目前，装配式混凝土剪力墙结构以其量产化、工期短、资源节约环保等优点在中国得到了大力推广.已有研究表明^[1-2]，采用套筒连接、浆锚连接等方式进行装配的预制剪力墙结构性能良好，但造价较高、施工较为繁琐.如何经济高效地在低、多层房屋中应用装配式建造技术成为新的课题.单排配筋混凝土剪力墙结构构造简单，满足低、多层房屋的抗震要求^[3]；张微敬等^[4]对竖向分布钢筋单排套筒连接的预制剪力墙进行了抗震性能研究，证明竖向钢筋与套筒连接的钢筋间接搭接能够有效传递应力；同时，建筑垃圾资源化技术也在逐渐发展，发展再生骨料混凝土是建筑垃圾资源化的重要组成部分.本课题组将装配式建造技术和单排配筋再生混凝土剪力墙结构相结合，提出了半装配式单排配筋再生混凝土剪力墙结构.该结构由上层预制剪力墙、下层预制剪力墙、上下层墙体间的坐浆层以及纵横墙交接处的现浇暗柱组成.上下层预制剪力墙连接时，下层预制墙体顶部伸出的单排竖向墩头钢筋伸入上层预制墙体底部的预留孔中，并灌入高强灌浆料，通过墩头钢筋在预留孔中灌浆锚固的方法连接.本文对2个工字形半装配式单排配筋普通混凝土剪力墙试件和2个工字形半装配式单排配筋再生混凝土剪力墙试件在不同轴压比下的抗震性能进行了试验研究.

设计了4个剪跨比1.0的工字形半装配式单排配筋混凝土剪力墙试件，纵横墙交接处的暗柱为现浇，腹板与暗柱两侧的翼缘部分为预制.上层预制剪力墙与基础梁采用墩头钢筋预留孔灌浆连接，二者之间为20mm厚坐浆层，墙体底部预留孔直径为50 mm、高度为165 mm.4个试件的尺寸及配筋完全一致.腹板宽度为1 060 mm，厚度为140 mm；翼缘宽度为430 mm，厚度为140 mm；加载梁尺寸为1 340 mm×430 mm×300 mm；预制基础梁尺寸为1 800 mm×430 mm×450 mm.腹板水平分布钢筋、竖向分布钢筋均为单排10 @ 200，墙底设置由双排Φ6水平钢筋和Φ4箍筋组成的钢筋笼，现浇暗柱配筋410，箍筋为Φ4 @ 70镀锌铁丝.基础梁中对应腹板位置配置510带墩头竖向连接钢筋，对应翼缘两侧预制部分各配置112带墩头连接钢筋.

试件编号规则：以B-0.15-0为例，首字母B表示半装配式剪力墙试件，中间0.15为设计轴压比，最后为0表示采用天然混凝土，若为33则代表采用再生粗骨料取代率33%的再生混凝土.试件主要参数见表 1，尺寸及配筋见图 1.

表 1

表 1 试件参数 Table 1 Test parameters 试件编号 混凝土类别 轴压比设计值 轴压力/kN B-0.15-0 普通混凝土 0.15 750 B-0.15-33 再生混凝土 0.15 800 B-0.3-0 普通混凝土 0.30 1 500 B-0.3-33 再生混凝土 0.30 1 600

表 1 试件参数 Table 1 Test parameters

Figure 1

图 1 试件几何尺寸及配筋 Figure 1 Geometry dimension and steel bar details of specimens

首先分别预制墙体腹板、翼缘的两侧以及基础梁.腹板底部预留5个直径50 mm、高度165 mm的圆孔，圆孔周围配置钢筋笼；暗柱两侧的预制翼缘作为整体同时预制，在同一位置采用同一根水平钢筋相连，钢筋两侧末端设置U形弯钩，锚固在翼缘预制部分 (实际工程中，预制剪力墙中的水平钢筋，可采用U形弯钩锚固在暗柱中)，翼缘两侧底部各预留一个直径50 mm、高度165 mm的圆孔，腹板和翼缘侧面分别预留直径20 mm的与底部圆孔相通的注浆孔；预制基础梁对应上层墙体预留孔位置的带墩头竖向钢筋伸出表面170 mm，对应暗柱部位伸出4根沿墙体高度通长的竖向钢筋.吊装预制墙体，将基础梁伸出的墩头钢筋伸入腹板及翼缘底部的预留孔中，用垫块留出20 mm坐浆层厚度，从墙体侧面的注浆孔灌浆，灌浆料充满预留孔及坐浆层，通过灌浆料与预留孔孔壁粘结、墩头钢筋在灌浆料中锚固，完成预制墙体与基础梁之间的连接，随后浇筑暗柱及加载梁混凝土，完成腹板与翼缘两侧的连接.试件制作过程见图 2.

Figure 2

图 2 试件制作 Figure 2 Making of specimens

预制剪力墙混凝土采用C50级普通混凝土和再生混凝土 (再生粗骨料取代率33%)，再生粗骨料为废弃混凝土经机械破碎后人工分拣得到，粒径大小为5~25 mm，堆积密度1 252.8 kg/m³，表观密度2 575.5 kg/m³，压碎指标2.99%，含泥量2.25%.普通混凝土实测强度f_cu=46.85 MPa，再生混凝土实测强度f_cu=51.95 MPa.高强灌浆料选择CGMJM-VI型泵送钢筋接头灌浆料，按照现行国家标准《水泥胶砂强度检验方法 (ISO法)》^[5]测得其抗压强度为77.5 MPa.剪力墙水平分布钢筋与部分竖向分布钢筋选用直径10 mm的HRB400级钢筋，实测强度f_y=486 MPa，f_u=688 MPa，断后伸长率为20.8%；翼缘两侧竖向钢筋选用直径12 mm的HRB400级钢筋，实测强度f_y=458 MPa，f_u=591 MPa，断后伸长率为23.2%.

采用拟静力试验方法，首先按照设计轴压比n=1.2 N/f_cA，计算施加的竖向荷载N, 结果见表 1.其中混凝土强度f_ck=0.88α_c1α_c2f_cu，f_c=f_ck/1.4.试验过程中利用2 000 kN的液压千斤顶-滚轴支座-分配梁加载系统施加恒定的竖向荷载，然后施加低周反复水平荷载，加载点距离基础梁顶面1 340 mm.试件屈服前，采用水平力控制加载，试件屈服后，采用位移控制加载，每级荷载或位移加载一次，直至试件明显破坏或水平荷载下降至峰值荷载的85%.

在加载梁中央布置位移计，量测1.34 m高度处的水平位移；在基础梁中线顶部布置百分表，量测基础梁水平位移；在腹板底部中间位置布置百分表，量测预制墙体与基础梁之间的剪切滑移.墩头连接钢筋上布置应变片，位置在距离基础梁顶面20 mm处，以研究间接搭接的竖向墩头钢筋能否有效传力.试验过程中，竖向荷载、水平荷载、水平位移、钢筋应变等数据通过IMP数据采集系统自动采集，人工观测混凝土墙体裂缝并记录损伤过程.

各试件破坏过程相似，以B-0.15-33为例，水平荷载达到140 kN时，翼缘底部坐浆层与基础梁之间出现水平裂缝.水平荷载达到400 kN时，受拉翼缘距基础梁顶面12 cm处出现水平缝.按位移控制加载，2Δ_y时，翼缘外侧由下至上产生多条水平裂缝，原有裂缝继续开展.3Δ_y时，腹板沿对角线产生剪切斜裂缝.继续加载，墙体斜裂缝发展成数条交叉裂缝；坐浆层上下的水平缝在推拉荷载作用下由翼缘迅速向腹板中部发展直至贯通整个墙体，剪力墙与基础梁之间发生滑移；腹板预留孔顶部位置产生水平裂缝.达到峰值荷载时，翼缘外侧在基础梁顶面以上18 cm处 (即预留孔顶部位置) 的水平裂缝宽度达到10 mm，预制翼缘底部的混凝土破碎严重，坐浆层处水平裂缝宽5 mm，正反向加载时剪力墙水平滑移值分别为2.78、1.89 mm.极限荷载时，坐浆层处水平裂缝宽8 mm，正反向加载时剪力墙水平滑移值分别为4.32、2.79 mm，翼缘底部混凝土碎裂脱落.其破坏形态与裂缝分布见图 3.

Figure 3

图 3 B-0.15-33破坏形态与裂缝分布 Figure 3 Failure modes and crack distribution of B-0.15-33

各试件坐浆层处的水平裂缝沿接触面贯通，受拉区水平裂缝较宽，剪力墙与基础梁之间均产生剪切滑移，翼缘由下至上产生多条水平裂缝，腹板分布着多条X形交叉斜裂缝.剪力墙的变形由坐浆层处水平缝的张开、滑移以及墙体本身的弯曲和剪切变形共同组成.

各试件顶点的水平荷载F与位移Δ滞回曲线和骨架曲线分别见图 4、5.由图 4可看出，半装配式再生混凝土剪力墙试件的滞回曲线与普通混凝土剪力墙试件相似，加载初期滞回环为细长梭形，随着剪力墙与基础梁之间发生剪切滑移及水平缝的张开，加载曲线在后期变得平缓，且由于剪力墙与基础梁之间的裂缝宽度不断增大，卸载时开始曲线较陡，之后恢复变形加快，曲线平缓，捏拢现象逐渐明显，残余变形越来越大.由骨架曲线可见，轴压比0.3的2个试件峰值荷载大于轴压比0.15的2个试件，但其极限位移较小；轴压比相同时，混凝土实测强度较高的再生混凝土试件峰值荷载较大.

Figure 4

图 4 试件顶点水平荷载F与位移Δ滞回曲线 Figure 4 F-Δ hysteretic loops of specimens

Figure 5

图 5 试件顶点水平荷载F与位移Δ骨架曲线 Figure 5 F-Δ skeleton curves of specimens

表 2列出了各试件的开裂荷载F_cr、屈服荷载F_y和峰值荷载F_p.

表 2

表 2 试件开裂荷载、屈服荷载、极限荷载实测值 Table 2 Experimental results of cracking, yield and ultimate loads kN 试件编号 Fcr Fy Fp 正向 反向 平均 正向 反向 平均 B-0.15-0 140 502.5 426.3 464.4 570.9 555.9 563.4 B-0.15-33 140 522.4 410.7 466.5 609.3 586.6 598.0 B-0.3-0 270 532.0 511.9 526.9 748.1 737.3 742.7 B-0.3-33 230 700.6 680.0 690.3 816.7 849.2 833.0

表 2 试件开裂荷载、屈服荷载、极限荷载实测值 Table 2 Experimental results of cracking, yield and ultimate loads

预制翼缘底部混凝土受压破坏之后，其中的连接钢筋逐渐失去作用，由试验过程中测得的钢筋应变可知，峰值荷载时翼缘两侧的连接钢筋未达到屈服强度，没能充分发挥作用，为提高安全可靠性，建议在计算半装配式剪力墙的正截面承载力时，忽略翼缘连接钢筋的作用.表 3列出了根据规范[6]并参考文献[3]得到的试件承载力计算值，钢筋屈服强度取实测值，混凝土轴心抗压强度取f_c=0.88α_c1α_c2f_cu.

表 3

表 3 试件承载力计算值 Table 3 Calculations of bearing capacity of specimens kN 试件编号 斜截面承载力 正截面承载力 计算承载力 B-0.15-0 540.6 556.7 540.6 B-0.15-33 552.2 579.1 552.2 B-0.3-0 573.6 892.5 573.6 B-0.3-33 587.4 937.3 587.4

表 3 试件承载力计算值 Table 3 Calculations of bearing capacity of specimens

对比表 2、3中结果可知，各试件试验峰值水平荷载为承载力计算值的1.04~1.41倍.计算斜截面承载力时，规范^[6]规定当N＞0.2f_cbh₀时取N=0.2f_cbh₀，导致轴压比0.3、剪跨比1.0的半装配式剪力墙试件的承载力计算值远小于实测值，较为保守.

表 4列出了试件的屈服位移Δ_y、峰值位移Δ_p、极限位移Δ_u、峰值位移角θ_p、极限位移角θ_u和位移延性系数μ，μ=Δ_u/Δ_y.结果表明：轴压比0.15的试件延性系数大于轴压比0.3的试件，延性较好；再生混凝土试件的延性系数略大于普通混凝土试件；4个试件的极限位移角均达到1/50以上，弹塑性变形能力满足规范要求.

表 4

表 4 各试件位移及延性系数实测结果 Table 4 Experimental results of displacement and ductility coefficient 试件编号 Δy/mm Δp/mm Δu/mm θp平均 θu平均 μ平均 正向 反向 正向 反向 正向 反向 B-0.15-0 2.90 2.7 17.4 21.8 32.2 30.5 1/68 1/43 11.2 B-0.15-33 2.80 2.9 17.2 20.5 31.5 33.3 1/71 1/41 11.4 B-0.3-0 3.23 3.1 17.9 17.2 30.3 29.6 1/75 1/45 6.8 B-0.3-33 3.30 3.5 12.0 22.6 28.4 26.6 1/77 1/48 8.1

表 4 各试件位移及延性系数实测结果 Table 4 Experimental results of displacement and ductility coefficient

采用割线刚度分析各试件在低周反复荷载作用下的刚度退化，图 6为试件割线刚度与顶点水平位移的关系曲线.结果表明：各试件的刚度退化曲线基本平行，屈服前刚度下降较快，随着顶点位移的增大刚度退化趋缓.轴压比大的试件刚度相对较大，后期退化相对较快.试件破坏时残余刚度为屈服刚度的9%~16%.刚度退化的主要原因是反复荷载作用下混凝土的破碎以及接缝处的张开、滑移.

Figure 6

图 6 试件刚度K与顶点水平位移Δ关系曲线 Figure 6 K-Δ curves of specimens

采用试件破坏前的总耗能值A与能量耗散系数E来判断试件的耗能能力^[7].试件B-0.15-0、B-0.15-33、B-0.3-0、B-0.3-33在低周反复荷载作用下每级循环耗能值的总和A分别为115、111、119、112 kN·m，总耗能值相近.图 7为能量耗散系数E与水平位移Δ的关系曲线.每级循环的能量耗散系数随水平位移的增大整体呈上升趋势，接近极限位移时，由于结构的加速破坏和承载力的降低，耗能系数稍有下降.再生混凝土试件的耗能能力与普通混凝土试件相比较小，但相差不多.

Figure 7

图 7 试件能量耗散系数E与顶点水平位移Δ关系曲线 Figure 7 E-Δ relation curves of specimens

1) 半装配式单排配筋混凝土剪力墙在水平荷载作用下破坏时，预制剪力墙与基础梁之间出现水平通缝并产生较小滑移，翼缘出现多条水平裂缝，墙身分布多条X形交叉斜裂缝.

2) 半装配式单排配筋再生混凝土剪力墙与普通混凝土剪力墙的抗震性能总体相近；随着轴压比的增大，试件的承载力提高、延性变差.

3) 采用墩头钢筋预留孔灌浆连接的半装配式单排配筋混凝土剪力墙抗震性能良好，可用于低层和多层剪力墙结构中.