装配式混凝土剪力墙结构既符合我国建筑行业大力发展装配式建筑的政策方向，又能解决我国面大量广的高品质住宅需求，近几年来得到快速发展与广泛推广。作为结构重要受力构件的装配式混凝土剪力墙，一般存在由预制构件拆分带来的水平与竖向接缝。水平接缝即上、下层剪力墙竖向连接节点，主要解决剪力墙竖向钢筋连接问题，国外学者提出的预应力压接、混合连接和摇摆墙[1－4]、国内常见的套筒灌浆连接和浆锚搭接连接[5－9]，均通过大量试验研究工作证明其可靠性，并被纳入相关标准规范中[10－11]，近年也出现了干式连接[12]、新型混合连接[13]等连接方式；竖向接缝即同层相邻剪力墙水平连接节点，一般位于纵横墙交接处或出现在墙长较长的情况，国外有采用延性连接件做法[14－15]，国内一般通过现浇带进行连接，相关标准规范[10－11]也给出了具体做法。
目前，对装配式混凝土剪力墙水平接缝抗震性能的评价已有大量试验数据，但针对竖向接缝的研究相对较少，文献[16－19]在整体模型中涉及竖向接缝并得出竖向接缝现浇混凝土可保证预制部分间的整体受力性能，但未进一步研究竖向接缝对剪力墙构件性能的具体影响。
为探讨水平接缝与竖向接缝对装配式混凝土剪力墙抗震性能的影响，开展了同时考虑两种接缝的试件抗震性能试验，并与现浇试件对比，评价其抗震能力。同时，基于试验结果，采用 ABAQUS进行有限元分析，探讨竖向接缝对装配式混凝土剪力墙受力性能的影响。
1 试验过程
1.1 试件设计
制作4个同几何尺寸、同截面配筋的足尺比例工字形试件，其中，2个为现浇对比试件(编号MW 1、MW 2)，2个为装配式试件(编号PW 1、PW 2)。
试件几何尺寸见图 1，现浇试件配筋见图 2，装配式试件配筋见图 3。对于装配式试件，水平接缝位于预制墙与底座交接处，预制剪力墙与底座之间设置20 mm厚坐浆层，剪力墙竖向钢筋采用金属波纹管浆锚连接，选用φ40金属波纹管，波纹管直线段长(即钢筋浆锚长度)600 mm，灌注无收缩、高强度灌浆料；竖向接缝的现浇带设置在剪力墙腹板两端300 mm范围内，竖向钢筋采用通常钢筋，并预埋于底座，腹板水平钢筋锚固于现浇混凝土内；预制部分与现浇部分剪力墙边缘构件箍筋采用扣接封闭箍筋。
图1 试件几何尺寸图 /mm
Fig.1 Geometry of specimens
图2 现浇试件截面配筋图
Fig.2 Reinforcement detail of cross section of cast-in-place specimen
图3 装配式试件截面配筋图
Fig.3 Reinforcement detail of cross section of precast specimen
1.2 材料性能
试件采用C35混凝土制作，现浇试件、装配式试件预制部分及现浇部分的混凝土实测立方体抗压强度分别为34.5 MPa、35.9 MPa和34.6 MPa，换算得混凝土轴心抗压强度为23.07 MPa、24.01 MPa和23.14 MPa。灌浆料实测抗压强度为75.0 MPa。钢筋材料性能实测值见表1。
表1 钢筋材性数据
Table 1 Material mechanical data of reinforcements
直径/mm 屈服强度f y /MPa极限强度f u /MPa弹性模量/(×105 N/mm2)延伸率/(%)8 520 620 2.00 22 10 450 580 24 14 460 540 24
1.3 加载装置与测试内容
试件加载装置示意图见图 4。试件通过预应力精轧螺纹钢形成的地脚螺杆与试验室地面锚固连接；通过拉杆与1000 kN电液伺服作动器(MTS)进行连接以施加水平反复荷载；通过体外索、横向加载梁及纵向分配梁施加竖向荷载。
图4 试验加载装置
Fig.4 Test loading setup
试验采用拟静力加载试验方案，轴压比分别为0.1(试件 MW 1、PW 1)与 0.15(试件 MW 2、PW 2)，施加竖向荷载分别为1350 kN和2035 kN。水平荷载采用力和位移双控，试件屈服前按力控制，每级荷载循环1次，屈服后按位移控制，每级荷载循环3次。当试件承载力降低至峰值承载力的85%以下或发生不适于加载的过大变形或超出设备能力时，试验终止。为便于分析，规定 MTS外推时荷载为正；内拉时荷载为负。
试验采集数据包括：1) 试件加载点荷载-位移曲线，由MTS内置元件测量；2) 钢筋应变，由粘贴钢筋应变片测试；3) 竖向荷载，由体外索的张拉油泵的油表直接读取。
2 试验结果及分析
2.1 破坏形态
由于 MTS加载能力制约，试件均未加载至最终破坏，各试件在试验终止时的裂缝发展情况见图5。从图中可以看出，现浇试件与装配式试件的裂缝开展情况基本接近，说明两者受力机制相同；试件呈弯剪受力状态，试件翼缘产生水平裂缝，主要提供抗弯承载力；试件腹板则产生斜向交叉裂缝，主要提供抗剪承载力。同时，现浇带与预制混凝土边界未产生明显裂缝，说明现浇混凝土与预制混凝土结合情况良好。
图5 试件裂缝分布照片
Fig.5 Crack distribution photos of specimens
2.2 滞回曲线与骨架曲线
试件滞回曲线与骨架曲线见图 6，需要说明的是，由于试验加载设备MTS能力限制，4个试件均未加载至最终破坏，虽剪力墙竖向钢筋已发生部分屈服，但由于钢筋应变强化，试件承载力仍然处于上升阶段，滞回曲线与骨架曲线也就没有反映出强度退化。0.1轴压比条件下，试件已完全屈服，试件MW 1、PW 1滞回曲线形状基本接近，滞回环较为饱满，两者骨架曲线走势一致且基本重合，承载力未发生明显退化；0.15轴压比条件下，试件尚未完全进入屈服，滞回环未能得到充分发展，骨架曲线仍然处于明显的上升段，但试件MW 2、PW 2的滞回曲线与骨架曲线基本接近，两者表现相当。
图6 滞回曲线与骨架曲线
Fig.6 Hysteretic curves and skeleton curves
2.3 承载能力
各试件的开裂与峰值荷载见表2。0.1轴压比条件下，试件骨架曲线已进入水平段，认为该阶段荷载即为试件峰值承载力，而0.15轴压比条件下，试件仍未明显屈服，因此，未能给出真实峰值承载力，仅给出试验终止时的荷载值。
由于试验受 MTS能力限制，因此，各试件的峰值承载力或终止时的荷载值基本相当。与试件弯矩承载力设计值比较，各试件均具有足够的安全度，对于0.15轴压比条件，随位移继续增大荷载将继续增长。同时，随着轴压比的增大，试件开裂荷载提高。
表2 试件承载力
Table 2 Strengths and deformations of specimens
注：数据取正、反向实测值的绝对值的平均值；试件MW 2、PW 2以试验终止时荷载代替峰值承载力。
试件开裂阶段 峰值阶段 弯矩承载力实测值M t/(kN·m)弯矩承载力设计值M d/(kN·m)M t/M d承载力/kN承载力/kN MW 1 350 1078 3768 2625 1.44 PW 1 350 1083 3785 1.44 MW 2 500 1066 3726 3114 1.20 PW 2 500 1080 3775 1.21
2.4 刚度特性
整个加载过程中，各试件的割线刚度变化情况见图 7。在相同轴压比条件下的试件表现相当，尤其是弹塑性阶段刚度曲线基本接近，在加载初期，由于加载荷载或位移相对较小，受试件与试验设备间的间隙影响较大，尤其对于轴压比较小的试件MW 1、PW 1，曲线初期相对有所离散。
2.5 耗能能力
位移加载过程中，各试件在各位移加载等级的第一个循环的等效粘滞阻尼系数变化情况见图 8。装配式试件表现出与现浇试件相当的耗能能力，但由于未加载充分，高轴压比试件后期耗能能力发展以及轴压比对耗能能力影响未能直接从试验获得。
图8 试件等效粘滞阻尼系数
Fig.8 Equivalent viscous coefficients of specimens
3 ABAQUS有限元分析
考虑到试验未充分开展且试验无法直接得出数据以分析竖向接缝(现浇带)对水平接缝受力性能的影响，因此，采用 ABAQUS软件模拟试验，分析试件在水平单调荷载作用下的荷载-位移曲线，在与试验正向加载部分的骨架曲线验证的基础上，进一步开展必要的补充分析，掌握现浇带对水平接缝受力性能的影响。
3.1 模型建立
1) 材料本构定义
混凝土本构采用程序自带混凝土损伤塑性模型[20]，并根据混凝土轴心抗压强度实测值进行标定，现浇试件混凝土、装配式试件混凝土预制部分与现浇部分的混凝土受压本构模型见图9。
钢筋本构采用双折线模型，并根据钢筋抗拉强度实测值进行标定，各种规格钢筋本构模型见图10。
图9 混凝土受压本构关系曲线
Fig. 9 Compression constitutive relation of concrete
图10 钢筋本构关系曲线
Fig. 10 Constitutive relation of rebar
2) 单元选取
混凝土采用三维八节点减缩应力单元 C3D8R模拟，钢筋采用三维二节点杆单元T3D2模拟，模型网格密度主要根据程序自动判别，且剪力墙部分网格适当加密。
3) 模型处理
竖向接缝现浇带混凝土与预制混凝土之间认为共同工作，并采用程序自带的刚性连接方式；水平接缝预制混凝土之间设置面面接触，模拟接缝的张开、闭合及沿接触面的滑移；钢筋与混凝土粘结良好，无相对滑移，并采用程序自带的 embedded方式将钢筋单元与混凝土单元进行连接。
另外，为建模方便，且考虑灌浆料强度较高而截面积占比较小，灌浆料采用混凝土材料代替。
4) 模型加载
模型水平荷载采用单调位移加载方式，模型验证时根据各试件试验终止时的位移确定模型水平荷载幅值；补充模型分析时，为了获得模型受力全过程结果，统一施加 105 mm 水平位移(位移角约1/33)。另外，补充分析模型轴压比均为0.1。
3.2 模型验证
将ABAQUS计算单调荷载-位移曲线与试验实测正向骨架曲线对比，见图11。从图中可以看出，ABAQUS计算结果能很好地模拟试验曲线，0.1轴压比条件下相对吻合更好，而0.15轴压比条件在加载初始阶段，由于较高轴压比使得试件本身抗侧刚度增大，加载初期试验装置间隙对其整体曲线影响则较0.1轴压比条件明显，表现在试件MW 2和PW 2实测曲线初期均经历了明显的刚度增长(曲线斜率增大)过程，而ABAQUS模型则不能反映试验装置间隙的影响，而此阶段后，ABAQUS曲线与试验曲线逐渐吻合良好。
图11 有限元分析与实测曲线对比
Fig.11 Comparison of FEM and test results
图12 为ABAQUS计算得到的模型混凝土应变云图及钢筋M ises应力云图，由于各模型破坏形态基本一致，为方便比对且节省篇幅，此处仅给出试件 PW 2对应模型的计算结果。从图中可以看出，混凝土塑性应变集中于受压侧腹板角部及翼缘部分，且形成斜向受压杆；钢筋塑性应变集中于受拉侧翼缘与腹板处。根据应力分析可以发现，有限元分析模型破坏形态与试验现象基本一致。
图12 试件PW 2有限元应力分析结果
Fig.12 FEA stress results of Specimen PW 2
3.3 现浇带对水平接缝力学性能影响分析
为探讨现浇带的具体设置对水平接缝受力性能的影响，基于试件几何尺寸，补充分析几种典型现浇带设置情况(见图 13，包括 Case1：全预制；Case2：全现浇；Case3：边缘构件全现浇；Case4：翼缘全现浇；Case5：交角处现浇；Case6：腹板端部现浇，即试验试件；Case7：腹板全现浇)模型的单调荷载-位移曲线。
图13 典型现浇带设置
Fig.12 Typical setting of cast-in-place concrete
1) 荷载-位移曲线分析
将各种情况模型计算得荷载-位移曲线进行对比，见图 14。从图中可以看出，荷载-位移曲线在弹塑性阶段均呈水平并稍向上发展，模型承载力为发生退化，均表现出良好的延性性能；现浇带的设置对剪力墙弹性阶段没有明显影响，而对剪力墙弹塑性阶段的表现影响较大，按照极限承载力由高到低排序为：交角处现浇情况(Case5)1368 kN＞翼缘全现浇情况(Case4)、腹板端部现浇情况(Case6)1330 kN＞边缘构件全现浇情况(Case3)1300 kN＞腹板全现浇情况(Case7)1165 kN＞全现浇情况(Case2)1157 kN＞全预制情况(Case1)941 kN。与全现浇情况(Case2)比较，最高(Case5)、最低(Case1)承载力分别相当于其承载力的118%、81%。初步分析认为，现浇带的设置可以约束水平接缝在较高荷载作用下的水平滑移，从而提高剪力墙刚度与承载能力，因此，全预制情况缺乏约束而表现最差；而只要设置了现浇带，装配式剪力墙力学性能则得到明显提高，可充分实现“等同现浇”性能；从效率上看，现浇带设置在剪力墙端部较设置在腹板处对装配式剪力墙力学性能提高更为明显，同时，考虑现浇量与力学性能综合因素，翼缘全现浇情况(Case4)和交角处现浇情况(Case5)将是最优方案。
图14 荷载-位移曲线对比
Fig.14 Comparison of force-displacement curves
2) 水平接缝滑移分析
水平接缝在105 mm水平位移荷载作用下的预制剪力墙部分与底座间的相对滑移量云图见图15，其中全现浇情况(Case2)无无预制部分与水平滑移，故无相应云图。从图中可以看出，无论何种现浇带设置情况，水平接缝滑移主要发生在腹板部位，而翼缘基本无滑移产生，说明在模型受力全过程中，翼缘主要通过竖向变形提供抗弯承载力，而腹板则通过剪切变形提供抗剪承载力，这与试验现象相吻合；对于水平滑移量，按交角处现浇情况(Case5)1.493 mm＞全预制情况(Case1)1.154 mm＞翼缘全现浇情况(Case4)0.952 mm＞腹板全现浇情况(Case7)0.505 mm＞腹板端部现浇情况(Case6)0.442 mm＞边缘构件全现浇情况(Case3)0.435 mm，最大、最小水平滑移量分别约占总水平位移的1.42%、0.41%，且全预制情况(Case1)水平滑移量占约总水平位移的1.10%，可以看出在模型主要承受弯剪荷载作用、总体水平滑移量较小的情况下，现浇带设置对水平滑移影响也较有限，但同时可以发现，现浇带的设置对模型承载力影响更为明显，表明即使较小的水平滑移对模型承载力的影响也较为显著。
图15 水平接缝滑移云图
Fig.15 Contour plots of slip for horizontal joints
图 16给出了各种情况模型水平滑移最大节点在受力全过程的水平滑移发展过程。从图中可以看出，各模型节点水平滑移发展具有相同规律，在水平荷载较小时，几乎无水平滑移产生，模型以弯曲为主；当荷载继续增大，水平滑移开始发生并逐渐增大，但各模型产生初始水平滑移时对应的水平位移有较大不同，按照水平位移大小排序为全预制情况(Case1)3.57 mm＜腹板端部现浇情况(Case6)4.84 mm＜边缘构件全现浇情况(Case3)5.98 mm＜交角处现浇情况(Case5)11.75 mm＜翼缘全现浇情况(Case4)16.21 mm＜腹板全现浇情况(Case7)17.15 mm，说明现浇带设置可延缓初始水平滑移产生，其约束效率有随着现浇带向剪力墙端部移动有所提高，而直接避免腹板水平滑移的腹板全现浇情况(Case7)现浇带对其初始约束能力最高；当荷载继续增大，水平滑移达到峰值后不再继续增大，此时，水平位移则主要由弯曲变形提供。
图16 水平接缝滑移曲线对比
Fig.16 Comparison of slip curves of horizontal joints
3) 钢筋应力分析
竖向接缝现浇带内水平钢筋构造要求及受力连续性问题一直受到广泛关注，将各模型穿越现浇带与预制混凝土的水平钢筋或扣接封闭箍筋在峰值水平位移荷载作用下的应力云图示于图 17，其中，全预制情况(Case1)与全现浇情况(Case2)不存在该问题，因此，未给出相应云图。从图中更可以看出，对于边缘构件全现浇情况(Case3)，剪力墙水平分布钢筋作为现浇带与预制混凝土界面的连接钢筋，其主要在腹板区域屈服，以提供墙体抗剪承载力；对于翼缘全现浇情况(Case4)和交角处现浇情况(Case5)，边缘构件的扣接封闭箍筋作为连接钢筋，主要在剪力墙弹塑性变形段发生屈服，主要为提供对混凝土的约束，其对墙体抗剪承载力贡献较小；对于腹板端部现浇情况(Case6)和腹板全现浇情况(Case7)，由于现浇带设在腹板，作为连接钢筋的扣接封闭箍筋在剪力墙大半高度上均发生屈服，其对墙体抗剪承载力有一定贡献。因此，对于现浇带内水平钢筋连接构造，宜根据其现浇带位置及钢筋应力情况确定，当其参与墙体抗剪时，应采取可靠措施保证其锚固；但建议不考虑连接钢筋的抗剪承载力贡献，使其受力简单且可简化构造。
图17 水平连接钢筋应力云图
Fig.17 Contour plots of stress for rebars across vertical joints
4 结论
对同时考虑水平接缝与竖向接缝的工字形装配式混凝土剪力墙开展了低周反复荷载试验及有限元分析，并得出以下主要结论与建议：
(1) 通过综合对比0.1、0.15轴压比条件下的2组试件的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、承载力、刚度及耗能能力，认为装配式试件可实现与现浇试件相当的抗震能力。
(2) 水平接缝滑移量虽然较小，但其对装配式剪力墙承载力影响较大，设置竖向接缝现浇带可有效提高剪力墙承载能力，根据有限元模型分析结果，无论何种现浇带设置，均能保证装配式剪力墙承载力达到甚至超过现浇剪力墙。
(3) 竖向接缝位于翼缘部位时，水平连接钢筋主要提供混凝土约束应力，其构造可与箍筋相同；竖向接缝越靠近腹板，水平连接钢筋对剪力墙抗剪承载力贡献越高，应保证其可靠的锚固；为使水平连接钢筋受力合理、构造简单，建议不考虑其抗剪作用，因此，现浇带位置应尽量设置在翼缘部位。
(4) 综合受力性能、构造与施工要求，对于弯剪或受弯状态的工字形剪力墙，建议采用翼缘全现浇方案，可获得较高的承载力、较小的水平滑移、较为简单的水平连接钢筋构造及较少的现浇混凝土施工量。
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