不同剪跨比的榫卯连接装配整体式剪力墙受力性能试验研究*

孙志娟， 曹春利,2， 刘继良， 李祥宾， 陈国尧， 初明进

(1 北京建筑大学北京未来城市设计高精尖创新中心， 北京 100044；2 山东艾科福建筑科技有限公司， 烟台 264006；3 大连理工大学土木工程学院， 大连 116024)

0 引言

装配式混凝土剪力墙结构抗侧刚度大、承载力高，抗震性能良好；剪跨比是影响剪力墙受力性能的关键因素，按照剪跨比不同，可分为剪跨比不小于2.0的高墙、剪跨比为1.5左右的中高墙、剪跨比小于1.0的低矮墙。普遍认为高墙以受弯为主，低矮墙以受剪为主，中高墙多以弯剪混合受力为主[1]；钢筋混凝土剪力墙随着剪跨比的提高，破坏形态由剪切破坏向弯曲破坏过渡，承载力降低，延性和耗能能力提高[2-3]。

初明进等提出榫卯连接装配整体式剪力墙结构，其基本装配单元是榫卯板[4-7]，榫卯板无外伸钢筋，具有制作、运输、安装方便、造价低等显著优点。作为一种新型全预制剪力墙结构，以剪跨比为变参数对该墙体受力性能的研究尚未见报道，因此本文设计制作了3个不同剪跨比的榫卯连接装配整体式剪力墙(简称榫卯剪力墙)试件，在恒定轴力下对试件进行了拟静力试验，以研究剪跨比对墙体的破坏形式和受弯性能的影响，为该结构的工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

设计了3个不同剪跨比的榫卯剪力墙试件SCW-1，SCW-R1，SCW-R2，剪跨比分别1.5，1.0，2.0；试件由加载梁、墙体和地梁组成，墙体由榫卯板及两侧现浇边缘构件组成，边缘构件长度为400mm。加载梁截面尺寸为300mm×300mm；试件SCW-1，SCW-R1，SCW-R2的墙体截面尺寸均为200mm×1 500mm，墙体高度分别为2 250，1 500，3 000mm；地梁截面尺寸为600mm×650mm。

试件轴压比均为0.15。试件SCW-1的截面尺寸及配筋情况见图1。试件边缘构件纵筋为616，其中最内侧2根在竖向通长方孔内；箍筋为8@95/105，横向凹槽内设置三道大箍筋，间距为95mm，与最外侧纵筋和竖向通长方孔内纵筋绑扎在一起，其余两根纵筋与箍筋相交处设置拉筋；相邻横向凹槽间设置一道小箍筋，小箍筋与大箍筋间距为105mm，并与外侧4根纵筋绑扎在一起。榫卯板内竖向分布钢筋为双层8@200；水平分布钢筋设置在横向凸起内，间距为8@140/260。边缘构件纵筋和竖向分布钢筋伸出墙板顶部280mm锚固在加载梁中。试件SCW-R1，SCW-R2配筋与试件SCW-1相同。

图1 试件SCW-1截面尺寸及配筋情况

榫卯板截面尺寸及配筋情况如图2所示，榫卯板两侧设有横向凹槽，与竖向通长方孔相交，方孔内侧面与横向凹槽内侧面重合；横向凹槽由板面方向看为等腰梯形，长边尺寸为250mm，短边尺寸为200mm，高度为150mm；竖向通长方孔尺寸为120mm×130mm；榫卯板中部留有直径120mm竖向通长圆孔，地梁伸出28插筋伸入圆孔480mm。

图2 各试件榫卯板截面尺寸及配筋情况

榫卯板与现浇边缘构件的混凝土设计强度等级均为C30，混凝土浇筑时预留尺寸为150mm×150mm×150mm的标准立方体试块，试验测得立方体抗压强度平均值如表1所示；同时预留同批次钢筋，并测得钢筋的屈服强度平均值fy、抗拉强度平均值fu和伸长率平均值δ，如表2所示。

混凝土的材料性能 表1

钢筋的力学性能 表2

1.2 加载方案

试验为恒定轴力作用下的拟静力试验，加载装置见文献[6]。采用3 000kN千斤顶施加轴向荷载，试验开始前，施加50%的竖向荷载进行预加载，卸载后再加载至竖向荷载并保持恒定。采用1 500kN千斤顶施加往复水平荷载，试验中先推后拉，规定推为正，拉为负。水平加载过程采用位移控制，加载点控制位移角θ及历程如图3所示，加载点位移角θ=Δ/H，其中Δ为加载点水平位移，H为加载点高度。当θ<1/300时，每级位移往复一次；θ≥1/300时，每级位移往复两次，直至试验结束。

图3 加载历程示意图

1.3 测量方案

试验中主要测量了荷载、位移、变形和钢筋应变。试件的水平荷载和竖向荷载采用力传感器测量。位移计测点布置如图4所示，分别测量试件加载点水平位移(测点MD1E，MD1W)，墙体不同高度处的水平位移(测点MD2～MD6)、地梁平动位移和转动位移(测点MD7，EV1，WV1)、榫卯接缝两侧相对张开变形(测点HD1～HD6)和竖向错动变形(测点VD1～VD4)、墙底竖向张开变形(测点VD5～VD8)、横向凸起根部水平相对变形(测点SD1～SD2)。钢筋应变测点布置如图5所示，分别测量试件边缘构件纵筋应变(测点V1～V6)、墙体竖向分布筋应变(测点S1～S2和S5～S6)、地梁插筋应变(测点S3和S4)、榫卯接缝处水平筋应变(测点HR1～HR6和HR01～HR06)、墙体中部水平筋应变(测点HR7～HR9)。

图4 位移计测点布置

图5 钢筋应变测点布置

2 试验现象

2.1 基准试件SCW-1

当加载点位移角θ达到+1/2 057，-1/2 420时，墙体与地梁相交处出现细微水平裂缝；θ为+1/1 136，-1/1 491时，边缘构件上出现短细水平裂缝；θ为+1/974，-1/654时，水平裂缝延伸至横向凸起处；θ为+1/451，-1/336时，横向凸起根部出现两方向交叉的短细斜裂缝，此时加载点水平荷载达到峰值荷载的71%，随后短细斜裂缝逐渐向上、下延伸至横向凹槽内侧预制混凝土与现浇混凝土结合处；θ为+1/443时，在榫卯板东侧出现两条与水平轴夹角约45°的斜裂缝，斜裂缝由横向凹槽内侧与下侧的交点处延伸至中部竖向圆孔处；θ为+1/203时，纵筋屈服，墙体裂缝主要分布在边缘构件处，如图6(a)所示。

随着加载点位移角逐渐增大，横向凸起根部的短细斜裂缝间距变小，宽度增加，沿横向凸起根部及横向凹槽内侧的短细斜裂缝逐渐起皮掉渣并连通形成较粗的宏观竖向裂缝；θ为+1/135，-1/105时，墙体竖向圆孔中上部出现多条两方向交叉短细斜裂缝；θ为+1/100，-1/100时，墙体分别达到峰值荷载+613kN和-690kN，墙体根部混凝土保持完好，如图6(b)所示。

图6 试件SCW-1裂缝开展状况

峰值荷载后，墙体混凝土的剥落主要发生在宏观竖向裂缝处。θ为+1/119，-1/74时，墙体两端根部出现竖向裂缝，混凝土出现压溃迹象。θ为±1/31时水平荷载下降至峰值的85%，根部混凝土轻微破坏，如图6(c)所示。θ为±1/25时结束试验，此时宏观竖向裂缝处混凝土剥落，墙体根部压溃面积较小，边缘纵筋屈曲严重，墙体依然保持竖向承载力。

2.2 试件SCW-R1

试件SCW-R1墙体水平裂缝出现的时间较基准试件SCW-1稍晚；横向凸起根部出现短细斜裂缝时的位移角θ为+1/489，此时的水平荷载为峰值荷载的59%，因此宏观竖向裂缝形成要稍早于试件SCW-1。θ为-1/283时纵筋屈服，至此未形成45°斜裂缝，如图7(a)所示。θ为+1/202时沿竖向圆孔出现短细斜裂缝。θ为±1/100时墙体两端根部出现竖向裂缝，混凝土出现压溃迹象。θ为+1/75与-1/75时，墙体分别达到峰值荷载+771kN和-960kN，峰值位移角较试件SCW-1增大，低矮墙展现出良好的变形能力，墙体中部的斜裂缝较试件SCW-1明显增多，如图7(b)所示；随着加载位移角增大，部分斜裂缝延伸，间距减小，榫卯板混凝土逐渐被分割成多个菱形区域并相互摩擦、挤压、剥落，露出竖向圆孔内部混凝土柱和水平分布筋。在θ为±1/46时水平荷载下降到峰值的85%，根部混凝土有压溃迹象，竖向圆孔处和宏观竖向裂缝处混凝土剥落较为严重，墙体破坏区域大而分散，宏观竖向裂缝干扰了斜裂缝的开展路径，没有形成贯穿墙体的主斜裂缝，避免了剪切破坏的发生，如图7(c)所示。θ为±1/25时停止加载，墙体混凝土剥落较为严重，但墙体仍具有良好的竖向承载力。

图7 试件SCW-R1裂缝开展状况

2.3 试件SCW-R2

试件SCW-R2墙体出现水平裂缝的时间要早于试件SCW-1。θ为-1/309时纵筋屈服，如图8(a)所示。横向凸起根部出现短细斜裂缝时的θ为+1/219，此时的水平荷载为峰值荷载的77%。θ为+1/178时在榫卯板东西侧形成与水平轴夹角约45°的斜裂缝。当θ为±1/100时，墙体两端根部出现竖向裂缝，混凝土出现压溃迹象。试件SCW-R2的峰值荷载为+442kN和-598kN，θ为±1/87，较试件SCW-1承载力有所降低，但墙体的变形能力显著增强，如图8(b)所示。较其他两个试件，试件SCW-R2中部竖向圆孔处交叉斜裂缝在峰值荷载之后形成，此时θ为+1/75，并且延伸长度较短。当θ为±1/41时水平荷载下降到峰值荷载的85%，最外侧边缘纵筋拉断，接缝破坏程度要轻于其他试件，如图8(c)所示。θ为±1/35时停止试验，墙体破坏区域较少，墙体仍保持竖向承载力。

图8 试件SCW-R2裂缝开展状况

2.4 各试件破坏状态对比

各试件均未发生剪切破坏，试验中水平分布筋及边缘构件箍筋处于弹性阶段，峰值荷载前边缘构件纵筋屈服。荷载作用下，各墙体先后出现根部及两侧边缘构件水平裂缝、凸起根部短细斜裂缝、榫卯板45°斜裂缝、竖向圆孔处交叉斜裂缝。剪跨比不同使得各墙体的破坏形态有所差异。

由试验现象可知，榫卯剪力墙破坏集中在榫卯接缝处。加载初期，横向凸起根部及横向凹槽内侧未开裂；随着加载点水平位移增加，凸起根部形成短细斜裂缝并逐渐向上下发展为宏观竖向裂缝，宏观竖向裂缝相对变形较小，此时3个试件位移角均大于1/500；宏观竖向裂缝干扰了墙体裂缝的发展，墙体45°斜裂缝较少。墙体接近峰值荷载时，宏观竖向裂缝自下而上贯通，边缘纵筋发生屈服。峰值荷载后，宏观竖向裂缝相对变形及水平筋应变增大，墙体根部出现轻微压溃，承载力降低。水平荷载下降至峰值荷载的85%时，3个试件位移角均大于1/50，墙体的混凝土剥落主要集中在宏观竖向裂缝处，并且随着剪跨比的提升宏观竖向裂缝的破坏程度有所延缓，如图9所示。宏观竖向裂缝将墙体分成多个剪跨比较高的墙肢，墙体变形能力增强，加载点位移角大于1/35，仍保持良好的竖向承载力。

图9 各试件极限状态时接缝部位损伤情况

3 试验结果及分析

3.1 加载点水平力-位移角滞回曲线与骨架曲线

图10及图11分别为各试件的滞回曲线和骨架曲线。对比滞回曲线和骨架曲线可以得出：加载初期，榫卯剪力墙试件的加载、卸载曲线基本呈直线，墙体以弹性变形为主；随着加载点位移角的增加，裂缝开展，墙体残余变形增大，滞回曲线逐渐饱满。降低剪跨比，试件滞回曲线捏拢现象逐渐明显，同时墙体承载力升高，骨架曲线上升段和下降段越发陡峭，承载力退化速度加快。与试件SCW-1相比，试件SCW-R1骨架曲线有明显下降段，试件SCW-R2虽承载力降低，但峰值点对应的位移角显著增大，墙体的变形能力增强，骨架曲线下降段逐渐趋于平缓，承载力衰减缓慢，表明增大剪跨比可有效改善墙体承载力稳定性。

图10 各试件滞回曲线

图11 各试件骨架曲线对比

3.2 受弯承载力

3.3 延性

屈服点、峰值点和极限点的特征值 表3

3.4 刚度

图12为各试件刚度退化规律与位移角之间的关系，纵轴为刚度特征值，即割线刚度Ki与计算弹性刚度K0[11]的比值，Ki和K0计算公式分别见式(1)和式(2)。

图12 刚度对比

(1)

(2)

式中：Pj为第j级加载位移下的峰值荷载；Δj为第j级加载位移下的峰值位移；Iw，Aw分别为墙体的截面惯性矩和截面面积；μ为混凝土剪切不均匀系数，矩形截面时取1.2；G为剪切模量，G=0.4Ec，其中Ec为混凝土弹性模量。

与试件SCW-1相比，试件SCW-R1在位移角为1/1 000，1/300和1/100时刚度特征值分别减小36.2%，30.3%和9.7%，试件SCW-R2在位移角为1/1 000，1/300和1/100时刚度特征值分别增大26.9%，25.7%，27.1%。可以看出，随着剪跨比的提高，榫卯剪力墙墙体的刚度衰减减缓。

3.5 耗能

表4为3个试件分别在位移角为1/1 000，1/300，1/100时的累积耗能。与试件SCW-1相比，试件SCW-R1在位移角为1/1 000，1/300，1/100时对应的累积耗能分别降低47.2%，35.2%，27.3%；与试件SCW-1相比，试件SCW-R2在位移角为1/1 000时两者累积耗能基本相当，在位移角为1/300，1/100时的累积耗能分别升高4.6%，19.7%；可以看出，榫卯式剪力墙的耗能能力随着剪跨比的提高而增强。

累积耗能/(kN·mm) 表4

4 结论

本文通过3个不同榫卯剪力墙试件的拟静力试验，揭示了榫卯剪力墙的破坏过程和破坏形态，研究了剪跨比对榫卯剪力墙的受弯性能的影响，主要结论如下：

(1)榫卯剪力墙变形能力良好。榫卯剪力墙沿横向凸起根部及横向凹槽内侧形成宏观竖向裂缝，避免了剪跨比1.0的墙体发生剪切破坏。3个试件极限位移角均大于1/50，位移延性系数均大于5，具有良好的变形能力。

(2)边缘构件处榫卯接缝构造合理，整体性良好，接缝开裂时位移角大于1/500，破坏时墙体根部混凝土压溃区域非常小。

(3)剪跨比是影响榫卯剪力墙受力性能的重要因素。提高剪跨比可使墙体的承载力降低，承载力稳定性、变形能力提升，墙体的刚度衰减减缓；同时提高剪跨比，延缓了宏观竖向裂缝发展。

(4)榫卯剪力墙墙体的破坏区域主要分布在宏观竖向裂缝区域，这延缓了墙体根部混凝土压溃，有效减小了压溃区域面积，墙体破坏后仍具有良好的竖向承载力。