复合齿槽劲性连接预制剪力墙抗剪性能试验研究

张锡治，李福林，李雅楠，李星乾，章少华，于志双

复合齿槽劲性连接预制剪力墙抗剪性能试验研究

张锡治1，李福林2，李雅楠1，李星乾2，章少华1，于志双3

(1. 天津大学建筑设计规划研究总院有限公司，天津 300072；2. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；3. 中铁建大桥工程局集团建筑装配科技有限公司，天津 300300)

为研究钢筋截面面积和H型钢抗剪键对试件抗剪性能的影响，设计制作了3片剪跨比为0.87的足尺寸装配式低矮剪力墙试件．主要研究了在竖向轴压力保持不变的状态下，3片剪力墙试件通过单调推覆荷载作用的破坏过程和最终破坏形态、各阶段荷载特征值、荷载-位移曲线，对比分析了新、旧混凝土结合面处普通凿毛、增加钢筋截面面积、增设H型钢抗剪键3种不同的构造处理方式对试件抗剪性能的影响．得出主要结论如下：3片试件的破坏过程及最终破坏形态较为接近，均是剪力墙试件右侧暗柱根部钢筋受拉屈服甚至拉断，左侧暗柱根部混凝土压溃脱落，结合面处开展的水平裂缝为主裂缝；3片剪力墙试件在复合齿槽处的U型钢筋搭接连接均能有效地传递应力，且增加结合面处钢筋截面面积以及增设H型钢抗剪键均能有效地提高试件的抗剪承载力，试件YZW-1、YZW-2、YZW-3的峰值承载力分别为773.4kN、950.3kN、925.3kN，增加钢筋截面面积的试件YZW-2极限承载力提高了22.9%，增设H型钢的试件YZW-3极限承载力提高了19.7%．通过对比3片试件的荷载-位移曲线可以看出，试件YZW-2相较于试件YZW-1，刚度提高很多，抗侧移能力较强，且在实际施工过程中便于操作；而增设了H型钢的试件YZW-3，与试件YZW-1相比，刚度大致相同，后期表现为具有更强的极限变形能力．

装配式剪力墙；复合齿槽；H型钢；单调加载；抗剪性能

预制装配式混凝土结构是预制或半预制混凝土构件通过现场定位、拼装、部分浇筑而形成的结构，是住宅工业化建筑中的重要结构形式之一[1]．

装配式混凝土剪力墙结构体系中预制构件之间的连接是关键环节，连接部位影响着结构的整体性能．对于装配式结构的连接，国内外学者做了很多针对性的试验研究[2-5]．Julio等[6]通过试验研究介绍了几种混凝土结合界面处理方式，并且得出结论，喷砂效果更加理想，而在现实施工中，通常考虑施工效率则适合采用预留齿槽的处理方式．Birkeland等[7]提出了关于新旧混凝土结合面的抗剪摩擦理论，该理论假定了新旧混凝土结合面为齿状，文中还给出了与此剪切机理相对应的摩擦剪切公式．Rizkalla等[8]对7种预制混凝土剪力墙板的不同水平接缝进行了单调荷载下的抗剪试验，分析发现，抗剪键水平接缝的抗剪承载力高于普通平整表面接缝抗剪承载力．Wall等[9]从微观结构的层面分析提出了黏结界面的结构模型，即新旧混凝土结合部位界面是通过材料之间各种物理因素来形成黏结力．钱稼茹等[10]对采用键槽和粗糙面两种不同结合面形式的装配式剪力墙试件的抗震性能进行了试验研究，结论指出，两种形式都能保证良好的整体连接性，粗糙面更加理想．

装配式混凝土剪力墙结构水平接缝除了考虑界面混凝土自身结构的抗剪承载力外，还需要考虑连接钢筋的作用．焦安亮等[11-12]提出了一种上下层预制墙体通过U型筋相互扣合进行搭接的新型连接方式，在承载力、延性、耗能方面都与现浇构件基本相同．钱稼茹等[13]和张微敬等[14-15]对预制混凝土结构不同连接方式的抗震性能进行了试验研究，试验结果表明装配式墙体和整体现浇墙体破坏形态基本相同，采用灌浆套筒间接搭接和灌浆套筒连接的预制墙体都能很好地传递应力．

为研究混凝土结合面处不同连接方式对试件抗剪性能的影响，本文设计制作了3片剪力墙试件，结果表明增设H型钢抗剪键和增加钢筋截面面积均可以有效提高试件抗剪承载力．

1 试验概述

1.1 试件设计与制作

试验中设计制作了3片装配式低矮剪力墙试件，试件编号分别为YZW-1、YZW-2、YZW-3，试件基本构造见图1，基本参数见表1．3片装配式剪力墙试件均采用复合齿槽连接，大齿槽区域及小齿槽区域组成复合齿槽：大齿槽宽度为700mm，高度为230～260mm；小齿槽整体宽160mm，高度为150mm；顶部两侧为半径为60mm的圆弧．3片剪力墙试件均由钢筋混凝土地梁、预制墙体、上部混凝土加载梁装配组成．混凝土剪力墙尺寸如下：高为1200mm，宽1500mm，厚度为200mm，其两侧是宽度为200mm的现浇暗柱．计算试件剪跨比时，将剪力墙上部加载梁高度计入，试件整体高度取1300mm．

图1 试件构造示意

表1 试件基本参数

Tab.1 Basic parameters of the specimens

图2 试件配筋示意

图4 试件制作过程

1.2 材料力学性能

本次试验中试件采用了4种直径的HRB400级钢筋．根据相关标准[16]对各型号钢筋进行单向拉伸试验，材料性能见表2．根据《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152—2012)[17]对两次混凝土浇筑时制作的混凝土立方体标准试块进行抗压强度试验，第1批次浇筑的C30混凝土立方体标准试块抗压强度为42.0MPa，第2批次浇筑的C30混凝土立方体标准试块抗压强度为41.4MPa，C35混凝土立方体标准试块抗压强度为46.9MPa．

表2 钢筋材料性能

Tab.2 Properties of the reinforcement material

1.3 加载方案及测量内容

1.3.1 加载方案

试验加载装置如图5所示，竖向力的加载采用额定输出力为1000kN的液压千斤顶，按照设计轴压比0.15、混凝土强度等级为C30，计算出竖向轴压力为640kN．试验过程中竖向轴压力保持恒定，采用额定输出力为1000kN的水平作动器施加单调水平荷载，水平力的加载采用荷载-位移控制，试件施加的水平荷载在达到峰值前通过荷载值控制，每级施加水平荷载大小为50kN，试件施加的水平荷载达到峰值之后通过位移控制，每级加载位移为5mm[18]．根据相关的试验方法标准，试件在正式开始试验前应进行两次预加载，以测试试验设备仪器能够正常工作，施加的荷载值不超过开裂荷载计算值的30%[15]．当试件破坏严重或者施加的水平荷载不再增加，且下降到水平荷载最大值的85%以下时，停止试验．

图5 试件加载装置布置

1.3.2 测量内容

每片试件布置5个位移传感器(图6)，在加载梁中部，布置位移传感器W-1，测量用于绘制试件荷载-位移曲线的预制墙体顶部位移值．位移传感器W-2布置在预制墙体的中间，测量墙身的位移值．位移传感器W-3、W-4布置在地梁两侧，垂直于地梁竖向布置，测量地梁在试验过程中的转动位移．位移传感器W-5水平布置在地梁的一侧，测量地梁在单向加载过程中的滑移情况．

图6 位移计布置

为了测量钢筋的应变，并以此来分析钢筋的屈服和上下层钢筋受力传递情况．钢筋应变片布置在预制墙体及暗柱距地梁310mm处(1-1截面)和距地梁140mm处(2-2截面)以及距地梁20mm处(3-3截面)的竖向钢筋上(图7(a))．试件完成钢筋应变片的粘贴和防水处理后，开始混凝土的浇筑．试件YZW-1、试件YZW-2钢筋应变片的布置及编号详见图7(b)，试件YZW-3钢筋应变片的布置及编号详见图7(c)，编号数值小的一端为靠近作动器的一侧．

2 试件破坏过程及破坏形态

2.1 试件YZW-1

水平荷载达到285kN时，右侧暗柱距地梁19cm高处出现1条28cm斜裂缝，大致呈45°．继续加载至300kN时，暗柱距地梁28cm高处出现1条新裂缝，大致平行于首条裂缝．在2条裂缝上部墙身处开展1条裂缝延伸至暗柱端部．

水平荷载达到350kN时，出现1条由齿槽左侧端部开展延伸至暗柱的超长剪切斜裂缝，同时在暗柱中部出现3条大致水平短裂缝，在暗柱根部出现1条延伸至墙体与地梁接缝处的斜裂缝．加载至380kN时，右端暗柱外侧纵筋底部受拉屈服．

水平荷载达到450kN后，旧的裂缝继续开展，新的裂缝持续增加，在对角线区域新增1条由暗柱上部开展斜向延伸至复合齿槽灌料口上部的1条长裂缝．暗柱处则新增3条水平裂缝，预制墙体与地梁接缝处新增1条水平裂缝．

水平荷载达到550kN时，没有新的裂缝继续产生，原有裂缝继续开展延伸，预制墙体与地梁接缝处裂缝长度继续开展至齿槽左侧，宽度约为2mm．水平荷载达到650kN时，墙体裂缝布满对角线以下区域．

水平荷载达到750kN时，试件承载力仍然没有到达峰值荷载，所有裂缝基本已不再继续开展，预制墙体与地梁结合面的水平裂缝宽度增加至1cm，受压侧混凝土脱落．水平力加载至773.4kN时，试件承载力达到了最大值，右侧暗柱竖向钢筋根部被拉断，左侧暗柱底部的混凝土被压碎破坏，试件破坏严重且水平荷载开始下降，试验结束，最终裂缝分布如图8(a)所示．

2.2 试件YZW-2

水平力达到290kN时，在预制墙体底部出现首条裂缝．加载至398kN时，在整个墙身区域出现一条超长斜裂缝，由暗柱上部开展，延伸至复合齿槽左侧端部．加载至432kN时，左端暗柱外侧纵向受力钢筋底部受拉屈服．

水平荷载达到600kN时，在距地梁40cm处，暗柱端部出现一条延伸至复合齿槽中部的斜向长裂缝，大致呈35°角．首条出现裂缝继续开展，延伸至暗柱侧面，形成一条贯通裂缝．暗柱底部与地梁接缝处新增一条水平裂缝，长度为20cm．

水平荷载达到650kN时，在墙体的中间位置新增一条呈45°角的裂缝，加载到700kN时，斜裂缝两端继续发展，形成一条对角线斜裂缝，由右边暗柱最上端延伸至左边暗柱最底端．

水平荷载达到900kN时，许多短小细裂缝分布在原有旧裂缝周围，基本没有新的裂缝出现，裂缝布满对角线以下区域，对角线以上区域只有一条斜向裂缝．水平荷载继续加载至950.3kN，右侧暗柱根部贯通裂缝的宽度达到5mm，部分混凝土已经剥落，暗柱底部水平裂缝宽度增大，形成一条水平通缝，试件破坏严重且水平荷载开始下降，试验结束，最终裂缝分布如图8(b)所示．

2.3 试件YZW-3

水平荷载达到272kN时，混凝土开始出现细小裂缝，一条裂缝位于右侧暗柱根部位置，呈35°斜向开展．另外两条裂缝分别分布在复合齿槽灌料口顶部接缝处及大齿槽右侧顶部接缝处，沿接缝大致水平方向开展．水平荷载继续加载达到300kN时，灌料口顶部接缝处和大齿槽左侧顶部继续出现两条新裂缝.

图8 裂缝分布

水平荷载达到370kN时，右端暗柱外侧纵筋底部已受拉屈服．荷载达到450kN时，已有裂缝继续开展延伸，新裂缝继续出现．墙身与地梁接缝处出现水平裂缝，由暗柱端部延伸到复合齿槽中部．

水平荷载达到600kN时，裂缝充分开展，布满对角线以下区域，在复合齿槽中部新增了多条与其他斜裂缝反向发展的斜裂缝，考虑是由于H型钢抗剪键的作用，提供抗剪承载力与混凝土挤压形成的裂缝．墙体与地梁结合面处裂缝继续开展，裂缝已经形成通缝，墙身被抬起5mm．

水平荷载达到700kN时，左侧暗柱底部少量混凝土压碎．水平荷载达到800kN时，对角线以上区域继续在长裂缝周围新增多条细小裂缝．右侧暗柱根部贯通裂缝宽度增加至5mm，且开展延伸至复合齿槽中部．水平通缝宽度增加至8mm．左侧暗柱根部混凝土被压碎脱落，周围布满细小裂缝．

水平荷载达到900kN时，在对角线以上区域，沿暗柱与预制墙体的竖向接缝处新增多条几乎垂直的竖向短小裂缝，左侧暗柱底部混凝土压碎脱落面积增大．水平荷载加载至925.3kN时，达到最大值，裂缝充分开展，布满整个墙身．左侧边缘柱的底部混凝土完全被压溃剥落，钢筋露出．靠近右侧暗柱根部的墙身混凝土脱落，钢筋露出．试件破坏严重且水平荷载开始下降，试验结束．

2.4 破坏形态

3片试件的裂缝的发展历程大致一样，首条裂缝均在第6级加载过程中开展，且分布在右侧暗柱根部周围，继续加载，则在右侧暗柱中部出现多条大致水平裂缝，在墙身对角线区域开展一条大致呈45°的剪切斜裂缝，随着水平荷载的增大，已有裂缝继续开展延伸，新的裂缝持续出现，右侧边缘柱的裂缝由水平向变为倾斜开展延伸的剪切裂缝，布满墙身对角线以下区域．

试件YZW-1的裂缝布满墙身对角线以下区域后，在墙身对角线以上区域没有继续开展新裂缝，最终破坏形态表现为右侧暗柱纵向受力钢筋被拉断，墙身与地梁接缝处的水平缝为主裂缝，墙身被完全抬起．左侧暗柱底部混凝土有少量压碎剥落．

试件YZW-2的最终破坏形态接近试件YZW-1的破坏形态，墙身对角线以下区域布满裂缝，墙身与地梁接缝处水平缝为主裂缝，不同的是在墙身对角线以上区域，开展了两条斜向发展的裂缝．

试件YZW-3的最终破坏形态不同于其他2片试件，在裂缝布满墙身对角线以下区域后，水平荷载继续增加，在墙身对角线以上区域新增多条大致呈65°的斜裂缝，周围布满细小裂缝，加载至900kN后，沿左侧暗柱与预制墙体接缝处开展许多竖向短小裂缝．最终破坏形态表现如下：裂缝充分开展，布满墙身，左侧暗柱底部的混凝土完全压溃脱落，暗柱纵筋和箍筋外露；齿槽右侧混凝土脱落，钢筋露出，考虑是由于试件在水平荷载的作用下H型钢抗剪键与混凝土挤压的结果．

3 试验结果分析

3.1 荷载-位移曲线

图9为3片试件的荷载-位移曲线．对比分析YZW-1、YZW-2试件的荷载-位移曲线，可以看出增大穿过混凝土结合面的钢筋直径可以有效提高试件的抗剪承载力，且抗剪刚度也有着明显的提高．对比分析YZW-1、YZW-3试件的荷载-位移曲线，在试件YZW-1达到峰值荷载前，两片试件的荷载-位移曲线的走向几乎重合，两片试件刚度接近，YZW-3的峰值荷载和极限位移远远大于试件YZW-1，增加H型钢抗剪键可以有效提高试件抗剪承载力和极限变形 能力．

图9 试件荷载-位移曲线

3.2 各阶段特征值

表3 各阶段荷载及位移特征值

Tab.3 Characteristic of load and displacement in each stage

图10 Park法确定屈服荷载

由表3中的特征值可以得出，3片试件的开裂荷载没有明显区别，相较于试件YZW-1，试件YZW-2、试件YZW-3提高了试件的屈服强度，且峰值荷载分别提高了22.9%、19.6%，试件YZW-1、YZW-3破坏时对应的层间位移角分别为1/31、1/21，试件YZW-3的极限变形能力有所提高．

3.3 钢筋及H型钢应变

图11为试件YZW-1的地梁U型插筋和预制墙体竖向筋在同一截面位置的钢筋应变曲线．钢筋应变走向接近，表明采用U型筋搭接连接锚固可靠，上下层钢筋受力有良好的传递性．

图12为H型钢抗剪键腹板两个方向的应变曲线，在顶点水平位移37mm之前，H型钢腹板没有产生很大的应变，C-6b下受拉，C-6b中受压．继续施加荷载，C-6b下开始由受拉转变为受压，顶点水平位移增加到57mm时，型钢腹板受压屈服，增设的H型钢抗剪键在试件屈服之前几乎没有参与受力，后期可以有效地为试件提供抗剪承载力．

图11 钢筋应变

图12 H型钢应变

4 结 论

(1) 最终破坏形态：3片试件的裂缝均布满对角线以下区域，试件YZW-2对角线以上区域开展两条裂缝，试件YZW-3对角线以上区域裂缝开展充分，导致3片试件最终破坏的主裂缝是预制墙体与地梁接缝处的水平裂缝，3片试件均表现为右侧暗柱纵筋受拉屈服甚至断裂，左侧暗柱底部混凝土压碎脱落．

(2) 3片试件开裂荷载分别为285kN、290kN、272kN，增加钢筋截面面积和H型钢抗剪键对试件开裂荷载没有明显影响．右侧暗柱纵筋受拉屈服时试件YZW-1、YZW-2对应的水平荷载分别为380kN、432kN，导致试件最终破坏的主裂缝，即预制墙体与地梁接缝处的水平裂缝出现时，试件YZW-1、YZW-2对应的水平荷载分别为450kN、600kN，增加钢筋截面面积延缓了暗柱纵筋的屈服和主裂缝的开展．

(3) 试件YZW-1、YZW-2、YZW-3的峰值承载力分别为773.4kN、950.3kN、925.3kN，试件YZW-2峰值承载力提高了22.9%，试件YZW-3的峰值承载力提高了19.6%．增加钢筋截面面积和H型钢抗剪键均可以有效提高试件抗剪承载力．对比荷载-位移曲线可以看出，相较于试件YZW-1，试件YZW-2的刚度明显提高．试件YZW-1、YZW-3破坏时对应的层间位移角分别为1/31、1/21，试件YZW-3的极限变形能力有所提高．

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Experimental Study on Shear Behavior of Precast Shear Wall with Composite Alveolar Connections

Zhang Xizhi1，Li Fulin2，Li Yanan1，Li Xingqian2，Zhang Shaohua1，Yu Zhishuang3

(1. Tianjin University Research Institute of Architectural Design and Urban Planning Co.，Ltd.，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. China Railway Construction Bridge Engineering Bureau Group Construction Assembly Technology Co.，Ltd.，Tianjin 300300，China)

To study the influence of the cross-sectional area of reinforcement and H-beam shear key on the shear performance of concrete walls, three full-scale prefabricated low-shear wall specimens with a shear span ratio of 0.87 were designed and manufactured. This paper mainly studies the failure process and ultimate failure mode, load characteristic value and load displacement curve of three shear wall specimens under monotonic push load under the condition that the vertical axial pressure remains unchanged. The effects of three different structural treatments on the shear performance of the specimens were compared and analyzed, which were common roughening at the interface of the new and old concrete, increasing the cross-sectional area of the steel bar and adding the H-shaped steel shear key. It is observed that the three specimens exhibit similar failure processes and final failure modes: ① the tensile yield or the even break of the reinforcement at the root of the concealed column on the right side of the shear wall specimen, ② the collapse and fall of the concrete at the root of the concealed column on the left side, and ③ the horizontal cracks at the joint surface, which are the main cracks. Results show that the U-shaped steel bar lap joint of the three shear wall specimens at the composite alveolar can effectively transfer the stress. Moreover, increasing the cross-sectional area of the steel bar at the joint surface and adding the H-shaped steel shear key can improve the shear bearing capacity of the specimens with a peak bearing capacity of 773.4 kN, 950.3 kN and 925.3 kN for YZW-1, YZW-2, and YZW-3, respectively. The ultimate bearing capacity of YZW-2 increases by 22.9% when the cross-sectional area of reinforcement is increased, while the ultimate bearing capacity of YZW-3 with H-beam is increased by 19.7%. Comparison results of the load-displacement curves of the three specimens reveal that YZW-2 exhibits a higher stiffness and stronger lateral displacement resistance compared to those of YZW-1,and is easy to operate in the actual construction process. Compared with YZW-1, YZW-3 with an added H-beam has the same stiffness but stronger ultimate deformation capacity in the later stage.

prefabricated shear wall；composite alveolar；H-beam；monotonic loading；shear performance

TU398.2；TU352.11

A

0493-2137(2022)01-0057-09

10.11784/tdxbz202103043

2021-03-23；

2021-04-22.

张锡治（1967—  ），男，博士，研究员，zhang_xz@tju.edu.cn．

李福林，760157016@qq.com.

国家自然科学基金资助项目(51578369)；天津市科技计划资助项目(19YDLYSN00120).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51578369)，the Science and Technology Major Projects of Tianjin，China(No. 19YDLYSN00120).

(责任编辑：金顺爱)