摘要
为研究套筒灌浆搭接接头（简称APC接头）连接的T型全预制剪力墙的抗震性能，在I、II型APC接头的基础上，对1片现浇墙和2片预制墙进行拟静力试验。结果表明：现浇墙初始水平裂缝出现在基础顶面，由于套筒对混凝土的约束，预制墙的初始水平裂缝出现在套筒上方；极限状态下，试件均为弯剪破坏，现浇墙墙脚边缘混凝土压碎、钢筋压屈，预制墙为套筒上方钢筋压屈、混凝土压碎、套筒外混凝土剥落；在开裂、屈服、峰值荷载，刚度、延性和耗能能力方面，采用I型套筒的预制墙与现浇墙相当，而采用II型套筒的预制墙大于现浇墙；两种套筒在预制剪力墙的受力过程中保持弹性状态，均能有效传递钢筋应力；预制试件平面外位移在加载过程中出现负向累积，但相同加载级时预制墙与现浇墙平面外位移绝对值相当。
Abstract
To study the seismic performance of T-shaped fully precast shear walls with vertical reinforcement connected by sleeve grouted lapping connectors (referred to as APC connectors), quasi-static tests were conducted on one cast-in-place wall and two pieces of precast wall based on type I and type II sleeve grouted lapping connectors. The results showed that the initial horizontal cracks of the cast-in-place wall appeared at the top surface of the foundation, and the initial horizontal cracks of the precast wall appeared above the sleeve due to the restraint of the concrete by the sleeve. In the limit state, the specimens were all flexural-shear damage. In the cast-in-place wall, concrete crushed and rebar flexed at the edge of the footing, along with buckling of the rebars. For the precast wall, failure was characterized by buckling of the rebars above the sleeve, concrete crushing, and spalling of the concrete outside the sleeve. In terms of cracking load, yield load, peak load, stiffness, ductility and energy dissipation capacity, precast walls with type I sleeves were comparable to cast-in-place walls, while precast walls with type II sleeves were greater than cast-in-place walls. Both types of sleeves remained elastic during the loading process of precast shear walls, and both were effective in transmitting reinforcement stresses. The out-of-plane displacements of the precast specimens accumulated in the negative direction during loading, but the absolute values of out-of-plane displacements of the prefabricated walls were comparable to those of the cast-in-place walls at the same load level.
作为中国新型建筑工业化的代表，装配式建筑有着巨大的发展空间。预制件的可靠连接是装配式结构整体性和质量的最基本保障。其中，钢筋套筒灌浆对接连接应用较广泛，该连接方式通过套筒约束灌浆料实现钢筋的可靠锚固。国内外学者已对此进行了充分研究[1-3]，马军卫等[4]对采用灌浆套筒连接的预制剪力墙进行低周反复加载试验，结果表明，预制剪力墙的破坏模式、滞回性能、刚度退化、延性和耗能能力等抗震性能指标与现浇试件基本相同，具有良好的抗震性能。钱稼茹等[5]研究发现套筒灌浆对接连接能有效传递钢筋应力，且预制墙承载力、刚度、耗能能力均能满足规范要求。刘香等[6]对直螺纹灌浆套筒连接的一字型预制、现浇剪力墙进行拟静力试验，发现预制试件变形能力、刚度和耗能能力等力学性能均与现浇试件相似，满足规范要求。以上研究表明，预制剪力墙中钢筋套筒灌浆连接较为安全可靠。但灌浆对接接头现场施工难度大，对灌浆的精度要求较高，预留孔径小，钢筋难以插入。为解决上述问题，余琼等[7]提出套筒灌浆搭接接头，简称APC（all vertical members precasted in concrete structures）接头，钢筋在套筒内部以搭接形式连接，分为I型、II型，构造如图1所示。该接头能够有效解决实际工程中套筒灌浆对接接头出现的套筒内径小、施工难度大、灌浆质量不易保证且成本高的问题。
图1I、II型套筒灌浆搭接接头
Fig.1Type I and II grouted sleeve lapping connectors
APC接头的套筒内径比钢筋直径大30~50 mm，现场施工时能够有效解决上下钢筋对接而导致的施工难度大、进度慢、工程质量无法保证等问题，且APC接头的钢筋搭接长度更短，对套筒及灌浆料的材料性能要求更低，套筒内壁无需加肋且成本低。
为研究APC接头工作性能，余琼等[8-11]进行了不同搭接长度和钢筋直径的I、II型APC接头单向拉伸试验，分析了接头的破坏形式与力学性能，建议I、II型APC接头设计搭接长度分别为12.5d和18d（d为钢筋直径）。此外，进行了采用APC接头连接的一字型预制剪力墙、预制框架柱拟静力试验[12-13]，发现其破坏形态和承载能力与现浇墙相近，耗能能力略优于现浇墙，说明该连接能有效传递钢筋应力。
预制混凝土剪力墙在实际工程中多为带翼缘的T型剪力墙，其在装配式结构中起着重要的抗侧力作用，与结构整体的抗震性能密切相关，目前，对采用套筒灌浆搭接接头连接的T型预制剪力墙研究尚不充分。本文制作1片现浇、2片全预制T型剪力墙，进行拟静力试验，对比研究试件的破坏现象、滞回曲线、骨架曲线、承载力、刚度、变形能力和耗能能力等，以评价APC接头连接的T型全预制构件的可靠性。
1 试验
1.1 试件设计及制作
1.1.1 剪力墙设计
对1片现浇墙与2片预制墙进行拟静力试验，现浇试件为TSW-1，2片预制试件分别采用I型与II型套筒，即TAPC-1和TAPC-2。3片剪力墙的外观尺寸均相同。各试件尺寸见图2。底座尺寸为1 050 mm×600 mm×2 100 mm，墙身厚度为200 mm，“一”字边总长1 400 mm，翼缘总长600 mm，墙身净高2 750 mm（预制墙含20 mm厚灌浆层），加载梁截面尺寸为500 mm×500 mm，试件高宽比均为1.96。
各试件配筋情况如图2所示。除连接部位以外，3片T型剪力墙试件底座、加载梁配筋完全一致，底座截面配筋32
22，箍筋10@100；加载梁截面配筋1422，箍筋10@100。墙身配置88竖向分布钢筋和8@200水平分布钢筋，T字型边缘构件内配置614竖向钢筋和8@100箍筋。
22，箍筋10@100；加载梁截面配筋1422，箍筋10@100。墙身配置88竖向分布钢筋和8@200水平分布钢筋，T字型边缘构件内配置614竖向钢筋和8@100箍筋。
对墙身底部的箍筋、水平分布钢筋均进行加密处理，预制墙套筒底部至套筒顶部及向上延伸300 mm范围内为8@50、加密范围上方为8@100。预制试件套筒外箍筋的保护层厚度取15 mm，套筒上端50 mm[14]处设置第一道水平分布钢筋。现浇剪力墙连接处的钢筋布置为从墙身底部向上420 mm依次设置3道8@50和3道8@100的水平分布钢筋。同时，在边缘构件底部设置了3道8@50箍筋。
8@50、加密范围上方为8@100。预制试件套筒外箍筋的保护层厚度取15 mm，套筒上端50 mm[14]处设置第一道水平分布钢筋。现浇剪力墙连接处的钢筋布置为从墙身底部向上420 mm依次设置3道8@50和3道8@100的水平分布钢筋。同时，在边缘构件底部设置了3道8@50箍筋。
为研究套筒的力学性能，在TAPC-1的一字型边缘构件内均预埋6个、短肢突出侧内均预埋4个高175 mm、内径为57.5 mm的I型套筒，墙身内预埋2个内径为62 mm的I型套筒。墙身内预埋的套筒和基础梁中预留的116钢筋形成搭接连接，其他套筒和基础梁中预留的114钢筋形成搭接连接。墙身内的614竖向分布钢筋与216钢筋形成搭接长度为875 mm的间接搭接。TAPC-2短肢突出侧和边缘构件内均采用高280 mm、内径为52 mm的II型套筒，墙身内预埋套筒为内径62 mm的I型套筒。
16钢筋形成搭接连接，其他套筒和基础梁中预留的114钢筋形成搭接连接。墙身内的614竖向分布钢筋与216钢筋形成搭接长度为875 mm的间接搭接。TAPC-2短肢突出侧和边缘构件内均采用高280 mm、内径为52 mm的II型套筒，墙身内预埋套筒为内径62 mm的I型套筒。
1.1.2 套筒设计
试验使用I型、II型两种APC套筒，均由套筒、灌浆孔、出浆孔、盖板组成。所有套筒的灌浆孔、出浆孔均置于短肢突出侧，以尽可能模拟实际施工中的灌浆连接过程，盖板厚度为2 mm，防止混凝土进入套筒。I型套筒连接14、16钢筋，II型套筒均连接14钢筋，套筒及盖板尺寸见图3。
14、16钢筋，II型套筒均连接14钢筋，套筒及盖板尺寸见图3。
图2各试件截面尺寸及配筋
Fig.2Cross-sectional dimensions and reinforcement position of each specimen
图3I、II型套筒及盖板详图
Fig.3Details of type I and II sleeves and covers
1.1.3 墙体制作
预制墙施工流程见图4。主要包括墙身及底座制作、试件吊装、组装及灌浆。
图4预制剪力墙制作过程
Fig.4Fabrication process of precast shear wall
1.2 试验材料
试件均采用HRB400带肋钢筋，其材性数据见表1。
表1钢筋材性数据
Tab.1 Material properties of rebar
墙身、加载梁的混凝土强度等级为C40，根据规范[15]制作150 mm×150 mm×150 mm试样进行抗压试验，测得其抗压强度均值为48.1 MPa，根据规范[15]计算得到其轴心抗压强度为32.2 MPa，轴心抗拉强度为2.89 MPa，弹性模量为34.2 GPa；底座采用的混凝土强度等级为C50，测得其抗压强度均值为60.8 MPa。
灌浆料为H-40高强无收缩灌浆料，制作40 mm×40 mm×160 mm试件进行抗折、抗压试验，测得抗折强度为8.7 MPa，半截棱柱体的侧面抗压强度为51.3 MPa。对150 mm×150 mm×150 mm试件进行劈裂抗拉试验，测得其强度为4.3 MPa。
套筒的无缝钢管和钢板牌号均为Q235B，其力学指标见表2。
表2套筒力学参数
Tab.2 Mechanical parameters of sleeve
1.3 加载制度及量测内容
各试件加载装置示意见图5，实际设备见图6。试验轴向力设计值为2 865 kN，设计轴压比为0.5，采用全位移控制加载。400 t油压千斤顶一次性施加竖向荷载至设计值，2个1 000 kN作动器施加水平荷载，试验由2 mm位移开始加载，循环一圈，每一级增加位移2 mm至位移达20 mm。达20 mm后每级均循环3圈，每级增加位移4 mm直至位移达34 mm。达34 mm后每一级增加位移6 mm，停止加载的标准为承载力首次下降至最大承载力的85%以下 [16]。
图5加载装置示意
Fig.5Schematic diagram of loading device
图6加载装置照片
Fig.6Photo of loading device
各试件位移计布置见图7。分别布置位移测点D-1~D-6，其中，D-1~D-4测量水平位移，D-5、D-6测量平面外位移。
为测量钢筋应变，在TAPC-1、TAPC-2的套筒上方10 mm处粘贴应变片S1~S13、S1~S16以测量钢筋应变，分别粘贴于边缘构件间接搭接钢筋16、墙身分布钢筋8和竖向钢筋14上。粘贴应变片X1~X12于预留纵筋14上，距基础梁上表面10 mm。TAPC-1、TAPC-2的边缘构件套筒中部截面分别粘贴应变片T1~T28、T1~T20以测量套筒应变，套筒截面横向、纵向应变分别由偶数、奇数测点测量。应变片具体布置情况见图8。
16、墙身分布钢筋8和竖向钢筋14上。粘贴应变片X1~X12于预留纵筋14上，距基础梁上表面10 mm。TAPC-1、TAPC-2的边缘构件套筒中部截面分别粘贴应变片T1~T28、T1~T20以测量套筒应变，套筒截面横向、纵向应变分别由偶数、奇数测点测量。应变片具体布置情况见图8。
图7试件及位移计布置
Fig.7Arrangement details of specimen and displacement gauge
图8各试件应变测点布置示意
Fig.8Schematic layout of strain measurement points of each specimen
2 试验结果与分析
2.1 破坏过程与破坏形态
2.1.1 TSW-1试件
6 mm加载级负向位移最大时，第一条水平裂缝出现在TSW-1墙体右侧距离基础底面200 mm处；8 mm加载级正向位移最大时，有水平裂缝在墙体左侧距离基础顶面150 mm、500 mm左右高度位置出现；10 mm加载级时，在墙体左侧出现一条沿45°斜向开展的裂缝；12 mm加载级时，45°裂缝出现在墙体左右两侧，沿斜向开展，墙体背面裂缝延伸至短肢上；14 mm加载级时，墙身边缘构件最外侧纵筋屈服；16 mm加载级时，在墙体右侧出现受压裂缝；24 mm加载级时，墙体左侧出现受压裂缝，墙身正面的斜裂缝在墙身中部交叉；28 mm加载级时，墙身左侧中上部出现一条75°斜裂缝，墙体右侧受压区开始出现混凝土剥落；34 mm加载级时，墙身正面中部出现斜裂缝，受压区混凝土大面积压碎、剥落；40 mm加载级时，墙身受压区墙脚处有混凝土大块压碎、脱落现象，墙体达到极限状态。
2.1.2 TAPC-1试件
6 mm加载级时，水平裂缝分别在试件左右两侧边缘出现；8 mm加载级时，水平裂缝出现在墙体背面及左右两侧的出浆孔平面；10 mm加载级时，斜向45°裂缝在墙体左侧沿斜向开展；12 mm加载级时，沿斜向延伸的裂缝开始出现在墙体右侧；14 mm加载级时，墙体左右两侧与灌浆层之间的结合面处在正向、负向加载时均出现一条受拉裂缝；16 mm加载级时，墙身裂缝继续开展，墙身边缘构件的最外侧纵筋屈服；20 mm加载级时，墙体右侧墙脚处有最外侧灌浆层小片剥落情况，负向加载过程中，墙体右侧斜裂缝沿斜向开展并延伸至中部短肢处；24 mm加载级时，竖向裂缝分别出现在墙体左右两侧墙脚处；34 mm加载级时，墙脚出现小块混凝土剥落；40 mm加载级时，伴随混凝土压碎的“咔嚓”声，墙体边缘套筒顶面位置处混凝土剥落；46 mm加载级时，墙体左右两侧墙脚处混凝土大块剥落，套筒、钢筋外露；52 mm加载级负向加载时，墙体达到极限状态，墙体左侧边缘构件最外侧纵筋在套筒顶面处被压屈。
2.1.3 TAPC-2试件
6 mm加载级时，墙身出现水平裂缝，左侧边缘构件出现一道水平裂缝穿过出浆孔；12 mm加载级时，试件左侧灌浆层与墙体结合面处出现一道受拉裂缝，左侧墙体背面裂缝沿45°斜向发展并延伸至中部短肢上；14 mm加载级时，墙体右侧裂缝沿45°斜向开展，左右侧边缘构件最外侧钢筋均屈服；16 mm加载级时，墙体灌浆层最外侧出现小片剥落现象，墙体右侧混凝土出现受压裂缝，背面裂缝沿斜向开展延伸；20 mm加载级时，混凝土受压裂缝在墙体左侧墙脚处出现；24 mm加载级时，正负向加载至最大位移时，墙体底部与灌浆层结合面明显拉开，裂缝在墙体背面短肢上左右贯通；28 mm加载级时，有小块混凝土从墙体墙脚处剥落，墙体背面斜裂缝穿过短肢继续沿斜向发展；34 mm加载级时，墙体右侧墙脚处混凝土被大块压碎；40 mm及46 mm加载级时，墙体右、左侧墙脚处混凝土大面积压碎、剥落，套筒外露；52 mm加载级时，墙体达到极限状态，墙体左侧钢筋压屈。
极限状态下预制墙与现浇墙的裂缝开展情况如图9所示。3片剪力墙裂缝均从墙体的左右两边缘开始发展，由水平逐渐变为倾斜发展最后在墙身中部交汇，最终破坏均主要为弯剪破坏。区别在于，由于墙身边缘构件底部套筒及灌浆料的抑制，预制墙裂缝开展更晚。
极限状态下，预制墙和现浇墙底部的破坏情况均为墙体左右两侧的混凝土被压碎脱落、钢筋压屈，两侧边缘构件均发生破坏，较为对称。2片预制墙接缝处及现浇墙接触面左右两侧的混凝土被压碎，出现大面积剥落的现象，而预制墙中部灌浆料的破坏较为轻微。各试件破坏情况见图10。
图9试件极限状态裂缝
Fig.9Crack condition of each specimen at limit state
图10极限状态下各试件破坏情况
Fig.10Failure of each specimen at limit state
区别在于，现浇墙外侧受压区墙脚处混凝土压碎大面积剥落，随后钢筋压屈，预制墙因为APC套筒约束了预制墙底部的钢筋和混凝土，薄弱截面上移，表现为套筒上方钢筋被压屈、混凝土压碎，随后套筒外侧混凝土剥落。
2.2 滞回曲线及骨架曲线
图11为各试件的滞回曲线和骨架曲线。其中，荷载为作用于试件加载梁的水平荷载值。滞回曲线在加载前期，包围面积较小，在加载中期逐渐饱满，说明试件的耗能逐渐增加，加载后期均出现轻微的捏拢现象，说明T型试件两侧边缘构件在受压时均形成塑性铰，试件的正、负向滞回环形状在整个加载过程中都相近。
由图11（d）可知，试件开裂前承载力与位移基本呈线性关系，3个试件在弹性阶段骨架曲线基本一致，初始刚度较为吻合。TSW-1、TAPC-2试件正向骨架曲线基本吻合，TAPC-1试件到达正向峰值荷载点时的位移较大、变形能力较好；TAPC-1、TAPC-2试件的负向骨架曲线基本吻合，峰值荷载高于TSW-1试件。
图11滞回曲线与骨架曲线
Fig.11Hysteresis curves and skeleton curves
对比相同翼缘尺寸的采用APC接头连接的L型预制、现浇墙[19]骨架曲线发现，L型、T型剪力墙试件在开裂前骨架曲线基本一致，开裂前两种试件刚度基本相同，且L型试件的峰值荷载大于对应的T型试件。这是由于L型试件边缘构件短肢增加了其截面抗弯刚度，且L型边缘构件中配筋较多、混凝土面积较大。
2.3 承载力
特征荷载下各试件的水平力与强度退化系数见表3。强度退化系数为同一加载级时两相邻加载循环荷载峰值之比[16]。
表3各特征荷载下的水平力及强度退化系数
Tab.3 Horizontal force and strength degradation factor for each characteristic load
T型试件对称，取正负向开裂荷载平均值进行比较。由表3可知，平均开裂荷载TAPC-2＞TAPC-1＞TSW-1。这是由于APC套筒的约束，墙的薄弱截面上移，抑制混凝土的开裂，提高了预制试件的开裂荷载。
由表3可知，T型试件的平均屈服荷载TAPC-2＞TAPC-1＞TSW-1，预制试件优于现浇试件，这是由于钢筋屈服时套筒对受压区灌浆料的约束提高了受压区抗压能力。TAPC-2中II型APC套筒高度更大，对灌浆料的约束面积更大，故试件屈服荷载、峰值荷载最高。
试验结果表明，T型剪力墙的破坏情况属于大偏心破坏，现象均为受拉区边缘纵筋屈服，受压区边缘构件最外侧纵向钢筋受压屈服、混凝土压碎。按规范[17]计算T型墙的压弯承载力M，用钢筋和混凝土的强度实测值计算，再比上墙底至加载梁中心的高度H，H取3 000 mm，计算试件的顶点水平力Fm。由表3可知，3片剪力墙试件的强度退化系数相差很小。由试验可知，T型墙的正负强度退化相近，损伤严重程度相近。
与翼缘尺寸相同的APC接头连接的L型预制、现浇剪力墙对比发现，总体上L型试件的开裂、屈服荷载小于T型试件，原因为L型试件的形状不对称，加载偏心更大。L型试件负向峰值荷载大于T型试件，主要是负向加载时，L边缘其混凝土截面较大且钢筋较多，承载力更高。
2.4 刚度
采用试件骨架曲线的割线刚度表示试件的刚度。如式（1）所示，以试件正、负向峰值点荷载绝对值之和比相应位移绝对值之和计算割线刚度[16]：
(1)
式中：+Fi、-Fi为第i个循环正、负向峰值点的荷载值；+Xi、-Xi为第i个循环正、负向峰值点的位移值。各特征点下的割线刚度见表4。可以看出，预制墙在开裂点、屈服点的刚度为TAPC-2＞TSW-1＞TAPC-1，TAPC-1试件的保护层厚度较小，因此，开裂点刚度小于TSW-1，但套筒的约束作用增大了试件刚度，使得其刚度与现浇墙相当。但现浇墙的破坏位移更小，破坏点刚度更高。各试件刚度退化曲线对比见图12。可以看出，其刚度退化曲线形状基本吻合，在开裂前刚度均退化较慢，试件开裂后至试件正向达屈服位移时，刚度退化较快，是因为混凝土裂缝快速发展；试件达屈服后刚度下降缓慢并逐渐稳定，是因为裂缝开展速度放缓趋于稳定。由于II型套筒较I型套筒长度更长、截面尺寸更大，灌浆区域更大，对混凝土的约束更强，TAPC-2试件在整个加载过程中刚度最大。
表4各试件在各特征点的割线刚度
Tab.4 Secant stiffness at each characteristic points of each specimen
图12各试件刚度退化曲线对比
Fig.12Comparison of stiffness degradation curves of each specimen
对比相同翼缘尺寸的采用APC接头连接的L型预制、现浇剪力墙发现，开裂前L与T型试件刚度相差不大，开裂后T型试件的刚度退化更快，T型试件两侧混凝土损伤程度较为严重，是因为L型试件边缘构件的翼缘增加了抵抗截面弯矩的能力。
2.5 变形能力
各试件加载梁水平位移Δ、顶点位移角θ，延性系数μ见表5。试件在开裂、屈服、峰值、破坏等特征点时的变形能力，采用试件对应的位移角θ来反映，即加载梁的水平位移Δ与加载梁中心至基础上表面的高度H之比。取承载力低于峰值荷载85%时的水平位移Δu，与试件屈服荷载所对应的水平位移Δy的比值为延性系数μ，反映试件的塑性变形能力。
表5试件的变形情况
Tab.5 Deformation of specimens
开裂点时，总体来看预制墙的开裂位移角均大于现浇墙。由试验现象可知，初始裂缝出现时，开裂位移角TAPC-2＞TAPC-1＞TSW-1，原因为套筒对混凝土纵向变形的约束。各试件位移角均大于剪力墙结构（框剪结构）1/1 000（1/800）[18]的弹性层间位移限值，满足“小震不坏”的设防要求。
TAPC-2与TSW-1的屈服点、峰值点的位移差异不大，均小于TAPC-1。破坏点时，各试件位移角均大于剪力墙结构（框剪结构）1/120（1/100）[18]的弹塑性层间位移限值，满足“大震不倒”的设防要求。各试件延性系数均在2以上，由于套筒和灌浆料对预制试件墙身的约束，预制剪力墙的塑性变形能力更好。由于II型套筒比I型套筒更长、截面积更大，对墙身底部的约束作用更强，故延性系数TAPC-2＞TAPC-1＞TSW-1。
对比相同翼缘尺寸的采用APC接头连接的L型预制、现浇剪力墙[19]发现，在各个特征点L型试件的负向位移、位移角都基本大于或接近T型试件，原因为L型墙的翼缘提高了墙体的刚度和强度。
2.6 耗能能力
以滞回曲线包围的面积来衡量试件的耗能能力，考虑到3个加载循环的加载级在第2、3圈中有损伤累积，仅取第一个加载循环进行计算。试件能耗与水平位移关系见图13。可以看出，试件的能耗随水平位移增加而升高，且位移越大，能耗增长速度越快。20 mm加载级前，各试件能耗相当，20 mm加载级后，TAPC-1能耗较其他两试件有所降低，这主要是由于在20 mm加载级时墙体右侧墙脚处最外侧有小片灌浆层剥落。
图13各试件能耗-位移曲线
Fig.13Energy consumption-displacement curves of each specimen
TAPC-2的能耗-水平位移曲线与TSW-1基本一致，且TAPC-2破坏时的位移更大，累计耗能更多，虽然TAPC-1在20 mm加载级后同一加载级下的能耗低于TSW-1，但其极限位移更大，累计耗能优于TSW-1，可见，相比现浇墙，总体耗能能力预制墙更优。
对比相同翼缘尺寸的采用APC接头连接的L型预制、现浇剪力墙[19]，在加载前期L型、T型剪力墙的能耗-水平位移曲线基本一致；加载后期，加载位移相当时，L型剪力墙能耗更大。原因为L型试件边缘构件短肢增加了截面抗弯刚度，且配筋更多、混凝土面积更大，承载力相对较高，故能耗更大。
3 钢筋与套筒应变
3.1 钢筋应变
TAPC-1、TAPC-2墙身边缘构件位于基础上方10 mm和套筒上方10 mm处最外侧纵筋荷载-应变曲线对比分别见图14、15。由于T型墙对称，仅对一侧的应变数据进行分析。正值表示钢筋受拉，受压时则为负值。由于测点高度不同，加载时两测点所受弯矩大小不同，两处钢筋应变略有差异。
如图14、15所示，TAPC-1、TAPC-2的预留钢筋及后插入钢筋的荷载-应变曲线形状相似，表明I、II型APC套筒均能在T型剪力墙中有效地传递钢筋应力。
由图16可知，TAPC-1、TAPC-2试件边缘构件最外侧钢筋荷载-应变曲线与TSW-1试件曲线形状相似，表明预制墙的钢筋受力情况与现浇墙相近。预制试件底部的套筒、灌浆料的抗压强度大于现浇墙的混凝土，故预制墙中受压钢筋应力小，曲线分别在负向加载和正向加载的末尾分离较大。
图14TAPC-1边缘构件在基础、套筒上方10 mm处最外侧钢筋荷载-应变曲线
Fig.14Load-strain curves of outer reinforcement of TAPC-1 edge member at 10 mm above foundation and sleeve
图15TAPC-2边缘构件在基础、套筒上方10 mm处最外侧钢筋荷载-应变曲线
Fig.15Load-strain curves of outer reinforcement of TAPC-2 edge member at 10 mm above foundation sleeve
图16各试件基础上方10 mm处钢筋荷载-应变曲线对比
Fig.16Comparison of load-strain curves of reinforcement at 10 mm above the foundation of each specimen
3.2 套筒应变
TAPC-1、TAPC-2试件边缘构件套筒中部截面的横向、纵向应变情况见图17、18。其中，钢筋产生拉应变时为正值，反之为负。
加载过程中，测点处APC套筒应变均未达到屈服应变，表明APC套筒能够保证T型预制墙体纵向钢筋的连接可靠，有一定的安全储备。
图17TAPC-1边缘构件荷载-套筒应变曲线
Fig.17Load-sleeve strain curves for edge members of TAPC-1
图18TAPC-2边缘构件荷载-套筒应变曲线
Fig.18Load-sleeve strain curves for edge members of TAPC-2
4 墙体平面外位移
试件加载前后扭转情况见图19。由D-5和D-6的差值计算试件的平面外位移t，试件顺时针转动产生的平面外位移为正，反之为负。图20为试件平面外位移与荷载关系曲线。
图19试件扭转情况示意
Fig.19Schematic of specimen torsion
如图20（a）所示，TSW-1平面外位移-荷载曲线呈“V”字形，正向加载到最大位移时，试件的平面外位移小于负向加载至最大时的平面外位移。由于剪力墙翼缘的存在，试件作动器的加载位置存在偏心，在偏心的影响下，正、负向加载扭转方向不一致导致墙体两侧在正、负向加载过程中受力情况不对称。
由图20可知，极限荷载时，TAPC-1试件面外位移绝对值与现浇墙相当，TAPC-2试件面外位移绝对值偏大。这主要是由于TAPC-2极限承载力偏高，破坏位移偏大，相同加载级时，其面外位移绝对值与现浇墙相当。位移较大时，预制试件正、负向加载过程中出现负向的面外位移累积。此现象与L型剪力墙[19]试验一致，主要由于预制试件墙身纵向钢筋采用APC套筒灌浆连接，墙体与基础之间为灌浆层和混凝土咬合连接，在加载过程中，结合面发生损伤，造成试件残余变形。
图20各试件平面外位移-荷载曲线对比
Fig.20Comparison of out-of-plane displacement-load curves for each specimen
5 结论
1）极限状态时，预制试件与现浇试件均发生弯剪破坏，现浇试件外侧底部混凝土压碎，钢筋压屈；预制试件为套筒上方混凝土压碎、钢筋压屈、套筒外侧混凝土剥落；采用I型套筒试件的开裂荷载、屈服荷载、极限承载力、刚度、延性和耗能能力与现浇墙相当，采用II型套筒试件的各项指标优于现浇墙，原因为II型套筒更长，对灌浆料、混凝土约束作用更大，故较现浇剪力墙性能提升较大。
2）预制试件中APC套筒连接的预留钢筋和后插入钢筋应变情况较为吻合，说明接头连接能有效地传递钢筋应力；预制试件开裂时位移角均大于1/800，破坏时位移角均大于1/100，具有良好变形性能，满足“小震不坏、大震不倒”的抗震设防要求。
3）T型预制、现浇墙与相同翼缘尺寸的采用APC接头连接的L型预制、现浇剪力墙的骨架曲线、刚度、变形能力、耗能能力在开裂前基本相当，但在开裂后均为L型剪力墙性能更优。这主要是由于L型试件边缘构件短肢增加了其截面抗弯刚度。
4）套筒上下钢筋的应变趋势相近，表明I、II型APC套筒均能有效传递钢筋应力；加载过程中套筒中部截面应变基本处于弹性阶段，具有较高安全储备；由于灌浆接缝损伤，预制试件平面外位移在加载过程中出现负向累积，但相同加载级时预制墙与现浇墙平面外位移绝对值相当。
本研究试件数量偏少，后续将通过试验及有限元方法改变试件截面尺寸、轴压比、接头规格等进行试件的面内外抗震性能研究。
