钢筋连接是预制混凝土结构施工的关键环节，套筒灌浆对接连接是目前运用较多的钢筋连接方式。该连接中两钢筋以对接形式放置于套筒，通过注入灌浆料实现钢筋间连接，见图 1(a)。针对该类接头国内外学者研究较多^[1-3]，钱稼茹等^[4-5]对该方式连接的预制剪力墙的抗震性能进行了系统分析，拟静力试验表明该连接方式能够有效传递竖向钢筋的应力，预制墙的破坏形态与现浇墙基本相同，两者刚度和耗能能力相当；拟动力试验表明该连接方式的预制墙在地震作用下能够实现“强墙肢弱连梁”及连梁“强剪弱弯”的抗震设计目标。Wu等^[6]对半灌浆套筒连接的短肢剪力墙抗震性能研究表明，预制墙的承载能力与现浇墙相近，其延性和耗能性能略低。马军卫等^[7]进行了一榀1/2比例两层两跨灌浆套筒连接框剪结构模型的低周反复加载试验，试件表现出较好的耗能能力和刚度特性，抗震性能良好。以上研究表明，采用传统套筒灌浆连接的预制构件较为安全可靠。但对接灌浆套筒内径小，施工难度大，灌浆不易密实，套筒材性和铸造工艺要求较高，制作成本较高。

基于此种情况，2015年余琼^[8]提出了一种新型套筒灌浆搭接接头，简称APC(all vertical members precasted in concrete structures)接头。该接头在两根搭接钢筋外部放置套筒(称为Ⅰ型套筒灌浆连接，见图 1(b))或在四根搭接钢筋外部放置套筒(称为Ⅱ型套筒灌浆连接，见图 1(c))，并注入灌浆料，实现钢筋的连接。

该接头中两搭接钢筋受力方向相反，钢筋对套筒(灌浆料)作用力方向也相反，作用力相互抵消，具有自锁现象，接头承载力得到有效提高。钢筋搭接对套筒及灌浆料要求较低，因此灌浆料可采用C60、套筒内壁无需处理，在一定程度上降低了应用成本。与传统套筒灌浆接头相比，该接头具有容错率大、施工方便、成本低、预制率高等优势。

为研究APC接头工作性能，余琼等^[9-11]进行了Ⅰ型和Ⅱ型APC接头的单拉试验，研究了试件的破坏形态、极限承载力、力-位移曲线和套筒应变等，建议取Ⅰ型接头的搭接长度为12.5d、钢筋直径小于25 mm的Ⅱ型接头的搭接长度为18d。研究^[12-13]表明，该连接方式的一字型剪力墙和框架柱的极限承载力、延性和耗能与其对应的现浇试件相当，接头可以有效传递钢筋应力。

在实际工程中，L型剪力墙运用较多，墙身易受到偏心侧向力作用，套筒及其外侧混凝土的工作状况会受偏心力的不利影响，采用APC接头连接的L型预制剪力墙的可靠性亟待研究。

本文进行了1片L型现浇墙和2片竖向钢筋采用Ⅰ型、Ⅱ型APC接头连接的L型预制墙拟静力试验，对比研究了该种剪力墙的破坏形态、特征荷载、刚度、延性和耗能等性能，分析了套筒上下端钢筋应变、套筒中部截面应变和试件平面外位移等。

1 试验概况 1.1 试件设计及制作 1.1.1 剪力墙设计

试件外观尺寸及位移计布置见图 2。设计3片L型剪力墙，其中LSW-1为现浇墙，LAPC-1(Ⅰ型套筒)和LAPC-2(Ⅱ型套筒)为预制墙。试件均由底座、墙身和加载梁组成，外形尺寸均相同。

各试件截面尺寸及配筋见图 3。一字型边缘构件内配置614竖向钢筋和8@100箍筋，L字型边缘构件内配置1214竖向钢筋和8@100箍筋，墙身竖向分布钢筋为68，水平分布钢筋为8@200。预制墙箍筋外混凝土保护层厚度最薄处为15 mm，略薄于现浇墙。

各试件区别主要在连接部位。预制墙在套筒底部至套筒顶部并向上延伸300 mm范围内，将水平分布钢筋加密(套筒高度范围内8@50、套筒上方8@100)，且套筒上端第一道水平分布钢筋距离套筒顶部取25 mm^[14]，边缘构件套筒高度范围内箍筋加密(8@50)。为与预制墙对比，现浇墙在距墙底420 mm高度范围内自下而上设置三道8@50、三道8@100水平分布钢筋，边缘构件底部设置三道8@50箍筋。

LAPC-1一字型边缘构件内预埋6个Ⅰ型套筒(高175 mm)，套筒内预留114钢筋与基础梁中预埋114钢筋搭接连接。采用214钢筋替代墙身68竖向分布钢筋，墙身68竖向分布钢筋与214钢筋间接搭接，搭接长度775 mm。L字型边缘构件内预埋8个Ⅰ型套筒，拐角处预埋2个Ⅱ型套筒(高280 mm)，实现构件钢筋与基础梁预埋钢筋的搭接连接。而LAPC-2边缘构件均采用Ⅱ型套筒。

1.1.2 套筒设计

APC套筒由套筒、灌浆孔、出浆孔组成，分为Ⅰ型(Q235B无缝钢管加工而成)、Ⅱ型(切割的Q235B无缝钢管与钢板焊接)，Ⅰ、Ⅱ型套筒均连接14钢筋。为避免构件浇筑时混凝土进入套筒，在套筒顶部附加2 mm厚盖板，在盖板边缘钻比钢筋直径大4 mm圆孔，便于预留钢筋插入套筒。考虑到施工时孔道灌浆与封堵的可行性，设计中将所有套筒的灌浆孔、出浆孔置于L型剪力墙的阴角侧。Ⅰ、Ⅱ型套筒及盖板尺寸见图 4。

1.1.3 墙体制作与安装

预制试件墙身与加载梁共同现浇而成，灌浆接缝采用H40高强无收缩灌浆料。预制墙施工流程见图 5。首先定位放置底座；将底座表面凿毛(为研究预制墙连接的可靠性，墙身底部未进行凿毛)；将墙身定位、吊装至对应基础上，用塑料垫块调直墙身，并搭支架固定；使用木模封堵墙身底部灌浆层(20 mm厚)并进行压力灌浆，完成墙身与底座连接。

1.2 试验材料

HRB400级钢筋强度实测值见表 1。

试件底座为C50混凝土，墙身及加载梁均为C40混凝土。试验时测得C40和C50混凝土150 mm×150 mm×150 mm试件的抗压强度均值分别为48.1 MPa、60.8 MPa。由规范^[15]计算得到C40混凝土轴心抗压强度f_c=32.2 MPa，轴心抗拉强度f_t=2.89 MPa。

灌浆料采用某公司生产的H40高强无收缩灌浆料。试验时测得40 mm×40 mm×160 mm试件的抗折、抗压强度(抗压试验在半截棱柱体侧面进行)分别为8.7 MPa、51.3 MPa。测得150 mm×150 mm×150 mm试件的劈裂抗拉强度为4.3 MPa。

套筒由Q235B无缝钢管及钢板制作而成，其力学指标见表 2。

1.3 加载制度及量测内容

试验加载装置见图 6。采用1 000 kN作动器(2个)和400 t油压千斤顶施加水平和竖向荷载，试验设计轴压比为0.5，施加轴向力2 865 kN，试验过程中保持不变。试件加载为全位移控制，往复加载时，先施加推力(正向)，后施加拉力(负向)。第一级位移为2 mm，在位移＜20 mm时每级位移增量为2 mm、循环1圈；位移≥20 mm且＜36 mm时每级位移增量为4 mm、循环3圈；位移≥36 mm时每级位移增量为6 mm、循环3圈。当墙体承载力首次下降至峰值荷载的85%时停止加载^[16]。

各试件分别布置6个位移测点D-1~D-6，见图 2。其中D-1~D-4测量试件加载时水平位移，D-5~D-6测量试件平面外位移。

钢筋和套筒应变测点布置见图 7。在LAPC-1和LAPC-2边缘构件竖向钢筋14、墙身分布钢筋8、间接搭接钢筋14上距套筒上表面10 mm处粘贴应变片S-1~S-18，在基础预留纵筋14距基础梁的上表面10 mm处粘贴应变片X-1~X-12，以测量钢筋应变。

在LAPC-1边缘构件套筒中部截面贴放应变片T-1~T-32，在LAPC-2边缘构件套筒中部截面贴放应变片T-1~T-20，其中奇数测点测量套筒中部截面纵向应变，偶数测点测量横向应变。

2 试验结果与分析 2.1 破坏过程与破坏形态 2.1.1 LSW-1试件

6 mm加载级时，LSW-1墙体左侧(一字型边缘构件)距墙底约350 mm处出现第一条水平裂缝；8 mm加载级时，墙体右侧(L字型边缘构件)底部出现水平裂缝；10 mm加载级时，墙体左侧原有裂缝沿45°斜向开展延伸至基础顶面；随位移增加，墙体自下而上出现多条水平裂缝；16 mm加载级时，墙体一字型边缘构件外侧纵筋受拉屈服；18 mm加载级时，墙体右侧水平裂缝沿45°斜向基础顶面开展；24 mm加载级时，墙身右侧及左侧墙脚处均出现混凝土受压竖向裂缝，墙体左、右侧自同一高度开展的斜裂缝在距墙体左侧约800 mm位置处相交；32 mm加载级时，受压区混凝土开始小块剥落；48 mm加载级时，在第二圈负向加载过程中，墙体左侧混凝土大面积压碎、脱落，钢筋压屈，墙体达到极限状态。

2.1.2 LAPC-1试件

6 mm加载级时，LAPC-1墙体左侧距墙底约480 mm处出现第一道水平裂缝；8 mm加载级时，墙体右侧翼缘距墙底200 mm和350 mm处出现两条水平裂缝；10 mm加载级时，墙体背面一字型边缘构件水平裂缝呈45°斜向开展至套筒顶部，左、右侧灌浆层与墙体的结合面均出现水平裂缝；16 mm加载级时，墙体一字型边缘构件纵筋屈服；18 mm加载级时，墙体右侧墙身水平裂缝沿45°斜向发展；24 mm加载级时，墙体右侧出现混凝土受压竖向裂缝，灌浆层发生小片剥落，墙体左、右侧自同一高度开展的斜裂缝在距墙体左侧约850 mm位置处相交；32 mm加载级时，受压区混凝土小块压碎、脱落；36 mm加载级时，墙体与灌浆层明显拉开；42 mm加载级时，墙体中部出现呈65°开展的斜裂缝；48 mm加载级时，墙体左侧受压区混凝土大面积压溃并伴随有“咔嚓”声、钢筋压屈，墙体达到极限状态。

2.1.3 LAPC-2试件

6 mm加载级时，LAPC-2墙体左侧距墙底约500 mm处出现第一道水平裂缝，墙体右侧翼缘在负向加载时出现多条水平裂缝；8 mm加载级时，墙体左侧裂缝沿20°斜向开展；10 mm加载级时，墙体左侧斜裂缝呈45°斜向发展至套筒顶部；16 mm加载级时，墙体左侧纵筋受拉屈服；18 mm加载级时，墙体右侧裂缝沿45°斜向开展；20 mm加载级时，墙体右侧拐角处及左侧墙脚处出现混凝土受压区竖向裂缝，灌浆料与墙体结合面出现裂缝；24 mm加载级时，墙体右侧混凝土开始小块剥落，距墙体左侧约850 mm位置处出现交叉斜裂缝；36 mm加载级时，墙体左侧有混凝土压碎的“咔嚓”声、混凝土剥落，套筒外露，墙体中部出现呈75°开展的斜裂缝，墙体与灌浆层明显拉开；54 mm加载级时，墙体左侧套筒顶部混凝土压碎、脱落，钢筋外露并被压屈，墙体达到极限状态。

图 8为LSW-1、LAPC-1和LAPC-2极限状态时破坏情况。可见，预制墙裂缝发展规律与现浇墙基本一致，水平裂缝首先出现在墙体两侧边缘，并逐渐沿斜向朝墙身中部发展，最终均在墙体中部出现倾角较大的扭转斜裂缝，试件发生弯剪破坏。

极限荷载时L型剪力墙根部及灌浆接缝破坏情况见图 9。预制墙和现浇墙一字型边缘构件底部均出现混凝土压碎、钢筋压屈。现浇墙的破坏出现在墙体根部，表现为混凝土压碎剥落、箍筋加密区上方(距墙底220 mm~320 mm)钢筋压屈；预制墙则是套筒上方混凝土被压碎，而后套筒外侧混凝土剥落，最终套筒上方钢筋压屈，套筒未发生损坏。原因是APC套筒约束了钢筋和灌浆料变形，使薄弱截面上移。

极限状态时，墙体左、右侧接缝灌浆料压碎、剥落，而墙身中部接缝灌浆料未发生明显破坏。预制墙灌浆层上结合面(未凿毛处理)与墙体形成水平通缝，墙体未发生明显剪切滑移。由于套筒内灌浆料与接缝灌浆料同时浇筑形成整体，起到类似咬合齿的作用，故提高了接缝的抗剪承载力。现浇墙底部和接缝下部结合面(均凿毛处理)未明显开裂，故凿毛可有效提高结合面黏结强度。

2.2 滞回曲线与骨架曲线

试件顶点水平力-位移曲线和骨架曲线见图 10。可见，现浇墙与预制墙滞回曲线形状基本一致，加载后期滞回曲线均存在一定程度的捏拢，主要是由于混凝土斜裂缝的开展和局部压碎；随加载位移增大，滞回曲线逐渐饱满，试件正向滞回曲线面积比负向大，正向耗能更多；LSW-1、LAPC-1均在后期负向加载时出现承载力大幅下降的情况，造成滞回环包围面积偏大。对比LAPC-1、LAPC-2一字型边缘构件破坏现象，发现LAPC-1因制作误差其套筒上方50 mm范围内实际并未设置箍筋，造成LAPC-1在负向加载中钢筋压屈后迅速失效，承载力迅速下降。由于箍筋的约束，LSW-1破坏时箍筋压屈截面上移，且LAPC-2在破坏时承载力仍有一定安全储备，故建议边缘构件套筒上方第一道箍筋距套筒顶面不宜大于50 mm。

由图 10(d)可知，开裂前各试件骨架曲线基本呈直线，LSW-1和LAPC-1骨架曲线基本吻合。随位移增加，LAPC-2正向骨架曲线的荷载和刚度值均大于另外两试件，负向骨架曲线在屈服位移前与另外两试件基本吻合，而极限承载力及极限荷载位移比LSW-1和LAPC-1大。

2.3 承载力

试件不同阶段的水平力F及其峰值荷载时的强度退化系数λ^[16]见表 3。其中强度退化系数为试件在同一加载级时相邻加载循环荷载峰值之比。

由表 3可知，预制墙发生开裂时的荷载高于现浇墙，主要是由于套筒和灌浆料约束了混凝土的纵向变形。由于LAPC-2试件L字型边缘构件混凝土保护层厚度较小及加载偏心影响，其负向开裂荷载低于其他两试件。

各试件正向屈服荷载均小于负向屈服荷载，且正向加载时均未达到峰值荷载。这是由于L字型边缘构件混凝土截面较大且钢筋较多，承载力较高。LSW-1和LAPC-1屈服、峰值荷载基本相同，LAPC-2最高。对于预制构件，套筒和灌浆料的存在提高了墙体底部的压区承载力，由于LAPC-2中Ⅱ型APC套筒及灌浆料截面积较大，对压区混凝土的约束更强，故屈服荷载高于LAPC-1，且Ⅱ型APC套筒较长，破坏时薄弱截面上移更多，故峰值荷载也更高。由于各试件墙体底部箍筋和水平分布钢筋均进行了加密，钢筋加密对现浇墙的承载力有提高作用，而预制墙由于套筒作用，钢筋加密对承载力影响小，由于LSW-1钢筋加密和LAPC-1压区套筒、灌浆料对试件强度提高作用相近，故LSW-1、LAPC-1屈服、峰值荷载基本相同。

由试验结果可知，破坏时试件L字型边缘构件纵筋受拉屈服，一字型边缘构件混凝土压碎、钢筋压屈，属于大偏心受压破坏，故利用规范^[17]大偏心受压公式计算各试件的压弯承载力，其中钢筋和混凝土强度均取实测值。根据F_m=M/H求得试件顶点水平力，其中M为试件偏心受压承载力对应的弯矩，H为墙底至加载梁中心的高度，即3 000 mm。试件峰值荷载计算值及其与试验值对比见表 3。可见，LSW-1、LAPC-1和LAPC-2试件的峰值荷载试验值分别为计算值的1.28、1.26和1.39倍，说明现行规范用于计算L型预制墙的大偏心压弯承载力是可行的。

各试件强度退化系数基本一致。L型剪力墙在峰值循环时，负向强度退化情况较正向退化严重，说明试件一字型边缘构件混凝土损伤比L字型边缘构件更为严重。

2.4 刚度

由于L型剪力墙一字型与L字型边缘构件为非对称结构，最终破坏时为一字型边缘构件一侧混凝土压碎、钢筋压屈，故取一字型边缘构件特征点对应的循环分析，即取正向加载时的开裂、屈服荷载，负向加载时峰值、破坏荷载。L型剪力墙开裂、屈服、峰值和破坏荷载时的割线刚度K^[16]见表 4。割线刚度为试件正向、负向峰值点荷载绝对值之和与位移绝对值之和的比值。

由表 4可知，预制墙在开裂点、屈服点和峰值点的刚度偏大，这主要是套筒增加了试件刚度；预制墙在破坏点时的刚度偏低，主要是由于预制墙的破坏位移较大。剪力墙的刚度退化曲线见图 11。可知，各试件的刚度退化曲线形状基本一致。在开裂前刚度退化较慢；随混凝土裂缝不断开展，试件刚度下降较快；试件达到屈服位移后，裂缝开展趋于稳定，刚度下降趋缓。LSW-1与LAPC-1的刚度退化曲线基本吻合，LAPC-2刚度略大于其他试件。由于Ⅱ型套筒截面尺寸及长度较Ⅰ型套筒大，试件刚度更大。

2.5 变形能力

定义顶点位移角θ=Δ/H，式中Δ为加载梁水平位移，H为加载梁中心至基础上表面的高度。以延性系数μ=Δ_u/Δ_y衡量试件塑性变形能力，其中Δ_u为试件承载力下降至85%峰值荷载所对应的水平位移，Δ_y为试件屈服荷载所对应的水平位移。各试件特征点(特征荷载)对应的加载梁位移Δ、顶点位移角θ，延性系数μ见表 5。

由表 5可知，预制墙在开裂时的正向、负向位移及位移角一般大于现浇墙(LAPC-2负向加载除外)，主要是由于套筒约束了混凝土的纵向变形。各试件在开裂点处的位移角均大于小震作用下剪力墙(框剪)结构的弹性层间位移角限值1/1 000(1/800)^[18]，说明在满足刚性楼板假定的前提下，当试件的位移角达到弹性层间位移角限值时，结构仍处于弹性阶段，满足“小震不坏”的设防要求。

LAPC-1和LSW-1屈服位移和峰值点位移差异不大，均小于LAPC-2。破坏时预制墙的顶点位移角大于现浇墙，说明预制墙的变形能力优于现浇墙。各试件在破坏时的位移角均大于罕遇地震作用下的剪力墙(框剪)结构的弹塑性层间位移角限值1/120(1/100)^[18]，即在实际应用中，当结构的弹塑性层间位移角达到限值时，结构尚未达到极限承载力，满足“大震不倒”设防要求。

各试件的延性系数均大于2，且预制墙的延性系数高于现浇墙。总体来说，预制墙的变形能力优于现浇墙，且采用Ⅱ型套筒连接的剪力墙变形性能更好。其原因是APC套筒对预制试件墙身底部混凝土约束增强，且套筒长度越长，其约束作用越强，极限荷载时承载力下降更为缓慢，极限位移较大。

2.6 耗能能力

以各加载级滞回环包围面积(即耗能)评价试件耗能能力。试件耗能与水平位移关系见图 12。3个加载循环的加载级中，试件在第2、3圈加载中存在损伤累积，故计算仅取第一个加载循环。

由图 12可知，试件耗能随水平位移的增大而增加，且增长速度不断变快，LAPC-1的耗能-水平位移曲线与LSW-1相近。LAPC-2由于套筒截面尺寸及长度大，承载能力较高，故其破坏较其他两试件更晚，累积耗能最大。

3 钢筋与套筒应变 3.1 LAPC-1和LAPC-2钢筋应变

LAPC-1墙身一字型边缘构件及L字型边缘构件拐角处最外侧纵筋位于基础和套筒上方10 mm处的荷载-应变曲线见图 13。其中钢筋拉应变为正，压应变为负。由于钢筋屈服后应变规律性差，故分析时取钢筋应变小于3×10^-3时的数据。

由图 13可知，Ⅰ型APC套筒上方与基础上方钢筋的荷载-应变曲线形状基本一致，表明Ⅰ型APC套筒能够在L型剪力墙中有效地传递钢筋应力。

LAPC-2墙身一字型边缘构件最外侧纵筋位于基础和套筒上方10 mm处的荷载-应变曲线见图 14。由于数据采集系统及试件制作原因，未能绘出LAPC-2的L字型边缘构件拐角处最外侧纵筋荷载-应变曲线。由图 14可知，Ⅱ型APC套筒连接的套筒上方与基础上方钢筋的荷载-应变曲线形状相近，说明Ⅱ型APC套筒能够在L型剪力墙中有效传递钢筋应力。

3.2 套筒应变

预制墙边缘构件套筒中部截面的荷载-应变曲线见图 15。一字型边缘构件的套筒应变(LAPC-1的T-11和T-12、LAPC-2的T-5和T-6)与L字型边缘构件中的套筒应变(LAPC-1的T-31和T-32、LAPC-2的T-13和T-14)呈相反变化趋势，Ⅰ型套筒的荷载-应变曲线呈“K”型，而Ⅱ型套筒呈倾斜的“L”型，两者滞回曲线较为饱满，耗能能力较好。

加载过程中，套筒中部截面横向应变以拉应变为主，APC套筒纵向、横向应变始终小于2×10^-3，未达到屈服应变，说明APC套筒有一定的安全储备。

4 墙体平面外位移

试件加载前后的扭转情况见图 16。以加载梁相对底座的平面外位移t(由D-5和D-6差值得出)衡量试件的扭转情况，规定试件顺时针转动产生的面外位移为正。各试件平面外位移t与荷载关系曲线见图 17。可见，L型剪力墙荷载-平面外位移曲线大致呈斜线。

由图 17(a)知，LSW-1在正向加载时试件平面外发生逆时针转动，负向加载时发生顺时针转动。荷载较小时，正向、负向加载时最大面外位移相差不大；荷载较大时，负向加载时的面外位移明显大于正向加载时的面外位移，这主要是因为此时一字型边缘构件根部混凝土受压破坏更为严重。

由图 17(b)、(c)知，预制试件平面外位移在加载过程中逐渐出现逆时针转动累积。主要是由于预制试件墙身底部存在灌浆接缝，本试验上部预制墙底部未凿毛，结合面易产生损伤积累。试件正向加载时已经出现逆时针扭转的损伤及积累，负向加载使逆时针扭转的面外位移变小，但仍为逆时针，故预制墙正向加载时逆时针转动产生的面外位移不断叠加。预制试件最大平面外位移绝对值小于现浇墙，主要是因为预制试件底部的套筒、灌浆料区域刚度较大，抑制了墙体的扭转。可见，预制墙与现浇墙的差异主要体现在接缝处的损伤，因此应加强接缝处的构造处理，如凿毛、设置抗剪键等^[19]。

5 结论

通过一片现浇和两片边缘构件采用Ⅰ型和Ⅱ型APC接头连接的预制L型剪力墙拟静力试验，得到主要结论如下，可对按照本文构造措施设计的预制剪力墙提供工程应用参考。

1) L型预制墙裂缝开展情况与现浇墙基本一致。水平裂缝首先出现在一字型边缘构件，未出现在底部结合面，破坏时墙身出现多条交叉斜裂缝且试件中部偏上位置出现斜率较大的扭转斜裂缝，试件发生弯剪破坏。

2) 极限状态时现浇墙表现为墙体底部混凝土压碎剥落、箍筋加密区上方纵筋压屈；而预制墙由于套筒约束，破坏时套筒上方混凝土先被压碎，而后套筒外侧混凝土剥落，最终套筒上方纵筋压屈。

3) 极限状态时预制墙灌浆层上结合面与墙体形成水平通缝，墙体未发生明显剪切滑移，接缝上部剪力墙底部未凿毛，由于接缝处咬合齿作用，水平接缝连接尚可靠，但累积损伤出现，实际设计中结合面应加强构造处理。

4) 预制墙套筒顶面为薄弱截面，为防止破坏时套筒上方箍筋压屈使试件承载力大幅下降，建议套筒上方第一道箍筋距套筒顶面不大于50 mm。

5) 当预制和现浇试件墙底暗柱箍筋和水平分布钢筋均加密时，采用Ⅰ型套筒连接预制墙的开裂、屈服、峰值荷载，刚度，延性和耗能能力与现浇墙相当，而采用Ⅱ型套筒连接预制墙的承载力、刚度、延性和耗能能力均优于现浇墙。

6) 预制墙的压弯承载力不小于现行规范计算值的1.2倍，可按规范中现浇剪力墙的相关公式计算其偏心受压承载力。

7) 预制墙在开裂点处的位移角均大于1/800，破坏时的位移角均大于1/100，变形性能良好，满足“小震不坏、大震不倒”抗震设防要求。

8)Ⅰ、Ⅱ型APC套筒在L型剪力墙中能够有效地传递钢筋应力，套筒中部截面的纵、横向应变在加载过程中基本处于弹性阶段。

9) 现浇和预制墙均发生平面外扭转，但预制墙的最大面外位移较小。预制墙由于存在灌浆层薄弱面，在加载过程中产生逆时针转动累积损伤。