復(fù)合齒槽勁性連接預(yù)制剪力墻抗剪性能試驗研究

張錫治，李福林，李雅楠，李星乾，章少華，于志雙

復(fù)合齒槽勁性連接預(yù)制剪力墻抗剪性能試驗研究

張錫治1，李福林2，李雅楠1，李星乾2，章少華1，于志雙3

(1. 天津大學(xué)建筑設(shè)計規(guī)劃研究總院有限公司，天津 300072；2. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；3. 中鐵建大橋工程局集團(tuán)建筑裝配科技有限公司，天津 300300)

為研究鋼筋截面面積和H型鋼抗剪鍵對試件抗剪性能的影響，設(shè)計制作了3片剪跨比為0.87的足尺寸裝配式低矮剪力墻試件．主要研究了在豎向軸壓力保持不變的狀態(tài)下，3片剪力墻試件通過單調(diào)推覆荷載作用的破壞過程和最終破壞形態(tài)、各階段荷載特征值、荷載-位移曲線，對比分析了新、舊混凝土結(jié)合面處普通鑿毛、增加鋼筋截面面積、增設(shè)H型鋼抗剪鍵3種不同的構(gòu)造處理方式對試件抗剪性能的影響．得出主要結(jié)論如下：3片試件的破壞過程及最終破壞形態(tài)較為接近，均是剪力墻試件右側(cè)暗柱根部鋼筋受拉屈服甚至拉斷，左側(cè)暗柱根部混凝土壓潰脫落，結(jié)合面處開展的水平裂縫為主裂縫；3片剪力墻試件在復(fù)合齒槽處的U型鋼筋搭接連接均能有效地傳遞應(yīng)力，且增加結(jié)合面處鋼筋截面面積以及增設(shè)H型鋼抗剪鍵均能有效地提高試件的抗剪承載力，試件YZW-1、YZW-2、YZW-3的峰值承載力分別為773.4kN、950.3kN、925.3kN，增加鋼筋截面面積的試件YZW-2極限承載力提高了22.9%，增設(shè)H型鋼的試件YZW-3極限承載力提高了19.7%．通過對比3片試件的荷載-位移曲線可以看出，試件YZW-2相較于試件YZW-1，剛度提高很多，抗側(cè)移能力較強(qiáng)，且在實際施工過程中便于操作；而增設(shè)了H型鋼的試件YZW-3，與試件YZW-1相比，剛度大致相同，后期表現(xiàn)為具有更強(qiáng)的極限變形能力．

裝配式剪力墻；復(fù)合齒槽；H型鋼；單調(diào)加載；抗剪性能

預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)是預(yù)制或半預(yù)制混凝土構(gòu)件通過現(xiàn)場定位、拼裝、部分澆筑而形成的結(jié)構(gòu)，是住宅工業(yè)化建筑中的重要結(jié)構(gòu)形式之一[1]．

裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)體系中預(yù)制構(gòu)件之間的連接是關(guān)鍵環(huán)節(jié)，連接部位影響著結(jié)構(gòu)的整體性能．對于裝配式結(jié)構(gòu)的連接，國內(nèi)外學(xué)者做了很多針對性的試驗研究[2-5]．Julio等[6]通過試驗研究介紹了幾種混凝土結(jié)合界面處理方式，并且得出結(jié)論，噴砂效果更加理想，而在現(xiàn)實施工中，通?？紤]施工效率則適合采用預(yù)留齒槽的處理方式．Birkeland等[7]提出了關(guān)于新舊混凝土結(jié)合面的抗剪摩擦理論，該理論假定了新舊混凝土結(jié)合面為齒狀，文中還給出了與此剪切機(jī)理相對應(yīng)的摩擦剪切公式．Rizkalla等[8]對7種預(yù)制混凝土剪力墻板的不同水平接縫進(jìn)行了單調(diào)荷載下的抗剪試驗，分析發(fā)現(xiàn)，抗剪鍵水平接縫的抗剪承載力高于普通平整表面接縫抗剪承載力．Wall等[9]從微觀結(jié)構(gòu)的層面分析提出了黏結(jié)界面的結(jié)構(gòu)模型，即新舊混凝土結(jié)合部位界面是通過材料之間各種物理因素來形成黏結(jié)力．錢稼茹等[10]對采用鍵槽和粗糙面兩種不同結(jié)合面形式的裝配式剪力墻試件的抗震性能進(jìn)行了試驗研究，結(jié)論指出，兩種形式都能保證良好的整體連接性，粗糙面更加理想．

裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)水平接縫除了考慮界面混凝土自身結(jié)構(gòu)的抗剪承載力外，還需要考慮連接鋼筋的作用．焦安亮等[11-12]提出了一種上下層預(yù)制墻體通過U型筋相互扣合進(jìn)行搭接的新型連接方式，在承載力、延性、耗能方面都與現(xiàn)澆構(gòu)件基本相同．錢稼茹等[13]和張微敬等[14-15]對預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)不同連接方式的抗震性能進(jìn)行了試驗研究，試驗結(jié)果表明裝配式墻體和整體現(xiàn)澆墻體破壞形態(tài)基本相同，采用灌漿套筒間接搭接和灌漿套筒連接的預(yù)制墻體都能很好地傳遞應(yīng)力．

為研究混凝土結(jié)合面處不同連接方式對試件抗剪性能的影響，本文設(shè)計制作了3片剪力墻試件，結(jié)果表明增設(shè)H型鋼抗剪鍵和增加鋼筋截面面積均可以有效提高試件抗剪承載力．

1?試驗概述

1.1?試件設(shè)計與制作

試驗中設(shè)計制作了3片裝配式低矮剪力墻試件，試件編號分別為YZW-1、YZW-2、YZW-3，試件基本構(gòu)造見圖1，基本參數(shù)見表1．3片裝配式剪力墻試件均采用復(fù)合齒槽連接，大齒槽區(qū)域及小齒槽區(qū)域組成復(fù)合齒槽：大齒槽寬度為700mm，高度為230～260mm；小齒槽整體寬160mm，高度為150mm；頂部兩側(cè)為半徑為60mm的圓?。?片剪力墻試件均由鋼筋混凝土地梁、預(yù)制墻體、上部混凝土加載梁裝配組成．混凝土剪力墻尺寸如下：高為1200mm，寬1500mm，厚度為200mm，其兩側(cè)是寬度為200mm的現(xiàn)澆暗柱．計算試件剪跨比時，將剪力墻上部加載梁高度計入，試件整體高度取1300mm．

圖1?試件構(gòu)造示意

表1?試件基本參數(shù)

Tab.1?Basic parameters of the specimens

圖2?試件配筋示意

圖4?試件制作過程

1.2?材料力學(xué)性能

本次試驗中試件采用了4種直徑的HRB400級鋼筋．根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[16]對各型號鋼筋進(jìn)行單向拉伸試驗，材料性能見表2．根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[17]對兩次混凝土澆筑時制作的混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗，第1批次澆筑的C30混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊抗壓強(qiáng)度為42.0MPa，第2批次澆筑的C30混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊抗壓強(qiáng)度為41.4MPa，C35混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊抗壓強(qiáng)度為46.9MPa．

表2?鋼筋材料性能

Tab.2?Properties of the reinforcement material

1.3?加載方案及測量內(nèi)容

1.3.1?加載方案

試驗加載裝置如圖5所示，豎向力的加載采用額定輸出力為1000kN的液壓千斤頂，按照設(shè)計軸壓比0.15、混凝土強(qiáng)度等級為C30，計算出豎向軸壓力為640kN．試驗過程中豎向軸壓力保持恒定，采用額定輸出力為1000kN的水平作動器施加單調(diào)水平荷載，水平力的加載采用荷載-位移控制，試件施加的水平荷載在達(dá)到峰值前通過荷載值控制，每級施加水平荷載大小為50kN，試件施加的水平荷載達(dá)到峰值之后通過位移控制，每級加載位移為5mm[18]．根據(jù)相關(guān)的試驗方法標(biāo)準(zhǔn)，試件在正式開始試驗前應(yīng)進(jìn)行兩次預(yù)加載，以測試試驗設(shè)備儀器能夠正常工作，施加的荷載值不超過開裂荷載計算值的30%[15]．當(dāng)試件破壞嚴(yán)重或者施加的水平荷載不再增加，且下降到水平荷載最大值的85%以下時，停止試驗．

圖5?試件加載裝置布置

1.3.2?測量內(nèi)容

每片試件布置5個位移傳感器(圖6)，在加載梁中部，布置位移傳感器W-1，測量用于繪制試件荷載-位移曲線的預(yù)制墻體頂部位移值．位移傳感器W-2布置在預(yù)制墻體的中間，測量墻身的位移值．位移傳感器W-3、W-4布置在地梁兩側(cè)，垂直于地梁豎向布置，測量地梁在試驗過程中的轉(zhuǎn)動位移．位移傳感器W-5水平布置在地梁的一側(cè)，測量地梁在單向加載過程中的滑移情況．

圖6?位移計布置

為了測量鋼筋的應(yīng)變，并以此來分析鋼筋的屈服和上下層鋼筋受力傳遞情況．鋼筋應(yīng)變片布置在預(yù)制墻體及暗柱距地梁310mm處(1-1截面)和距地梁140mm處(2-2截面)以及距地梁20mm處(3-3截面)的豎向鋼筋上(圖7(a))．試件完成鋼筋應(yīng)變片的粘貼和防水處理后，開始混凝土的澆筑．試件YZW-1、試件YZW-2鋼筋應(yīng)變片的布置及編號詳見圖7(b)，試件YZW-3鋼筋應(yīng)變片的布置及編號詳見圖7(c)，編號數(shù)值小的一端為靠近作動器的一側(cè)．

2?試件破壞過程及破壞形態(tài)

2.1?試件YZW-1

水平荷載達(dá)到285kN時，右側(cè)暗柱距地梁19cm高處出現(xiàn)1條28cm斜裂縫，大致呈45°．繼續(xù)加載至300kN時，暗柱距地梁28cm高處出現(xiàn)1條新裂縫，大致平行于首條裂縫．在2條裂縫上部墻身處開展1條裂縫延伸至暗柱端部．

水平荷載達(dá)到350kN時，出現(xiàn)1條由齒槽左側(cè)端部開展延伸至暗柱的超長剪切斜裂縫，同時在暗柱中部出現(xiàn)3條大致水平短裂縫，在暗柱根部出現(xiàn)1條延伸至墻體與地梁接縫處的斜裂縫．加載至380kN時，右端暗柱外側(cè)縱筋底部受拉屈服．

水平荷載達(dá)到450kN后，舊的裂縫繼續(xù)開展，新的裂縫持續(xù)增加，在對角線區(qū)域新增1條由暗柱上部開展斜向延伸至復(fù)合齒槽灌料口上部的1條長裂縫．暗柱處則新增3條水平裂縫，預(yù)制墻體與地梁接縫處新增1條水平裂縫．

水平荷載達(dá)到550kN時，沒有新的裂縫繼續(xù)產(chǎn)生，原有裂縫繼續(xù)開展延伸，預(yù)制墻體與地梁接縫處裂縫長度繼續(xù)開展至齒槽左側(cè)，寬度約為2mm．水平荷載達(dá)到650kN時，墻體裂縫布滿對角線以下區(qū)域．

水平荷載達(dá)到750kN時，試件承載力仍然沒有到達(dá)峰值荷載，所有裂縫基本已不再繼續(xù)開展，預(yù)制墻體與地梁結(jié)合面的水平裂縫寬度增加至1cm，受壓側(cè)混凝土脫落．水平力加載至773.4kN時，試件承載力達(dá)到了最大值，右側(cè)暗柱豎向鋼筋根部被拉斷，左側(cè)暗柱底部的混凝土被壓碎破壞，試件破壞嚴(yán)重且水平荷載開始下降，試驗結(jié)束，最終裂縫分布如圖8(a)所示．

2.2?試件YZW-2

水平力達(dá)到290kN時，在預(yù)制墻體底部出現(xiàn)首條裂縫．加載至398kN時，在整個墻身區(qū)域出現(xiàn)一條超長斜裂縫，由暗柱上部開展，延伸至復(fù)合齒槽左側(cè)端部．加載至432kN時，左端暗柱外側(cè)縱向受力鋼筋底部受拉屈服．

水平荷載達(dá)到600kN時，在距地梁40cm處，暗柱端部出現(xiàn)一條延伸至復(fù)合齒槽中部的斜向長裂縫，大致呈35°角．首條出現(xiàn)裂縫繼續(xù)開展，延伸至暗柱側(cè)面，形成一條貫通裂縫．暗柱底部與地梁接縫處新增一條水平裂縫，長度為20cm．

水平荷載達(dá)到650kN時，在墻體的中間位置新增一條呈45°角的裂縫，加載到700kN時，斜裂縫兩端繼續(xù)發(fā)展，形成一條對角線斜裂縫，由右邊暗柱最上端延伸至左邊暗柱最底端．

水平荷載達(dá)到900kN時，許多短小細(xì)裂縫分布在原有舊裂縫周圍，基本沒有新的裂縫出現(xiàn)，裂縫布滿對角線以下區(qū)域，對角線以上區(qū)域只有一條斜向裂縫．水平荷載繼續(xù)加載至950.3kN，右側(cè)暗柱根部貫通裂縫的寬度達(dá)到5mm，部分混凝土已經(jīng)剝落，暗柱底部水平裂縫寬度增大，形成一條水平通縫，試件破壞嚴(yán)重且水平荷載開始下降，試驗結(jié)束，最終裂縫分布如圖8(b)所示．

2.3?試件YZW-3

水平荷載達(dá)到272kN時，混凝土開始出現(xiàn)細(xì)小裂縫，一條裂縫位于右側(cè)暗柱根部位置，呈35°斜向開展．另外兩條裂縫分別分布在復(fù)合齒槽灌料口頂部接縫處及大齒槽右側(cè)頂部接縫處，沿接縫大致水平方向開展．水平荷載繼續(xù)加載達(dá)到300kN時，灌料口頂部接縫處和大齒槽左側(cè)頂部繼續(xù)出現(xiàn)兩條新裂縫.

圖8?裂縫分布

水平荷載達(dá)到370kN時，右端暗柱外側(cè)縱筋底部已受拉屈服．荷載達(dá)到450kN時，已有裂縫繼續(xù)開展延伸，新裂縫繼續(xù)出現(xiàn)．墻身與地梁接縫處出現(xiàn)水平裂縫，由暗柱端部延伸到復(fù)合齒槽中部．

水平荷載達(dá)到600kN時，裂縫充分開展，布滿對角線以下區(qū)域，在復(fù)合齒槽中部新增了多條與其他斜裂縫反向發(fā)展的斜裂縫，考慮是由于H型鋼抗剪鍵的作用，提供抗剪承載力與混凝土擠壓形成的裂縫．墻體與地梁結(jié)合面處裂縫繼續(xù)開展，裂縫已經(jīng)形成通縫，墻身被抬起5mm．

水平荷載達(dá)到700kN時，左側(cè)暗柱底部少量混凝土壓碎．水平荷載達(dá)到800kN時，對角線以上區(qū)域繼續(xù)在長裂縫周圍新增多條細(xì)小裂縫．右側(cè)暗柱根部貫通裂縫寬度增加至5mm，且開展延伸至復(fù)合齒槽中部．水平通縫寬度增加至8mm．左側(cè)暗柱根部混凝土被壓碎脫落，周圍布滿細(xì)小裂縫．

水平荷載達(dá)到900kN時，在對角線以上區(qū)域，沿暗柱與預(yù)制墻體的豎向接縫處新增多條幾乎垂直的豎向短小裂縫，左側(cè)暗柱底部混凝土壓碎脫落面積增大．水平荷載加載至925.3kN時，達(dá)到最大值，裂縫充分開展，布滿整個墻身．左側(cè)邊緣柱的底部混凝土完全被壓潰剝落，鋼筋露出．靠近右側(cè)暗柱根部的墻身混凝土脫落，鋼筋露出．試件破壞嚴(yán)重且水平荷載開始下降，試驗結(jié)束．

2.4?破壞形態(tài)

3片試件的裂縫的發(fā)展歷程大致一樣，首條裂縫均在第6級加載過程中開展，且分布在右側(cè)暗柱根部周圍，繼續(xù)加載，則在右側(cè)暗柱中部出現(xiàn)多條大致水平裂縫，在墻身對角線區(qū)域開展一條大致呈45°的剪切斜裂縫，隨著水平荷載的增大，已有裂縫繼續(xù)開展延伸，新的裂縫持續(xù)出現(xiàn)，右側(cè)邊緣柱的裂縫由水平向變?yōu)閮A斜開展延伸的剪切裂縫，布滿墻身對角線以下區(qū)域．

試件YZW-1的裂縫布滿墻身對角線以下區(qū)域后，在墻身對角線以上區(qū)域沒有繼續(xù)開展新裂縫，最終破壞形態(tài)表現(xiàn)為右側(cè)暗柱縱向受力鋼筋被拉斷，墻身與地梁接縫處的水平縫為主裂縫，墻身被完全抬起．左側(cè)暗柱底部混凝土有少量壓碎剝落．

試件YZW-2的最終破壞形態(tài)接近試件YZW-1的破壞形態(tài)，墻身對角線以下區(qū)域布滿裂縫，墻身與地梁接縫處水平縫為主裂縫，不同的是在墻身對角線以上區(qū)域，開展了兩條斜向發(fā)展的裂縫．

試件YZW-3的最終破壞形態(tài)不同于其他2片試件，在裂縫布滿墻身對角線以下區(qū)域后，水平荷載繼續(xù)增加，在墻身對角線以上區(qū)域新增多條大致呈65°的斜裂縫，周圍布滿細(xì)小裂縫，加載至900kN后，沿左側(cè)暗柱與預(yù)制墻體接縫處開展許多豎向短小裂縫．最終破壞形態(tài)表現(xiàn)如下：裂縫充分開展，布滿墻身，左側(cè)暗柱底部的混凝土完全壓潰脫落，暗柱縱筋和箍筋外露；齒槽右側(cè)混凝土脫落，鋼筋露出，考慮是由于試件在水平荷載的作用下H型鋼抗剪鍵與混凝土擠壓的結(jié)果．

3?試驗結(jié)果分析

3.1?荷載-位移曲線

圖9為3片試件的荷載-位移曲線．對比分析YZW-1、YZW-2試件的荷載-位移曲線，可以看出增大穿過混凝土結(jié)合面的鋼筋直徑可以有效提高試件的抗剪承載力，且抗剪剛度也有著明顯的提高．對比分析YZW-1、YZW-3試件的荷載-位移曲線，在試件YZW-1達(dá)到峰值荷載前，兩片試件的荷載-位移曲線的走向幾乎重合，兩片試件剛度接近，YZW-3的峰值荷載和極限位移遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于試件YZW-1，增加H型鋼抗剪鍵可以有效提高試件抗剪承載力和極限變形?能力．

圖9?試件荷載-位移曲線

3.2?各階段特征值

表3?各階段荷載及位移特征值

Tab.3?Characteristic of load and displacement in each stage

圖10?Park法確定屈服荷載

由表3中的特征值可以得出，3片試件的開裂荷載沒有明顯區(qū)別，相較于試件YZW-1，試件YZW-2、試件YZW-3提高了試件的屈服強(qiáng)度，且峰值荷載分別提高了22.9%、19.6%，試件YZW-1、YZW-3破壞時對應(yīng)的層間位移角分別為1/31、1/21，試件YZW-3的極限變形能力有所提高．

3.3?鋼筋及H型鋼應(yīng)變

圖11為試件YZW-1的地梁U型插筋和預(yù)制墻體豎向筋在同一截面位置的鋼筋應(yīng)變曲線．鋼筋應(yīng)變走向接近，表明采用U型筋搭接連接錨固可靠，上下層鋼筋受力有良好的傳遞性．

圖12為H型鋼抗剪鍵腹板兩個方向的應(yīng)變曲線，在頂點水平位移37mm之前，H型鋼腹板沒有產(chǎn)生很大的應(yīng)變，C-6b下受拉，C-6b中受壓．繼續(xù)施加荷載，C-6b下開始由受拉轉(zhuǎn)變?yōu)槭軌?，頂點水平位移增加到57mm時，型鋼腹板受壓屈服，增設(shè)的H型鋼抗剪鍵在試件屈服之前幾乎沒有參與受力，后期可以有效地為試件提供抗剪承載力．

圖11?鋼筋應(yīng)變

圖12?H型鋼應(yīng)變

4?結(jié)?論

(1) 最終破壞形態(tài)：3片試件的裂縫均布滿對角線以下區(qū)域，試件YZW-2對角線以上區(qū)域開展兩條裂縫，試件YZW-3對角線以上區(qū)域裂縫開展充分，導(dǎo)致3片試件最終破壞的主裂縫是預(yù)制墻體與地梁接縫處的水平裂縫，3片試件均表現(xiàn)為右側(cè)暗柱縱筋受拉屈服甚至斷裂，左側(cè)暗柱底部混凝土壓碎脫落．

(2) 3片試件開裂荷載分別為285kN、290kN、272kN，增加鋼筋截面面積和H型鋼抗剪鍵對試件開裂荷載沒有明顯影響．右側(cè)暗柱縱筋受拉屈服時試件YZW-1、YZW-2對應(yīng)的水平荷載分別為380kN、432kN，導(dǎo)致試件最終破壞的主裂縫，即預(yù)制墻體與地梁接縫處的水平裂縫出現(xiàn)時，試件YZW-1、YZW-2對應(yīng)的水平荷載分別為450kN、600kN，增加鋼筋截面面積延緩了暗柱縱筋的屈服和主裂縫的開展．

(3) 試件YZW-1、YZW-2、YZW-3的峰值承載力分別為773.4kN、950.3kN、925.3kN，試件YZW-2峰值承載力提高了22.9%，試件YZW-3的峰值承載力提高了19.6%．增加鋼筋截面面積和H型鋼抗剪鍵均可以有效提高試件抗剪承載力．對比荷載-位移曲線可以看出，相較于試件YZW-1，試件YZW-2的剛度明顯提高．試件YZW-1、YZW-3破壞時對應(yīng)的層間位移角分別為1/31、1/21，試件YZW-3的極限變形能力有所提高．

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Experimental Study on Shear Behavior of Precast Shear Wall with Composite Alveolar Connections

Zhang Xizhi1，Li Fulin2，Li Yanan1，Li Xingqian2，Zhang Shaohua1，Yu Zhishuang3

(1. Tianjin University Research Institute of Architectural Design and Urban Planning Co.，Ltd.，Tianjin 300072，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. China Railway Construction Bridge Engineering Bureau Group Construction Assembly Technology Co.，Ltd.，Tianjin 300300，China)

To study the influence of the cross-sectional area of reinforcement and H-beam shear key on the shear performance of concrete walls, three full-scale prefabricated low-shear wall specimens with a shear span ratio of 0.87 were designed and manufactured. This paper mainly studies the failure process and ultimate failure mode, load characteristic value and load displacement curve of three shear wall specimens under monotonic push load under the condition that the vertical axial pressure remains unchanged. The effects of three different structural treatments on the shear performance of the specimens were compared and analyzed, which were common roughening at the interface of the new and old concrete, increasing the cross-sectional area of the steel bar and adding the H-shaped steel shear key. It is observed that the three specimens exhibit similar failure processes and final failure modes: ① the tensile yield or the even break of the reinforcement at the root of the concealed column on the right side of the shear wall specimen, ② the collapse and fall of the concrete at the root of the concealed column on the left side, and ③ the horizontal cracks at the joint surface, which are the main cracks. Results show that the U-shaped steel bar lap joint of the three shear wall specimens at the composite alveolar can effectively transfer the stress. Moreover, increasing the cross-sectional area of the steel bar at the joint surface and adding the H-shaped steel shear key can improve the shear bearing capacity of the specimens with a peak bearing capacity of 773.4 kN, 950.3 kN and 925.3 kN for YZW-1, YZW-2, and YZW-3, respectively. The ultimate bearing capacity of YZW-2 increases by 22.9% when the cross-sectional area of reinforcement is increased, while the ultimate bearing capacity of YZW-3 with H-beam is increased by 19.7%. Comparison results of the load-displacement curves of the three specimens reveal that YZW-2 exhibits a higher stiffness and stronger lateral displacement resistance compared to those of YZW-1,and is easy to operate in the actual construction process. Compared with YZW-1, YZW-3 with an added H-beam has the same stiffness but stronger ultimate deformation capacity in the later stage.

prefabricated shear wall；composite alveolar；H-beam；monotonic loading；shear performance

TU398.2；TU352.11

A

0493-2137(2022)01-0057-09

10.11784/tdxbz202103043

2021-03-23；

2021-04-22.

張錫治（1967—??），男，博士，研究員，zhang_xz@tju.edu.cn．

李福林，760157016@qq.com.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51578369)；天津市科技計劃資助項目(19YDLYSN00120).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51578369)，the Science and Technology Major Projects of Tianjin，China(No. 19YDLYSN00120).

(責(zé)任編輯：金順愛)