0 引言

　　 装配式剪力墙结构具有较好的抗震性能以及低能耗、高质量等优点 ^[1],已被广泛应用于房屋建筑中。而可靠的墙体钢筋连接方式是保证装配式剪力墙结构抗震性能的关键 ^[2],目前我国采用较多的钢筋连接方式为套筒灌浆连接 ^[3]。然而实际应用中，套筒灌浆连接方式存在着诸多方面的不足，主要体现在以下方面：1)由于我国采用细钢筋设计方式，导致墙体需要连接的钢筋数量较多，实际装配式墙体安装过程中钢筋难以准确就位；2)目前由于产业工人技术水平参差不齐，同时灌浆质量检测技术也不成熟，导致实际现场灌浆质量往往难以保证，容易造成安全隐患；3)较多数量的灌浆套筒也相应地增加了建造成本。

　　 为解决上述不足，减少竖向钢筋连接，诸多学者提出了多种不同的装配式剪力墙竖向钢筋连接方式 ^[4,5,6],但均未从根本上解决减少竖向钢筋连接后所带来的墙体承载力及延性下降的问题。

　　 本文提出了一种竖向分布筋不连接装配式剪力墙(简称SGBL装配式剪力墙),如图1所示。通过断开墙体竖向分布钢筋，边缘构件现浇的同时加大主筋配筋的方式，使得SGBL装配式剪力墙内部不再需要灌浆套筒。本文对4片足尺装配式剪力墙试件开展拟静力试验，对其抗震性能展开研究。

　　 图1 SGBL装配式剪力墙 

　　 图2 SGBL装配式剪力墙抗弯承载力计算简图 

1 等承载力设计方法

　　 为保证断开竖向分布钢筋后，SGBL装配式剪力墙具备和现浇剪力墙等同的受力性能，需给出针对于SGBL装配式剪力墙的抗弯承载力计算方法，如图2所示。计算方法采取如下假定：1)SGBL装配式剪力墙墙体竖向分布钢筋断开连接后，竖向分布钢筋不再参与截面抗弯承载力计算；2)墙体底部截面混凝土应变分布满足平截面假定；3)忽略墙体底部混凝土及坐浆材料的抗拉承载力。

　　 SGBL装配式剪力墙正截面抗弯承载力计算公式如下：

　　 N=α1 fcbx +A′s f ′y−As fy         (1)M=A′s f ′y(hw0−a′s)+α1 fcbx(hw0−x/2)         (2)Ν=α1 fcbx +A′s f ′y-As fy         (1)Μ=A′s f ′y(hw0-a′s)+α1 fcbx(hw0-x/2)         (2)

　　 式中：N为施加于剪力墙顶部轴向力设计值；M为施加于剪力墙正截面弯矩设计值；α₁为等效系数，对于C50以下混凝土取1; f_c为混凝土轴心抗压强度设计值；b为墙体厚度；x为相对受压区高度；A_s,A′_s分别为剪力墙端部受拉区、受压区钢筋面积之和；f ′_y, f_y分别为剪力墙受压、受拉边缘构件区域钢筋的强度设计值；a′_s为受压区边缘到受压区钢筋合力点的距离；h_w0为截面有效高度，h_w0=h-a′_s。

　　 SGBL装配式剪力墙等承载力设计流程如图3所示。首先根据《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010) ^[7](简称高规)求得对应现浇剪力墙的抗弯承载力，之后根据“等同现浇”设计原则，由式(1)求得对应的SGBL装配式剪力墙墙体相对受压区高度x,并由式(2)得出SGBL装配式剪力墙边缘构件主筋计算结果。

　　 图3 SGBL装配式剪力墙等承载力设计流程图 

2 试验概况

2.1 试件设计

　　 本文共设计了两组共4片足尺SGBL装配式剪力墙试件进行拟静力试验。试件XD-1,PD-1为第一组剪跨比为2的高墙试件，XF-1,PF-1为第二组剪跨比为0.85的矮墙试件。其中XD-1,XF-1为每组的现浇对比剪力墙试件，PD-1,PF-1为采用本文等承载力设计方法进行配筋设计的SGBL装配式剪力墙试件。试件设计参数如表1所示，试件尺寸及配筋详情如图4所示。

　　 图4 试件尺寸及配筋详情 

　　 表1 试件设计参数 

2.2 材料性能

　　 试件墙体采用C40商品混凝土，钢筋等级为HRB400。在试验当天测得的试件各部位混凝土立方体抗压强度f_cu及弹性模量如表2所示。不同直径钢筋的强度及伸长率如表3所示。

　　 表2 混凝土材料性能 

　　 表3 钢筋材料性能 

2.3 加载装置及加载方案

　　 试验加载装置如图5所示。竖向荷载按照规定的设计轴压比，由4根预应力钢棒施加到指定荷载。水平荷载通过4个2 000kN作动器实现水平往复加载，定义作动器前推方向为正向加载，回拉方向为反向加载。试验采取力-位移控制加载方式，如图6所示。水平加载首先采用力加载模式，当到达试件开裂荷载后转为位移控制加载模式，此时采用墙体高度的1/400进行分级加载。

　　 图5 试验加载装置 

　　 图6 水平加载制度 

3 试验结果分析

3.1 破坏形态

　　 如图7所示，SGBL装配式剪力墙试件与现浇对比剪力墙试件破坏形态基本一致。全部表现为受拉钢筋屈服，受压区混凝土被压碎，呈现典型压弯破坏特点，其中PF-1试件现浇边缘构件与预制墙板中间出现竖向裂缝。

3.2 滞回曲线和骨架曲线

　　 各试件滞回曲线和骨架曲线分别如图8、图9所示。由图8可见，每组试件中SGBL装配式剪力墙滞回曲线特征与现浇剪力墙基本保持一致，表明SGBL装配式剪力墙同现浇剪力墙抗震性能相当。加载初期，各试件滞回环呈线性，随着最外侧钢筋屈服，滞回环表现出明显的非线性特征，刚度降低，耗能能力明显增强。最终破坏前推拉两个方向的破坏程度不同，导致滞回环的不对称。

　　 图7 试件破坏形态 

　　 图8 试件滞回曲线 

　　 图9 试件骨架曲线 

　　 由图9可知，第一组高墙试件骨架曲线基本保持一致，第二组矮墙试件在加载后期，由于PF-1试件现浇边缘构件与预制墙板中间出现竖向裂缝，导致墙体后期承载力下降减缓，延性增加。

3.3 承载力及延性

　　 各试件试验所得承载力及变形(开裂荷载V_cr、屈服荷载V_y、极限荷载V_u、屈服位移Δ_y、极限位移Δ_u以及延性系数μ)如表4所示。由表4中的试验结果可看出，SGBL装配式剪力墙试件承载力与现浇对比剪力墙试件承载力基本相同，表明针对SGBL装配式剪力墙试件设计所采用的等承载力设计方法是合理的。试验所有试件均满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[8]中关于结构弹塑性层间位移角限值1/120的规定。通过计算试件的极限位移Δ_u与屈服位移Δ_y比值确定其延性系数，对比可知第一组高墙试件中，XD-1与PD-1试件延性系数基本相同，第二组矮墙试件中，由于现浇边缘构件与预制墙板中间竖向裂缝出现，PF-1试件延性系数较XF-1试件提高约30%,表明竖向裂缝的出现提高了SGBL装配式剪力墙墙体变形能力。

　　 表4 各试件试验所得承载力及变形 

　　 图10 试件刚度退化 

　　 图11 试件累计耗能 

　　 图12 试件等效黏滞阻尼系数 

3.4 刚度退化

　　 根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—1996) ^[9]规定，将每次循环最大位移的割线刚度定义为等效刚度K_i:

　　 Ki=|+Fi|+|−Fi||+Xi|+|−Xi|         (3)Κi=|+Fi|+|-Fi||+Xi|+|-Xi|         (3)

　　 式中：+F_i为正向加载条件下，试件在第i次加载循环时的峰值荷载；-F_i为负向加载条件下，试件在第i次加载循环时的峰值荷载；+X_i为正向加载条件下，试件在第i次加载循环时的峰值荷载对应的位移；-X_i为负向加载条件下，试件在第i次加载循环时的峰值荷载对应的位移。

　　 各试件刚度退化情况如图10所示。不难看出，SGBL装配式剪力墙刚度退化曲线与现浇剪力墙的基本重合，在加载初期退化速度较快，随着水平位移增加，墙体刚度退化逐渐减缓。

3.5 耗能能力

　　 选取累计耗能与等效黏滞阻尼系数表征试验墙体的耗能能力，如图11、图12所示。等效黏滞阻尼系数ξ₀计算公式如下：

　　 ξ0=ED/2πES0         (4)ξ0=ED/2πES0         (4)

　　 式中：E_D为一个位移循环耗散能量；E_S0为基于最大位移的等效线弹性系统含有的弹性能量。

　　 由图11、图12可知，随着水平位移的增加，墙体累计耗能逐渐增加，且同一位移循环下，正向阶段耗能略大于反向阶段。XD-1与PD-1试件耗能能力基本相同，PF-1试件在加载后期耗能能力较XF-1试件有所提高，表明PF-1试件墙体竖向裂缝的出现提高了墙体耗能能力。

4 结论

　　 本文提出了一种SGBL装配式剪力墙，并提出了针对于这种新型墙体的等承载力设计方法，同时为探究SGBL装配式剪力墙抗震性能，进行了4片足尺试件的拟静力试验，相关结论如下：

　　 (1)SGBL装配式剪力墙试件与现浇对比剪力墙试件破坏形态基本一致，全部表现为受拉钢筋屈服，受压区混凝土被压碎，呈现典型压弯破坏特点。

　　 (2)采用本文提出的等承载力设计方法配筋的SGBL装配式剪力墙与现浇剪力墙承载力基本相同，表明针对SGBL装配式剪力墙的等承载力设计方法是合理的。

　　 (3)试验过程中，PF-1试件现浇边缘构件与预制墙板之间出现竖向裂缝，同时由于竖向裂缝的出现，PF-1试件延性及耗能能力均较现浇XF-1试件有相应提高。

　　 综上所述，本文提出的SGBL装配式剪力墙承载力、延性、耗能能力与现浇剪力墙相比基本相当，且由于墙体竖向钢筋不再需要灌浆套筒进行连接，现场施工方便，质量容易保证，具备较高的经济价值。