盒式連接全裝配式復(fù)合墻體抗震性能試驗(yàn)研究

黃 煒，張家瑞，苗欣蔚，黃 惠

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055)

隨著中國建筑工業(yè)化進(jìn)程加快，裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用日益廣泛，尤其國家、行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[1–2]的頒布實(shí)施更為其推廣提供了理論、設(shè)計(jì)、施工及驗(yàn)收等方面的技術(shù)支撐?！凹猩a(chǎn)，專業(yè)配送，現(xiàn)場(chǎng)組裝”裝配式混凝土建筑技術(shù)具備規(guī)模效應(yīng)，能解決廣大鄉(xiāng)鎮(zhèn)居住建筑整體需求量巨大，但單體量小、規(guī)模性差、成本較高、質(zhì)量不易控制的重大產(chǎn)業(yè)矛盾，在廣大村鎮(zhèn)區(qū)域內(nèi)擁有顯著的品質(zhì)與成本優(yōu)勢(shì)，具有廣闊的應(yīng)用前景。然而，現(xiàn)有規(guī)范體系對(duì)不同高度的裝配式建筑區(qū)分度不足，由“等同現(xiàn)澆”原則帶來的復(fù)雜邊界連接導(dǎo)致裝配式混凝土結(jié)構(gòu)在以低多層建筑為主導(dǎo)的村鎮(zhèn)市場(chǎng)中應(yīng)用時(shí)無法發(fā)揮原有的經(jīng)濟(jì)與效率優(yōu)勢(shì)。

提升裝配式混凝土結(jié)構(gòu)的綜合性能指標(biāo)的關(guān)鍵在于邊界連接技術(shù)。近年來，國內(nèi)學(xué)者對(duì)出現(xiàn)的連接問題[3]開展相關(guān)研究，提出了一批新型裝配式混凝土墻板結(jié)構(gòu)體系。肖緒文[4]、馬昕煦[5]、蔡琪[6]等提出新型豎向分布筋不連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)將墻板豎向分布鋼筋斷開連接，邊緣構(gòu)件主筋根據(jù)等強(qiáng)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行加大，其試驗(yàn)結(jié)果表明現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件和預(yù)制墻板具有良好的協(xié)同工作能力，抗震性能良好；王俊[7]、楊思忠[8]等提出縱肋疊合剪力墻結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)所采用的預(yù)制構(gòu)件為帶混凝土貫通肋的空心墻構(gòu)件，現(xiàn)場(chǎng)在空腔內(nèi)搭接豎向鋼筋實(shí)現(xiàn)有效連接，并建立了縱筋臨界搭接長(zhǎng)度計(jì)算方法；熊峰[9]、陳文[10]等提出全干式連接裝配式墻板結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)由預(yù)制墻板、預(yù)制樓板及預(yù)制角柱通過螺栓和焊接進(jìn)行連接，其試驗(yàn)結(jié)果表明，其破壞模式和破壞特征與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)或等同現(xiàn)澆的裝配式結(jié)構(gòu)有明顯不同，但兩種連接方式均具有較好的整體性和較高的承載能力；薛偉辰等[11–12]提出螺栓–套筒混合連接預(yù)制混凝土剪力墻，該結(jié)構(gòu)墻板豎向分布鋼筋采用螺栓連接，邊緣構(gòu)件采用豎向鋼筋套筒灌漿連接，其試驗(yàn)結(jié)果表明，混合連接預(yù)制剪力墻抗震性能總體優(yōu)于相應(yīng)的現(xiàn)澆剪力墻；孫建等[13–14]結(jié)合鋼結(jié)構(gòu)連接方式提出全裝配式墻板結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)采用鋼框架、高強(qiáng)螺栓將帶有內(nèi)嵌邊框的剪力墻連接為整體，其結(jié)果表明，該全裝配式剪力墻具有較高的承載能力、較好的延性性能及耗能能力。

上述邊界連接技術(shù)主要基于傳統(tǒng)實(shí)心剪力墻或疊合剪力墻開展研究，而對(duì)于低多層裝配式混凝土結(jié)構(gòu)在建材綠色化、部件輕質(zhì)化、連接簡(jiǎn)捷化、體系實(shí)用化等方面亟待進(jìn)一步深入研究。課題組前期提出裝配整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系[15–17]，通過開展一系列試驗(yàn)研究、理論分析、數(shù)值模擬及工程應(yīng)用，完整地建立了該結(jié)構(gòu)體系的核心計(jì)算理論與實(shí)用設(shè)計(jì)方法，并在綠色混凝土墻體材料制備與性能、復(fù)合部品部件性能與標(biāo)準(zhǔn)化、連接技術(shù)與結(jié)構(gòu)多道防線控制的抗震設(shè)計(jì)方法、建筑與結(jié)構(gòu)及設(shè)備系統(tǒng)的協(xié)同設(shè)計(jì)、低能耗集成技術(shù)等方面取得較大創(chuàng)新，研究成果已形成相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[18–19]。

為加大裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)在低多層建筑的適用性，本文在裝配整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步優(yōu)化墻板邊界連接構(gòu)造，將裝配式復(fù)合墻板的構(gòu)造特點(diǎn)與新型邊界連接技術(shù)有機(jī)結(jié)合，以提高生產(chǎn)和安裝效率、適應(yīng)多環(huán)境要求為目的，提出全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系。首先，介紹全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系；然后，通過對(duì)該體系中的核心受力構(gòu)件——采用盒式連接水平縫的全裝配式復(fù)合墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究該類墻體的破壞模式、滯回特性、承載能力、延性性能、剛度退化規(guī)律和耗能能力等抗震性能，并對(duì)比分析不同盒式連接件構(gòu)造對(duì)墻體基本力學(xué)性能的影響，為該體系提供理論與設(shè)計(jì)依據(jù)。

1 結(jié)構(gòu)體系簡(jiǎn)介

1.1 傳統(tǒng)裝配式整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系

裝配整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系（圖1）[15–17]是一種輕質(zhì)耐震、生態(tài)環(huán)保、節(jié)能保溫、經(jīng)濟(jì)實(shí)用的建筑結(jié)構(gòu)體系，由多種類型的預(yù)制部件（預(yù)制復(fù)合墻板、復(fù)合底板疊合樓板等）通過可靠連接技術(shù)整裝而成的承重結(jié)構(gòu)體系。結(jié)構(gòu)體系中的復(fù)合部件內(nèi)填生態(tài)材料，因地制宜、就地取材、生態(tài)節(jié)能，取代傳統(tǒng)黏土磚，可有效緩解原材料的消耗和部分建筑廢棄物的循環(huán)利用問題，同時(shí)，由于其特殊的材料及結(jié)構(gòu)形式構(gòu)造，使其承重體系具有明確的3道抗震防線，并合理地解決了建筑外墻集受力、維護(hù)、保溫、節(jié)能、經(jīng)濟(jì)為一體技術(shù)難題。

圖1 裝配整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系示意圖[15–17]Fig. 1 Schematic diagram of the monolithic precast composite wall structural systems[15–17]

結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件是由預(yù)制復(fù)合墻板與現(xiàn)澆邊緣連接構(gòu)件（包括約束暗梁、連接柱或豎向后澆帶）組合形成的裝配整體式復(fù)合墻體，如圖2所示。

圖2 裝配式整體式復(fù)合墻體構(gòu)造Fig. 2 Details of monolithic precast composite walls

圖3中：在邊界連接方面，預(yù)制復(fù)合墻板的豎向連接采用坐漿、灌漿填實(shí)或增設(shè)預(yù)埋件焊接連接；肋柱縱筋外伸，與約束暗梁或樓板整澆。采用現(xiàn)澆連接柱或豎向后澆帶進(jìn)行預(yù)制復(fù)合墻板的水平連接；肋梁縱筋外伸，在連接柱或豎向現(xiàn)澆帶內(nèi)有可靠錨固或連接。

圖3 全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the total precast composite wall structural systems

1.2 新型全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系

與裝配整體式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系相比，全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系（圖3）的主要特點(diǎn)為取消現(xiàn)澆邊緣連接構(gòu)件（連接柱或豎向后澆帶），將預(yù)制復(fù)合墻板天然形成的邊肋柱作為約束邊緣，并在其內(nèi)布置連接節(jié)點(diǎn)，通過盒式連接實(shí)現(xiàn)預(yù)制復(fù)合墻板的豎向連接。以水平縫集成鋼筋式盒式連接為例，如圖4所示。預(yù)制復(fù)合墻板的豎向縫采用鋼板拼接、軟索連接等簡(jiǎn)化連接方式，其主要特點(diǎn)是預(yù)制構(gòu)件通過連接件直接連接，接頭數(shù)量少，且側(cè)邊無需肋梁縱筋外伸等，如圖5所示。

圖4 水平縫盒式連接Fig. 4 Horizontal box connection

圖5 豎向縫連接示意圖Fig. 5 Schematic diagram of the vertical joint connection

為保證結(jié)構(gòu)的整體性，預(yù)制復(fù)合墻板的肋柱縱筋仍需外伸，與約束暗梁或樓板進(jìn)行整澆。

盒式連接屬于一種螺栓連接，是指預(yù)制墻板之間依靠預(yù)埋盒式連接件和連接鋼筋或螺栓進(jìn)行連接。已有的螺栓連接[9–14,20–24]相關(guān)成果表明，螺栓連接安裝方便、操作便捷，并且具備良好的抗震性能。

采用佩克公司開發(fā)的Wall shoes[25–26]作為全裝配式復(fù)合結(jié)構(gòu)體系盒式連接件，并在此基礎(chǔ)上優(yōu)化改造，提出集成鋼筋式和分布鋼筋式連接件，如圖6所示。三者區(qū)別在于鋼盒與墻板鋼筋的連接方式：集成鋼筋式和分布鋼筋式在鋼筋傳力方面更為直接；Wall shoes采用將焊接于鋼盒的錨固鋼筋與肋柱豎向受力鋼筋搭接實(shí)現(xiàn)連接；集成鋼筋式連接件采用將焊接于鋼盒的套筒與連接鋼筋螺栓擰固實(shí)現(xiàn)連接，其連接鋼筋采用與墻板豎向受力筋等強(qiáng)換算的大直徑鋼筋；分布鋼筋式連接件采用將肋柱豎向受力縱筋直接與鋼盒螺栓擰固實(shí)現(xiàn)連接。

圖6 不同構(gòu)造的盒式連接件Fig. 6 Different types of box connectors

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

為了研究采用盒式連接水平縫的全裝配式復(fù)合墻體的抗震性能，共設(shè)計(jì)制作3榀全裝配式復(fù)合墻體試件，分別為WPC、IPC和DPC，試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。所有試件均以實(shí)際工程3 m層高建筑為原型結(jié)構(gòu)，根據(jù)相似理論關(guān)系[27]進(jìn)行1/2比例縮尺，全裝配式復(fù)合墻體試件的截面尺寸均為1 100 mm×100 mm，高度為1 430 mm。

表1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)參數(shù)Tab. 1 Test design parameters

試件的尺寸、配筋和材料強(qiáng)度均相同，為避免盒式連接件構(gòu)造不同導(dǎo)致邊肋柱配筋不同，除原有肋柱縱筋外，WPC及DPC邊肋柱中多布置一根 20縱向鋼筋，但其與鋼盒不連接。試件具體尺寸及配筋如圖7所示。

圖7 試件尺寸及配筋Fig. 7 Dimensions and reinforcement of specimens

試件制作包括基礎(chǔ)底梁制作、墻體預(yù)制、墻體安裝及加載梁整澆4部分。首先，制作基礎(chǔ)底梁，包括場(chǎng)地找平、鋼筋綁扎、支模板及澆筑混凝土，澆筑前底梁內(nèi)在盒式連接件的對(duì)應(yīng)位置預(yù)埋連接鋼筋；然后，預(yù)制墻板，包括場(chǎng)地找平、模板組裝、鋼筋骨架綁扎、盒式連接件與錨固鋼筋或連接鋼筋連接、填充體及盒式連接件放置及澆筑混凝土；待墻體達(dá)到吊裝強(qiáng)度后，在基礎(chǔ)底梁鋪?zhàn)?0 mm砂漿，吊裝墻板并精準(zhǔn)定位，放置墊板與螺母，施加預(yù)緊力將預(yù)埋連接鋼筋與盒式連接件擰固，安裝完成后采用支撐固定墻體，待坐漿凝固后撤除支撐；最后，加載梁整澆，包括鋼筋綁扎、支模板及澆筑混凝土，形成全裝配式復(fù)合墻體試件。

所有盒式連接件的鋼盒均由Q235鋼板焊接制成，焊縫尺寸根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[28]驗(yàn)算。連接鋼筋采用HRB400，需提前進(jìn)行套絲處理以安裝至鋼盒或套筒內(nèi)。集成鋼筋式連接件和Wall shoes的鋼盒底板設(shè)置橢圓形開孔，以提高施工容許誤差，方便安裝底部預(yù)埋連接鋼筋。分布式鋼筋式連接件的鋼盒頂板和底板均進(jìn)行圓形開孔，以直接安裝豎向受力縱筋。集成鋼筋式連接件的鋼盒頂板兩側(cè)焊接 ?6的U形錨固鋼筋，U形筋高度為200 mm。Wall shoes鋼盒兩側(cè)焊接4根 8錨固鋼筋，焊接尺寸滿足標(biāo)準(zhǔn)[28]要求。盒式連接件的鋼盒尺寸如圖8所示。0

圖8 鋼盒尺寸Fig. 8 Steel box dimensions for box connections

2.2 試件材料

試件混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C30，預(yù)留3組100 mm×100 mm×100 mm立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度平均值為34.1 MPa。填充體采用蒸壓加氣混凝土砌塊，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為3.24 MPa。鋼材的基本力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材的力學(xué)性能Tab. 2 Material properties for steels

2.3 試驗(yàn)裝置及加載方案

本試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。試件基礎(chǔ)底梁兩端由地錨螺栓及壓梁固定，同時(shí)使用限位鋼梁限制其面內(nèi)位移，試驗(yàn)裝置如圖9所示。試驗(yàn)的豎向荷載由液壓千斤頂提供并保持恒定不變，設(shè)計(jì)軸壓比均為0.2，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[18]反算得出豎向恒載作用力為240 kN。水平荷載由100 kN的MTS電液伺服水平作動(dòng)器施加，使用4根直徑為40 mm的拉桿與作動(dòng)器連接，作動(dòng)器的另一端固定在剪力墻上。先進(jìn)行預(yù)加載，待檢查測(cè)量裝置工作正常后正式加載。加載方法采用力?位移混合加載制度，試件屈服前以10 kN為級(jí)差循環(huán)1次；試件屈服后均采用位移控制，每次循環(huán)3次；以承載力下降至最大承載力的85%為標(biāo)志結(jié)束試驗(yàn)。

圖9 試驗(yàn)裝置Fig. 9 Test loading device

2.4 測(cè)試內(nèi)容

試驗(yàn)的測(cè)試主要包括：1）墻體頂部水平荷載及相應(yīng)位移；2）沿試件不同高度的側(cè)向位移；3）墻體肋柱、肋梁關(guān)鍵部位縱筋應(yīng)變；4）邊肋柱連接鋼筋、錨固鋼筋應(yīng)變；5）接縫開合位移等。以IPC1為例，測(cè)點(diǎn)布置如圖10所示。

圖10 IPC測(cè)點(diǎn)布置Fig. 10 Layout of measuring points for IPC

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試件現(xiàn)象及破壞模式

試件的受力過程均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和破壞階段，雖然采用不同的盒式連接件構(gòu)造使試件的破壞特征出現(xiàn)細(xì)微差異，但總體的破壞路徑和規(guī)律相似。以IPC為例，試件的開裂損傷發(fā)展過程與破壞形態(tài)如下：在豎向加載過程中，試件未出現(xiàn)裂縫；在水平加載初期，墻體內(nèi)力較小，混凝土肋格與填充體之間協(xié)調(diào)變形，填充體與肋格黏結(jié)較好，無明顯試驗(yàn)現(xiàn)象；繼續(xù)加載至30 kN時(shí)，中層和下層填充體出現(xiàn)沿墻體對(duì)角方向細(xì)微裂縫，反向加載裂縫又趨于閉合；隨著水平荷載的持續(xù)加大，上層填充體亦出現(xiàn)裂縫，并沿對(duì)角方向逐漸延伸至邊肋柱；當(dāng)水平拉力達(dá)到60 kN時(shí)，聽到輕微聲響，邊肋柱出現(xiàn)首條水平裂縫；繼續(xù)加載，填充體裂縫不斷發(fā)展，并延伸至肋梁表面；當(dāng)水平力達(dá)到80 kN時(shí)，試件屈服；當(dāng)正向頂點(diǎn)位移達(dá)到9.19 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到最大，邊肋柱出現(xiàn)多條水平裂縫，各層砌塊均出現(xiàn)“X”形交叉破碎，大部分退出工作；峰值荷載后，隨著位移幅值的逐漸增大，邊肋柱裂縫發(fā)展加快，墻板肋梁裂縫貫通，逐漸退出工作；當(dāng)位移達(dá)到26.4 mm時(shí)，填充體呈塊狀破碎、剝落，墻體腳部混凝土壓碎，承載力下降至峰值荷載的85%，試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)最終破壞以剪切破壞為主，試件的最終破壞形態(tài)如圖11所示。加載結(jié)束后，經(jīng)檢查，連接件完好，且墻體與基礎(chǔ)底梁的結(jié)合面未出現(xiàn)開合現(xiàn)象，坐漿亦未開裂。

圖11 試件最終破壞形態(tài)Fig. 11 Final failure mode of specimens

由試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)可見，墻體的主要受力特性為：

1）試件在豎向與水平荷載作用下，全裝配式復(fù)合墻體與基礎(chǔ)底梁連接整體性較好，采用新型邊界連接方式的設(shè)計(jì)可靠，同時(shí)，既滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的裝配式結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理念，滿足結(jié)構(gòu)的受力需要。

2）在彈性階段，墻體作為一個(gè)整體受力構(gòu)件，由邊肋柱、中部肋格組成的墻體肋格與填充體變形協(xié)調(diào)，具有共同工作的特性，其力學(xué)性能可視為一種復(fù)合材料等效彈性板。在彈塑性及破壞階段，填充體經(jīng)歷從輕微彌散開裂到嚴(yán)重破碎、剝落的過程，墻體最終退化成僅由墻體肋格承力的框架。在這一過程中，墻體中填充體由于受到肋格的約束，其裂縫被限制在一定范圍之內(nèi)，在反復(fù)荷載作用下，一方向荷載產(chǎn)生的裂縫在反方向加載時(shí)將趨于閉合，并能繼續(xù)有效地承受荷載，這使得填充體有效參與試件的抗側(cè)力體系成為可能；同時(shí)，由于眾多填充體在約束條件下的開裂與非彈性變形，類似一耗能裝置，從而有效提高試件的變形性能、延性、耗能能力。在最后破壞階段墻體作為全裝配式復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系中的核心受力構(gòu)件已經(jīng)失效，但仍可以承擔(dān)全部的豎向荷載，具有良好的抗倒塌能力。全裝配式復(fù)合墻體可體現(xiàn)出填充體、中部肋格、邊肋柱依次發(fā)揮作用的破壞機(jī)制，突出了墻體在3個(gè)階段的受力特點(diǎn)，屬于合理的破壞模式。

3）雖然3個(gè)試件的破壞形態(tài)基本相同，但由于盒式連接件構(gòu)造不同，導(dǎo)致試件邊肋柱與填充體、中部肋格的協(xié)同工作性能有所差異。試件IPC和WPC較試件DPC邊肋柱裂縫發(fā)展更充分，墻體腳部混凝土壓碎輕微，墻體整體性能更好，這主要由于試件DPC邊肋柱內(nèi)的連接鋼筋除承擔(dān)連接作用，還需承擔(dān)對(duì)核心混凝土的約束作用，連接鋼筋在拉–剪復(fù)合作用下與混凝土的整體性較差；試件IPC和DPC較試件WPC填充體破碎更嚴(yán)重，填充體裂縫在開裂閉合過程中發(fā)展更充分，這主要由于WPC邊肋柱內(nèi)的錨固鋼筋與受力鋼筋采用間接搭接方式，隨著荷載增加兩者逐漸脫離，受力鋼筋亦與盒式連接件分離，由盒式連接件帶來的邊肋柱對(duì)墻體填充體及中部肋格的約束作用降低；試件IPC的綜合抗震性能最優(yōu)，肋柱受力鋼筋與連接鋼筋分離，既能保證受力鋼筋與混凝體的整體性，又能確保連接鋼筋與盒式連接件的連續(xù)性。

3.2 鋼筋應(yīng)變分析

3.2.1 肋梁縱筋應(yīng)變

3個(gè)試件的肋梁縱筋應(yīng)變?nèi)鐖D12所示。

由圖12可見：試件的肋梁縱筋以受拉為主，發(fā)展規(guī)律相似。墻體開裂前，肋梁縱筋僅產(chǎn)生微小應(yīng)變；隨著荷載的增加，裂縫逐漸開展并延伸至肋梁，肋梁縱筋開始發(fā)揮主要作用，此時(shí)肋梁縱筋應(yīng)變明顯增大，應(yīng)變曲線總體呈“V”型；繼續(xù)加載，鋼筋應(yīng)變急劇增大，當(dāng)肋梁縱筋普遍達(dá)到屈服狀態(tài)時(shí)，墻體達(dá)到屈服荷載；進(jìn)入位移控制階段后，內(nèi)填砌塊被壓碎、脫落，肋梁縱筋幾乎全部達(dá)到屈服應(yīng)變，墻體破壞。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象及試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，砌塊、肋梁、肋柱出現(xiàn)大量裂縫，但未導(dǎo)致墻體承載力下降，承載力大幅度下降主要發(fā)生在大量肋梁縱筋屈服階段，表明肋梁縱筋對(duì)墻體承載力貢獻(xiàn)較大。

圖12 肋梁縱筋應(yīng)變Fig. 12 Strain of longitudinal reinforcement of rib beam

3.2.2 中肋柱縱筋應(yīng)變

3個(gè)試件的中肋柱縱筋應(yīng)變?nèi)鐖D13所示。由圖13可知：中肋柱縱筋應(yīng)變以拉應(yīng)力為主。試件開裂前，鋼筋應(yīng)變隨荷載線性變化；試件屈服后，肋柱縱筋應(yīng)變有明顯上升趨勢(shì)；達(dá)到極限荷載時(shí)，有少數(shù)中肋柱縱筋屈服。對(duì)比圖12可知，試件中肋柱縱筋屈服晚于肋梁縱筋，表明肋柱在肋梁縱筋屈服后發(fā)揮主要作用。

圖13 中肋柱縱筋應(yīng)變Fig. 13 Strain of longitudinal reinforcement of middle rib column

3.2.3 邊肋柱連接鋼筋應(yīng)變

1）IPC連接鋼筋及套筒應(yīng)變。

IPC連接鋼筋及套筒應(yīng)變?nèi)鐖D14所示。由圖14（a）可知：墻體開裂前，邊肋柱連接筋應(yīng)變隨試驗(yàn)加載呈線性相關(guān)；試件開裂后連接鋼筋逐步發(fā)揮作用，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較快；在低周往復(fù)荷載作用下，受壓區(qū)混凝土分擔(dān)了受壓區(qū)縱筋的一部分壓應(yīng)力，使得邊肋柱連接應(yīng)變以受拉為主，混凝土開裂后，受拉縱筋作用可以充分發(fā)揮。由圖14（b）可知，套筒應(yīng)變未達(dá)到屈服，且應(yīng)變趨勢(shì)與連接鋼筋一致，表明套筒與連接鋼筋之間的連接有效，能協(xié)同工作。

圖14 IPC連接鋼筋及套筒應(yīng)變Fig. 14 Strain of IPC connecting bar and sleeve

2）DPC連接鋼筋應(yīng)變。

DPC連接鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D15所示。由圖15可知：試件在達(dá)到峰值荷載前，鋼筋應(yīng)變普遍較??；峰值荷載后，鋼筋應(yīng)變有一定的突變，表明肋梁縱筋及大部分中肋柱縱筋屈服后，墻體承載力開始下降，在位移加載下，邊肋柱連接鋼筋發(fā)揮主要作用，使得墻體承載力不會(huì)驟降，能有效提高墻體的延性。與圖13對(duì)比可知，邊肋柱連接鋼筋應(yīng)變小于中肋柱鋼筋應(yīng)變，原因是邊肋柱晚于中肋柱發(fā)揮作用。

圖15 DPC連接鋼筋應(yīng)變Fig. 15 Strain of DPC connecting bar

3）WPC連接鋼筋及焊接鋼筋應(yīng)變。

WPC連接鋼筋及焊接鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。由圖16可知，連接鋼筋在試件達(dá)到峰值荷載后，鋼筋應(yīng)變有上升趨勢(shì)，右側(cè)連接鋼筋表現(xiàn)較為明顯，表明試件在大位移加載期間，邊肋柱逐漸發(fā)揮作用。比較圖16（a）、（c）和（b）、（d）可以看出，左側(cè)連接鋼筋與焊接鋼筋的應(yīng)變較大，表明鋼筋之間的綁扎搭接存在應(yīng)力傳遞不連續(xù)的問題。

圖16 WPC連接鋼筋及焊接鋼筋應(yīng)變Fig. 16 Strain of WPC connecting and welding bar

3.3 滯回曲線

試件的水平荷載–位移滯回曲線如圖17所示。由圖17可知：

圖17 各試件的滯回曲線Fig. 17 Hysteresis curves of each specimen

1）各試件的滯回曲線形狀相似，彈性階段基本呈線性變化；開裂后至屈服前，滯回環(huán)呈尖梭狀，耗能效果不明顯，卸載后殘余變形小；試件屈服后，加載曲線斜率變小，殘余變形有所增大；達(dá)到峰值荷載后，卸載剛度逐漸減小，殘余變形逐漸增大，滯回環(huán)呈反S形，并出現(xiàn)明顯的“捏攏”現(xiàn)象。

2）對(duì)比3榀試件，試件屈服前，各試件滯回環(huán)相似，盒式連接件構(gòu)造對(duì)屈服前試件表現(xiàn)出的抗震性能的影響較小；試件屈服后，滯回環(huán)面積由大到小為IPC>DPC>WPC，說明采用連接鋼筋與盒式連接件直接連接的做法能提高試件的耗能能力。

3.4 骨架曲線及特征點(diǎn)

試件的骨架曲線如圖18所示，特征點(diǎn)位移和荷載見表3。其中，屈服荷載和相應(yīng)的屈服位移采用能量等效法[29]確定。

圖18 各試件的骨架曲線Fig. 18 Skeleton curves of each specimen

由圖18和表3可知：

1）所有試件骨架曲線形狀基本一致，均為“S”形。加載至峰值荷載30%之前，試件荷載–位移曲線基本保持線性，試件處于彈性狀態(tài)；荷載增加到80%～90%時(shí)，試件屈服，骨架曲線斜率減小，荷載持續(xù)上升且增長(zhǎng)速率加快；達(dá)到峰值荷載后，荷載下降緩慢，且趨勢(shì)都較為平緩，未出現(xiàn)突降。

2）3種不同盒式連接件構(gòu)造按峰值荷載由大到小為IPC>WPC>DPC。相比DPC試件，IPC的屈服荷載和峰值荷載分別提升6%和10%，WPC的屈服荷載和峰值荷載分別提升2%和5%。這主要是由于DPC邊肋柱連接鋼筋未能對(duì)核心混凝土形成有效約束，使其無法繼續(xù)承載。

3）3種不同盒式連接件構(gòu)造按極限位移由大到小依次為：IPC>DPC>WPC。相比WPC試件，IPC和DPC的極限位移分別提升18%和10%。這主要是由于WPC的錨固鋼筋與邊肋柱受力縱筋之間采用搭接形式，傳力性能較差，容易出現(xiàn)綁扎失效，由盒式連接件帶來的邊肋柱對(duì)填充體和中部肋格約束不足，使得填充體及中部肋格未能發(fā)揮其耗能作用。

3.5 位移延性系數(shù)

位移延性系數(shù)采用極限位移與屈服位移之比確定，分析位移延性系數(shù)（表3）可得：所有試件的位移延性系數(shù)均大于3.3，平均值為3.96，而一般認(rèn)為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)對(duì)其抗震要求的延性系數(shù)為3～4[30]，可見水平縫盒式連接全裝配式復(fù)合墻體的延性性能較好。延性系數(shù)具體表現(xiàn)為IPC>DPC>WPC。試件IPC的延性系數(shù)最大，進(jìn)一步說明該試件的變形能力最好。

表3 各試件的特征點(diǎn)Tab. 3 Characteristic points of each specimen

3.6 剛度退化

采用峰值剛度（各加載循環(huán)正負(fù)向峰值點(diǎn)連線的斜率）表征各試件在循環(huán)加載下的剛度退化情況。試件剛度如圖19所示。

圖19 各試件的剛度退化曲線Fig. 19 Stiffness degradation curves of each specimen

由圖19可知：

1）所有試件的剛度退化規(guī)律基本相同。加載初期，試件剛度退化較快；試件屈服后，剛度衰減速率逐漸變慢。

2）對(duì)比3榀試件，初始剛度由大到小為IPC>WPC>DPC，試件IPC較試件DPC和WPC初始剛度分別提升了3%和5.7%，表明大直徑連接鋼筋對(duì)初始抗側(cè)剛度有一定提升作用；試件DPC比IPC和DPC的剛度退化速率更快，這是由于連接鋼筋（兼作邊肋柱受力縱筋）因受拉–剪復(fù)雜應(yīng)力，邊肋柱塑性鉸區(qū)域混凝土在加載后期損傷加劇，墻體剛度下降較快。

3.7 耗能能力

采用累積耗能值衡量墻體的耗能能力。試件累積滯回耗能曲線如圖20所示。由圖20可知：

圖20 各試件累積滯回耗能曲線Fig. 20 Cumulative hysteretic energy consumption curves of each specimen

1）各試件的累積耗能在加載過程中均呈累積增長(zhǎng)趨勢(shì)。加載初期，各試件累積耗能相差較小，耗能能力基本一致，且各試件的累積耗能增長(zhǎng)速率較??；屈服后，各試件的累積耗能增長(zhǎng)速率明顯加快，試件開始大量耗能。

2）對(duì)比3榀試件，按最終累積耗能由大到小為IPC>WPC>DPC，IPC累積耗能最高，為WPC累積耗能的1.08倍，是DPC累積耗能的1.13倍。峰值荷載前，IPC試件一直保持累積耗能最大；峰值荷載后期，WPC與IPC累計(jì)耗能基本持平。表明IPC、DPC邊肋柱連接鋼筋在加載初期就參與墻體耗能，而WPC邊肋柱受力縱筋與錨固鋼筋逐步分離后才發(fā)揮其耗能機(jī)制。

4 結(jié) 論

本文介紹了全裝配式復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)，并針對(duì)結(jié)構(gòu)體系中的核心受力構(gòu)件——采用盒式連接水平縫的全裝配式復(fù)合墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，對(duì)試驗(yàn)方案、試驗(yàn)現(xiàn)象進(jìn)行了詳細(xì)闡述，并圍繞不同盒式連接構(gòu)造墻體的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析，得到如下結(jié)論：

1）采用新型邊界連接技術(shù)的全裝配式復(fù)合墻體設(shè)計(jì)可靠、抗震性能良好；試件破壞模式基本一致，均經(jīng)歷了彈性、彈塑性及破壞階段；結(jié)合對(duì)墻體鋼筋應(yīng)變分析，墻板的破壞過程遵循“填充體—中部肋格—邊肋柱”的破壞順序，突出了墻體3個(gè)階段的受力特點(diǎn)，屬于合理的破壞模式。

2）不同盒式連接方式對(duì)試件的承載力、極限位移和延性的影響各異。相比DPC試件，IPC的屈服荷載和峰值荷載分別提升6%和10%，WPC的屈服荷載和峰值荷載分別提升2%和5%；相比WPC試件，IPC和WPC的極限位移分別提升18%和10%。所有試件的位移延性系數(shù)均大于3.3，符合鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)要求，試件IPC的延性系數(shù)最大。

3）所有試件的剛度退化規(guī)律基本相同，初始剛度由大到小為IPC>WPC>DPC，試件DPC的剛度退化速率最快；在加載過程中，所有試件的累積耗能均呈累積增長(zhǎng)趨勢(shì)，按最終累積耗能由大到小為IPC>WPC>DPC，IPC累積耗能最高，為WPC累積耗能的1.08倍，是DPC累積耗能的1.13倍。

4）3種不同構(gòu)造盒式連接方式均具有可靠的連接性能。綜合對(duì)比分析抗震性能指標(biāo)，集成鋼筋式盒式連接表現(xiàn)更優(yōu)，其生產(chǎn)及安裝方式也更為簡(jiǎn)單高效，適合運(yùn)用于實(shí)際工程。