套筒灌浆搭接连接的开洞剪力墙抗震试验

Test on Seismic Behavior of Opening Shear Wall Spliced by Grouted Sleeve Lapping Connector

摘要

剪力墙是高层建筑结构重要的抗侧力构件.为研究纵筋套筒灌浆搭接接头（简称APC接头）连接的全预制开洞墙可靠性，进行了1片现浇墙和2片竖向钢筋采用Ⅰ型、Ⅱ型APC接头连接的预制不等肢开洞墙拟静力试验，研究了试件的破坏形式、滞回性能、特征荷载、变形、钢筋和套筒应变及结合面抗剪性能等.结果表明：各试件的裂缝发展情况基本相同，墙肢和连梁发生弯剪破坏；现浇墙破坏起始于两墙肢根部，而预制墙套筒上方混凝土先被压碎，各试件墙肢外侧破坏情况较内侧严重；套筒顶部截面为破坏时薄弱面，套筒上方钢筋易压屈，构件设计时箍筋应加强；预制墙的开裂荷载、墙肢屈服荷载和刚度略高于现浇墙，峰值荷载和强度退化系数与现浇墙相当，预制墙延性略差；同一加载级下，各试件耗能能力相当；预制墙灌浆结合面表现出较好的抗剪性能，两种接头在预制墙中均能有效传递钢筋应力.采用APC接头连接的预制开洞剪力墙基本实现“等同现浇”.

Abstract

Shear walls are important lateral force-resistant components of high-rise building structures. To study the reliability of precast walls with openings connected by grouted sleeve lapping connectors named APC connectors （all vertical members precasted in concrete structures）， pseudo-static tests were carried out on a cast-in-place wall and two precast unequal-limb walls with an opening in which vertical reinforcements were spliced by type-Ⅰ and type-Ⅱ APC connectors. The failure modes， hysteretic behaviors， characteristic loads， deformations， strains of reinforcement and sleeve of the specimens， as well as the shear properties of bonded surfaces， were studied. The results showed that the crack development process of all specimens was basically the same， and the bending shear failure occurred in the wall limb and the coupling beam. The damage to the cast-in-place wall began at the bottom of the wall limb， while the concrete above the sleeve of the precast wall was crushed first. In addition， the failure of the outside of the wall limb of each specimen was more serious than the inside. The section at the top of the sleeve was the weak surface， and vertical reinforcements above the sleeve were prone to buckling in the failure stage， which should be strengthened during the design of the stirrup of the component. The crack load， yield load， and stiffness of precast walls were slightly higher than those of cast-in-place walls， and the peak load and strength degradation coefficient were similar， but the ductility was slightly worse. At the same loading stage， the energy dissipation capacity of all specimens was similar. The grouting joint surface of the precast walls showed reliable shear resistance， and both APC connectors can effectively transfer reinforcement stress in the precast walls. The precast shear wall with an opening spliced by APC connectors can achieve the seismic performance equivalent to the cast-in-place wall.

Graphical abstract

关键词

预制混凝土 / 剪力墙 / APC接头 / 抗震性能 / 拟静力试验

Key words

precast concrete / shear wall / APC connector / seismic behavior / pseudo-static test

预制结构具有环保、节约资源、施工速度快等优势，是建筑行业发展的必然趋势.套筒灌浆是装配式建筑较为成熟的钢筋连接方式，目前已得到较为广泛的应用.研究^［1-3］表明，设计参数合理的套筒灌浆对接接头在单拉及高应力反复拉压作用下，均能保证其发生钢筋拉断破坏.钱稼茹等^［4］进行了套筒灌浆连接的预制剪力墙拟静力试验，研究表明预制墙的破坏形态与现浇墙相同，其刚度和耗能能力与现浇墙相当，灌浆套筒可有效传递预制墙中的钢筋应力；Lu等^［5］对4个采用套筒灌浆连接的预制柱和2个现浇柱进行拟静力试验，发现预制柱与现浇柱的破坏模式基本相同，预制柱滞回曲线饱满，具有良好的耗能能力.可见，套筒灌浆连接具有较高的可靠性.但传统灌浆套筒口径小，对施工精度要求较高，且不易实现剪力墙全预制，而且由于钢筋对接于套筒中，套筒所受拉力大，钢材材性要求较高，且套筒内壁需设置剪力键，在一定程度上增加了建造成本.

基于此，2015年余琼^［6］提出了一种新型套筒灌浆搭接接头（简称APC接头），该接头中钢筋以搭接形式传力，对套筒和灌浆材料性能要求较低，分为Ⅰ型和Ⅱ型APC接头^［7］，其套筒口径大，可实现剪力墙全预制.

近年来，余琼等^［7-10］对APC接头进行了系统研究，结果表明，Ⅰ型和Ⅱ型APC接头的钢筋搭接长度为12d和18d（d为钢筋直径）时，接头均能发生钢筋拉断破坏；采用该连接方式的全预制墙和全预制柱均表现出良好的抗震性能.实际工程中，为释放墙体内应力避免裂缝产生及满足建筑功能的需要，剪力墙往往需要开洞，相比单片剪力墙，开洞墙连梁端屈服后，通过塑性变形耗散地震能量，改善了结构的抗震性能.当前，对APC接头连接预制墙的研究主要针对单片墙，开洞的超静定墙尚未研究，由于墙肢处于超静定工况，预制墙灌浆接缝处将传递较大的剪力，接头连接可靠性有待考察.

本文进行了1片现浇墙和2片竖向钢筋采用Ⅰ型、Ⅱ型APC接头连接的全预制不等肢开洞墙拟静力试验，对比分析了试件的破坏形态、特征荷载、耗能、延性、钢筋和套筒应变等，考察了预制接头连接的可靠性，为APC接头的工程应用提供设计参考.

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

1.1.1 试件设计

本试件设计来源为某剪力墙结构高层住宅某一层，因建筑功能要求需在墙体中设置1 m宽洞口，墙肢内含有反弯点.此种内力工况，由于连梁对左右墙肢的约束作用，极限状态时墙肢将承受较大剪力，对预制构件连接节点的可靠性提出了更高要求.各试件实际截面尺寸及配筋见图1.共设计3片开洞剪力墙，试件由加载梁、墙肢、连梁和地梁组成，其中XJW为现浇墙，YZW-1（Ⅰ型套筒）和YZW-2（Ⅱ型套筒）为预制墙.墙肢按“强剪弱弯”设计边缘构件，内配置6C14纵筋，墙身配置C10分布钢筋，边缘构件箍筋采用C8@100，墙身水平分布筋采用C8@200.由于套筒的存在，预制墙底部箍筋外混凝土保护层厚度为15 mm，略薄于现浇墙.

YZW-1左、右墙肢边缘构件中各预埋6个Ⅰ型套筒，左墙肢中部预埋2个Ⅰ型套筒（高175 mm），套筒内预留C14（C10）钢筋与地梁中C14（C10）钢筋搭接连接；YZW-2中两墙肢边缘构件均预埋3个Ⅱ型套筒（高280 mm），套筒内预留两根C14钢筋与地梁中C14钢筋搭接连接；预制试件墙身中部钢筋间接搭接长度为920 mm^［7］.

《装配式混凝土建筑技术标准》（GB/T 51231—2016）^［11］要求预制墙自套筒底部到顶部并向上延伸300 mm范围内，水平分布钢筋应加密（间距不大于100 mm），且套筒上方第一道水平分布钢筋距套筒顶部不应大于50 mm.为加强对套筒的约束作用，本试验套筒高度范围内箍筋采用C8@50，由于Ⅱ型套筒高度较高，为方便对比套筒节点连接处的受力性能，所有试件节点处箍筋和水平分布钢筋均按YZW-2加密，即基础顶面上方320 mm高度范围内C8@50加密.

连梁按“强剪弱弯”设计，梁截面尺寸为200 mm×350 mm，梁保护层厚度25 mm，连梁跨度1 000 mm，跨高比2.86，梁底纵筋为2C25，箍筋为C8@75.图2为加载墙高度与试件破坏情况关系.其中连梁屈服水平力为梁任一端部钢筋屈服、混凝土压碎时对应水平荷载，试件破坏水平力为墙肢及连梁钢筋屈服、混凝土压碎时对应的水平荷载.本文采用结构力学位移法对试件进行力学分析，并根据实际配筋情况计算其实际承受弯矩^［7］，从而得到试件不同部位钢筋屈服时的水平力.为模拟上层结构对本层产生的弯矩作用，同时考虑到连梁在试件破坏前屈服，参考图2，设置500 mm高加载墙，其作用主要为传递来自加载梁的水平力与轴向力，其上受到的弯矩作用并不大，考虑到施工便利性，其配筋与下部墙肢一致.

1.1.2 套筒设计

APC套筒由筒身、灌浆孔、出浆孔组成，分为Ⅰ型（Q235B无缝钢管加工而成）、Ⅱ型（切割的Q235B无缝钢管与钢板焊接）.为避免浇筑时混凝土进入套筒，在套筒顶部附加2 mm厚盖板，在盖板边缘钻比钢筋直径大4 mm圆孔，便于预留钢筋插入套筒.Ⅰ型、Ⅱ型套筒及盖板尺寸见图3.

1.1.3 墙体制作与安装

XJW试件先进行底座浇筑，对底座表面凿毛后进行加载梁及墙身的制作.预制试件加载梁及墙身同时浇筑形成整体，预制试件结合面及底座表面均进行凿毛，而后与底座进行灌浆拼接，灌浆时使用木模封堵试件底部灌浆层（20 mm厚）.预制墙施工流程见图4.由于套筒孔径大，全预制墙拼装便利.

1.2 试验材料

试件采用HRB400级钢筋，其强度实测值见表1.

地梁部分采用C40混凝土，墙身及加载梁采用C30混凝土.试验时测得C40和C30混凝土 150 mm×150 mm×150 mm试件的抗压强度均值分别为51.7 MPa、41.6 MPa.由《混凝土结构设计标准》（GB/T 50010—2010）^［12］计算得到C30混凝土轴心抗压强度f_c=27.8 MPa，轴心抗拉强度f_t=2.58 MPa.

灌浆料采用H40高强无收缩灌浆料，试验时测得40 mm×40 mm×160 mm试件的抗折、抗压强度（抗压试验在半截棱柱体侧面进行）分别为9.9 MPa、56.4 MPa.测得100 mm×100 mm×100 mm非标准试件的劈裂抗拉强度为4.2 MPa.

套筒由Q235B钢材制成，其材料性能见表2.

1.3 加载制度及量测内容

试验加载装置见图5.加载装置主要由反力架、反力墙、侧向支撑、地锚系统、两个油压千斤顶及水平作动器组成.试验设计轴压比为0.35，左、右两侧千斤顶施加轴向力分别为1 084 kN和834 kN，试验过程中保持不变.加载采用全位移控制，第一加载级为2 mm，当位移小于12 mm时，每级位移增量为 2 mm，采用三角波循环加载一圈；当位移大于等于12 mm小于36 mm时，每级位移增量为4 mm，循环加载三圈（第一圈采用三角波，后两圈采用正弦波）；当位移大于等于36 mm时，每级位移增量为6 mm，循环加载三圈；加载后期，位移增量适当调整，60 mm加载级后，加载级分别为68 mm、78 mm、90 mm，直至试件承载力首次下降至峰值荷载的85%^［13］.

试件位移计布置见图6.共设置9个位移计，其中D-1~D-2、D-6~D-7分别反映连梁及加载梁处的水平位移；D-3、D-4分别测量左、右墙肢底端的位移；D-5记录地梁与试验台间的相对滑动；D-8~D-9测量墙肢底部与地梁间的剪切位移.

试件钢筋和套筒应变测点见图7.对YZW-1和YZW-2在套筒上方20 mm处纵筋粘贴应变片S-1~ S-14，在距地梁上表面10 mm处的预留纵筋粘贴应变片X-1~X-14，在XJW的相应位置同样粘贴应变测点，以测量钢筋纵向应变.在连梁纵筋布置应变片L-1~L-8，在箍筋布置应变片L-9~L-14.为测量套筒应变，在YZW-1和YZW-2套筒中部分别粘贴应变片T-1~T-16和T-1~T-24，其中奇数测点测量套筒纵向应变，偶数测点测量环向应变.

2 试验结果与分析

2.1 破坏过程与破坏形态

各试件试验现象见表3.可见，各试件裂缝发展情况基本相同，加载初期左墙肢和连梁分别出现水平和竖向裂缝；随荷载增加，墙肢两侧水平裂缝逐渐呈45°斜向墙身中部延伸，连梁出现45°斜裂缝；加载后期在墙身中上部出现倾角约60°斜裂缝，连梁两侧均形成X形交叉裂缝且两端产生一定数量的竖向裂缝，最终试件以连梁和墙肢根部混凝土被压碎为破坏模式，两者均发生弯剪破坏，试件极限状态时破坏情况见图8.总体来看，预制墙墙身较现浇墙的开裂时间晚，而接缝处结合面开裂时间偏早；YZW-2连梁仅右下部纵筋屈服，主要是由于其墙肢底部灌浆区域较长，使得墙肢刚度偏大，试件位移偏小，连梁受到的弯剪变形小于其他两试件.

各试件根部破坏情况见图8.可见，墙肢外侧根部混凝土破坏较为严重，现浇墙由于墙肢底部箍筋和水平分布钢筋加密（间距50 mm），在一定程度上约束了根部混凝土的压碎脱落，其根部损坏区域小于预制墙.预制墙混凝土压碎首先发生在套筒顶部，而后套筒外侧混凝土发生剥落，破坏时套筒全高及套筒上方300 mm范围内混凝土压碎较为严重，套筒上方钢筋出现压屈.这主要是由于套筒顶端与混凝土的黏结作用较弱且套筒上方箍筋间距偏大，箍筋对混凝土和钢筋的约束较弱，套筒上方混凝土破坏进一步加快了套筒外侧混凝土的剥落.故设计时建议对套筒全高及套筒上方300 mm范围内箍筋加密，间距不宜大于50 mm，且套筒顶部宜设置一道附加箍筋.预制试件灌浆接缝上结合面与墙肢间较早地形成了贯通裂缝，这主要是由于灌浆料的水灰比小和强度高的特性，使接缝的黏结力和骨料咬合力有所降低^［14］，实际设计中可通过设置键槽和倾斜界面等来改善接缝处的抗剪性能^［15］.破坏时墙肢两侧接缝处灌浆料压碎，但墙肢未发生明显剪切滑移，套筒内钢筋未发生拔出或明显滑移，且预制墙裂缝发展趋势与现浇墙基本相同，说明APC接头可有效传递钢筋应力.

2.2 滞回曲线与骨架曲线

试件的滞回曲线和骨架曲线见图9.图中位移角为水平位移与试件高度（加载梁中心至地梁上表面距离）比值.可见，各试件滞回曲线形状相似，由于钢筋和混凝土间滑移、裂缝开展，滞回曲线出现一定程度捏缩，滞回环总体较饱满，表现出较好的抗震性能.XJW在48 mm加载级时，作动器处连接出现松动，故54 mm加载级时出现承载力下降现象，经调整后继续试验.XJW较其他两试件多了一个加载级，这主要是由于XJW墙肢底部箍筋和水平分布钢筋加密，在一定程度上提高了试件承载力.此外，预制试件破坏出现在套筒顶部截面，该位置混凝土压碎剥落后试件承载力迅速降低，使得试件破坏偏早.

由图9（d）可知，各试件在弹性阶段的骨架曲线基本相同，说明各试件初始刚度相当.若不考虑XJW加载时的意外情况，各试件骨架曲线吻合较好，峰值荷载前预制试件刚度略大于现浇试件，这主要是由于套筒和灌浆料对预制墙底部刚度有增强作用.负向加载时，YZW-1在加载后期承载力略低于其他两试件，主要是由于其左墙肢根部混凝土压碎较为严重.峰值荷载后，XJW承载力下降速度偏慢，其极限位移大于其他两试件.

2.3 承载力

各试件不同阶段水平力及峰值荷载时强度退化系数见表4.其中墙身开裂荷载F_cr为墙肢开裂时对应的水平力，墙肢屈服荷载F_yw为墙肢受拉区边缘纵筋屈服时的水平力，连梁屈服荷载F_yb为连梁两端纵筋均屈服时的水平力，峰值荷载F_p为加载过程中承载力最大值.强度退化系数为试件在同一加载级时，后一加载循环与前一荷载循环荷载峰值之比，其中{\lambda }_{\mathrm{m}\mathrm{1}}和{\lambda }_{\mathrm{m}\mathrm{2}}分别为峰值荷载时第二、第三次循环的强度退化系数.

由表4可知，预制试件的墙身开裂荷载高于现浇试件，这主要是由于套筒和灌浆料对墙肢底部有一定加强作用，墙肢底部材料平均弹性模量增大，延缓了预制试件的开裂；预制墙肢屈服荷载较现浇墙肢偏高，主要是由于套筒和灌浆料的存在提高了墙肢底部的压区承载力；XJW与YZW-1连梁屈服荷载相近，YZW-2破坏时仅梁端右下部纵筋屈服，主要是由于其墙肢底部灌浆区域较长，墙肢刚度偏大，连梁受到的弯剪变形小于其他两试件.各试件峰值荷载基本相当，这主要是由于各试件墙肢最终均发生受拉钢筋拉断，受压区混凝土压碎，这说明预制试件可实现与现浇墙相当的承载能力.

各试件强度退化系数基本相同.第三次循环的强度退化系数基本大于第二次，说明随循环次数增加强度退化趋缓.

2.4 刚度

各试件刚度退化曲线见图10.以割线刚度衡量试件的刚度退化情况，割线刚度为同一加载循环中正、负向峰值点的荷载绝对值之和与位移绝对值之和的比值.由图10可知，各试件的刚度退化趋势基本相同，自试件开裂至20 mm加载级左右，此阶段裂缝发展较快，试件刚度退化较快.20 mm加载级之后，试件刚度退化速度放缓且速度基本保持不变.各试件墙肢屈服前，YZW-1试件刚度略大于其他两试件，考虑是由于Ⅰ型套筒对墙肢根部混凝土起到了一定约束作用，同时试件浇筑具有一定离散性，其开裂时间偏晚，而开裂后刚度迅速下降，墙肢屈服后刚度与其他两试件相当.XJW与YZW-2试件刚度退化曲线在整个加载过程中吻合较好.

2.5 变形能力

试件在墙肢开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载时的加载梁位移\Delta、顶点位移角\theta和延性系数\mu见表5.顶点位移角\theta =\Delta /H，H为加载梁中心至地梁上表面距离.采用位移延性系数\mu ={\Delta }_{\mathrm{u}}/{\Delta }_{\mathrm{y}}评判试件的塑性变形能力，{\Delta }_{\mathrm{u}}为破坏荷载时加载梁高度H处的水平位移，{\Delta }_{\mathrm{y}}为墙肢屈服荷载时加载梁高度H处的水平位移.

XJW正向加载时开裂点位移角较小，其负向加载开裂点位移角与预制试件正、负向位移角相差不大.预制试件开裂较晚主要是由于套筒和灌浆料在一定程度上约束了墙身底部混凝土的纵向变形.各试件开裂位移角均大于钢筋混凝土剪力墙弹性层间位移角限值1/1 000^［16］，即在实际应用中，当采用APC套筒连接的开洞剪力墙位移角达到弹性层间位移角限值时，结构尚未开裂，处于弹性工作阶段，满足“小震不坏”的设防要求.

墙肢屈服点时，XJW和YZW-1正向加载时的位移角相当，总体上预制试件在墙肢屈服时的位移角偏大，预制试件的变形能力较现浇试件略好.主要是由于灌浆料在一定程度上提高了墙肢的压区承载力，提高了墙肢的屈服荷载.

峰值荷载时，预制试件的位移角基本大于现浇试件，说明预制试件的变形能力优于现浇试件.YZW-1与YZW-2在破坏时的位移角基本相同，均小于现浇试件.这主要是由于现浇试件底部箍筋和分布钢筋加密，在一定程度上改善了其变形能力.各试件在破坏时的位移角大于钢筋混凝土剪力墙弹塑性层间位移角限值1/120^［16］，即在实际应用中，当采用APC套筒连接的开洞剪力墙的弹塑性层间位移角达到限值时，结构尚未达到极限承载力，满足“大震不倒”设防要求.

XJW的延性系数大于预制试件，说明预制试件在破坏时塑性变形能力略差.一方面，XJW在墙肢底部对箍筋和水平分布钢筋进行了加密，其承载能力有所提高，试件破坏较晚；另一方面，由于墙肢底部套筒和灌浆料的存在，预制试件刚度略大于现浇试件，极限位移偏小.总体来看，三试件延性均较好.

2.6 耗能能力

采用耗能E（滞回环面积）和等效黏滞阻尼系数{\zeta }_{\mathrm{e}\mathrm{q}}^［13］来反映试件能量耗散能力，计算时取每级加载时的第一个循环分析.各试件在开裂荷载、墙肢屈服荷载、峰值荷载和破坏荷载时的耗能E和等效黏滞阻尼系数{\zeta }_{\mathrm{e}\mathrm{q}}见表6.

由表6可知，各试件耗能能力随位移增加呈上升趋势.开裂循环时，YZW-1与YZW-2耗能能力接近，均大于XJW；墙肢屈服循环时，各试件耗能能力基本接近；峰值循环时，YZW-1与YZW-2耗能能力接近，均大于XJW；破坏循环时，YZW-1与YZW-2耗能能力接近，均略小于XJW.这主要是由于预制墙肢破坏时薄弱面位于套筒上方，套筒上方混凝土压碎剥落后承载力快速下降，使得试件较早破坏.此外，实际工程中预制墙底部箍筋和水平分布钢筋特别加密^［11］，而现浇墙则不然，因此预制墙未从根部发生破坏.本文中现浇墙肢底部箍筋和水平分布钢筋加密，在一定程度上提高了试件的耗能能力.

3 钢筋与套筒应变

3.1 钢筋应变

预制试件墙肢最外侧纵筋在套筒上方20 mm处和地梁上方10 mm处钢筋应变曲线见图11.以钢筋拉应变为正，压应变为负.由于钢筋屈服后应变规律不明显，绘图时仅取应变小于2 500×10^-6部分的数据（试验得到纵筋屈服应变为2 150×10^-6）.

YZW-2右墙肢左侧钢筋应变测点损坏，故应变数据缺失.由图11可知，各墙肢左侧最外侧钢筋在正向加载受拉屈服时，同一加载级中负向加载时并未受压屈服；各墙肢右侧最外侧钢筋在负向加载受拉屈服时，同一加载级中正向加载过程中并未受压屈服.Ⅰ、Ⅱ型套筒上方及套筒下方钢筋荷载-应变曲线形状基本一致，说明Ⅰ、Ⅱ型套筒在节点处可有效传递钢筋应力.

3.2 套筒应变

峰值荷载时各墙肢最外侧Ⅰ、Ⅱ型套筒中部应变绝对值见表7.各应变测点编号见图7.可见，各试件在峰值荷载时，套筒中部截面的纵向及环向应变绝对值均远小于屈服应变（试验得到其屈服应变为1 536×10^-6），说明APC接头对套筒材性要求较低，节点中Ⅰ、Ⅱ型套筒连接较为可靠，且有着良好的安全储备能力.

4 结合面抗剪性能

各试件墙肢底部荷载-水平位移曲线见图12.各试件左右墙肢截面中部距离基础顶面30 mm处相对于基础的水平位移由各试件D-8、D-9位移计数据与基础位移计D-5的数据差值获得.由滞回曲线得到各试件的骨架曲线，再将各骨架曲线平均成仅有正向位移的骨架曲线.

由图12可知，在整个加载过程中，预制试件墙肢底部的水平位移与现浇试件相差不大.YZW-1在加载中曲线存在一定波动，考虑是由于其水平接缝处开裂后产生一定滑移，而YZW-2其底部灌浆区域更大，故其滑移并不明显.虽然预制试件灌浆接缝的上结合面在加载过程中形成水平通缝，但接缝处的抗剪承载力并未因此降低.这主要是由于套筒和灌浆料的存在一定程度上增强了钢筋的销栓作用.接缝抗剪承载力主要由界面黏结力、骨料咬合力、摩擦力和纵筋的销栓作用提供，由于灌浆料的水灰比小和强度高的特性，其界面黏结力和骨料咬合力较新旧混凝土结合面小，灌浆料内骨料粒径偏小也使得其界面摩擦力偏低^［14］.当混凝土结合面贯通裂缝形成后，界面的摩擦抗剪力、纵筋的销栓作用迅速发挥作用.由于套筒内灌浆料的局部抗压强度较高，变形较小，其在一定程度上约束了纵筋的弯剪变形以抵抗上部构件的滑动趋势.

5 结 论

通过1片现浇和2片竖向钢筋采用Ⅰ型、Ⅱ型APC接头连接的全预制开洞墙拟静力试验，得到主要结论如下，可为按照本文构造措施设计的预制开洞剪力墙提供参考.

1）预制与现浇试件裂缝发展情况基本相同，墙肢和连梁均发生弯剪破坏；各试件破坏时墙肢根部及连梁混凝土压碎，墙肢钢筋拉断；由于套筒约束，预制墙肢套筒顶部混凝土先被压碎；开洞墙各墙肢外侧破坏较内侧更为严重.

2）预制试件套筒顶部为破坏时薄弱面，墙肢破坏时套筒高度及套筒上方300 mm范围内混凝土压碎较为严重，承载力下降较快，出现钢筋压屈，设计时建议对套筒全高及套筒上方300 mm范围内箍筋加密，间距不宜大于50 mm.

3）预制试件的滞回性能与现浇试件相当，其开裂和屈服荷载偏高，峰值荷载和强度退化系数与现浇试件相当.在同一加载级下，各试件的耗能能力基本相当，均具有良好的抗震性能，预制试件延性略差.

4）预制开洞墙开裂位移角均大于1/1 000，极限位移角均大于1/120，满足“小震不坏、大震不倒”的抗震设防要求.

5）Ⅰ型、Ⅱ型APC接头可有效传递钢筋应力，墙肢外侧套筒中部截面纵、环向应变在峰值荷载时的应变绝对值均小于套筒屈服应变，说明APC接头具有较高的安全储备.

6）预制试件灌浆接缝上表面均出现贯通裂缝，但接缝处抗剪承载力并未明显降低，且同一加载级下墙肢底部的水平位移与现浇试件相当，建议对接缝处界面加强构造处理.

本次试验试件数量偏少，为全面了解APC接头连接的预制剪力墙的可靠性，接下来拟通过试验及有限元研究套筒排列方式、灌浆接缝处界面处理方式、开洞位置、轴压比、剪跨比等对预制墙抗震性能的影响.

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[19] 混凝土结构设计标准：GB/T 50010—2010 ［S］．北京：中国建筑工业出版社，2024．

[20] Code for design of concrete structures：GB/T 50010—2010 ［S］．Beijing：China Architecture & Building Press，2024．（in Chinese）

[21] 建筑抗震试验规程：JGJ/T 101—2015 ［S］．北京：中国建筑工业出版社，2015．

[22] Specification for seismic test of buildings：JGJ/T 101—2015 ［S］．Beijing：China Architecture & Building Press，2015．（in Chinese）

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[27] 建筑抗震设计标准：GB/T 50011—2010 ［S］．北京：中国建筑工业出版社，2024．

[28] Code for seismic design of buildings：GB/T 50011—2010 ［S］. Beijing：China Architecture & Building Press， 2024．（in Chinese）

基金资助

上海市科技计划资助项目(21ZR1468300)

Science and Technology Program of Shanghai(21ZR1468300)