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装配式剪力墙中存在大量的水平、竖向接缝，接缝处钢筋的连接形式是装配式剪力墙的关键技术之一，直接决定了结构的整体抗震性能。在我国，现行 JGJ 1-2014《装配式混凝土结构设计规程》推荐的连接技术为套筒灌浆连接[1] 和浆锚搭接连接[2]，这两种方式连接的装配式剪力墙具有与整浇墙相近的抗震性能，但套筒灌浆连接存在套筒用量大、施工精度高、质量难以检测等弊端；而浆锚搭接连接不仅需逐孔灌浆、现场作业量大，且不适用于大直径钢筋，以上诸多不足成为制约装配式结构蓬勃发展的主要原因[3-7]。
另一方面，近年来，超高性能混凝土（UHPC）凭借高强、高致密性、与钢筋握裹力强、自流平等特点，备受工程界关注。在实际工程中，将 UHPC 应用于装配式结构的连接部位[8-9]，可大大简化接缝处钢筋布置、提高施工速度。但目前国内外相关研究数量十分有限，将 UHPC 应用于装配式剪力墙接缝及节点时，其与普通混凝土的黏结性能以及结构整体所表现的抗震性能尚不明确。
因此，提出一种基于 UHPC 材料、钢筋直锚短搭接的新型装配式剪力墙结构，主要技术特点为：在剪力墙底部预留 UHPC 后浇区，钢筋在此区域内通过搭接连接，搭接长度为10 d（d 为钢筋直径）。该连接具有节省钢筋用量、简化接缝处钢筋布置、施工质量易检测等优点。
为研究该新型连接的剪力墙的抗震性能，共设计制作 5 榀足尺剪力墙试件，对其进行低周反复荷载试验，研究试件的钢筋传力情况、裂缝分布、破坏形态以及承载力、刚度、位移延性、耗能能力等性能。
01
试验概述
1.1 试件设计和制作
试验设计并制作了 5 榀足尺剪力墙试件，其中 1 榀整浇对比试件 SW，4 榀装配式剪力墙试件 TW1～TW4。试件 TW1～TW3 在墙底设置水平后浇段，TW4 在墙板中部及底部设置后浇段，两侧由两片半墙拼接而成。另外，TW1～TW3 采用不同轴压比，SW、TW1与 TW4 轴压比相同。
5 榀剪力墙试件均采用矩形截面，几何尺寸、配筋等均相同。墙高 2800 mm，墙长1300 mm，墙厚 160 mm，墙厚符合 GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》中一级抗震墙结构最小墙厚的规定。
试验中试件钢筋全部选用 HRB400，剪力墙两端 200 mm 范围内设置暗柱，配置 4ϕ16 竖向钢筋和 ϕ8@100 水平箍筋，墙肢部分竖向钢筋为 ϕ8@200 ， 水平分布钢筋为 ϕ8@150 。试件配筋图见图 １，基本 参数见表 １。
试验试件由加载梁、剪力墙、地梁三部分组成，墙体底部预留 UHPC 后浇区。制作时按地梁、加载梁和墙体进行吊装并浇筑 UHPC 。
后浇 UHPC 段高度设置：暗柱为 180 mm；墙肢 为 100 mm。另外，为方便后期吊装拼接，装配式剪力墙试件底部设置 100 mm 厚混凝土支腿，支腿处 UHPC 的流通宽度为 60 mm。
试件配筋及钢筋截面连接见图 2。
1.2 材料性能
5 榀试件地梁混凝土同批次浇筑，整浇试件墙体及装配式剪力墙墙体混凝土为另一批次。对墙体混凝土预留标准立方体试块进行抗压强度试验，实测强度 fcu,m为 45.9 MPa。钢筋材料性能实测值见表 2。
后浇区超高性能混凝土（UHPC）原材料由浙江泰耐克（TENACAL） 公司提供，各组分配比见表 3。试验前对 100 mm×100 mm×100 mm 立方体试块进行抗压试验，测得 fc,u ＝ 110.8 MPa。对 100 mm × 100 mm×300 mm 的棱柱体试块进行弹性模量试验，测得 E =42.6 GPa。
1.3 加载制度和量测内容
试验在河南工业大学结构试验室进行，拟静力试验加载装置如图 3 所示。
根据 JGJ/T 101-2015《建筑抗震试验规程》要求，首先通过 2000 kN 液压千斤顶施加竖向轴压力，并在整个试验过程中保持不变，后通过 1000 kN 作动器施加往复水平力。水平力采用荷载、位移混合控制机制，试件屈服前采用力控制加载，荷载等级为 40 kN ，每级循环 1 次；屈服后采用位移控制加载，级差为 1 倍屈服位移，每级循环 3 次，直至试件无法继续承载或荷载下降至峰值荷载的 85％时，停止试验。加载制度如图 4 所示。
1.4 量测内容及测点布置
在加载梁右端与加载点等高处布置两个拉线式位移计，用于量测剪力墙的滞回位移。沿剪力墙侧面，墙高为 200，700，1500，2300 mm 的位置处布置顶针式位移计，在剪力墙正面，沿对角线方向布置两个拉线式位移计。地梁两侧分别布置 3 个位移计，用于监测地梁的平移、转动及翘起。
用应变片量测钢筋应变。在试件 SW 距梁顶面 20 mm 处布置应变片；试件 TW1 ～ TW4 则分别于相 互搭接的钢筋距搭接端端部 20 mm 处布置应变片，用于研究新型连接的传力性能。钢筋应变片布置见图 5 所示。
02
试验现象及破坏形态
2.1 试验现象
试件裂缝分布如图 6 所示。试件 SW，在水平荷载 F＝160 kN 时，首先在墙体受拉侧距地梁顶面约 15 cm 处出现细小水平裂缝；F＝200 kN 时，剪力墙与地梁接缝处开裂；继续加载至 F＝240 kN，受拉侧墙体水平裂缝逐渐增多，部分裂缝斜向发展；F＝280 kN时，墙板中部产生腹剪裂缝，部分裂缝交叉呈“Ｘ”型，暗柱竖向钢筋受拉屈服。负向加载至位 移 Δ＝32 mm 时，剪力墙与地梁接缝处裂缝贯通，墙底部受压侧混凝土少量剥落；Δ＝48 mm 时，裂缝最大宽度约 1.5 mm，同级荷载第 3 个循环时，墙底 30 cm 范围内，两端混凝土轻微压溃；负向加载至Δ＝ 64 mm 第 3 个循环时，两端混凝土大量压溃脱落，受压侧暗柱竖向筋向外鼓出，受拉侧竖向筋被拉断，水平承载力降至峰值荷载 85％以下，加载结束。
试件 TW1，负向加载至 Ｆ＝ 180 kN，首先在墙底距地梁顶面约 25 cm 处出现第一条水平裂缝；继续加载，距墙底 20～130 cm 墙高范围的预制墙段新增多条水平裂缝，部分水平裂缝斜向发展；正向加载至 Ｆ＝280 kN 时，预制墙段部分斜裂缝延伸至后浇区上方水平接缝处，同级荷载下，UHPC 与地梁接缝开裂，后发展为主要裂缝；Ｆ＝ 300 kN 时，受拉侧暗柱竖向钢筋屈服。水平位移 Δ＝ 30 mm 时，预制墙段与 UHPC 接缝处裂缝宽度约为 1.7 mm，剪力墙受拉侧可见明显翘起，地梁顶面混凝土被拉裂；正向加载至 Δ＝ 50 mm，剪力墙与地梁接缝处裂缝宽度约 7 mm，同级荷载第 3 个循环时，预制墙底部出现细小竖向受压裂缝；水平位移加至 Δ＝ 75 mm 时，预制墙底部两端混凝土压溃，受压侧暗柱竖向筋向外鼓出，水平承载力下降，加载结束。
试件 TW2，暗柱竖向钢筋屈服前，裂缝发展过程与试件 TW1 基本类似。竖向钢筋屈服后，正向加载至 Δ＝15 mm 第 2 个循环时，UHPC 与地梁接缝处裂贯通，剪力墙轻微翘起，继续加载，受拉侧 UHPC 出现少量细小竖向裂缝；正向加载至 Δ＝45 mm 第 1 循环时，受拉侧 UHPC 新增多条斜裂缝，其中一条延伸至地梁接缝；同级荷载第 2 个循环时，该斜裂缝宽度增大到 7 mm，该处竖向裂缝也逐渐增大，正向水平荷载开始下降，反向荷载仍在增加；继续加载至 Δ＝80 mm，第 1 个循环结束时，受拉侧 UHPC 沿原竖向裂缝劈裂、脱落，正向荷载降至峰值荷载的 85％，试件破坏严重，加载结束。
试件 TW3，正向加载至 Ｆ＝ 260 kN 时，首先在预制墙底部受拉侧出现水平裂缝，继续加载至 Ｆ＝ 300 kN，UHPC 与地梁接缝开裂；Ｆ＝340 kN 时，部分水平裂缝斜向发展，裂缝整体分布在墙高 2 m 范围内，负向加载至 Ｆ＝360 kN，预制墙斜裂缝发展至墙体与 UHPC 接缝处，继续加载，该裂缝延伸至 UHPC 后浇区。水平荷载加至 Ｆ＝ 400 kN 时，受压 侧暗柱竖向筋屈服。水平位移 Δ＝ 30 mm 时，UHPC 上方预制混凝土出现多条受压竖向裂缝；负向加载至 Δ＝60 mm 时，受压侧 UHPC竖向裂缝增多，上方预制墙混凝土压酥剥落，受拉侧 UHPC 与地梁接缝处开裂较大；负向加载至 Δ＝75 mm，受拉侧预埋筋附近 UHPC 开裂较大，裂缝宽度约 4 mm，同时，受压侧预制墙底部暗柱竖向筋向外鼓出，混凝土大量压溃剥落，试验结束。
试件 TW4，水平荷载负向加至 Ｆ＝160 kN 时，首先在距墙底 30 cm 处出现第 1 条水平裂缝，继续加载，裂缝数目增多，部分水平裂缝斜向发展；继续加载，剪力墙与地梁接缝处开裂。Ｆ＝260 kN，部分裂缝斜向发展至预制墙与竖向 UHPC 接缝，沿接缝发展一段距离后，跨过竖向 UHPC 段，在另一侧沿相同方向继续发展，UHPC 段未见明显开裂；正向加载至 Ｆ＝280 kN 时，裂缝在竖向 UHPC 段两侧分别交叉，同级荷载下，受拉侧暗柱竖向筋屈服。水平位移加至 Δ＝ 33 mm 时，预制墙与水平 UHPC 段接缝处开裂，部分斜裂缝发展至该接缝处，并沿接缝发展一段距离，同级荷载第 2 个循环时，剪力墙与地梁接缝处裂缝贯通；水平位移 Δ＝ 50 mm 时，剪力墙沿与地梁接缝发生平面内侧移，侧移量约为 3 mm；水平位移加至 Δ＝ 66 mm 时，预制墙底部两端混凝土被压溃，试件承载力不再增大；继续加载至 Δ＝82 mm，受拉侧暗柱竖向筋将被剪断，该处 UHPC 保护层少量剥落；水平位移 Δ＝90 mm 时，试件承载力降至峰值荷载的 80％以下，加载结束。
2.2 破坏形态
试件 SW、TW1、TW2 和 TW3 破坏形态相似，均为暗柱竖向钢筋屈服，底部混凝土压溃脱落的压弯破坏。两者主要区别在于，装配式试件 TW1、TW2 和 TW3 混凝土压溃区域较试件 SW 上移，发生在 UHPC 后浇区上方，而不是剪力墙底部。
试件 TW4 的破坏形态为弯剪破坏，由于 UHPC 的良好抗拉性能使得两榀预制半墙通过 UHPC 连接后整体性大大增强，整榀试件的薄弱部位便出现在后浇区。
需要注意的是：试件 TW2 由于浇筑质量原因，左侧 UHPC 段保护层厚度不足 15 mm；轴压比增大时，试件承载力增大，截面相对受压区高度增大，受拉侧 UHPC 开裂后退出工作，与地梁接缝处仅竖向钢筋抗拉，保护层厚度不足直接影响了 UHPC 与钢筋的极限黏结强度；接近破坏荷载时，竖向钢筋受到较大的拉拔作用，左侧 UHPC 段发生局部劈裂破坏（图 7）。
03
试验结果分析
3.1 滞回曲线
剪力墙试件滞回曲线见图 8。可见：1）试件 SW、TW1、TW4 具有相同轴压比时，试件滞回性能基本一致，滞回曲线均较饱满，未见明显“捏拢”现象。加载至峰值荷载后，随位移增大，荷载能够保持一段时间，后缓慢下降，具有较好的“持荷” 能力。2）试件 TW1、TW2 和 TW3 具有相同的装配结构，轴压比分别为 0.2、0.3 和 0.45。随着轴压比的增大，滞回曲线出现明显“捏拢”，且轴压比越大，“捏拢”现象越显著，这与混凝土的开裂、局部压溃有关；轴压比增大时，裂缝发展受到抑制，变形能力变差。3）试件 TW2 滞回曲线在位移 3Δy 处水平荷载骤降，是由于在该级荷载下，受拉侧 UHPC 段发生局部劈裂破坏，竖向钢筋无 UHPC 握裹，进而影响了试件的滞回性能。
3.2 骨架曲线
图 9 给出了两个对比组试件的骨架曲线。装配式试件与整浇试件骨架曲线走势基本一致：加载初期，曲线呈线性，试件处于弹性阶段；剪力墙开裂后，部分混凝土退出工作，试件刚度明显退化，进入弹塑性阶段；水平力进一步增大至峰值后，钢筋发生塑性变形，更多混凝土退出工作，曲线进入下降段，直至试件破坏。
3.3 承载力
表 4 列出了 5 榀剪力墙试件主要阶段的承载力。用能量等值法定义名义屈服点。可以看出，轴压比为 0.2 时，装配试件 TW1 与 TW4 开裂荷载、峰值荷载均略高整浇试件 SW。这是由于：1） 装配试件TW1、 TW4 底部后浇区 UHPC 强度较大，对搭接区竖向钢筋和竖向分布筋起到了局部加强的作用；2）试件 TW1、 TW4 预制墙为水平浇筑，整浇墙 SW 竖向浇筑，混凝土密实度相对较差。
另外，从 3 榀底部设置横缝的装配试件 TW1、 TW2、TW3 可以看出，随着轴压比增大，试件承载力 明显增加。
3.4 变形能力
定义顶点位移角 θ＝Δ/Ｈ， 其中 Δ 为试件加载点的水平位移，Ｈ 为加载点到地梁顶面的距离，Ｈ＝ 2950 mm。用位移延性系数 μ＝Δu/Δy 表征试件变形能力，其中 Δu 为试件达到破坏荷载时对应的水平位移，Δy 为名义屈服位移。表 5 给出了 5 榀试件在不同阶段的位移。
可以看出：1） 轴压比相同时，试件 TW1 与 SW 位移延性系数相差不大；2）试件 TW4 的位移延性系数约为整浇试件的 73％，这是由于竖向接缝的存在隔断了剪力墙裂缝的发展，试件整体性增强，变形能力变差；3）试件 TW2 位移延性系数最小，变形能力最差，原因是该试件底部 UHPC 一侧发生局部劈裂破坏，影响了试件的整体变形。
3.5 刚度
图 10 给出了试件的刚度曲线对比。可以看出：1）装配式试件刚度退化规律与整浇试件基本一致，试件开裂前，刚度退化较快；开裂后，退化速度放缓；接近破坏荷载时，试件刚度基本相同；2） 试件 TW4 初始刚度较大，后由于发生整体侧移，破坏时刚度与整浇试件基本无异。
3.6 应变片变形分析
图 11 给出了部分测点荷载－应变（Ｆ－ε）曲线， 几榀装配式试件的应变片表现情况相似，现列举试件TW1、TW3 暗柱处竖向筋后浇段连接的同一竖向钢筋的应变情况。图 11a、图11b和图 11c、图 11d 分别为同一竖向钢筋在 UHPC 后浇区墙体内、地梁内的测点，由图 11 可知：
1）钢筋屈服前，试件处于弹性阶段时，应变增长速度较慢；试件屈服后，钢筋应变均迅速增大，且两者曲线走势相似，说明 UHPC 后浇、钢筋直锚短搭接的方式能够有效地传递钢筋应力。
2）试件破坏前，钢筋未见明显滑移，说明 UHPC 具有良好的锚固性能。
3）地梁内部应变片滞回曲线相对来说更为饱满，这是由于 UHPC 的强度较大，在试件屈服后仍然能够保持较好的完整性，底部几乎未见明显裂缝，抑制了钢筋变形。
3.7 耗能能力
按照 JGJ/T 101-2015 的规定，采用能量耗散系数 Ｅ 来计算试件的耗能能力，计算结果见表 6。可以看出：轴压比相同，均为 0.2 时，装配式试件 TW1、TW4 的 Ｅ 值均高于整浇试件 SW 的 90％，这就表明其他条件相同时，装配式剪力墙耗能能力基本与整浇试件处于同一水平。观察不同轴压比的试件 TW1 ～ TW3，可以看出轴压比为 0.3 的试件 TW2，极限荷载对应的 Ｅ 值最小，耗能最差，这是由于 TW2 在 3Δy 时，受拉侧底部 UHPC 发生局部破坏，使得滞回环正向捏拢严重，进一步导致试件整体耗能变差，Ｅ 值小于轴压比更大的试件 TW3。
04
结 束 语
通过对 4 个用 UHPC 浇筑连接的装配式剪力墙与 1 个整浇剪力墙的拟静力试验，得到如下结论：
1）墙底部设水平缝的试件与整浇试件的破坏形态相同，为理想的压弯破坏。试件破坏时，暗柱竖向钢筋屈服，底部混凝土被压溃。墙中部设竖缝的试件破坏形态为弯剪破坏。破坏时，部分暗柱竖向筋剪断。轴压比对装配试件破坏形态的影响不大。
2）轴压比相同时，两种接缝设置的装配式试件承载力较整浇试件均有提高，位移延性和耗能能力与整浇试件基本处于同一水平。
3）5 榀剪力墙试件在破坏前均未见钢筋明显滑 移，表明 UHPC 锚固性良好，10d 钢筋短搭接、后筑 UHPC 的连接方式能够有效传递钢筋应力。
4）５ 榀剪力墙试件极限变形均大于 1/100 符合 “大震不倒”的设计要求。
5）剪力墙底部 UHPC 与地梁普通混凝土之间的黏结较弱，接缝处“一”字形连接面全截面开裂；预制墙与 UHPC 之间的连接为异形连接面，开裂情况优于底部“一”字型截面。
为深入推广基于 UHPC 材料的装配式剪力墙结构，建议进一步展开以下研究工作：
1）为避免 UHPC 与预制混凝土接缝处过早开裂，应进一步就 UHPC 与普通混凝土的界面处理方式进行深入的研究试验。
2）将这种新型连接应用于实际工程时，可通过设置抗剪键等方式增强剪力墙抗剪能力。
3）进一步探究暗柱处 UHPC 保护层厚度对剪力墙抗震性能的影响。
参考文献
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[2] 钱稼茹，彭媛媛，张景明，等．竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙抗震性能试验[J]．建筑结构，2011，41（2）:1－6．
[3] 李刚，黄小坤，刘瑄，等．底部预留后浇区钢筋搭接的装配整体式剪力墙抗震性能试验研究[J]．建筑结构学报，2016， 37（5）:193－200．
[4] 陈建伟，苏幼坡．预制装配式剪力墙结构及其连接技术[J]．世界地震工程，2013（1）：40－50．
[5] 薛伟辰，胡翔．预制混凝土建筑结构体系研究进展概述[J]．施工技术，2018，47（12）:6－10，48．
（编辑：奚雅青）
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