,SW1的滞回曲线与骨架曲线可以看出,峰值荷载前,试件2-SW1的刚度明显高于试件SW1; 峰值荷载后,试件2-SW1的承载力下降速度明显加快,这是由于峰值荷载前,试件SW1的宏观竖向裂缝已形成,降低了墙体刚度,而试件2-SW1的宏观竖向裂缝形成于峰值荷载后,且在竖向荷载以及水平荷载的共同作用下,宏观竖向裂缝处的预制混凝土剥落严重,造成墙体的承载力降低较快。

　　 采用几何作图确定各试件的屈服点,屈服点所对应的荷载和位移作为屈服荷载和屈服位移; 按骨架曲线上水平承载力下降至峰值荷载85%所对应的状态点作为破坏点,若骨架曲线上水平承载力未下降至峰值荷载的85%,选择试验结束时的状态点作为破坏点 ^[12]。

　　 由于各试件混凝土强度和截面形式存在差异,为了便于比较分析,本文采用各试件屈服点、峰值荷载点和破坏点对应的剪压比和位移角进行对比分析,表4为两试件各特征点荷载、剪压比、位移角以及位移延性系数。由表4对比可以看出:1)空心模剪力墙试件延性系数为4.18～4.92,均大于4.0,表明墙体具有良好的延性 ^[12]; 2)与试件SW1相比,试件2-SW1的屈服荷载和峰值荷载分别提高了1.05%和4.62%,说明两墙体的承载力基本相当,空心模构造形式对墙体承载力影响较小。

　　 通过对2个空心模剪力墙试件开展恒定轴力作用下的拟静力试验,研究了空心模构造对空心模剪力墙受力性能的影响,得到以下结论:

　　 (1) 采用空心模A和空心模B的空心模板剪力墙在往复荷载作用下均出现宏观竖向裂缝,墙体表现出了自适应分缝性能,能够有效避免脆性剪切破坏,具有较好的变形能力。

　　 (2) 空心模竖向孔洞内后浇混凝土圆柱的连续性能够影响墙体轴向荷载的传递,进而改变宏观竖向裂缝的出现位置以及墙体的最终破坏状况。

　　 (3) 空心模构造形式对空心模剪力墙试件的水平承载力影响较小,但会影响墙体峰值荷载后的竖向承载力。