混凝土剪力墙结构承载力较高、刚度较大，是我国高层住宅最常用的结构形式。预制混凝土剪力墙结构是指全部或部分预制剪力墙在工厂制作并运至施工现场，通过可靠连接形成整体的结构。与现浇剪力墙结构相比，预制剪力墙结构施工速度快、构件质量好、现场湿作业少、大量节省模板与支撑，是实现住宅产业化最主要的结构型式之一^[1]。

预制剪力墙结构中，竖向钢筋连接技术是影响其建造效率和受力性能的关键因素。根据连接构造的不同，预制剪力墙的连接形式主要分为湿式和干式两类。其中湿式连接主要包括预留孔道浆锚搭接连接和套筒灌浆连接等^[1]。大量工程实践表明:预留孔道浆锚搭接连接(包括螺旋箍筋约束浆锚搭接连接和金属波纹管浆锚搭接连接两种形式)形式简单、安全可靠、经济性好，但钢筋搭接长度较长，且连接钢筋直径以及在抗震设防地区的应用有较严格的限制；相比之下，套筒灌浆连接性能稳定、技术成熟、应用范围广，是目前工程中普遍采用的钢筋连接构造，但这一连接构造也存在灌浆工艺复杂、技术要求高、灌浆质量难以检测等问题。干式连接则指在构件中预埋钢板或其他部件，再通过焊接或螺栓紧固等来实现连接。螺栓连接是干式连接最主要的形式之一，该连接操作简便、安装质量可控，同时可大幅减少临时支撑，显著提高施工效率^[2-3]，但其成本较高且应用较少。因此，将螺栓连接和套筒灌浆连接组合形成的混合连接，可充分发挥两类连接方式的优势。

目前，国内外有关预制剪力墙抗震性能研究主要集中在采用套筒灌浆连接或预留孔道浆锚搭接连接等湿式连接的预制剪力墙方面，而对于采用干式连接的预制剪力墙抗震性能的研究很少，主要研究进展如下：

1) 在套筒灌浆连接预制剪力墙的抗震性能研究方面，美国工程院院士Yee博士于1970年发明套筒灌浆连接，并将其成功应用于檀香山的一旅馆建筑。此后，国内外学者进行了大量的试验研究，并取得一系列研究成果。分别以国外Queen’s University Soudki K A^[4]和国内钱稼茹^[5]为代表，其研究结果表明：小轴压比(≤0.3)下套筒灌浆连接预制剪力墙表现出较好的承载力、延性和耗能能力；文献[6-7]的研究表明：0.13轴压比下，竖向分布钢筋采用单排套筒灌浆连接预制剪力墙的抗震性能与竖向分布钢筋采用双排套筒灌浆连接预制剪力墙差别不大；文献[8-9]表明：竖向钢筋全部采用单排套筒灌浆连接预制剪力墙的延性和耗能均好于现浇剪力墙，二者承载力相近。

2) 在预留孔道浆锚搭接连接预制剪力墙的抗震性能研究方面，文献[10-11]对螺旋箍筋约束浆锚搭接连接进行了较为系统的钢筋锚固、搭接试验以及剪力墙的抗震性能试验，结果表明，该连接具有较好的受力性能且其连接剪力墙整体抗震性能较好；郭正兴等^[12]通过金属波纹管浆锚搭接连接预制剪力墙结构的低周反复荷载试验，发现预制剪力墙结构与现浇剪力墙结构具有相近的承载力、延性和耗能；本课题组对金属波纹管浆锚搭接连接进行了改进，并对该连接预制剪力墙进行了低周反复荷载试验研究，研究表明：预制剪力墙的承载力、延性和耗能均好于现浇剪力墙^[8]。

3) 在螺栓连接预制剪力墙的抗震性能研究方面，从系统查阅的国内外文献资料来看，相关研究工作较少。文献[13]通过研究证实了螺栓连接剪力墙在静力荷载下的可靠性；文献[14]通过4组螺栓连接钢骨混凝土剪力墙的拟静力试验可知，螺栓连接可有效传递竖向应力和剪力。

综合以上可知：1)在当前采用的预制剪力墙连接方式中，套筒灌浆连接应用最为广泛，但灌浆工艺复杂，质量难以检测；2)关于螺栓连接预制剪力墙的研究较少且仅限于静力性能，其抗震性能仍有待研究，而有关螺栓-套筒混合连接预制剪力墙抗震性能的研究尚为空白；3)预制剪力墙竖向分布钢筋全部连接存在接头数量多、施工复杂、成本高等问题；4)已有预制剪力墙抗震试验大多为低轴压比(≤0.3)，高轴压比试验较少。

此外，现行美国规范PCI Design Handbook(7th)^[15]以及我国国家标准《装配式混凝土结构技术规程》JGJ 1-2014^[16]和《装配式混凝土建筑技术标准》GB/T 51231-2016^[17]对套筒灌浆连接预制剪力墙都给出了较为详细的设计规定，但有关螺栓连接预制剪力墙的设计规定仍为空白。

综上所述，本文提出了一种新型预制混凝土剪力墙即螺栓-套筒混合连接剪力墙，该剪力墙竖向分布钢筋采用单排螺栓连接、边缘构件竖向钢筋采用双排套筒灌浆连接。通过6个剪力墙足尺模型试件(1个全套筒灌浆连接预制剪力墙试件、3个混合连接预制剪力墙试件和2个现浇对比剪力墙试件)在高轴压比下(0.5)的低周反复荷载试验，对混合连接预制剪力墙的抗震性能进行较为系统的研究。

1 试验设计 1.1 试件设计

以上海佘山21丘1#、2#楼11层保障房项目(抗震设防烈度为7度，抗震等级为二级)为工程背景，设计了6个剪力墙足尺试件(见表 1)。

试件分为两组，第一组包括预制试件PW1~PW3和现浇对比试件RW1，第二组包括预制试件PW4和现浇对比试件RW2。其中试件PW1的竖向分布钢筋采用单排套筒灌浆连接、边缘构件竖向钢筋采用双排套筒灌浆连接，试件PW2~PW4的竖向钢筋采用螺栓-套筒混合连接(竖向分布钢筋采用单排螺栓连接、边缘构件竖向钢筋采用双排套筒灌浆连接)，预制试件PW1~PW3的配筋与现浇试件RW1相同，预制试件PW4的配筋与现浇试件RW2相同，各试件施工图见图 1。

实际工程中，楼层内相邻预制剪力墙接缝位于纵横墙交接处的约束边缘构件区域时，该区域宜全部采用后浇混凝土。由图 1可见，为模拟纵横墙相交腹板部分，试件PW3的中间墙体采用预制构造，边缘构件一侧预制一侧现浇；试件PW4的两侧边缘构件全部预制，中间墙体设800 mm宽后浇边缘构件，模拟纵横墙相交翼墙部分。6个试件的墙体尺寸均为2 900 mm(高)×2 000 mm(宽)×200 mm(厚)，设计轴压比均为0.5。剪力墙的预制和现浇混凝土强度等级均为C40，水平和竖向钢筋均采用HRB400钢筋。根据与现浇试件抗弯承载力等效且保证抗剪承载力满足要求的原则，确定混合连接中螺栓连接器的型号为PSK20，构造详图见图 2。

1.2 加载方案

试验加载装置采用同济大学建筑结构试验室研制的10 000 kN大型多功能结构试验机，试验机顶部的闭环控制竖向加载跟动装置能保证竖向荷载的无阻跟动，从而实现竖向荷载全自动跟踪墙顶侧移来考虑P-Δ效应的影响。

试验加载过程为：1)按预设轴压比，通过竖向作动器施加恒定的竖向荷载；2)在加载梁上施加水平低周反复荷载。按照JGJ101-1996《建筑抗震试验方法规程》^[18]的规定，水平荷载的标准加载方法采用荷载、位移混合控制制度。首先正、负向各循环一次，找到开裂荷载，然后以墙体顶点侧移nH/400(n=1，2，3…，墙体高度H＝2 900 mm)分级加载，每级加载循环3次，直至荷载降至峰值荷载的85%，或者试件发生严重破坏，即认为试件达到承载力极限状态，终止加载。加载制度如图 3所示。

1.3 量测内容

主要量测内容：1)墙体顶部加载点和墙体底部的水平位移；2)墙体顶部水平荷载及裂缝开展情况；3)墙体各部位钢筋与混凝土应变；4)连接钢筋应变。

2 主要试验结果与分析 2.1 受力过程和破坏形态

预制试件和现浇试件受力过程相同，均经历了开裂、屈服、达到峰值荷载和试件破坏4个阶段：

1) 开裂阶段：试件PW1~PW4、RW1~RW2的开裂荷载分别为800、750、700、800、780和850 kN。加载初期裂缝水平开展，为弯曲裂缝，主要分布在墙体下部。

2) 屈服阶段：随着水平位移的增加，沿墙体向上出现多条水平裂缝，部分斜向发展。在墙顶位移达到11.3~14.5 mm时，所有试件最外侧竖向钢筋均发生受拉屈服，同时墙体底部混凝土起皮。

3) 峰值阶段：在此阶段，裂缝基本出齐，不断加宽并延伸，水平裂缝逐步发展成为斜裂缝。在墙顶位移达到23.5~34.5 mm时，试件承载力均达到峰值状态，墙体底部两侧混凝土开始压碎剥落。

4) 破坏阶段：墙体底部混凝土剥落严重，纵筋压曲，箍筋露出。与预制试件不同，现浇试件破坏时，承载力未下降，混凝土压碎较突然，表现出一定的脆性。

在整个受力过程中，6个试件水平筋和箍筋的最大应变值均不大于1.500 ×10^-3，小于其屈服应变2.402 ×10^-3，表明试件的水平筋和箍筋在试验过程中均处于弹性工作状态，未发生屈服。边缘构件采用套筒灌浆连接竖向钢筋的应变均大于屈服应变2.402 ×10^-3；中间墙体采用套筒灌浆连接或螺栓连接竖向分布钢筋的应变小于2.0×10^-3，未发生屈服。

综上可知，各试件的破坏形态均为弯曲破坏，主要特征为：1)墙体裂缝分布基本对称；2)受压纵筋屈服；3)试件最终因剪力墙底部受拉钢筋断裂，混凝土压碎而丧失承载力。(见图 4)。

2.2 滞回曲线

基于墙顶水平荷载与位移试验结果，得到6片试件的荷载-位移滞回曲线，见图 5。由滞回曲线分析可知：

1) 总体而言，预制试件与现浇试件滞回曲线的发展规律基本一致。加载前期，各试件基本处于弹性工作状态，滞回环包围的面积小；随着墙顶侧移的增大，试件的滞回环所包围的面积逐渐增大，试件耗能不断增加，但由于墙底混凝土的开裂，滞回曲线均有一定程度的捏拢现象。

2) 同一级位移下3个加载循环的墙顶最大水平荷载逐渐减小，表明混凝土不断产生损伤积累，出现承载力退化现象。

3) 现浇试件RW1和RW2的滞回环数量少，且捏拢明显。相较而言，第一组与第二组中混合连接试件PW2、PW3与PW4的滞回曲线更为饱满，耗能能力明显优于相应的现浇试件，且水平力达到峰值后，随着位移增大能稳定地保持水平力或水平力缓慢下降，这主要是由于螺栓-套筒对混凝土的约束作用，使其受力性能稳定。

4) 第一组中，试件PW2与PW1滞回曲线的循环次数和饱满程度较接近，表明混合连接同套筒连接一样均可有效传递竖向钢筋应力。

2.3 骨架曲线

6个剪力墙试件的荷载-侧移骨架曲线见图 6。由图 6可知：

1) 试件在反复荷载作用下经历了开裂、屈服、达到峰值荷载和破坏四个阶段。开裂前，所有试件的骨架曲线均近似为一条直线，荷载和位移呈线性关系；开裂后，墙顶荷载的增加开始滞后于墙顶位移，刚度明显降低；屈服后，刚度退化更明显。

2) 总体上，预制试件的承载力与相应的现浇试件接近。第一组混合连接试件PW2和PW3的承载力比现浇对比试件RW1分别高6.0%和5.2%；第二组混合连接试件PW4的承载力比现浇对比试件RW2低12.5%，但相比之下试件PW4的荷载下降速度明显较缓。

3) 第一组中，试件PW2的承载力与试件PW1接近，这表明竖向钢筋采用螺栓-套筒混合连接或套筒灌浆连接对剪力墙的承载力影响不大。

2.4 位移延性

位移延性系数为μ＝Δ_u/Δ_y。Δ_y为试件屈服时测点的水平位移，根据骨架曲线按等能量法^[19]确定；Δ_u为试件极限状态对应测点的水平位移，定义水平力下降至峰值水平力的85%时为极限状态，若未下降至峰值水平力的85%，取试验结束为极限状态。6个剪力墙试件的位移延性系数，如表 2所示。

由表 2可知：1)高轴压比下，6个剪力墙试件的位移延性总体良好，延性系数均大于2.24。2)第一组与第二组中混合连接试件PW2、PW3与PW4的位移延性分别为2.71、3.23和4.20，均高于现浇对比试件RW1(2.54)和RW2(2.24)，这主要是由于螺栓-套筒对接缝部位有较强的局部约束作用，延缓了墙底两侧混凝土压碎崩溃，从而提高了试件的延性。3)第一组中，试件PW2的位移延性略小于试件PW1，但差别不大，且均好于现浇试件RW1，表明螺栓-套筒混合连接剪力墙同套筒灌浆连接剪力墙一样具有良好的延性。

2.5 刚度退化

刚度退化指的是在各级位移下，结构或构件的刚度随着反复荷载的次数增加而降低的特性。常用环线刚度K_j来表示构件的刚度退化，其表达式为

$ {{K}_{j}}=\sum\limits_{i=1}^{n}{P_{j}^{i}\sum\limits_{i=1}^{n}{\Delta _{j}^{i}}} $

式中：P_jⁱ为第j级加载第i次循环的墙顶水平荷载，Δ_jⁱ为第j级加载第i次循环的墙顶水平位移, n为循环次数。

试件的环线刚度退化情况见图 7。由图 7可知：1)预制试件与现浇试件的刚度退化规律一致：加载前期下降速度快，屈服时试件的刚度为其开裂刚度的65%左右，峰值点对应的刚度为其开裂刚度的40%左右，试件破坏时刚度为其开裂刚度的20%左右，试件的刚度退化主要集中在开裂后至屈服前阶段，主要是因为混凝土裂缝的产生集中发生在这个阶段；2)所有试件的正向开裂刚度均大于反向开裂刚度，这主要是因为首先进行正向加载，对试件造成一定的损伤，导致其反向刚度有所降低；3)第一组与第二组中混合连接试件PW2、PW3与PW4的初始刚度总体上大于相应的现浇对比试件，这表明采用混合连接可以提高试件整体刚度；4)试件PW2与PW1的刚度退化曲线接近，表明竖向钢筋采用螺栓-套筒混合连接或套筒灌浆连接对试件的刚度退化基本没有影响。

2.6 耗能能力

试件阶段耗能是指各级位移下三次循环正负向半周耗能的平均值，累积耗能为正负向各级荷载下阶段耗能均值的累加值，试件累积耗能见图 8。

由图 8可知：1)开裂前，各试件基本处于弹性工作阶段，累积耗能均较小；随着墙顶侧移的增大和循环次数的增多，剪力墙进入弹塑性阶段，耗能增涨明显；在破坏阶段，混凝土损伤不断累积，试件的荷载值下降，但侧移的增加还是会显著提高耗能。2)第一组与第二组中混合连接试件PW2、PW3与PW4的耗能能力明显好于相应的现浇对比试件，主要是因为螺栓-套筒对混凝土的局部加强作用，延缓了混凝土的破坏。3)第一组中，试件PW2与试件PW1的耗能能力相当，且均高于现浇对比试件，说明竖向钢筋采用螺栓-套筒混合连接或套筒灌浆连接均能充分发挥其耗能作用。

3 安全性评价

以上海佘山21丘1#、2#楼保障房项目为工程背景，基于现行《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231-2016)，通过剪力墙正截面抗弯承载力、斜截面抗剪承载力和接缝抗剪承载力的设计值与试验值对比，对6个剪力墙试件的安全性进行了评价。

3.1 正截面抗弯承载力

6个试件的正截面抗弯承载力设计值，与剪力墙和地梁交界处正截面抗弯承载力试验值的对比见表 3。6片剪力墙试件的抗弯承载力安全系数在1.36~2.00，具有较大的安全余量，满足设计要求。

3.2 斜截面抗剪性能评价

6片剪力墙试件的斜截面抗剪承载力设计值，与剪力墙试件发生弯曲破坏时墙体剪力试验值的对比见表 4。破坏时6片剪力墙试件所承受的剪力值为其抗剪承载力设计值的1.17~1.53倍，表明所有试件的斜截面抗剪安全性均满足设计要求。

3.3 接缝抗剪性能评价

按照现行国家标准，对4个预制墙试件的接缝抗剪承载力设计值进行计算，均大于4 120 kN。发生弯曲破坏时，4个预制墙试件接缝处的最大剪力值为1 502 kN，小于规范计算值。这表明螺栓-套筒混合连接预制墙试件接缝处具有较高的抗剪安全余量，不会发生接缝破坏。

4 结论

1) 所有试件均发生弯曲破坏，破坏形态为边缘构件纵向钢筋受拉屈服，墙体底部混凝土压溃。

2) 预制试件PW1~PW4的滞回曲线比相应现浇试件RW1和RW2饱满，其承载力与RW1和RW2接近，相差在-12.5%~8.3%；预制试件PW1~PW4的延性和耗能能力均高于相应现浇试件RW1和RW2；螺栓-套筒混合连接能够有效传递钢筋应力，预制试件PW2的滞回曲线形状、承载力、延性及其耗能均与预制试件PW1接近。

3) 所有试件刚度退化规律均一致。

4) 所有试件均具有较高的抗弯、抗剪和接缝抗剪安全余量。

本文提出的螺栓-套筒混合连接预制剪力墙具有良好的抗震性能。有关成果已被上海市标准《装配整体式混凝土公共建筑设计规程》(DGJ 08-2154-2014)和《装配整体式混凝土居住建筑设计规程》(DG/TJ 08-2071-2016)采纳，并在上海佘山21丘1#、2#楼11层工程项目中得到应用。